Оценка износостойкости конструкции радиальных подшипников скольжения с учетом сжимаемости микрополярного смазочного материала

Full Text

Успешное развитие тяжело нагруженных узлов трения транспортной и авиакосмической техники невозможно без использования надежной и высокопроизводительной техники. Для этого необходимо создание новых машин и механизмов, обладающих высокой износостойкостью и другими эксплуатационными параметрами.

Для повышения надежности опор скольжения необходимо глубокое понимание структурных и динамических нагрузок, которым они подвергаются в процессе эксплуатации. Технологические достижения в области химии и материаловедения позволили создать новые виды смазок, которые существенно уменьшают трение и износ. Это достигается путем введения в полимеры различных наполнителей, включая твердые смазки, такие как графит, дисульфид молибдена или углеродные нанотрубки. Такие композиты обладают значительно улучшенной износостойкостью и могут противостоять сложным воздействиям, характерным для промышленных трибосистем.

Применение жидких смазок расширяет диапазон скоростей, при которых материал может эффективно работать, поскольку это позволяет переходить от граничного трения к жидкостному трению в условиях гидродинамики. В момент запуска и остановки будут действовать защитные покрытия, а в период стационарной работы — сам смазочный материал.

Одним из основных аспектов является точность расчета параметров износа и взаимодействия поверхностей, что позволяет существенно повысить надежность и долговечность узлов трения. Использование передовых компьютерных технологий и методов численного моделирования дает возможность ученым более эффективно проводить разработки в области нанотехнологий и предлагать новые виды покрытий, которые существенно снижают коэффициент трения и износ деталей, увеличивая срок службы.

Исследования, касающиеся гидрохромного координационного полимера показывают, что поликатенационная структура такого полимера обеспечивает его значительную гибкость и устойчивость, что, в свою очередь, позволяет управлять процессом формирования или гашения радикалов.

Применение мягкого шаблона с модифицированным полидопамином, сопровождаемое методом нанесения дисперсионного покрытия, произвело революцию в улучшении теплопроводности полимерных композитов.

Проведенных трибологические испытания втулок с нанесенными антифрикционными полимерными покрытиями демонстрируют значительное снижение коэффициента трения по сравнению с обычными стальными втулками. Это подтверждает целесообразность их применения в узлах, подвергающихся интенсивным эксплуатационным нагрузкам. Применение композитов, содержащих высокопрочные волокна и армирующие элементы, позволило значительно улучшить механическую прочность и теплопроводность изделий, что важно для предотвращения перегрева и преждевременного выхода узлов из строя.

Внедрение антифрикционных полимерных композиционных покрытий с холодноотверждаемой матрицей открывает новые перспективы в повышении надежности и эффективности промышленного оборудования.

Для успешного применения полимеров в трибосопряжениях технологических машин необходимо учитывать специфические особенности каждой трибосистемы. Игнорирование этих особенностей может привести к снижению эффективности подходов, разработанных в исследованиях.

Расчет динамики с нагрузкой большой массы без учета сжимаемости жидкости нельзя назвать даже приближенным, т. к. такой расчет считается принципиально неправильным. Поэтому теоретическое изучение сжимаемости жидкости является весьма важным и имеет первостепенное значение.

Анализ работ [1–10], посвященных экспериментальному исследованию сжимаемости жидкостей в интервале температур и давления различными приемами, показывает, что предложенный новый метод способен дать надежные параметры в широком диапазоне давления и температур, а также сопоставление данных о внутреннем давлении жидкости, полученных разными способами, приводит к выводу о наличии довольно большого количества ошибок в их определении. В связи с этим исследование, направленное на повышение эксплуатационных характеристик, является актуальным и востребованным.

Сжимаемость смазочного материала отражает баланс энергий межмолекулярного притяжения и отталкивания. В связи с этим возникает необходимость определения влияния этой характеристики на работу трибоузлов.

Такой радиальный подшипник скольжения подшипник отличается нестандартным опорным профилем, на поверхности которого нанесено полимерное покрытие с канавкой. Особое внимание уделено учету сжимаемости смазочного материала. Процесс моделирования смазочного вещества в рабочем зазоре требует анализа многочисленных факторов, включающих реологические свойства и сжимаемость смазочного материала, режим его течения, параметры поверхности подшипника и эксплуатационные условия. Полимерное покрытие с канавкой на поверхности подшипника выполняет несколько ключевых функций. Во-первых, канавка способствует более равномерному распределению смазочного вещества по поверхности подшипника, что минимизирует риск образования сухого трения. Во-вторых, наличие канавки способствует более эффективному отводу тепла, что предотвращает перегрев рабочей зоны и уменьшает износ подшипника.

В процессе моделирования использовались методы численного анализа, которые позволили создать детализированную картину распределения давления и скорости смазочного материала внутри рабочей зоны. Основное внимание уделялось оценке влияния полимерного покрытия и канавок на гидродинамическую производительность подшипника.

Целью исследования является уточнение ранее полученных результатов [11] с учетом сжимаемости смазочного материала.

Постановка задачи. Аналогично задаче [11], течение сжимаемого микрополярного смазочного материала происходит в рабочем зазоре модифицированного радиального подшипника.

В принятом расположении полярной системы координат уравнение контура вала, подшипниковой втулки под покрытием с некруговым профилем опорной поверхности и полимерного покрытия, копирующего некруговой опорный профиль втулки представлено в [12].

Для получения расчетной модели используем общеизвестные безразмерные уравнения движения микрополярного смазочного материала для «тонкого слоя» с учетом турбулентного характера течения (учитывая, что для сжимаемого смазочного материала пренебрегаем $\frac{1}{N_1}\ll 1$), уравнения неразрывности [11] и уравнения состояния с соответствующими граничными условиями:

$\frac{{\partial }^2{u}_i}{\partial r^2}+\frac{N_i^2}{2h\left(\theta \right)}\left(2r-h\right)=\frac{1}{\Lambda j{e}^{\alpha p-\beta T}}\frac{d{p}_i}{d\theta },$

${\upsilon }_i=\frac{1}{2h\left(\theta \right)}\left(r^2-rh\left(\theta \right)\right),\frac{\partial \left(\rho u_i\right)}{\partial r}+\frac{\partial \left(\rho v_i\right)}{\partial \theta }=0;$(1)

$$\begin{gathered} v=1, u=-\eta \sin \theta , \upsilon =0 при r=1-\eta \cos \theta ; \\ v=0, u=0, \upsilon =0 при r={\eta }_1-\eta \sin \omega \theta , {\theta }_1\le \theta \le {\theta }_2; \\ v=v*\left(\theta \right), u=u*\left(\theta \right), \upsilon =0 при r={\eta }_2-{\eta }_1\sin \omega \theta , 0\le \theta \le {\theta }_1 и {\theta }_2\le \theta \le 2\mathrm{\pi }; \end{gathered}$$

$p\left(0\right)=p\left({\theta }_1\right)=p\left({\theta }_2\right)=p\left(2\pi \right)=\frac{p_g}{p^{*}}.$

Для удобства решения применяем известный метод — метод точного решения задачи [12]

$\begin{array}{c}\rho v_i=\frac{\partial {\psi }_i}{\partial r}+V_i\left(r,\theta \right);\rho u_i=-\frac{\partial {\psi }_i}{\partial \theta }+U_i\left(r,\theta \right);\\ {\psi }_i\left(r,\theta \right)=\tilde{\psi }\left({\xi }_i\right);V_i\left(r,\theta \right)=p{\tilde{v}}_i\left({\xi }_i\right);U_i\left(r,\theta \right)=-p{\tilde{u}}_i\left({\xi }_i\right)h^{\text{'}}\left(\theta \right);\\ {\tilde{u}}_i\left({\xi }_i\right)-{\xi }_i{\widetilde{v^{\text{'}}}}_i\left({\xi }_i\right)+\frac{h\left(\theta \right)}{h^{\text{'}}\left(\theta \right)}\frac{1}{p}\frac{dp}{d\theta }=0;{\xi }_2=\frac{r}{h\left(\theta \right)}ïðè{\theta }_1\le \theta \le {\theta }_2;\end{array}$(2)

${\xi }_{\mathrm{1,3}}=\frac{r-{\eta }_2}{h\left(\theta \right)-{\eta }_2}\text{\hspace{0.33em}при\hspace{0.33em}\hspace{0.33em}}0\le \theta \le {\theta }_1\text{\hspace{0.33em}\hspace{0.33em}è\hspace{0.33em}\hspace{0.33em}}{\theta }_2\le \theta \le 2\pi .$

В результате уравнение (1) с учетом (2) примет вид

$\begin{array}{c}{\widetilde{{\psi }^{\text{'}\text{'}\text{'}}}}_i=a_i;{{\widetilde{u^{\text{'}}}}^{\text{'}}}_i=b_i-\frac{N^2}{2}\left(2{\xi }_i-1\right);\\ \frac{p}{j\Lambda e^{\alpha p-\beta T}}\frac{d{p}_i}{d\theta }=\frac{b_{i}p}{{\left(h\left(\theta \right)-{\eta }_2\right)}^2}+\frac{a_i}{{\left(h\left(\theta \right)-{\eta }_2\right)}^3},i=\mathrm{1,}3;\end{array}$(3)

$\frac{p}{j\Lambda e^{\alpha p-\beta T}}\frac{d{p}_2}{d\theta }=\frac{b_{2}p}{h^2\left(\theta \right)}+\frac{a_2}{h^3\left(\theta \right)}.$

Система уравнений (3) решается при следующих граничных условиях:

${\upsilon }_i\left(0\right)=0;{{\tilde{\psi }}^{\text{'}}}_i\left(0\right)=\mathrm{0,}{{\tilde{\psi }}^{\text{'}}}_i\left(1\right)=\mathrm{0,}{\widetilde{u^{\text{'}}}}_i\left(1\right)=-\eta \sin \theta ;{\widetilde{v^{\text{'}}}}_i\left(1\right)=0;$

${\upsilon }_i\left(1\right)=0;{\tilde{u}}_i\left(0\right)=0;{\tilde{v}}_i\left(0\right)=1;$

$\underset{\theta }{\overset{{\xi }_i}{\int }}{\tilde{u}}_i\left({\xi }_i\right)d{\xi }_i=0;p\left(\theta \right)=p\left({\theta }_1\right)=p\left({\theta }_2\right)=p\left(2\pi \right)=\frac{p_g}{p^{*}}.$(4)

Интегрируя уравнение (3) с учетом граничных условий (4), в результате получим следующее выражение:

${\widetilde{{\psi }^{\text{'}}}}_i\left({\xi }_i\right)=a_i\frac{{\xi }_i}{2}\left({\xi }_i-1\right),{\tilde{u}}_i\left({\xi }_i\right)=b_i\frac{{\xi }_i^2}{2}-\left(\frac{b_i}{2}+p\right){\xi }_i+p;$ b₁ = b₂ = b₃ = 6p;

$a_1=-6\left(1-{\eta }_2\right)\left(1-\frac{{\tilde{\eta }}_1}{2\pi \omega }\left(\cos 2\pi \omega -1\right)\right);$

$a_2=-6\left(1+\left(1-\frac{5{\theta }_1}{2\pi }\right)\left(\frac{{\eta }_1}{2\pi \omega }\left(\cos 2\pi \omega -\cos \omega {\theta }_1\right)+\frac{\eta }{2\pi }\sin {\theta }_1\right)-\frac{{\theta }_1^2}{4{\pi }^2}\right),$

$a_3=-6\left(1-{\eta }_2\right)\left(1+\left(1-\frac{5{\theta }_2}{2\pi }\right)\left(\frac{{\tilde{\eta }}_1}{2\pi \omega }\left(\cos 2\pi \omega -\cos \omega \theta {}_2\right)+\frac{\tilde{\eta }}{2\pi }\sin {\theta }_1\right)-\frac{{\theta }_2^2}{4{\pi }^2}\right),$

где ${\tilde{\eta }}_1=\frac{{\eta }_1}{1-{\eta }_2};\tilde{\eta }=\frac{\eta }{1-{\eta }_2}.$

Безразмерное гидродинамическое давление в смазочном слое определим из уравнения

$\frac{1}{\Lambda j{\mu }_i\left(\theta \right)}\frac{d{p}_i}{d\theta }=\frac{b_{i}p}{{\left(h\left(\theta \right)-{\eta }_2\right)}^2}+\frac{a_i}{{\left(h\left(\theta \right)-{\eta }_2\right)}^3},i=\mathrm{1,}3;$

$\frac{1}{\Lambda j{\mu }_2\left(\theta \right)}\frac{d{p}_2}{d\theta }=\frac{b_{2}p}{h^2\left(\theta \right)}+\frac{a_i}{h^3\left(\theta \right)}\text{.}$

Продифференцируем по θ выражение μ = e^{αp – βT}. Учитывая значение повышения температуры, получим следующие аналитические выражения для гидродинамического давления:

$p_i=\Lambda {\mu }_i\left(b_i{I}_2\left(\theta \right)+\frac{a_i}{p}{I}_3\left(\theta \right)\right)+1.$

Проведенный численный анализ полученных расчетных моделей при скорости 1 м/с, Λ = 0.1–0.9, σ = 10–50 МПа позволил построить графики коэффициента трения (рис. 1) при использовании микрополярного смазочного материала с учетом сжимаемости.

Рис. 1. Зависимость составляющей давления от параметра сжимаемости и рабочей нагрузки: 1 — σ = 14.1 МПА; 2 — σ = 4.7 МПА.

Проведение экспериментов. Исследование началось с верификации разработанной модели. Для этого были проведены численные расчеты, позволившие оценить основные параметры функционирования подшипника. Верификация включала сопоставление этих расчетных данных с результатами лабораторных испытаний, направленных на измерение сил трения, температурного режима и нагрузочной способности. Анализ показал, что выявленные отклонения находятся в пределах допустимой погрешности.

Особое внимание в исследованиях было уделено адаптации профиля и контура маслоподдерживающей канавки к конкретным условиям трения. Проведенные испытания использовали как традиционные методы измерения трения и износа, так и современные инструментальные методы, позволившие осуществить высокоточные измерения и понять механизмы трения и износа в новой конструкции.

Заключительный этап проведенных исследований позволил выявить оптимальные области применения антифрикционных покрытий, созданных на основе гибридных композиционных материалов. Сложная структура этих покрытий, включающая в себя три типа полимеров с разной физической природой, обеспечивает им высокую эффективность и универсальность.

Рациональное использование таких композитов ведет к снижению эксплуатационных затрат и повышению общей эффективности производства.

Результаты исследования. Исследование позволило получить более точные данные о рабочих характеристиках радиальных подшипников скольжения с полимерным покрытием (табл. 1), что имеет большое значение для их эффективного применения в различных инженерных системах. Уточнены несущая способность на 14–16%, коэффициент трения на 9–11%. Комплексный подход к анализу и улучшению подшипников скольжения позволит продолжать совершенствовать их конструкции и расширять области применения, способствуя развитию новых технологий и повышению производительности промышленных систем.

Таблица 1. Результаты теоретического исследования

Данные эксперимента показали, что после начального периода приработки, продолжавшегося 2 мин, был достигнут устойчивый гидродинамический режим трения. Важным является наличие колебаний коэффициента трения. Такое поведение коэффициента трения при увеличении нагрузки указывает на сложность взаимодействий в системе, особенно с учетом того, что максимальная нагрузка достигала 50 МПа, что эквивалентно ступенчатому увеличению нагрузки в 5 раз (табл. 2).

Таблица 2. Результаты экспериментального исследования

Основные результаты. 1. Проведенное исследование привело к значительному расширению возможностей практического использования расчетных моделей радиального подшипника скольжения с полимерным покрытием и канавкой, функционирующего в гидродинамическом режиме смазки. Эти достижения позволяют не только теоретически обосновать, но и на практике оценивать такие критически важные эксплуатационные характеристики, как величина гидродинамического давления, нагрузочная способность и коэффициент трения. 2. Исследование радиальных подшипников скольжения, принимающих в учет сжимаемость, показало значительное улучшение их эксплуатационных характеристик. Результаты исследований демонстрируют, что несущая способность таких подшипников уточняется на 14–16%, а коэффициент трения на 9–11%. Этот прогресс не только выявляет важные конструкционные аспекты, но и открывает новые перспективы для применения таких подшипников в различных инженерных сферах. 3. Таким образом, созданная на теоретической основе и подтвержденная экспериментально новая методика разработки расчетных моделей радиальных подшипников скольжения с антифрикционным полимерным покрытием, имеющим канавку на поверхности и адаптированным профилем опорной поверхности для различных нагрузок, предназначена для инженерных проектировочных и проверочных расчетов. Она обеспечивает гидродинамический режим смазывания, значительно расширяя диапазон применения моделей и уточняя результаты расчетов. Эти новые модели могут быть полезны в таких отраслях, как машиностроение, авиастроение, приборостроение и других, где необходимо поддержание гидродинамического режима смазки.

Условные обозначения:

r₀ — радиус вала;

r₁ — радиус подшипниковой втулки;

$\tilde{h}$ — высота канавки;

e — эксцентриситет;

ε — относительный эксцентриситет;

μ₀ — характерная вязкость;

μʹ — коэффициент динамической вязкости смазочного материала;

pʹ — гидродинамическое давление в смазочном слое;

αʹ, βʹ — постоянная экспериментальная величина;

Tʹ — температура;

I — механический эквивалент тепла;

λ — теплопроводность смазочного материала;

$\eta =\frac{l}{\delta }$ — конструктивный параметр;

${\eta }_2=\frac{\tilde{h}}{\delta }$ — конструктивный параметр, характеризующий канавку;

θ₁, θ₂ — соответственно угловые координаты канавки;

u^*(θ), v^*(θ) — известные функции, обусловленные наличием полимерного покрытия;

Λ — параметр сжимаемости;

Q — расход смазочного материала в единицу времени;

C_р — теплоемкость при постоянном давлении;

h(θ) — толщина масляной пленки.

Финансирование. Данная работа финансировалась за счет средств бюджета Институтов машиноведения им. А. А. Благонравова РАН и Ростовского государственного университета путей сообщения. Никаких дополнительных грантов на проведение или руководство данным конкретным исследованием получено не было.

Конфликт интересов. Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.

About the authors

Д. У. Хасьянова

Author for correspondence.
Email: dinara.khasyanova@mail.ru
Russian Federation, Москва

М. А. Мукутадзе

Email: murman1963@yandex.ru
Russian Federation, Ростов-на-Дону

References

Supplementary files

Supplementary Files

Action

1. JATS XML

Download

2. Fig. 1. Dependence of the pressure component on the compressibility parameter and working load: 1 — σ = 14.1 MPa; 2 — σ = 4.7 MPa.

Download (16KB)

Indexing metadata