Dr Slobodan Tanasijević

OSNOVI TRIBOLOGIJE MAŠINSKIH ELEMENATA

1

1. UVOD

Trenjem se danas naziva otpor koji se javlja pri relativnom pomeranju dva tela u dodiru ili tela u sredini koja ga okružuje. To je disipativan proces, složene prirode, praćen nizom pojava: mehaničkih, fizičko-hemijskih, električnih, metalurških, toplotnih karakteristika, koje dovode do habanja i razaranja spregnutih tela.

Trenje je neodoljiv proces koji prati rad praktično svakog mehanizma. Njegovo značenje u tehnici je dvojako. U ležištima, zupčanicima, lančanim prenosnicima i sl., trenje dovodi do habanja površina i energetskih gubitaka, pa je tako nekoristan (štetan) faktor. Kod kočnica i pojedinih spojnica, trenje je koristan proces, pa se zato uvećava do određenog stepena, vodeći pri tome računa da se ne pređe granica dopuštene otpornosti na habanje.

Internacionalni naziv "tribologija" izveden je od grčke reci τριβοs, koja znaci: trenje, trljanje, trošenje, udaranje, tako da bi tribologija značila otprilike: nauka o trenju. Ovakva definicija tribologije kao nauke je veoma uska i ne obuhvata sve domene njenog interesovanja.

Po prvi put, termin tribologija kao nove naučne discipline uveden je 1966. godine u izveštaju radne grupe Ministarstva prosvete i nauke Ujedinjenog kraljevstva. Njena potpunija definicija je bila da je tribologija: "Nauka i tehnologija o uzajamnom delovanju površina u relativnom kretanju i o drugim odnosima i postupcima".

Danas se tribologija definiše kao nauka o: trenju, habanju, podmazivanju i uzajamnom delovanju površina u dodiru, pri njihovom uzajamnom pomeranju.

Konstrukcija i suština ove nove naučne discipline je takva da izaziva interesovanje: inženjera, hemičara, tehnologa, metalurga, fizičara i drugih, jer pruža mogućnost istraživanja raznih aspekata ove nauke: kontaktne mehanike, trenja, podmazivanja, habanja, itd. Ovako široka lepeza mogućih interesovanja je svakako i njena najvažnija karakteristika, jer po svojoj suštini ona je interdisciplinarna nauka.

Početak primene osnovnih principa tribologije u razvoju čovečanstva, svakako je vezan za pronalazak točka, bar 6000 godina pre današnjeg vremena. Dokaze o tome nalazimo u najranijim istorijskim zapisima.

Drugi veliki pronalazak čovečanstva, vatra, takođe je vezan za primenu triboloških procesa.

Arheološka ispitivanja egipatskih piramida pokazuju da su se i stari Egipćani interesovali za tribološke procese i da su im još u to vreme bili poznati osnovni tribološki aspekti. Svoja tribološka znanja naročito su koristili pri prevlačenju džinovskih statua bogova u Mesopotamiji i Starom Egiptu. Tako jedan od najočuvanijih i najlepših reljefa iz 1980. godine pre nove ere, pokazuje transport velike kamene statue mase od oko N 1060 5⋅ , koju vuku 172 roba na drvenim sankama, duž prethodno postavljene drvene staze. Pri tome, rob postavljen na pramcu sanki poliva trasu i smanjuje trenje. Natpis na reljefu glasi da se podmazivanje sanki i staze vrši običnom vodom.

Svojim neprocenjenim rukopisnim nasleđem, Leonardo da Vinci (1452-1519) pri svojoj univerzalnosti svoga genija, ostaje za nas pre svega kao proslavljeni inženjer za sva vremena. Svojim pronalascima od prostih mehanizama za prenos i promenu kretanja do mitraljeza i letećih mašina, Leonardo da Vinci odražava ćelu epohu u razvitku mašinstva. Svojim genijalnim idejama i radovima, nepoznat i nerazumljiv svojim savremenicima, postao je shvaćen tek nekoliko stoleća posle svoje smrti.

Za njegovo ime vezuju se i neke od osnovnih postavki tribologije. U svojim neopublikovanim rukopisima, nazvanim "Madridski kodeks", Leonardo da Vinci 1508. godine piše: "... sila trenja zavisi od materijala spregnutih površina, a takođe i od stepena njihove obrade i ne zavisi od površine dodira; ona je upravo proporcionalna težini tereta i može biti smanjena uvođenjem "valjaka" ili materijala za podmazivanje između tarućih površina". Leonardo prvi uvodi u mašinstvo i pojam koeficijenta trenja.

2

Rešavajući konkretne slučajeve smanjenja trenja u mašinama, Leonardo je posebnu pažnju posvetio smanjenju trenja u osloncima. Koristeći stare ideje, dao je puno savremenijih konstruktivnih rešenja pa se sa pravom smatra pronalazačem kako kugličnih tako i valjčastih ležajeva.

U svojim rukopisima daje i recept metalne legure za podmazivanje sastavljene od bakra i olova, a koja je veoma bliska sastavu prve lakotopljive legure, patentirane 1839, a koja je u raznim varijantama široko rasprostranjena u ležištima mašina.

Leonardo je pronalazač i koničnih zupčanika, a prvi je ustanovio da je osnovni uzrok habanja zupčastih prenosnika njihovo uzajamno proklizavanje. Tragajući za savršenijim profilima zuba, prikazao je složene globoidalne prenosnike, otkrivene ponovo tek 2.5 veka docnije.

Otkrića Galilei-a i njegovi zakoni inercije na kraju XVI veka u mnogome su pomogli u stvaranju naučnog predstavljanja trenja. Tek sada je data mogućnost tačnog razgraničavanja dva, principijelno različita vida suprostavljanja tela pomeranju: suprotstavljanje vezano za inerciju tela i suprostavljanje uslovljeno trenjem.

Skoro dve stotine godina posle Leonarda da Vinci-a, znameniti francuski fizičar Amontons (1699. god.) je potvrdio otkrića Leonarda da Vinci-a i postavio znameniti empirijski zakon linijske zavisnosti sile trenja od opterećenja, koji u savremenim zapisima ima oblik:

NT FF ⋅= μ gde je: TF - sila trenja

NF - opterećenje normalno na površinu trenja

μ - koeficijent trenja

Iz ove zavisnosti sleduje nezavisnost sile trenja od nominalne površine dodira.

Genijalni Euler, osnivač dinamike mašine, u svojim memoarima "O mašinama uopšte", po prvi put je odvojio silu otpora koju savlađuje mašina u kretanju i raščlanio na silu inercije i silu trenja. Time je konačno završen pohod ka analizi ponašanja realnih mehaničkih sistema, u čijoj osnovi leže osnovni principi Galilei-a.

Veliki francuski naučnik, vojni inženjer Charles Coulomb, se smatra osnivačem nauke o trenju. U svom radu "Teorija prostih mašina", Coulomb je obuhvatio tri osnovna aspekta trenja: otpor klizanju, otpor kotrljanju i otpor rezanju. Svi njegovi opiti proizašli su iz praktičnih zadataka, posebno iz zahteva mornarice. Pri ispitivanju trenja klizanja različitih vrsta metala, minerala i drvene građe, Coulomb je uopštio zakon Amontons-a na slučaj kada deo trenja ne zavisi ili slabo zavisi od opterećenja, zapisavši ga u obliku:

AFF NT +⋅= μ

gde je: A - član koji uzima u obzir spregnute površine i proporcionalnost površina dodira.

Za otpor kotrljanju, Coulomb je dobio formulu: rFF NT /⋅= λ , gde je r - radijus cilindra, a λ - koeficijent trenja kotrljanja.

Značaj Coulomb-a je i u tome što je on bio prvi koji je shvatio da je trenje uslovljeno velikim brojem faktora čija međusobna veza u sebi nosi dosta empirijskog. Primetno je da na koeficijent trenja značajno utiču ne samo opterećenje i brzina klizanja no i sam materijal spregnutih površina, stepen hrapavosti površina, položaj vlakana u materijalu, pa čak i vlažnost atmosfere.

Uprkos velikom broju eksperimentalnih rezultata koje je dobio Coulomb, kao i njegovom fundamentalnom doprinosu u razjašnjavanju fenomenologije trenja, trenje je još uvek zagonetka čak i na kraju XVIII veka. Razloge svakako treba tražiti u nedovoljno dubokom poznavanju disipativnih procesa među kojima je i trenje, tj. onih procesa koji su u suštini vezani za prevođenje mehaničke energije u toplotu.To je značilo da se mehanizam trenja ne može objasniti potpuno sve dotle dok se ne razjasni mehanizam prevođenja rada trenja u toplotu.

3

Da mehanička energija pri trenju ne iščezava već prelazi u toplotu, prvi je otkrio Thompson (1978. god.), poznat u istoriji nauke kao grof Rumford. Otkrića Rumford-a značila su mnogo u razjašnjavanju pojave i fenomena trenja, ali je uzrok nastajanja toplote pri trenju još uvek bio nedovoljno poznat.

Rešenje tog pitanja u savremenom obliku postalo je moguće tek sredinom XIX veka. Tih godina su Mayer (1842.) i Joule (1843.) izneli princip ekvivalentnosti mehaničke energije i toplote, a Helmholtz (1847.) uveo fundamentalno shvatanje energije i formulisao u opštem vidu zakon njenog održavanja.

Od tih davnih dana, razjašnjavanje fenomena trenja je krenulo krupnijim koracima. Uporedo sa tim, naučni svet je počeo da pokazuje sve veće interesovanje za probleme habanja, podmazivanja kao i za uzajamna delovanja površina u dodiru.

Sa uspostavljanjem osnov koncepta tribologije (Jost-ov izveštaj 1966. god.) nastalo je veoma brzo širenje ove naučne discipline. Danas je ona prisutna u svim oblastima tehničkog progresa.

Veliko interesovanje za tribologiju, kao novu naučnu disciplinu, leži u činjenici da se njenim poznavanjem može u mnogome uticati na:

- smanjenje utrošaka energije u svim oblastima materijalne proizvodnje i transporta,

- izbor optimalnih vrsta materijala mašinskih elemenata i sklopova,

- izbor optimalnih vrsta i kvaliteta obrade,

- izbor optimalnih termičkih obrada mašinskih elemenata,

- izbor optimalnih načina podmazivanja kao i sredstava za podmazivanje tribo-mehaničkih sistema sadržanih u mašinama i uređajima,

- povećanje pouzdanosti i veka trajanja sredstava rada, transportnih sredstava i svih ostalih uređaja i aparata koji se nalaze u svakodnevnoj upotrebi,

- projektovanje i realizaciju tehnologije održavanja mašina i uređaja svih vrsta, itd.

U savremenom mašinstvu, mašinski elementi kao delovi mašina i mehanizama, u mnogim slučajevima određuju vrednost tehničkih parametara mašina u koju se ugrađuju. Zato pitanje usavršavanja konstrukcija i izrade mašinskih elemenata, razrada novih visokoproizvodnih i ekonomičnih tehnoloških procesa, povećanje pouzdanosti i veka trajanja su zadaci opštedruštvenog značaja. Za uspešno rešavanje ovih zadataka, neophodna su i znanja iz tribologije.

O velikom značaju tribologije kao nauke govore i brojne tehnoekonomske studije. Tako istraživanja ASME ("Strategy for energy conservation throug tribology") ukazuju na moguću uštedu energije pomoću tribologije od preko 1.5 milijardi funti godišnje, svedeno na cene iz 1980. godine. Slična istraživanja u V. Britaniji ukazuju na uštedu od 0.75 milijardi funti, primenom uglavnom poznatih principa nauke i tehnologije tribologije.

U našoj zemlji, tribologija je sasvim nova nauka, jer se sa ozbiljnijim proučavanjem i istraživanjem počelo tek negde 70-tih godina. Zato je kod nas još uvek malo naučnih informacija i naučno-nastavnih centara koji se sistematski bave istraživanjem u ovoj oblasti nauke.

Autor se nada da će ovom knjigom delimično popuniti prazninu koja kod nas postoji iz ove oblasti i da će pored olakšavanja polaganja ispita svojim studentima, pomoći i onima koji se bave konstruisanjem, projektovanjem, obradom, tehnologijom održavanja i drugim sličnim disciplinama. Takođe, autor sa ponosom ističe da radi u naučno-nastavnoj ustanovi koja je prva počela sa istraživanjima u ovoj oblasti. Brojni radovi iz oblasti tribologije mašinskih elemenata svedoče o popriličnom iskustvu saradnika ove ustanove. Izlagani na mnogim kongresima u zemlji i inostranstvu ili štampani u brojnim stručnim i naučnim časopisima, svedoče o ozbiljnosti sa kojoj ovaj fakultet gaji ovu naučnu disciplinu.

4

2. GEOMETRIJSKE KARAKTERISTIKE AKTIVNIH POVRŠINA MAŠINSKIH ELEMENATA

Geometrijska forma mašinskih elemenata ima beskonačan broj veličina, zato što se kroz svaku tačku mašinskih elemenata može povući beskonačno mnogo preseka. Međutim, svaki mašinski elemenat se uglavnom definiše sa nekoliko karakterističnih veličina. Na pr.: cilindar se definiše prečnikom ( d ) i dužinom ( L ), uzdužni klin širinom (b ) , visinom ( h ) i dužinom ( l ), itd.

Sam pojam "karakteristične veličine" nije jednoznačan. On je podložan transformaciji i mnogo zavisi od vremena i stepena eksploatacije. Konstruktor po završenom proračunu operiše sa proračunskom veličinom rL , koju iz različitih pobuda i zahteva zaokružuje na kL . Ova veličina, u zavisnosti od načina obrade pri izradi, prelazi u izL , čija se vrednost kvantificira putem merenja i tako dobijamo ML . Ova veličina uključuje u sebi i zbir grešaka ∑ΔM , nastalih pri merenju usled netačnosti merne aparature.

Transformacija izmerenih veličina se može prikazati kao:

∑Δ±→→→ MMizkr LLLL (1)

Karakteristične veličine mašinskih elemenata (dimenzije), određene u statičkim uslovima, menjaju se u periodu eksploatacije. Usled elastičnosti, zaostalih napona, habanja, temperaturnih dejstava, itd. karakteristične veličine mašinskih elemenata prelaze u eL , koje su u eksploataciji takođe promenljive jer zavise od načina eksploatacije i uslova rada, tj.:

eizkr LLLL →→→ (2)

U bilo kom periodu eksploatacije, veličina izL je samo približno jednaka veličini eL , zato što čak i pri malim naprezanjima elementi poseduju nesavršenu elastičnost. Uzimajući u obzir i opšta načela konstruisanja (standardizaciju, unifikaciju, normalizaciju) koja se mogu izraziti veličinom uL , ukupna transformacija karakterističnih veličina, pri korišćenju univerzalnog-mernog instrumenta, može se prikazati u obliku:

∑ →Δ±→→→→ ekMizukr LLLLLL )( (3)

Kao što se iz prethodnog razmatranja može zaključiti, karakteristične veličine (dimenzije) mašinskih elemenata su promenljive u vremenu. Za ocenu odstupanja oblika elemenata i sopstvenih dimenzija, uveden je pojam tekućih dimenzija, tj. dimenzija koje se menjaju u vremenu.

Geometrijska površina mašinskih elemenata uključuje u sebi sve konture mašinskih elemenata zadate crtežom, zatim nepravilnosti površina, kao: valovitost, hrapavost, pravac neravnina obrade i stepen nepravilnosti njihovog rasporeda.

Za praćenje triboloških procesa na mašinskim elementima, svrsishodno je uvođenje pojma: topografija površine trenja. Pod ovim pojmom podrazumeva se fizička karakteristika reljefa površine, do i posle trenja. Geometrijski parametri površina pod dejstvom plastičnih deformacija, nastajanja drugih struktura i razaranja površina pri trenju, korenito se menjaju. Početna topografija, uslovljena tehnologijom obrade, prelazi u eksploatacionu.

Kao što je poznato, aktivna površina mašinskih elemenata po završenoj obradi nikad nije apsolutno glatka. Brojne neravnine nastale kao rezultat prethodnih i završnih operacija mogu imati različite geometrijske parametre i izazivati veće ili manje nepravilnosti mašinskih elemenata.

Uobičajena podela nepravilnosti mašinskih elemenata je na: makrogeometrijske nepravilnosti, mikrogeometrijske nepravilnosti i submikrogeometrijske nepravilnosti.

Pojam makro- i mikrogeometrijske nepravilnosti odnosno makro- i mikrogeometrije je manje više uslovan. Makrogeometrija je pojam vezan za određivanje geometrijske forme (oblika) mašinskih elemenata, a mikrogeometrija za stepen hrapavosti ili glatkosti njihovih površina. Po Šmalcu, neravnine površina čija se zakonitost rasporeda javlja u granicama 211 mm× , odnose se na mikrogeometriju i

5

mikroneravnine, a one čije se karakteristike uzajamnih odnosa nalaze u granicama većim od 211 mm× su makrogeometrijske. Submikroneravnine su određene molekularnom strukturom površina, a

zakonitost njihovog rasporeda se analizira u granicama 2m 101 μ− .

Od makrogeometrijskih nepravilnosti koje se javljaju na aktivnoj površini mašinskih elemenata, najčešće je prisutna valovitost.

2 . 1 . VALOVITOST: Valovitost predstavlja skup periodičnih, redovito ponovljenih, bliskih po dimenzijama ispusta i udubljenja (sl. 1 ) . Obrazuje se pri mehaničkoj obradi materijala, zbog neravnomernosti sila rezanja i kolebanja u sistemu: mašina-instrument-radni predmet. Razlikujemo: uzdužnu i poprečnu valovitost (duž kretanja instrumenta i u pravcu normalnom na to kretanje). Parametri valovitosti su: visina vala ( H ) i korak vala ( L ). Odnos koraka i visine 40/ >HL . Obično val se meri na delu površine mm101− . Pri čistoj mehaničkoj obradi, visina vala, kao pravilo dostiže

mμ15 .

Sl.1.

Sl.2.

Odnos hrapavosti (1), valovitosti (2) i grešaka oblika (3), šematski je prikazan na sl. 2.

Za ispravnu analizu triboloških procesa mašinskih elemenata, od neobične važnosti je dobro poznavanje mikrogeometrije aktivnih površina, a naročito njene hrapavosti. Hrapavost je uzrok da se kontakt između dve površine ostvaruje na velikom broju malih površina. Količina kontakta zavisi kako od opterećenja i drugih faktora, tako u velikoj meri i od hrapavosti .

U narednom poglavlju govorićemo nešto vise o klasifikaciji površinske hrapavosti.

2 . 2 . KLASIFIKACIJA POVRŠINSKE HRAPAVOSTI

Površina mašinskih elemenata nije apsolutno glatka. Mašinski elementi posle grube obrade imaju neravnine reda mμ200100 − . Posle završnih operacija od 01.0 do mμ1.0 . Glatki kristali kvarca su

pokriveni neravninama visine mμ01.0 , a površine liskuna mμ002.0 .

Ovo ukazuje na činjenicu da je površina tvrdih tela hrapava. Pod uticajem opterećenja, u procesu eksploatacije, hrapavost aktivnih površina mašinskih elemenata se menja.

6

Po našem standardu (JUS M.A1.020) hrapavost površine se definiše kao skup neravnina koje obrazuju reljef površine i koje se posmatraju u granicama dogovoreno određenog isečka takve veličine da su eliminisane greške oblika i valovitosti.

Za klasifikaciju i merenje hrapavosti, razrađena su dva sistema, označena kao sistem srednje linije (sistem M) i sistem dodirne linije (sistem E), koji se razlikuju po izboru linije koja služi kao polazna linija za određivanje parametara hrapavosti. U našem standardu (JUS M.A1.020) usvojen je sistem M.

2.3. POJMOVI I PARAMETRI KLASIFIKACIJE HRAPAVOSTI PO SISTEMU M

Naši standardi daju definicije sledećih parametara za utvrđivanje objektivnih i merljivih kriterijuma stepena hrapavosti:

Referentna dužina: Dužina l jednog odsečka profila, odabranog za određivanje hrapavosti tako, da bude eliminisan uticaj drugih tipova nepravilnosti (sl. 3).

Korak neravnina: Srednji razmak, k, između dva najizrazitija vrha efektivnog profila u granicama referentne dužine.

Sl. 3.

Srednja linija profila, m: Linija koja ima oblik geometrijskog profila i koja seče efektivni profil na takav način da, u granicama referentne dužine l, suma kvadrata odstojanja svih tačaka profila od te linije ( )nyyy ,...,, 21 bude minimum

Srednje aritmetičko odstupanje profila od srednje linije, Ra, skraćeno "srednje odstupanje profila": Srednja aritmetička vrednost odstupanja svih tačaka efektivnog profila od srednje linije, definisana obrascem (sl. 3):

∫=l

a dxyl

R0

1 (4)

U prednjem obrascu vrednosti y uzimaju se u svom apsolutnom iznosu, bez obzira na znak + odnosno -. Približna vrednost aR određuje se po obrascu:

n

yR

n

ii

a

∑=≈ 1 (5)

Srednja visina neravnina u deset tačaka, skraćeno"srednja visina neravnina": Razlika između srednje aritmetičke vrednosti visina pet najviših i srednje aritmetičke vrednosti visina pet najnižih tačaka profila u granicama referentne dužine, ako su visine tih 10 tačaka merene od proizvoljne prave, paralelne sa srednjom linijom profila, a koja ne seče profil. Vrednost zR definisana je obrascem:

7

( ) ( )5

...... 1042931 RRRRRRRz

+++−+++= (6)

Najveća visina neravnina, maxR :

Razmak između dveju pravih, paralelnih sa srednjom linijom i tako povučenih da, u granicama referentne dužine, dodiruju najvišu, odnosno najnižu, tačku profila (sl 3).

2.4. DOPUNSKI PARAMETRI ZA OCENU HRAPAVOSTI:

Dužina nošenja profila, nl :

Suma odsečaka u granicama referentne dužine, koje efektivni profil odseca na pravoj, paralelnoj sa srednjom linijom profila, povučenoj na izvesnom odstojanju c ispod najviše tačke toga dela efektivnog profila (sl. 4):

cnccn llll +++= ...21 (7)

Sl. 4.

Procenat nošenja profila, np :

Odnos dužine nošenja nl prema referentnoj dužini l , izražen u procentima:

%100llp n

n ⋅= (8)

Standardi drugih zemalja obuhvataju i druge parametre:

Najveća visina neravnina, tR :

Razmak između dveju pravih, paralelnih sa srednjom linijom i tako povučenih da, u granicama posmatrane dužine, dodiruje najvišu, odnosno najnižu tačku profila. Posmatrana dužina obuhvata više referentnih dužina.

Najveća visina neravnina, pR :

To je maksimalna visina profila od srednje linije, u granicama referentne dužine. Srednja vrednost definisana u intervalu od preko 5 referentnih dužina označava se kao pmR i može se izračunati kao:

∑=

==

++++=

5

1

54321

51

5

i

ipi

ppppppm R

RRRRRR (9)

Srednje kvadratno odstupanje profila, qR : To je kvadratni koren iz srednje vrednosti kvadrata odstojanja svih tačaka efektivnog profila od

srednje linije. Može se definisati obrascem:

∫=l

q dxyl

R0

21 (10)

Od 1940. godine koja se smatra kao godina početka korišćenja igle u merenju i oceni površinske hrapavosti, definisano je mnogo parametara koji su ušli u standarde pojedinih zemalja.

8

Pored ovih, gore navedenih, pomenimo još i:

- kriva nosivosti profila

- srednja dužina talasa, aλ

- srednja vrednost nagiba profila, c

- iskošenje, skR ,

- broj vrhova profila, HSC, itd.

2.5. STATISTIČKE KARAKTERISTIKE HRAPAVOSTI

Osnovni parametri klasifikacije hrapavosti, ma koliko ih bilo, ne daju potpunu sliku o prirodi površine i profila. Tako dva različita površinska profila mogu imati iste parametre hrapavosti, ali i potpuno različitu funkcionalnu karakteristiku.

Poslednjih godina se došlo do zaključka da je za bolje upoređivanje površina i profila nužno proučavati i njihove statičke sličnosti. Površinski profili dobijeni kao zapis instrumenta za merenje hrapavosti, mogu se smatrati kao slučajni procesi, što u suštini i jesu, pa ih je zato i moguće predstaviti statističkim parametrima i funkcijama.

Razmotrimo neke od statističkih karakteristika i parametara:

Visina, nagib i kriva raspodele:

Još 1946., Posey je uočio da se statistička sličnost različitih profila može upoređivati razmatranjem raspodele njihovih ordinata, kao i razmatranjem njihovih prvih i drugih izvoda.

Produbljujući ova razmatranja, Myers je 1962. god. predložio visinu, nagib i krivu raspodele kao parametre boljih definisanja površinskog profila.

Kriva raspodele visine i nagiba, za veliki broj profila, nije striktno normalna i u nekim slučajevima može se značajno razlikovati od normalne raspodele.

Nagib profila u jednoj tački može se naći kao:

( ) min2 jlyyC jijii +− −= (11)

gde je: j - odnos stvarne i minimalne referentne dužine

minl - minimalna referentna dužina

Brojna ispitivanja su pokazala da kod najvećeg broja profila proizvedenih uobičajenim konvencionalnim metodama, srednji nagib je blizu 0.

Mada ove statističke karakteristike daju određen detaljan prikaz profila, ipak su još uvek ograničene upotrebe. I pored upotrebe u razmatranju triboloških procesa na kontaktnim površinama (trenje, zamor, habanje), još uvek nije potpuno jasno koliko mnogo ovih statističkih parametara je dovoljno za potpunu funkcionalnu orijentaciju površine. Takodje, veliki im je nedostatak što nisu u mogućnosti da daju podatke o prirodi same površine jer ne poseduju sposobnost raspoznavanja prisustva slučajnosti ili periodičnosti u profilu.

Raspodela ordinata i vrhova:

Informacije koje pruža raspodela ordinata (kriva gustine amplituda), ne razlikuje se mnogo od informacija krive nosivosti profila.

Za formiranje raspodele vrhova (maksimuma), neophodno je prethodno izvršiti selekciju ordinata. Pri tome se vrh uzima kao viša ordinata od susedne. Ukoliko su dve ordinate iste visine i više od susedne, one onda čine jedan vrh.

9

Između raspodele ordinata i raspodele vrhova postoji upadljiva sličnost. Ova sličnost ukazuje da je priroda raspodele vrhova u profilu, slična samom profilu. Informacije koje daju ove raspodele su ograničenog dometa.

Raspodela apsolutnog nagiba:

Za mnoge obično korišćene površinske profile, srednji nagib je približno jednak 0. Otuda se često za čistu kvalitativnu analizu profila, koristi raspodela apsolutnog nagiba.

Srednji apsolutni nagib se može izraziti kao:

∑−

=−=

1

1

1 n

iiC

jnC (12)

Za najveći broj površina (skoro 90%) , površinski uglovi leže u granicama o20± . Promene ugla na alatu se u znatnoj meri reprodukuju na površinu.

Autokorelacione funkcije:

Autokorelacione funkcije slučajnih veličina, opisuju opštu zavisnost veličina dobijenih podataka u jednom vremenu, prema podacima pri nekom drugom vremenu. Primenjene na površinske profile, daju zavisnost ordinata jednog odsečka profila prema ordinatama drugog odsečka tog istog profila.

Ocena autokorelacije između veličina ( )xy na odsečku x i odsečka ( )β+x može se dobiti uzimajući proizvod ove dve veličine i nalaženjem njihove srednje vrednosti ćelom dužinom profila.

Matematički bi se to moglo izraziti kao:

( ) ( ) ( )dxxyxyL

Rl

Lyy ββ += ∫∞→

0

1lim (13)

Veličina ( )βyyR je uvek realna veličina sa maksimumom pri 0=β , i može biti ili pozitivna ili negativna:

( ) ( )( ) ( )β

ββ

yyyy

yyyy

RR

RR

≥

=

0 (14)

za sve vrednosti β .

U odnosu na autokorelacionu funkciju, srednja vrednost (isključujući specijalne slučajeve kao: sinusni talas) je data:

( )∞= yya RR (15)

Drugim recima, srednja vrednost ( )xy je jednaka kvadratnom korenu autokorelacije za slučaj da linijsko pomeranje postaje veoma veliko.

Slično, srednja kvadratna vrednost za ( )xy je:

( )02yyq RR = (16)

Srednja kvadratna vrednost je jednaka autokorelaciji za pomeranje jednako 0 .

Osnovna primena autokorelacionih funkcija na kvalitativnu analizu površinskih profila je da se pomoću nje oceni uticaj ordinata jednog odsečka profila prema ordinatama drugog odsečka tog istog profila.

10

Autokorelaciona funkcija sinusnih talasa ostaje postojana za bilo kakvu vrednost pomeranja, nasuprot slučajnim veličinama kada vrednost autokorelacione funkcije opada ka nuli. Ovo ukazuje na činjenicu da je autokorelaciona funkcija efikasan instrument za otkrivanje determinističkih podataka koji mogu biti prikriveni u nizu slučajnih veličina.

Za digitalno određivanje autokorelacionih funkcija površinskih profila postoje dve metode. Prva predstavlja standardni pristup brojnom određivanju autokorelacionih funkcija direktnim određivanjem (izračunavanjem) srednjeg proizvoda između vrednosti ordinata površinskog profila.

Druga metoda predstavlja zaobilazni pristup određivanju spektra snage direktnom Furijeovom transformacijom, a potom inverznom Furijeovom transformacijom određuje se autokorelaciona funkcija.

Spektar snage:

Spektar snage jedne površine, definiše se kao Furijeva transformacija njene autokorelacione funkcije:

( ) ( )∫∞

=0

24 ββπβ dfRfG yyyy (17)

Graf ( )fGyy je spektar snage, nazvan tako zato što je njegova trenutna vrednost pri datoj frekvenciji proporcionalna srednjem kvadratu signala pri datoj frekvenciji, a odavde i njegovoj snazi. Ukupna oblast ispod spektra snage je ukupna snaga u svim frekvencijama, tj. srednja kvadratna vrednost celog signala ili kvadrata srednjeg kvadratnog odstupanja profila površine.

Površine sa periodičnom komponentom imaju spektar snage sa jasno definisanim jednim ili više vrhova. Međutim, većina površina koje se koriste u inžinjerskoj praksi nemaju ovu periodičnu komponentu pa je njihov raspored ordinata Gausov. Spektar snage ovakvih površina je sa jasno izraženim većim brojem vrhova koji odgovaraju višim frekvencijama ispod kojih je kriva spektra snage znatno ravnija.

Osnovna karakteristika spektra snage je da on daje glavne (dominantne) frekvencije sadržane u profilu. Upoređujući ga sa autokorelacionom funkcijom, može se zaključiti da on ne može dati neke osobite dodatne informacije. Može se koristiti u slučaju kada su frekvencije profila predmet posebnog detaljnog razmatranja.

11

3. METODE MERENJA HABANJA MAŠINSKIH ELEMENATA

Ispravna i tačna ocena i merenje habanja mašinskih elemenata je veoma složen postupak koji se pred istraživača uvek postavlja kao nov i delikatan problem. Rešavanje ovog problema je uvek vezano za detaljnu analizu ispitivanog elementa, analizu mašine ili uređaja u koju je ispitivani element ugrađen, kao i za mogućnost i posedovanje odgovarajuće merne instrumentacije.

Merenje habanja mašinskih elemenata je vezano za merenje veličina reda desetih delova mikrometra, za merenja teško pristupačnih mesta kao i za uspešnu registraciju veoma malih promena.

Danas se u praksi koriste različite metode: počev od klasičnih (merenje habanja mernim sredstvima), preko određivanja habanja po gubitku radne sposobnosti, pa sve do primene radioaktivnih indikatora i ozračivanja tankog sloja, odnosno površinske aktivacije.

Korišćene metode merenja habanja mašinskih elemenata se mogu podeliti na više načina i mogu se posmatrati sa različitih aspekata.

Uobičajena je podela metoda merenja habanja na dve osnovne grupe: grupu metoda u kojima je neophodno demontirati ispitivani mašinski element da bi se na njemu izvršilo merenje i grupu metoda u kojima je merenje moguće u procesu ispitivanja bez demontaže.

Prednost druge grupe je očigledna jer dozvoljava merenje bez prekida rada i omogućava dobijanje dijagrama i određivanje opšteg habanja pri različitim režimima, za kratko vreme.

Drugi način podele bi bio na diferencijalne i integralne metode merenja habanja. Diferencijalne metode bi bile one metode koje omogućavaju merenja habanja jedne ili više oblasti ispitivane površine mašinskog elementa. Za razliku, integralne metode omogućavaju ocenu i merenja habanja celokupnog mašinskog elementa.

Treći način podele metoda merenja habanja bi bio na direktne metode kod kojih je kvantificiranje veličina habanja direktno i indirektne metode kod kojih je za ocenu i merenje habanja neophodno upoređivanje sa odgovarajućim etalonima i prethodno definisanim odnosima. Prednost prve metode je očigledna.

U daljem tekstu ovog poglavlja biće reci o najčešće korišćenim metodama merenja habanja mašinskih elemenata.

3.1. MERENJE HABANJA MERNIM SREDSTVIMA

Najrasprostranjenija, a u isto vreme i najdostupnija metoda određivanja veličine habanja mašinskih elemenata je metoda zasnovana na merenju karakterističnih veličina mašinskih elemenata mernim sredstvima pre i posle eksploatacije ili ispitivanja. Valja reći da je metoda primenljiva samo za merenja većih apsolutnih veličina habanja mašinskih elemenata.

Tačnost merenja zavisi od primenjenih mernih sredstava. Obično, ona iznosi mm 01.0 . Primena

veoma tačnih i specijalnih mernih sredstava omogućava merenja sa tačnošću do mμ 1 , pri čemu

izmerena veličina habanja ne treba da bude manja od mμ 5 . To se može objasniti time, što se merenja vrše u raznim vremenskim intervalima i pri različitim temperaturnim uslovima, što se u krajnjoj liniji odražava na netačnost mernih sredstava.

Pri merenju habanja ovom metodom, najviše se koriste: granična merila, mikrometri, nutromeri, mehanički komparateri, optičko - mehanička merila, instrumentalni i univerzalni mikroskopi.

Osnovni nedostatak ovakvog načina određivanja habanja mašinskih elemenata je mala osetljivost kao i mogućnost merenja samo velikih apsolutnih veličina linijskog habanja. Drugi nedostatak ove metode je merenje habanja samo pojedinih pojaseva mašinskih elemenata. Svakako da je prisutan i problem merenja habanja na istom mestu, pre i posle ispitivanja.

12

Merenje habanja mernim sredstvima nosi u sebi i obavezne greške:

- Pri određivanju habanja razlikom mera, pre i u toku ispitivanja, u tu veličinu ulazi i izmena mera elemenata usled njegovih deformacija.

- Praktično je nemoguće izvršiti merenje na jednom te istom mestu pre i posle ispitivanja.

- Temperatura okoline, temperatura mernog sredstva kao i temperatura mašinskog elementa su nejednake.

- Pri merenju habanja, greške se javljaju i usled nepostojanog karaktera kontakta između elemenata i mernih sredstava.

Određivanje i merenje habanja mernim sredstvima spada u grupu najstarijih metoda. Obavezne greške pri merenju kao i njihova mala osetljivost, učinili su da se danas primenjuju ređe. Danas se ovakav način određivanja veličine habanja povezuje sa pogodno konstruisanim dodatnim uređajima, pri čemu se dobijaju nove i veoma popodne metode. U prilogu ove tvrdnje opisaćemo i dva patenta za merenje habanja zupčanika

3.1.1. MERENJE HABANJA ŠABLON-INDIKATOROM

Suština ovog patenta za merenje habanja zupčanika je u tome da se u izabranoj tački merenja ugrađuje čaura sa gnezdom za indikator, koji se zaliva šablonom od tvrde mase koji služi kao oslonac pri merenjima.

Sl. 5.

Na sl. 5 je prikazana šema ovog patenta. Patent se sastoji iz komparatera (1) sa podelama od 0.01, 0.002, 0.001 mm , mernog produžetka (2), čaure (3) i šablona (4). Čaura se zaliva u šablon tako da njena osa bude normalna na radnu površinu zuba.

Posle podešavanja pribora i provere stabilnosti indikatora, pristupa se merenju linijskog habanja zuba zupčanika. Pribor sa podelom indikatora od 0.002 mm dozvoljava merenje habanja sa tačnošću

do 0.005 mm . Merenja su moguća za pravozube, kosozube i pužne prenosnike, kako izvan kućišta prenosnika, tako i neposredno na njima. Dobre osobine ovog načina merenja su prosta konstrukcija, odsustvo dopunskih elemenata, mogućnost višestruke primene čaure. Merenje se vrši uvek u istoj tački što u mnogome povećava tačnost merenja.

13

3.1.2. MERENJE HABANJA POMOĆNIM UREĐAJEM I INDIKATOROM

Uređaj se sastoji iz dva dela (sl. 6): pokretnog dela A i nepokretnog dela B. Pokretan deo se može obrtati oko ose O, čiji je položaj izabran tako da luk radijusa R što je moguće manje odstupa od evolventnog profila zuba. Nepokretni deo uređaja izveden je u obliku rama koji sa dve strane obuhvata ispitivani zupčanik, pri čemu je širina rama ravna širini zupčastog venca. Na nepokretnom delu uređaja, ugrađena su dva komparatera (3), razmeštena u suprotne čeone strane zupčanika. Merni nastavci tih indikatora oslanjaju se navrh zuba ili na vratilo ako se meri habanje zuba vratilo-zupčanika. Osim toga, na nepokretnom delu pribora je sektor zaustavnog točka, pritisni zavrtanj (7) i kočni zavrtanj (8). Na pokretnom delu uređaja ugrađen je podopružni zapinjač (4), indikator (5) i ručica (6), čiji se jedan kraj oslanja na osovinu indikatora (5), a drugi preko merne glave (9) na zub ispitivanog zupčanika.

Sl. 6.

Pri obrtanju pokretnog dela pribora oko ose O, merna glava klizi po profilu zuba, a preko ručice (6) na indikator (5), koji pokazuje odstupanje profila od kružnog luka radijusa R. Prisustvom i uz pomoć zaustavnog točka i zapinjača moguća su ponovna merenja u jednoj te istoj tački profila. Razlika na indikatoru (5) pri merenju nepohabanog i pohabanog zupčanika daje linijsko habanje. Da bi se uticaj ponavljanja merenja na tačnost sveo na minimum, jedna strana rama nepokretnog dela je zatopljena u otisak međuzublja. Pomoćni indikator (3) isključuje uticaj grešaka uređaja u osnoj ravni zupčanika, a kočni zavrtanj omogućava baziranje pribora po jednoj te istoj čeonoj površini pri ponovljenom merenju. Broj tačaka profila u kojima se vrši merenje, zavisi od radijusa i broja zuba zaustavnog točka. Ovakvim uređajem moguće je odrediti habanje zupčanika u granicama

mm 0.105.0 ÷ . Mogućnost periodičnog merenja habanja 10-20 fiksiranih tačaka po profilu omogućava formiranje slike habanja aktivne površine zuba zupčanika u vremenu ispitivanja.

3.2. MERENJE HABANJA MERENJEM MASE

Merenje habanja mašinskih elemenata merenjem mase obično se primenjuje za merenje habanja manjih mašinskih elemenata. Suština ove metode je u merenju mase pre i posle određenog perioda rada. Pre svakog merenja, elementi se moraju brižljivo isprati, prosušiti i pažljivo očistiti od svih produkata habanja. Po svojoj suštini, ovo je tipična integralna metoda jer kvantificira ukupno habanje mašinskih elemenata, po svim kontaktnim površinama.

Intenzitet habanja se izražava kao masa pohabanog materijala udaljenog sa jedinice nominalne površine dodira za jedinicu puta trenja.U slučaju potrebe da se habanje izrazi linijskim intenzitetom, neophodne su pretpostavke da je habanje normalno na površinu trenja ili postoje druge zakonomernosti raspodele habanja po površini, određene uslovima rada mašinskih elemenata.

Prevođenje pohabane mase u linijsko habanje moguće je po formuli:

LAQI L ⋅⋅

=γ (18)

14

gde je : Q - pohabana masa

A - površina trenja γ - specifična masa materijala

L - put trenja

Ponekad je za definisanje habanja dovoljno merenje mase i njime se u potpunosti može definisati proces habanja.

Određivanje habanja mašinskih elemenata merenjem mase ne preporučuje se u slučajevima kada je do izmene dimenzija elemenata došlo ne samo usled odvajanja materijala, već i zbog plastičnog deformisanja. Takođe je neprimenljiva i pri određivanju habanja elemenata poroznih materijala, natopljenih uljem.

Uopšte uzev, reč je o dosta jednostavnoj metodi, manje osetljivoj i preciznoj, kojom se može dobiti veoma ograničeni broj informacija.

3.3. MERENJE HABANJA ANALIZOM KORIŠĆENOG ULJA

Ispitivanje intenziteta i brzine habanja mašinskih elemenata i mehanizama, moguće je vršiti analizom korišćenog ulja. Osnovna ideja ove metode sastoji se u sledećem: Produkti habanja su sitne metalne čestice, oksidi metala, kao i rezultati hemijskog uzajamnog dejstva metala sa aktivnim komponentama ulja. Ako se odvoji određena količina ulja i sagori, moguće je analizom pepela izvući određeni broj informacija o intenzitetu i brzini habanja. Ova metoda spada u grupu onih metoda kod kojih je ispitivanje moguće bez prekida rada mašine, kontinualno u samom procesu eksploatacije.

Po prvi put, metoda je primenjena 1932. godine u V. Britaniji, za neprekidna merenja habanja cilindra dizel-motora.

Pri korišćenju ove metode, kao poseban problem se javlja pravilan izbor uzorka ulja, koji će karakterisati srednji sastav metalnih čestica u ulju.

Kod zupčastih prenosnika, kliznih ležišta, lančanih prenosnika i dr. elemenata, ulje se u toku rada intenzivno mesa i zato se Čestice metala ravnomerno raspoređuju po celoj količini ulja. Uzorak se može uzimati odmah, bez prethodnog mešanja, pipetom ili staklenom cevi. Za analizu je dovoljno

gr 200100 ÷ .

Pri ispitivanju habanja elemenata motora, ulje se prethodno brižljivo izmeša, a zatim pipetom uzima neophodna zapremina ulja. Uzimanje uzoraka je olakšano ukoliko postoji ugrađena slavina u centralnom uljovodu. Takav način uzimanja uzoraka je pogodan, no ne daje uverenje da je u odabranom uzorku sadržana srednja koncentracija odvojenog metala.

Analiza metala u ulju se vrši: zapreminskom, težinskom, kolorimetrijskom, polarografskom metodom, a takođe i spektralnom analizom korištenog ulja.

Kolorimetrijska metoda se zasniva na principu da se na osnovu karakteristične boje svetlosti, određuje prisustvo metalnih čestica u ulju. Nedostatak kolorimetrijske metode je nestabilnost standardne skale, subjektivnost vizuelnog određivanja intenziteta boje, kao i otežano upoređenje sa standardnom skalom pri većem prisustvu metala. Ovi nedostaci se delimično mogu odstraniti primenom fotokolorimetrijskom metodom.

Kod polarografske metode, za određivanje sastava ulja primenjuje se živina elektroda za skupljanje metala. Količina metala u ulju, pri ispitivanju polarografskom. metodom, svodi se na upoređivanje veličine talasa ispitivanog i standardnog rastvora..

Pri masovnim analizama pogodno je koristiti graduisane prave. Za njihovu konstrukciju priprema se standardni rastvor u kojem je priroda elektrolita konstantna, a koncentracija unešenog metala različita. Pri konstruisanju graduisanih pravih za seriju standardnih rastvora dobijena visina

15

talasa nanosi se na ordinatu, a koncentracija unešenog metala na apscisu. Svakom stepenu osetljivosti galvanometra odgovara posebna prava. Količina metala u ulju nalazi se uz pomoć graduisanih pravi.

Suština spektralne ili tačnije spektro-hemijske analize je da se uzorak ulja sa česticama metala prevodi u paru. Atomima pare saopštava se dodatna energija, posle čega se atomi samoinicijativno vraćaju u normalno stanje, zračeći dobijenu energiju u obliku svetlosti, koja se sastoji iz zrakova različite talasne dužine. Zračenje atoma svakog pojedinog elementa sastoji se od skupa sličnih zrakova sa određenim, za dati atom karakterističnim vrednostima talasne dužine.

Razlaganje svetlosti u spektar najčešće se vrši pomoću spektografa, gde se na njegovom izlazu obrazuje linearan spektar koji predstavlja skup projekcija ulaznog procepa, tako da je svaka projekcija obrazovana od zrakova određene dužine, Dešifrujući spektre uz pomoć etalona u obliku graduisane krive, moguće je odrediti količinski sastav produkata habanja.

Dobre strane metode određivanja i merenja habanja analizom korišćenog ulja je mogućnost merenja habanja mašinskih elemenata u samoj eksploataciji, bez demontaže.

Glavni nedostatak ove metode leži u činjenici da je ona indirektna metoda. Za dobijanje podataka o habanju, neophodno je specijalno kalibrisanje koje se sastoji u upoređivanju ispitivanog ulja i drugog odgovarajućeg ulja u koje je ubačena određena količina metalnih čestica.

Visoka tačnost same analize (greške 1-10%) ne omogućava i visoku tačnost merenja habanja, jer je moguće da jedna količina odvojenih čestica bude zadržana na ispitivanim elementima.

Pored složenosti same metode, veliki nedostatak je i nemogućnost donošenja zaključaka o mestima intenzivnijeg habanja, pošto ona daje sliku habanja celog mašinskog elementa.

3.4. MERENJE HABANJA PROFILEMETROM

Profilometar je merni instrument za merenje parametara hrapavosti i valovitosti bez razaranja ispitivane površine. Istovremeno, to je i osnovni merni instrument za definisanje topografije ispitivanih površina. Danas se u mašinskoj tehnici primenjuje veliki broj profilometra, različitih po konstrukciji i mogućnosti davanja podataka.

Sl.7.

Na sl. 7. je prikazana šema klasičnog profilometra. Njegovo dejstvo je zasnovano na principu "pipanja" ispitivane površine dijamantskom iglom veoma malog radijusa zaobljenja i pretvaranja

oscilacija igle u promenljive napone, induktivnom metodom. Pri kretanju dijamantske igle (1) po neravnoj površini, igla opipava neravnine aktivnog profila,

osciluje i te oscilacije prenosi na kotvu (2). Oscilovanjem kotve menjaju se zazori između kotve i jezgra (4), što dovodi do izmene napona na izlazu diferencijalnog transformatora (6). Promenljivi napon se pojačava u elektronskom bloku (7), a parametri hrapavosti ili valovitosti se očitavaju na skali (8) ili se mogu zapisati na traci (9). Zapis se vrši elektrotermičkim putem na elektrotermičkoj traci, u pravouglom koordinatnom sistemu, sa vertikalnim uvećanjem od 1000 do 20000 puta i horizontalnim uvećanjem od 2 do 4000 puta.

Nove generacije profilometra (Talvsurf 5, Talvcheck) u svom sistemu sadrže i procesor, čime se pružaju izvanredne mogućnosti za analizu statističkih karakteristika hrapavosti.

16

U poslednje vreme na tržištu se pojavila i najnovija generacija profilometra (Rodenstock RM 400), zasnovana na optičkom merenju hrapavih površina. U osnovi ovakvog načina merenja hrapavosti leži princip svetlosnog rasejavanja. Merna površina se osvetljava intenzivnim snopom infracrvenih zraka. Uz pomoć optičkog sistema i rešetkaste foto-diode dobija se optička vrednost hrapavosti ispitivane površine. Mikrokompjuterom se ova vrednost prevodi u parametre ili statističke karakteristike hrapavosti.

Suština merenja habanja profilometrom se sastoji u snimanju jednog te istog efektivnog profila, pre početka ispitivanja kao i u željenom vremenu ispitivanja ili eksploatacije.

Na profilogramu, konture udubljenog dela efektivnog profila ostaju postojane, a ispusti se usled habanja menjaju. Mera smanjenja ispusta je istovremeno linijski intenzitet habanja posmatranog pro-fila. Na sl. 8. je prikazana promena ispusta jednog profila u vremenu ispitivanja.

Kao postojana osnova (baza) od koje se meri linijsko habanje, može služiti i specijalno nanesen zarez na aktivnoj površini ispitivanog maŠinskog elementa. Pri tome se svakako mora voditi računa da naneseni zarez bitno ne smanji mehaničko-fizičke karakteristike ispitivanog elementa. Na sl. 9. je prikazana suština ovakvog načina merenja. Prvi profilogram (A-A) je snimljen pre početka eksploatacije (habanja), upravno na pravac nanesenog zareza. Drugi profilogram (B-B) je snimak profila u nekom periodu eksploatacije. Razlika njihovih rastojanja od osnove nanesenog zareza je linijsko habanje (h) .

Sl. 8. Sl. 9. Sl. 10.

Kao osnova za merenje habanja može služiti i površina koja nije u dodiru, odnosno koja se ne haba u eksploataciji. U slučaju ispitivanja zupčanika nejednakih širina, kao osnova se može koristiti deo nespregnute površine boka zupca |118|, sl. 10.

Dobre osobine ove metode su pre svega njena izvanredna osetljivost i visoka tačnost. Sa mogućnošću očitavanja veličina i ispod mμ 1.0 , ovo je svakako najpreciznija metoda merenja linijskog habanja. Pored veličine linijskog habanja, pri svakom merenju dobija se i zapis reljefa površine, što omogućava primenom poznatog matematičkog aparata i uporedna praćenja izmene topografije radnih površina u vremenu eksploatacije. Primena profilometra i traka sa zapisom, omogućava i naknadnu analizu dobijenih rezultata. Dobre osobine su svakako i mogućnosti merenja habanja na više različitih mesta, čime se svakako može kompletirati slika habanja ispitivanog mašinskog elementa, kao i definisati mesta intenzivnijeg habanja. Osnovni problem koji se javlja kod ovakvog načina merenja je obezbeđenje merenja uvek u istom preseku. Ovaj problem se može resiti na više različitih načina. Jedan od načina rešavanja ovog problema prikazan je na sl.11., |9|.

Sl. 11.

17

Ispitivani element (2) na koji je nanesen bazni zarez, postavlja se na prizmu (1) tako da centar zareza pada u centar vidnog polja mikroskopa (3). U tom položaju igla profilometra (4) snima profilogram. Mikroskop, prizma i profilometar postavljeni su na istu ploču, učvršćeni tako da je njihov međusobni položaj stalan.

Otežano snimanje reljefa površine i merenje habanja mašinskih elemenata, uslovljeno otežanim pristupom profilometra, uspešno se rešava skidanjem otiska aktivne površine. O postupku pravljenje i skidanja otisaka aktivne površine mašinskih elemenata biće više reci u posebnom poglavlju ove knjige.

U cilju obezbeđenja merenja uvek istog preseka moguća je primena i posebno konstruisanih pomoćnih pribora koji omogućavaju uvek isti položaj otiska u odnosu na dijamantsku iglu profilometra |118|.

3.5. MERENJE HABANJA METODOM VEŠTAČKIH BAZA

Metoda veštačkih baza zasniva se na određivanju rastojanja od površine trenja (aktivne površine) do dna udubljenja, veštački formiranog na aktivnoj površini. Udubljenje se sužava od površine ka dnu, po određenom zakonu. Osa udubljenja je postavljena normalno na aktivnu površinu a linijsko habanje aktivne površine se meri u pravcu te ose,

Udubljenje na aktivnu površinu se može nanositi dijamantskim indentorom u vidu piramide ili konusa, bušenjem koničnog udubljenja, urezivanjem jamica obrtnim dijamantskim nožem, brušenjem jamica tocilom, itd.

U zavisnosti od načina nanošenja veštačkih baza, ova metoda se deli na: metodu tragova, metodu bušenja udubljenja i metodu urezivanja jamica.

Metoda tragova se zasniva na nanošenju veštačkih baza indentorom određenog geometrijskog oblika. U SSSR to je najčešće indentor u vidu piramide, sa kvadratnom osnovom i uglom pri vrhu od

o136 . U SAD to je najčešće romboidna piramida.

Materijal indentora (utiskivača) je najčešće dijamant, ali su u upotrebi i tvrde legure, pribori za ispitivanje tvrdoće po Vikersu, pa čak i utiskivači od termički obrađenih čelika.

Merenjem pomoću mikroskopa dužine dijagonale nanesenog traga pre početka kao i u željenom trenutku ispitivanja, nije teško odrediti rastojanje od aktivne površine do dna nanesenog traga. Na ovaj način se određuju veoma male veličine linijskog habanja, reda delova mikrometra.

Na sl. 12.a. je prikazana shema traga nanesena indentorom u obliku piramide sa kvadratnom osnovom i u obliku piramide sa romboidnom osnovom (sl. 12. b) .

Sl. 12.

Dubina traga od kvadratne piramide može se izračunati kao:

dtg

h ⋅=

222

2α (19)

a dubina traga od romboidne piramide je

18

btg

ltg

h ⋅=⋅=

22

1

22

2γβ (20)

U slučaju nanošenja tragova romboidnom piramidom, sa uglovima '30172o=β i o130=γ :

blh ⋅=⋅=289.41

514.301 (21)

Veličina linijskog habanja ravne površine određuje se kao razlika dubine traga pre početka habanja i dubine traga u trenutku merenja:

( )21211 ddm

hhhL −⋅=−= (22)

gde je: Lh - linijsko habanje

1h - dubina traga pre početka merenja

2h - dubina traga u trenutku merenja

1d - dužina dijagonale traga kvadratne piramide pre početka habanja

2d - dužina dijagonale traga u trenutku merenja

m - koeficijent proporcionalnosti

Za piramidu sa uglom o136=α :

( )2171 ddhL −= (23)

Metodu tragova moguće je koristiti i za merenje habanja ugnutih i ispupčenih površina. U slučaju merenja habanja ugnutih površina, formula ima oblik:

Rdd

mddh

8

22

2121 −

−−

= (24)

a za ispupčene površine:

Rdd

mddh

8

22

2121 −

+−

= (25)

gde je: R - radijus cilindra.

Umesto metode tragova, moguća je primena metode bušenja udubljenja. Ova metoda se sastoji u bušenju koničnih udubljenja burgijom od tvrdih metala (sl. 13. a) , ili prethodnog zabušivanja sa naknadnim upuštanjem (sl. 13. b). Po svojoj suštini ova metoda je analogna metodi tragova i moguće je koristiti iste izraze za određivanje linijskog habanja.

Sl. 13.

Suština metode urezivanja jamica je da se na ispitivanoj površini urezuje udubljenje određenog oblika, obrtnim dijamantskim nožem u vidu trostrane piramide (sl. 14). Dno udubljenja je postojana

19

baza, a veličina linijskog habanja je razlika rastojanja od aktivne površine do dna jamice, pre habanja i u trenutku merenja. Dužina jamica se meri mikroskopom.

Sl. 14.

Tačnost merenja je veća nego kod metode tragova, pošto je i odnos između dubine jamice i njene dužine 1:50 - 1:80., umesto 1:7 kod metode tragova

Određivanje i merenje habanja metodom veštačkih je metoda široke primene u laboratorijskim i eksploatacionim uslovima. Poseduje niz dobrih osobina ali i nedostataka.

Dobre su joj osobine, visoka tačnost merenja linijskog habanja uvek na istom mestu. Tačnim merenjem pomoću mikroskopa, moguće je veoma tačno odrediti i veoma male veličine linijskog habanja, reda delova mikrona. Formiranjem više veštačkih baza po aktivnoj površini, moguće je dobiti sliku raspodele habanja. Vreme dobijanja gotovih rezultata je relativno kratko i ne zahteva demontiranje i skidanje ispitivanih elemenata. U slučaju težeg prilaza mikroskopa ispitivanoj površini, moguće je merenje vršiti na skinutom otisku.

Nedostaci ove metode su pre svega, deformisanje metala oko veštački formiranog udubljenja. Ovo deformisanje narušava početnu hrapavost aktivne površine i može donekle iskriviti stvarnu sliku habanja. Zato se preporučuje prebrusivanje ove površine ili u nekim slučajevima doterivanje šmirglom.

Drugi nedostatak koji može ograničiti primenu ove metode je mogućnost izmene forme veštačke baze posle utiskivanja indentorom. Ovo je naročito izraženo kod materijala visoke granice tečenja.

Primena metode je otežana i u slučajevima kada je habanje praćeno plastičnim deformisanjem površinskog sloja. U tom slučaju, na krajevima baze dolazi do nagomilavanje materijala i ona gubi čistu formu.

3.6. OTISAK AKTIVNE POVRŠINE

Veoma često se pri ispitivanjima mašinskih elemenata javlja problem nemogućnosti pristupa merne instrumentacije ispitivanoj površini. Ovaj problem se veoma uspešno rešava skidanjem otisaka ispitivane površine. Pravilan i dobro skinut otisak omogućava merenja hrapavosti, analizu topografije ispitivane površine, merenje habanja, otkrivanje karakterističnih zona habanja, dubine habanja, oblika razornog habanja, itd.

Kvalitet otiska određuje u osnovi materijal za pravljenje otisaka. Izabrani materijal mora imati: visoku osetljivost kopiranja, nisku temperaturu topljenja, minimalnu kontrakciju, dovoljnu čvrstoću i lakoću pripreme.

U praksi je danas moguće koristiti različite materijale za pravljenje otisaka. Prvo; parafin od koga se pravi negativ otiska, a zatim se zaliva gipsom. Po otapanju parafina dobija se gipsana, pozitivna kopija ispitivane površine. Kako parafin tako i gips pokazuju osobinu kontrakcije pri otvrdnjavanju, ali izmena veličina parafinskog negativa i gipsanog pozitiva kao suprotne imaju veoma mali uticaj na gotov otisak.

Otisak ispitivane površine moguće je napraviti i od smeše sumpora i grafita (88% sumpora i 12% grafita). Grafit i sumpor se pažljivo izmešaju a zatim se smeša zagreva dok se sumpor ne razgreje i razlije na ispitivanu površinu. Smeša se brzo hladi u kontaktu sa metalom, posle čega se gotov otisak skida sa površine.

20

Za izradu otisaka primenjuju se takođe i plastične mase, polistirolne smole, koje otvrdnjavaju približno 20 minuta po dodavanju katalizatora. Osobine ovog materijala su lakoća izrade otisaka i velika tačnost.

U praksi je veoma često u upotrebi jedinjenje na bazi 45% gutaperke, 20% bitumena, 5,34% mašinske masti i 1% neozola D.

Britanski standard B.S.1134 od 1961, god. predviđa primenu dve vrste materijala: celuloznih astetata i sintetičkih smola.

Izvanredni rezultati se dobijaju primenom samoočvršćavajućih akrilnih masa koje se upotrebljavaju u zubarstvu, a u prodaji se dobijaju u obliku praha i tečnosti različitih boja |119|.

3.7. MERENJE HABANJA METODOM RADIOAKTIVNIH IZOTOPA

Materijali mašinskih elemenata normalno se sastoje od stabilnih, tj. neaktivnih izotopa. Stabilna jezgra se, međutim, mogu prevesti u nestabilna bombardovanjem određenim atomskim česticama. Na ovaj način dobija se radioaktivan izotop materijala datog mašinskog elementa.

Suština merenja habanja mašinskih elemenata metodom radioaktivnih izotopa sastoji se u tome što se ispitivani element aktivira uvođenjem radioaktivnih izotopa u ispitivanu površinu. Ovako aktivirani mašinski element se postavlja u radni položaj uređaja ili mašine za ispitivanje. Kvantificiranje i ocena habanja se vrši merenjem promena radioaktivnosti produkata habanja ili smanjenjem radioaktivnosti ispitivanog elementa. Najčešće se merenje radioaktivnog zračenja vrši: jonizacionim davačima, scintilacionim davačima, fotografskom ili kalorimetarskom metodom.

Pri merenju habanja ovom metodom, radioaktivni izotopi se koriste kao obelezivači (radioaktivni indikatori). Najvažnija karakteristika obeleživača je zračenje koje oni stalno emituju i na taj način daju signale koji ukazuju na mesto njihovog prisustva, brzinu kretanja ili na jednakost i nejednakost njihove raspodele u raznim materijalima. Signali se lako hvataju nekim od uređaja za registraciju zračenja i na taj se način dobijaju podaci o količini radioaktivnih atoma, odnosno o količini produkata habanja.

Uvođenje radioaktivnih indikatora u ispitivane mašinske elemente se može vršiti na više načina:

- zračenjem ispitivanih elemenata u nuklearnom reaktoru

- ozračivanjem tankih slojeva mašinskih elemenata

- ubacivanjem mehaničkih umetaka, prethodno aktiviranih u nuklearnom reaktoru

- uvođenjem radioaktivnih izotopa u rastopljeni metal od koga se liju ispitivani elementi

- elektrolitičkim putem

- elektrolučnim nanošenjem, i dr.

Danas su najčešće u primeni prva dva načina uvođenja radioaktivnih indikatora u ispitivane mašinske elemente.

Aktiviranje ispitivanih elemenata u nuklearnom reaktoru najčešće se vrši neutronima. Osnovne prednosti aktiviranja neutronima su: mali troškovi, ravnomerna i vrlo visoka specifična aktivnost ozračenih delova. Nasuprot ovim prednostima stoje: visoka radioaktivnost ozračenog elementa i njena ograničenost sa aspekta zaštite okoline pri ispitivanju.

Postupak ozračivanja tankih slojeva mašinskih elemenata je razvijen tek prošle decenije i usavršen do nivoa praktične primene, U SSSR je poznat pod nazivom "površinska aktivacija", a u zemljama engleskog jezičkog područja kao "thin layer activation" (ozračivanje tankog sloja). Ovom metodom postiže se vrlo mala aktivnost ispitivanog elementa, ne veća od mC 10 μ , što omogućava ispitivanja ne samo u specijalnim laboratorijama već i u običnim eksploatacijskim uslovima. Ovako mala aktivnost postiže se površinskim aktiviranjem, snopom brzih čestica (deutronima, protonima ili alfa-česticama, ubrzanih ciklotronom. Dubina sloja dobijena posle ozračivanja, zavisi od energije i vrste aktiviranih čestica. Naprimer, pri bombardovanju deutronima dubina aktiviranog sloja je

21

mμ 250200 ÷ , a pri bombardovanju protonima mμ 200100 ÷ . Najmanja dubina aktiviranog sloja

dobija se pri bombardovanju alfa-česticama, μm 5040 ÷ . Najveći deo površine elementa aktiviranog ciklotronom postaje izvor gama-zračenja, što smanjuje nivo radioaktivnosti tog izvora.

U principu postoje dva postupka merenja habanja metodom radioaktivnih izotopa: postupak protočnog merenja radioaktivnosti i postupak direktnog merenja radioaktivnosti površinskog sloja.

Merenje habanja postupkom protočnog merenja vrši se merenjem radioaktivnosti produkata habanja koji se skupljaju i nagomilavaju u ulju. Ulje cirkuliše neprekidno ili periodično u toku perioda ispitivanja. Određivanje radioaktivnosti se vrši: neprekidnim merenjem ulja, periodičnim merenjem, merenjem skupljenih čestica u filtru koji propušta ulje.

Principska shema protočnog merenja habanja kliznog ležišta prikazana je na sl. 15. Ispitivani par klizno ležište-rukavac, prethodno aktiviran, smešten je u uređaju za ispitivanje kliznih ležišta (1). Protočno podmazivanje se ostvaruje preko sistema: pumpa (3), cevovod (6), sistem za hlađenje (5) i rezervoar (4). Oko cevovoda postavljen je blok iz nekoliko davača (2) za registrovanje zračenja. Pumpa obezbeđuje cirkulaciono podmazivanje uljem koje sa sobom nosi produkte habanja, koje je moguće registrovati blokom davača. Cevovod nesme imati zastojnih mesta na kojima bi se zaustavljali produkti habanja. Da bi tačnost merenja bila veća, neophodno je da cela zapremina ulja u sistemu cirkuliše 5-10 puta u toku merenja.

Sl. 15.

Ako se ispred bloka davača ugradi filter, produkti habanja će se u njemu zaustavljati i vršiće se merenje radioaktivnosti skupljenih čestica u filtru koji propušta ulje.

Na sl. 16. je prikazana shema merenja habanja zupčanika postupkom protočnog merenja. Radioaktivni zupčanik, spregnut sa neozračenim zupčanikom, smešten je u uređaj za ispitivanje zupčanika. Produkti habanja se protočnim uljem odvode u rezervoar u koji je smešten scintilacioni davač. Promene u radioaktivnosti se registruju u brojačkom kompletu, a strujni tok ulja se ostvaruje preko pumpe.

Sl. 16

22

Postupak direktnog merenja radioaktivnosti površinskog sloja je način merenja habanja novijeg datuma. U odnosu na protočno merenje ima znatnih prednosti a osim toga daje i mnogo tačnije rezultate. Zasniva se na merenju opadanja radioaktivnosti aktiviranog mašinskog elementa u toku procesa ispitivanja. Kako je proces habanja praćen neprekidnim odvođenjem pohabanog materijala, u toku ispitivanja dolazi do neprekidnog smanjenja ukupne mase elementa. Ako je odvedeni materijal ozračen onda je i habanje ispitivanog elementa praćeno neprekidnim smanjenjem njegove radioaktivnosti. Direktnim merenjem promene radioaktivnosti ozračenog elementa moguće je merenje njegovog habanja.

Na sl. 17. je prikazana shema merenja habanja klipnog prstena, direktnim merenjem radioaktivnosti površinskog sloja. Valja napomenuti da se pre svakog merenja, produkti habanja moraju brižljivo odstraniti.

Za ispitivanje prenošenja materijala sa klipnog prstena na cilindar (transfer materijala), korisno je upotrebiti fotografsku metodu.

Sl. 17.

U novije vreme primenjuje se i istovremeno merenje habanja više elemenata jednog sklopa, uglavnom u postupku protočnog merenja. Pri tome je neophodno da se u svaki od ispitivanih elemenata uvede različiti radioaktivni indikator koji se u svojim gama-spektrima znatno razlikuju.

Svojom pojavom i početnom primenom, metoda merenja habanja radioaktivnim izotopima je uzbudila naučni svet, donoseći sa sobom nešto novo u oblasti ocene i kvantificiranja habanja mašinskih elemenata. Danas ona nalazi sve veću primenu u nauci i industriji.

Merenje habanja metodom radioaktivnih izotopa poseduje niz dobrih osobina. Osnovna preimućstva ove metode su: visoka osetljivost, brzina ispitivanja, mogućnost merenja habanja bez prekida ispitivanja, mogućnost merenja habanja više mašinskih elemenata istovremeno, mogućnost određivanja minutne količine habanja i dr.

Nedostaci ove metode su: neophodne mere zaštite pri ispitivanju, specijalna i relativno složena priprema za ozračivanje elemenata, primena specijalne aparature za merenje zračenja i dr.

Jedan od najvećih nedostataka ove metode je njena indirektnost. Da bi se merenjem radioaktivnosti ozračenih elemenata došlo do informacija o intenzitetu habanja, neophodno je prethodno uspostaviti vezu između promena radioaktivnosti i promena odgovarajućih parametara habanja. Do ove se veze dolazi na dva načina. U prvom slučaju se ispitivanje povremeno prekida i pored merenja radioaktivnosti istovremeno se meri i habanje ispitivanog mašinskog elementa. U tom slučaju do neophodne veze se dolazi tokom izvođenja ispitivanja, odnosno po završetku serije ispitivanja. U drugom slučaju neophodno je korišćenje etalona od istog materijala i ozračenog pod istim uslovima kao i ispitivani mašinski element. Pre početka ispitivanja, skidanjem veoma tankih slojeva ozračenog etalona i merenjem njegove radioaktivnosti uspostavlja se neophodna veza između promene radioaktivnosti i promene odgovarajućih parametara habanja.

3.8. FEROGRAFIJA-METODA ZA PROUČAVANJE PROCESA HABANJA

Ferografija je novi postupak za izdvajanje produkata habanja iz ulja za podmazivanje, iz gasova dizel-motora, mlaza mlaznih motora, sredstva za hlađenje i podmazivanje i dr. Izdvajanje se vrši na način koji je pogodan za dalju analizu. To je jedna nova tehnika, opisana po prvi put 1972., koja se u

23

ovako kratkom vremenu pokazala vrlo uspešnom. Ona omogućava ne samo blagovremeno upozorenje da je u procesu habanja došlo do nepoželjnih promena, nego i omogućuje svestrano proučavanje procesa habanja.

U ferografiji se danas upotrebljavaju dva osnovna postupka proučavanja procesa habanja: određivanje indeksa intenziteta habanja i analitička ferografija.

3.8.1. INDEKS INTENZITETA HABANJA (INSTRUMENT SA DIREKTNIM OČITAVANJEM) :

Kod analize procesa habanja ovim postupkom, uzorak ulja propušta se da teče iznad jakog magneta (sl. 18), što dovodi do taloženja čestica na staklenu podlogu. Kako je sila na čestici u magnetnom polju proporcionalna njenoj zapremini, a otpor kretanju čestica kroz fluid proporcionalan njihovoj površini preseka, veće čestice će se taložiti ranije (oko mesta L), a manje čestice kasnije (oko mesta S).

Sl. 18.

Po završenom selektivnom taloženju čestica, merenjem intenziteta prolazne svetlosti određuje se procenat površine pokriven velikim česticama ( LA ) i malim česticama ( SA ). Indeks intenziteta habanja se može odrediti kao:

( ) ( ) 22SLSLSLS AAAAAAI −=+⋅−=

Tumačenje indeksa SI nije uvek jednoznačno, ali su brojna ispitivanja pokazala da nagli porast

SI ukazuje na bitne promene u procesu habanja i tako daje upozorenje pre pojave znatnog oštećenja ispitivanih elemenata. Nagli porast SI , nakon što je ispitivani element prošao kroz period uhodavanja, ukazuje na predstojeća teška oštećenja.

Novije generacije instrumenata sa direktnim očitavanjem, u svom sistemu uključuju i procesore čime se omogućava lako automatizovanje postupka i direktno iznalaženje indeksa SI .

3.8.2. ANALITIČKA FEROGRAFIJA: Analitička ferografija se zasniva na analizi ferograma koji se dobija propuštanjem uzoraka ulja preko

staklene ploče ispod koje je postavljen snažni magnet (sl. 19). Taloženje čestica je selektivno, po veličini, kako je to već ranije opisano. Po izvršenom izdvajanju čestica habanja, odvaja se ostatak ulja, a čestice se učvršćuju na staklenu ploču, pogodnim sredstvom za fiksiranje. Tako dobijena pločica sa izdvojenim česticama po veličini, naziva se ferogram.

24

Sl. 19.

Analiza dobijenog ferograma može biti različita, a sve u zavisnosti od posmatranog problema. Osnovni instrument za analizu ferograma je bikromatski mikroskop koji korišćenjem dvostrukog osvetljenja omogućava razlikovanje čestica prema karakterističnim bojama. Analiza ferograma se uspešno vrši i upotrebom SEM-a (scanning elektronski mikroskop), električnog mikroanalizatora, kvantimeta i sl.

Ferografija kao metoda za proučavanje procesa habanja, pruža dosta mogućnosti za uspešnu analizu habanja mašinskih elemenata. Neke od mogućnosti ferografije su: analiza i definisanje oblika čestica, definisanje perioda habanja, ukazivanje na predstojeća teška oštećenja (pojava sfernih čestica pre konačne propagacije pukotine od zamora), analiza oksidnih čestica kao rezultata neadekvatnog podmazivanja, itd.

25

4. KARAKTERISTIKE TRIBOLOŠKIH PROCESA ZUPČASTIH PRENOSNIKA

4.1. TRENJE ZUPČASTIH PRENOSNIKA

Otpor koji se javlja pri relativnom pomeranju dva tela u dodiru ili tela u sredini koja ga okružuje, a koji nazivamo trenjem, prati i rad zupčastih prenosnika. Osnovne posledice trenja u zupčanicima su rasipanje energije, različiti stepeni iskorišćenja, habanje i povrede zupčanika. Parametri kojima se najčešće kvantificira trenje u zupčanicima su: koeficijent trenja i gubici energije u sprezi.

4.1.1. KOEFICIJENT TRENJA

Analiza kinematike sprezanja, kao i uslova koje zupčanici u sprezi moraju da ispune, pokazuje da komponente trenutnih brzina neke tačke dodira u pravcu zajedničke tangente na bokove spregnutih zubaca, nisu niti moraju biti jednake. To znači da bokovi zubaca klizaju jedan po drugom, a jedino kada se bokovi zubaca dodiruju u centralnoj tački nema klizanja i nastaje kotrljanje.

Trenje koje se javlja pri radu zupčanika je u principu zbir trenja klizanja i trenja kotrljanja. Kako se pravci i intenziteti brzine klizanja i brzine kotrljanja menjaju u periodu sprezanja, odnosno u intervalu vremena od ulaska zuba u spregu do njegovog izlaska iz sprege, logično je da se i trenje menja u tom istom intervalu. Postoje trenutne vrednosti sile i koeficijenta trenja i one zavise od trenutnog položaja kontakta spregnutih zuba.

Definisanje trenutnih vrednosti koeficijenta trenja u svakoj tački kontakta u toku perioda sprezanja je veoma teško. Osnovni parametri koji utiču na koeficijent trenja, kao brzina klizanja, menjaju veličinu i pravac u periodu sprezanja, a drugi parametri uticaja (opterećenje, odstupanja i geometrija) usložavaju opštu matematičku analizu. Zbog toga se za sada još uvek operiše sa srednjim vrednostima koeficijenta trenja do koga se dolazi kombinacijom teorijskih postavki i eksperimentalnih ispitivanja.

Određivanje srednje vrednosti koeficijenta trenja je: moguće na više načina i različitom metodologijom. Uobičajeno je da se kontakt dva spregnuta zupca cilindričnih zupčanika svodi na razmatranje kontakta dva valjka, pošto se može uzeti da površine bokova predstavljaju delove površine dva zamišljena valjka sa poluprečnicima ravnim polu-prečnicima krivina na mestu dodira (sl. 20).

Sl.20.

Između valjaka postoje uzajamni tangencijalni kontakti, uslovljeni delovanjem normalne sile. Ako su ugaone brzine valjka 1ω i 2ω , obimne brzine 11rω i 22rω se mogu smatrati brzinama krivih u tački kontakta dva spregnuta zuba. Brzina klizanja je tada:

2211 rrVkl ωω −= ; 21 ωω > (26)

Relativni poluprečnik spregnutih valjaka se može definisati kao:

21

111rrr

+= (27)

odnosno:

21

21rrrrr+⋅

= (28)

i može se uporediti sa relativnim poluprečnikom krivine, sr , na dodirnici cilindričnog zupčanika:

26

αsin21

21rrrrrs +⋅

=

gde su 1r i r odgovarajući podeoni poluprečnici, a α ugao dodirnice.

Kombinovanjem ovakvih teorijskih razmatranja i eksperimentalnih ispitivanja, dobija se empirijska formula za izračunavanja srednjeg koeficijenta trenja, kao |44|:

γβαημ

es

VrK

= (29)

gde su: eV - zbir obimnih brzina: 2211 rrVe ωω +=

K - konstanta

η - viskoznost ulja za podmazivanje

γβα ,, - konstante sa vrednostima manjim od 1.

Rečeno je već da se trenje menja u periodu sprezanja i da postoje trenutne vrednosti sile i koeficijenta trenja i da one zavise od trenutnog položajna kontakta spregnutih zuba. Tačno matematičko definisanje vrednosti trenutnog koeficijenta trenja, μ , je veoma teško, ali se zato lakše može uspostaviti veza između μ i srednjega koeficijenta trenja sμ | 45 |.

Analize teorijsko-eksperimentalnih rezultata pokazuju da se zavisnost između trenutne vrednosti koeficijenta trenja i ugla obrtanja pogonskog zupčanika može predstaviti krivom na sl. 21. Kriva je glatka zbog postepene promene kontakta i podmazivanja. Zbog velikog broja uticajnih parametara, promena koeficijenta trenja μ je nelinearna i zato može biti oblika pune ili isprekidane krive (sl. 21). Verovatnija je zavisnost oblika pune krive, pošto ja prekid u kinematskom polu uočljiviji, a nastaje usled promene smera brzine klizanja. Približna analiza koja uzima u obzir tok smicanja između zuba, Grubinovu formulu za debljinu uljnog sloja, pokazuje da je zavisnost između trenutne vrednosti koeficijenta trenja i ugla obrtanja zupčanika ( )aβ puna kriva prikazana na sl. 21.

Ukoliko se kinematski pol (C) prihvati kao početni položaj, kriva se u oblasti ulaska u spregu može približno predstaviti kao:

2

21 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+=

lxb

lxbμ (30)

gde su 1b i 2b konstante, a "x" i "l" veličine prikazane na sl. 21.

Sl.21.

Jednačina (30) odgovara graničnim uslovima 0=x ; 0=μ , tj. μ će biti jednako nuli u kinematskom polu, pošto u ovoj tački nema klizanja. Pri lx = koeficijent trenja će imati maksimalnu vrednost, zbog minimalne vrednosti brzine klizanja i smanjene mogućnosti formiranja stabilnog uljnog filma, baš kao i na početku kontakta. Tada se površina ispod krive može predstaviti kao:

27

3221

02

2

21lblbdx

lxb

lxbA

l+=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+= ∫ (31)

Odavde, srednja vrednost koeficijenta trenja, sμ , iznosi

3221 bb

lA

s +==μ (32)

Pošto je maksimalna vrednost koeficijenta trenja za lx = , sledi:

0=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛∂∂

=lxxμ (33)

Diferenciranje jednačine (30), i korišćenje uslova (33) daje:

xlb

lb

x 221 2+=

∂∂μ (34)

lx = ; 02 21 =+l

blb (35)

02 21 =+ bb (36)

Rešavanjem sistema jednačina (32) i (36) dobija se:

sb μ31 = sb μ23

2 −= (37)

Odavde je:

slx bb μμμ 5.121max =+== = (38)

Jednačina (38) pokazuje da je maksimalni koeficijent trenja u toku sprezanja za oko 50% veći od srednje vrednosti koeficijenta trenja.

4.1.2. SILE TRENJA I GUBICI ENERGIJE U SPREZI

Sile trenja, kao i gubici energije u sprezi se mogu definisati i predstaviti na više načina, do sada poznatih u teoriji. Prikazaćemo jednu od novijih teorija |45|, karakterističnu i različitu od drugih, po kojoj sila trenja cilindričnih evolventnih zupčanika zavisi od trenutnih vrednosti koeficijenta trenja i po kojoj su dva zupčanika u sprezi izložena različitim silama trenja.

Razmotrimo spregu cilindričnih evolventnih zupčanika čije su geometrijske karakteristike prikazane na sl. 22. Neka je ω trenutna ugaona brzina, I polarni moment inercije zupčanika, a indeksi 1 i 2 označavaju pogonski i gonjeni zupčanik. Smatrajući zube zupčanika krutim, izraz za kinetičku energiju sistema ima oblik:

22

211

211 ωω IIE += (39)

Trenje koje se javlja izaziva gubitak energije u sistemu, pa je promena kinetičke energije za beskonačno mali trenutak vremena:

dtIIdE ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=

⋅⋅

222111 ωωωω (40)

gde su: ⋅

1ω i ⋅

2ω - ugaona ubrzanja.

Za vreme perioda dt, jedan zub kliza po drugom, duž malog rastojanja dx, pa je gubitak energije usled trenja klizanja:

28

dxFdE Nμ= (41)

gde su: μ - trenutna vrednost koeficijenta trenja

NF - normalna sila između zuba u kontaktu

Sl. 22. Sl. 23.

Dužina klizanja dx se može izraziti kao:

dtVdx kl ⋅=

Sa slike 22. je:

( )( )

( ) ( )dttgtgRdxtgRtgRx

xdtdx

b

bb

θαφωωθαφ

ωω

+−+=

+−=+=

121

11

21

(42)

Uvođenjem relacija (42) u jednačinu (41), izjednačavanjem sa jednačinom (40) i rešavanjem po ω , dobija se izraz za ugaono usporenje, u obliku:

( ) ( )22121

2111

1

iII

tgtgiFR Nb

+

+−+=

⋅ θαφμω (43)

gde je: ⋅⋅

== 121221 ωωωωi

Opravdano se može smatrati da ovo ugaono usporenje zavisi od trenutne vrednosti momenta 1M koji deluje na zupčanik 1 i suprotstavlja se kretanju:

⋅= 111 ωIM (44)

Moment 1M se može razmatrati kao moment sile trenja koja deluje na zub pogonskog zupčanika u tački dodira (C), sl. 23.

29

( )( ) ( )

( ) ( )θα

θαφμθα

++

+−+==

+=

=

tgIiI

tgtgiFIl

MF

tgRll

MF

NT

b

T

22211

211

1

11

11

1

11

1 (45)

Jednačina (45) pokazuje da je maksimalna vrednost sile trenja na pogonskom zupčaniku za ugao 0=θ , tj. u tački 1K kad kontakt počinje. Kada bi se tačka 1K poklopila sa tačkom 1T sila 1TF bi težila

beskonačnosti. Za slučaj da je:21

21 =i , tj. 2:1: 21 =II ; o5=α i o20=φ , dobiće se da je

NT FF μ65.41 = .

Analogno prethodnim razmatranjima, dobija se sila trenja na gonjenim zubima, kao:

( ) ( )( )( ) ( )θαφ

θαφμ

+−++

+−+=

tgRtgRRIiI

tgtgRiFIiF

bbb

bNT

12122211

1212212

1 (46)

Analiza jednačine (46) pokazuje da je maksimalna vrednost sile 2TF onda kada se sprega zubaca prekida.

Razmatranje jednačina (45) i (46) navodi na zaključak da sile 1TF i 2TF zavise od polarnih momenata inercije, prenosnog odnosa i tačke u kojoj je dodir ostvaren. Takođe, izrazi za sile 1TF i 2TF se bitno razlikuju od konvencionalnog izraza NT FF μ= , koji je isti za oba zupčanika. Udeo svakog

zupčanika u ukupnom gubitku energije je različit i stoji u odnosu 22211 : IiI .

Gubitak energije 1dE usled delovanja momenta 1M , pri zaokretanju zupčanika za mali ugao θd iznosi:

( ) ( )

22211

211111

1

IiI

dtgtgiRFIdMdE bN

+

+−+==

θθαφμθ (47)

Integracijom jednačine (47) u granicama od 0 do aβ i od aβ do ( )ra ββ + dobijaju se gubici energije za period ulaska aβ−0 i period izlaska iz sprege ( )raa βββ +− .

Sabirajući ukupne gubitke energije zupčanika 1, dobijamo konačno:

( ) ( ) ( ) ( )ra

rabNs tg

IiIiRFI

Eβφβφ

φφββμ

+−+−

+

+=

coscoscosln

1 2

22211

21111 (48)

gđe je: sμ - srednji koeficijent trenja.

Na sličan način dobija se i izraz za gubitak energije zupčanika 2:

( ) ( ) ( ) ( )rara

bNs tgIiI

iRFIEβθβθ

φφββμ

+−+−

+

+=

coscoscosln1 2

22211

21122 (49)

Ukupni gubitak energije u periodu sprezanja je:

( )( ) ( ) ( )rarabNs tgiRFEEE

βφβφφφββμ

+−+−+=+=

coscoscosln1

2

21121 (50)

Ukupni gubitak energije ne zavisi od polarnih momenata inercije 21 i II , ali individualna učešća

30

svakog zupčanika (1 i 2) u ukupnom gubitku energije stoje u odnosu 22211 : IiI .

Sprovedena analiza trenja i parametara trenja u zupčastim prenosnicima zasnovana je na nizu pretpostavki. I pored preciznijeg definisanja triboloških procesa u sprezi i ona je u određenom smislu uprošćena jer se u njoj trenje ne razmatra sa aspekta savremenih predstavljanja po kojima trenje ima molekularno-mehaničku prirodu. No i pored toga, ovakav način analiziranja trenja u zupčanicima je koristan jer omogućava dobijanje niza informacija korisnih za projektovanje. Treba napomenuti da za sada još uvek nemamo razvijenu teoriju trenja zupčastih prenosnika, u kojoj bi se složeni procesi trenja tretirali sa aspekta svoje mehaničko-molekularne prirode.

Gubici energije ili gubici snage u zupčastom prenosu, a koji se iskazuju preko stepena iskorišćenja prenosnika, variraju od 0,5% do preko 80%, u zavisnosti od tipa zupčanika, ležišta, tačnosti izrade, topografije kontaktnih površina, opterećenja, podmazivanja i dr. faktora. Kako apsolutni stepen iskorišćenja (100%) nemože egzistirati ni u teorijskim razmatranjima i s obzirom na sve veću vrednost i značaj energije, zadatak je konstruktora da učini sve kako bi gubitke energije u prenosu minimizirao do granice mogućeg.

Za brze analize stepena iskorišćenja ili ako se ne raspolaže dovoljnim podacima za približna izračunavanja gubitaka u sprezi, opravdano je koristiti i tabelu 1 |37|.

Tabela 1

TIP ZUPČANIKA OPSEG

GUBITAKA U SPREZI

| % |

Cilindrični helikoidni

(spoljnje ozubljenje)

0,5 - 3

Cilindrični helikoidni

(unutrašnje ozubljenje)

0,5 - 3

Konični 0,5 - 3

Pužni 2-50

Spiroidni 2-50

Hipoidni 2-50

Cilindrični helikoidni sa vratilima koja se mimoilaze

5-50

4.2. NOMENKLATURA VRSTA HABANJA I POVREDA ZUBA ZUPČANIKA

Danas je u naučno-tehničkoj informaciji prisutna velika šarolikost u terminologiji triboloških procesa, pa se tako jedna te ista vrsta habanja naziva različitim nazivima. Zadnjih godina prisutna je želja za sistematskim sređivanjem, pa otuda i pojava rečnika termina trenja, habanja i podmazivanja (u SSSR, V. Britaniji i dr.).

Izložena nomenklatura vrsta habanja i povreda zuba zupčanika je za sada jedina sistematska analiza mogućih vrsta habanja i povreda. Korišćenjem ove nomenklature moguća je uspešna identifikacija triboloških pojava kod zupčastih prenosnika.

Treba napomenuti da je autor ove knjige imao dosta problema da ovu nomenklaturu prilagodi našoj terminologiji. Zadržani termini engleskog jezičkog područja, kao: skrečing, skoring, piting, su internacionalni i pojavljuju se u brojnim informacijama svih jezičkih područja, pa su kao takvi i zadržani u ovoj knjizi.

31

Tabela 2: NOMENKLATURA VRSTA HABANJA I POVREDA ZUBA ZUPČANIKA (AGMA-STANDARD

NORMALNO HABANJE (POLIRANJE)

To je sporo odvođenje metala sa kontaktnih površina. Normalno habanje ne utiče na rad prenosnika u intervalu vremena za koji je prenosnik konstruisan.

UMERENO HABANJE je brže odvođenje metala sa kontaktnih površina. Vek zupčanika se ne smanjuje.

RAZORNO HABANJE

je povreda, razaranje ili izmena oblika površine zuba zupčanika usled habanja. Pri ovakvom habanju znatno se skraćuje vek i narušava ravnomernost rada zupčanika.

ABRAZIVNO HABANJE

je vrsta razornog habanje koje se karakteriše povredama kontaktnih površina usled delovanja prljavštine, mehaničkih primesa u ulju ili produkata habanja zupčanika i ležišta.

SCRATCHING

je teža forma abrazivnog habanja koje se karakteriše ogrebotinama i kratkim zarezima u pravcu klizanja.

SCORING

je brzo odvođenje metala, izazvano kidanjem malih delova, zavarenih pri neposrednom dodiru kontaktnih površina, Karakteriše se dubokim brazdama u pravcu klizanja.

HA

BA

NJE

Hab

anje

je o

pšti

term

in k

ojim

se o

pisu

je g

ubita

k m

ater

ijala

sa k

onta

ktni

h po

vršin

a zub

a zupča

nika

PODSECANJE ZUBA

se javlja usled nepravilnog ili netačnog sprezanja. Najčešće se javlja u obliku uskih traka na kojima je primetno intenzivnije habanje. Ova mesta su ponekad prekrivena i jamicama. U težim slučajevima javljaju se i izražene brazde

32

KOROZIONO HABANJE

je povreda zuba usled hemijskog dejstva kiselih materijala, vlage ili primesa sadržanih u ulju. Najčešće se karakteriše sitnim jamicama koje se gube tokom vremena, ali je pri tome habanje vrlo intenzivno.

LJUSPANJE

Je vrsta habanja pri kome se sa površine odvaja metal u obliku vrlo tankih ljuspica, a na kontaktnim površinama ostaje mala, mutna i hrapava površina

PREGREVANJE

nastaje kao rezultat dejstva vrlo visokih temperatura. Kao posledica ove pojave mogu nastati razni oblici intenzivnog habanja.

INICIJALNI PITING

se ispoljava u obliku sitnih jamica na dodirnici ili nešto ispod nje. Ovaj piting nije posebno opasan budući da ga je lako odstraniti, a osim toga praktično je neprogresivan.

RAZORNI PITING

se obično javlja ispod dodirnice. Broj jamica, kao i njihove dimenzije se neprekidno uvećavaju, što konačno dovodi do povlačenja zupčanika iz upotrebe.

HA

BA

NJE

SPALLING

se karakteriše ljuspanjem vrha i bokova ivica zupčanika. Obrazovane prskotine su veće i dublje od jamica razornog pitinga.

VALJANJE I OJAČANJE

se skoro uvek javljaju istovremeno. Karakterišu se pojavom grebena na vrhu i bočnim ivicama zuba, deformisanjem zaobljenja vrha zuba, obrazovanjem udubljenja na pogonskom i grebena u zoni dodira gonjenog zupčanika

33

TALASANJE

se ispoljava u obrazovanju talasastih grebena pod pravim uglom na pravac klizanja. Javlja se uglavnom kod cementiranih, hipoidnih pogonskih zupčanika

PLA

STIČ

NO

TEČ

ENJE

Def

orm

acije

pov

ršin

skog

met

ala u

sled

velik

og o

pter

ećen

ja

OBRAZOVANJE GREBENA (BRAZDANJE)

je česti slučaj plastičnog tečenja. Karakteriše se pojavom grebena raspoređenih po do dijagonali kontaktne površine. U nekim slučajevima povrede imaju strelasti oblik u pravcu klizanja.

ZAMORNI LOM

je najrasprostranjeniji vid loma zuba. Ispoljava se u vidu pukotine na opterećenoj strani zuba, obično u oblasti ivice poprečnog preseka. Pukotina se širi duž noge zuba po dijagonali, sve do potpunog loma.

LOM USLED PREVELIKOG HABANJA

može nastati kao rezultat intenzivnog pitinga, ljuspanja ili abrazije.

LOM USLED PREOPTEREĆENJA

najčešće nastaje pri delovanju iznenadnih, veoma visokih opterećenja. Kod tvrdih i krtih metala, lom ima izgled svilaste niti, a za žilave metale izgled pokidanih vlakana.

KALJENA PUKOTINA

nastaje kao rezultat koncentracije unutrašnjih napona pri termičkoj obradi. Obično su izgleda kapilarnih pukotina koje presecaju glavu zuba ili su smeštene po radijusu zaobljenja noge zuba.

LOM

Pod

lom

om se

pod

razu

mev

a pot

puni

pre

lom

zuba

ili p

relo

m n

jego

vog

veće

g de

la

PUKOTINE USLED BRUŠENJA

nastaju usled nepravilne tehnologije brušenja ili narušenog režima termoobrade pukotine su uzrok razornog loma, a u nekim slučajevima prouzrokuju razaranje samo kontaktne površine praćeno ljuspanjem.

34

4.3. NAJČEŠĆE VRSTE HABANJA ZUPČANIKA

Nomenklatura vrsta habanja i povreda zuba zupčanika pruža mogućnost za identifikaciju brojnih mogućih vrsta habanja koje se mogu pojaviti pri eksperimentalnim ispitivanjima ili u eksploataciji. Analiza brojnih informacija pokazuje da se u normalnim uslovima eksploatacije javljaju uglavnom određene vrste habanja.

Zupčanici savremenih avionskih motora rade u uslovima visokih opterećenja i velikih brzina. Njihovi gabariti su mali, a vek trajanja kraći, u ovakvim uslovima, najčešće su pojave: skoringa, pitinga i loma zupčanika.

Zupčanici gasnih turbina rade pri temperaturama Co250200 ÷ , a najčešće pojave su različite vrste skoringa.

Na zupčanicima parnih turbina koji rade sa normalnim opterećenjima i kod kojih se traži duži vek trajanja, ne manji od 100 hiljada časova, najčešće habanje je piting.

Automobilski zupčanici rade pri visokim opterećenjima, relativno manjim brzinama i sa promenljivim momentom uvijanja. Pojava skoringa pri normalnim opterećenjima je ovde ređa. Glavna i najčešća vrsta habanja je piting.

Zupčanici lokomotiva rade sa velikim opterećenjima, promenljivim momentom uvijanja i manjom brzinom. Zahtevani vek trajanja je reda 20.000 sati. Najčešće pojave su lom i skoring na aktivnim površinama.

Traktorski zupčanici rade sa nešto manjim opterećenjima od automobilskih zupčanika, ali i sa nešto većim faktorom udara. Zbog uslova u kojima rade, izloženi su uticaji atmosfere i pojavi abrazivnog habanja. Najčešći oblici habanja su piting (52%) i abrazivno habanje (30%) .

Zupčanici mašina alatki rade sa umerenim opterećenjem, a najčešća vrsta habanja je piting.

Lako je uočiti da je najčešća vrsta habanja koja se javlja kod zupčastih prenosnika piting, a da se ostale vrste habanja i povreda javljaju ređe i pod određenim uslovima. Zanimljivi su podaci izneti na Međunarodnoj konferenciji o zupčanicima, u Belgiji 1956. Po njima, u periodu od 1946-1956. god., pojava pitinga je predstavljala 90% od svih pojava na industrijskim i brodskim zupčanicima.

4.3.1. ZAMORNO HABANJE (PITING)

Piting je najčešća a istovremeno i najkarakterističnija vrsta habanja zupčastih prenosnika. Internacionalni naziv piting potiče od engleske reci: pit-jamica i danas se pod tim imenom pojavljuje u brojnoj svetskoj literaturi. U literaturi ruskog govornog područja ponekad se ova vrsta habanja naziva i поверхностное выкрашивание.

Prva izučavanja pitinga započeta su 20-godina ovog veka. 0d tada pa do danas, piting je predmet brojnih interesovanja, istraživanja i analiza. Fenomen pitinga privlači pažnju velikog broja naučnika i danas. Pa ipak, brojni rezultati i brojne informacije pokazuju da ova pojava ni do danas nema potpunih odgovora, zato dalja izučavanja iz ove oblasti predstavljaju aktuelnu i veoma interesantnu problematiku.

U zavisnosti od načina nastajanja, razvoja, oblika i uticaja na vek trajanja i pouzdanost zupčastih prenosnika, razlikujemo inicijalni i razorni piting.

Inicijalni piting se javlja u periodu uhodavanja, najčešće kod zupčanika od mekših materijala i termički neobrađenih. Ispoljava se u obliku pojave malog broja jamica na dodirnici ili ispod nje (sl. 24). Uzrok nastajanja inicijalnog pitinga je koncentracija naprezanja na mestima izrazitijih površinskih neravnina. Broj jamica raste sve dotle dok se vrhovi izrazitih neravnina ne odstrane, lokalna preopterećenja aktivnih površina ne smanje, a stvarna površina dodira postane dovoljno velika da može preneti opterećenje bez povreda. Porastom stvarne površine dodira dolazi do ravnomernije raspodele opterećenja i do prestanka pojave novih jamica. Nastanak inicijalnog pitinga nije moguće uvek sprečiti, ali se zato može znatno smanjiti korekcijom sprezanja i tačnijom izradom zupčanika.

35

Sl. 24.

Proces razornog pitinga može se opisati na sledeći način:

U početku, na nozi zuba zupčanika oko podeonog kruga, pojavljuju se male jamice, veličine glave čiode, ponekad i krupnije. Broj jamica ne prekidno raste pri istovremenom povećanju nekih od njih, usled čega se neprekidno smanjuje stvarna površina dodira. Smanjenjem kontaktne površine, rastu kontaktni naponi koji po dostizanju kritičnih, vrednosti izazivaju plastične deformacije ili intenzivno habanje.

Brojna ispitivanja vršena u ovoj oblasti pokazuju da se razvoj razornog pitinga može podeliti u nekoliko faza | 118 | , sl. 25.

U prvoj fazi nastaje izvesno razvlačenje materijala površine oblika klina i znatno veće od površine inicijalnih jamica koje će se pojaviti nešto kasnije (sl. 25a).

U drugoj fazi nastaje povećanje broja jamica (sl. 25b). Novoformirane jamice zauzimaju mesto u nizu sa prvoformiranim jamicama i približno su istih dimenzija.

Pojava novih jamica koje sa već postojećim formiraju površinu oblika klina je karakteristika treće faze (sl. 25c). Karakteristično je za ovu fazu da se novoformirane jamice javljaju na mestima bliže oblasti pola, odnosno da se razaranje zuba premešta ka polu i glavi prenosnika.

U daljem stadijumu razvoja razornog pitinga, formirane jamice povećavaju svoje dimenzije sve dok se ne uklone granice između jamica i sve jamice se ne spoje u jednu površinu oblika klina (sl. 25d). Dibina ovako razorene površine može biti relativno mala.

FAZE RAZORNOG PITINGA ZUPČANIKA

I-faza II-faza III-faza

IV-faza V-faza VI-faza

Sl. 25.

Potpunom razaranju većeg dela aktivne površine prethodi pojava jamica većih dimenzija koje se formiraju uglavnom izvan oblasti već obuhvaćene pitingom (sl. 25e). Najčešće je to oblast kinematskog kruga. Novonastale jamice su kosog položaja u odnosu na aktivnu površinu, pravilnog su oblika i podsećaju na oštećenja nastala mehaničkim putem.

Kao konačni stadijum razornog pitinga je razaranje većeg dela aktivne površine (sl.25f). Formiraju se prskotine, veće i dublje nego u ranijim fazama. Razorena površina se može sastojati iz manjeg broja međusobno povezanih razorenih površina koje imaju formu većih rupa.

Očigledno je da pojava razornog pitinga, po zahvatanju znatnog dela aktivne površine zuba, narušava normalan rad zupčanika koji dovodi do povlačenja zupčanika iz upotrebe ili konačno do

36

zamornog loma.

U samom početku izučavanja pitinga (dvadesetih godina našeg veka), u tehničkoj literaturi su se javljale različite teorije o prirodi nastanka ove pojave. Navodimo neke:

- piting se javlja usled zavarivanja i otkidanja čestica

- uzrok pitinga su korozione jamice kao posledica nagrizajuće korozije

- uzrok pitinga je preopterećenje

- uzrok pitinga je gubitak stabilnosti tankog površinskog sloja

- piting se javlja usled unutrašnjeg oksidacionog efekta prouzrokovanog plastičnim deformisanjem površinskog sloja, i dr.

Tokom vremena se kao najprihvatljivija i najpravilnija pokazala teorija po kojoj se obrazovanje pitinga razmatra kao zamorno razaranje kontaktnih površina usled delovanja kontaktnih napona.

Razmatranje napona na dodirnim površinama dva spregnuta zupca, u teoriji se obično svodi na razmatranje napona na dodiru dva valjka (si. 26). Pri tome se uzima da površine bokova zuba predstavljaju delove površine dva zamišljena valjka sa poluprečnicima krivine na mestima dodira.

Sl.26.

Usled delovanja opterećenja, u zoni dodira dva valjka sa paralelnim osama obrazuju se normalni naponi, odnosno površinski pritisak. Maksimalni površinski pritisak nastaje na površini dodira i smanjuje se udaljavanjem od površine.

U zoni dodira obrazuju se takođe i tangencijalni naponi smicanja. Ovi naponi dostižu svoj maksimum maxmax 30.0 p⋅=τ na rastojanju bZ ⋅= 78.0 ispod površine, gde je maxp maksimalni

površinski pritisak i postavljeni su pod uglom od o45 u odnosu na kontaktnu površinu. Za vreme kotrljanja dve površine, glavni naponi smicanja rastu od nule do svoje maksimalne vrednosti i ponovo opadaju do nule. Zato se ovi naponi veoma često nazivaju i pulzirajući naponi.

Naponi smicanja paralelni,sa površinom dodira i upravni na normalnu silu opterećenja, razlikuju se od glavnih napona smicanja. To su promenljivi naponi čija se maksimalna vrednost menja između

max25.0 p⋅+=τ i max25.0 p⋅−=τ , na dubini bZ ⋅= 5.0 ispod površine. Danas je opšte prihvaćeno da su ovi naponi uzrok nastajanju inicijalnih pukotina koje nastaju ispod površine kada tangencijalni naponi pređu vrednost granice izdržljivosti materijala.

Ovakva slika raspodele napona vazi samo za spregu zuba na kinematskom krugu. U slučaju dodira zuba izvan kinematskog pola, usled klizanja bokova zuba, javljaju se sile trenja koje povećavaju tangencijalne napone na mestima dodira. Naročito velike sile trenja i veliki tangencijalni naponi nastaju u slučaju dodira ivice jednog zuba sa bokom drugog zuba. Ovakav dodir nastaje zbog deformacije zuba i razlika u koracima pri ulaženju odnosno izlaženju jednog para zuba iz sprege.

Promena intenziteta tangencijalni napona zavisi od veličine koeficijenta trenja i najveću vrednost

37

dostiže u sloju manjem od b⋅5.0 . Sa porastom koeficijenta trenja, najveći tangencijalni naponi se pomeraju u pravcu delovanja tangencijalnih sila i bliže ka površini. Pri koeficijentu 4.0=μ .izlaze na površinu i dostižu vrednost maxmax 4.0 p⋅=τ . Kod dobro podmazivanih zupčanika, koeficijent trenja je manji od 0,1 pa je i njegov uticaj na veličinu napona manji.

Iz prethodnih razmatranja jasno se može uočiti da su tangencijalni naponi smicanja glavni uzrok nastajanju inicijalnih pukotina iz kojih će u narednim fazama i posle određenog broja ciklusa nastati piting. Aktivne površine zuba su tokom celog procesa sprezanja višekratno naizmenično podvrgnute normalnim i tangencijalnim naponima, a piting nastaje kad ovi naponi pređu vrednost granične izdržljivosti materijala.

Na ovom mestu valja napomenuti da nastajanju inicijalne pukotine kao prvog stadijuma pitinga potpomaže raznorodnost strukture čelika, u kojoj obično ima nemetalnih uključaka, karbida. Napomenimo i to da je površinski sloj metala oslabljen spoljnim, mehaničkim delovanjima (trenje, habanje, oksidacija, plastično tečenje metala i dr.). Sve to pokazuje da inicijalna pukotina kao prvi stadijum razvoja pitinga može nastati i na aktivnoj površini zuba, a ne samo ispod površine, na mestu maksimalnih napona, kako bi bilo saglasno ranije iskazanoj teoriji.

Na sl. 27a. je prikazana inicijalna pukotina u površinskom sloju zuba sa početkom na površini, a na sl. 27b. sa početkom u podpovršinskom sloju.

Sl. 27.

Saglasno nekim ispitivanjima engleskih istraživača, manje od 5% pukotina nastaju pod površinom, pa bi se moglo smatrati verovatnijim da inicijalna pukotina kod zupčanika nastaje uglavnom na površini.

Inicijalne jamice su kosog položaja ka površini, orijentisanog nagiba u odnosu na pravac sile trenja. Ako se dve površine nalaze u relativnom kretanju (kotrljanje sa proklizavanjem) pod opterećenjem, kod površine koja je u zaostajanju, mesto izlaska inicijalne pukotine je ispred pravca klizanja, a kod površine u preticanju pozadi.

Ovakav raspored inicijalnih, pukotina uzrok je da se jamice obrazuju samo na površini koja zaostaje pri relativnom kretanju (nozi zuba) . U toku sprezanja zuba zupčanika, inicijalna jamica prilazi dodiru svojim isturenim površinskim krajem koji prvi dospeva u zonu maksimalnog hidrodinamičkog pritiska ulja. Drugi podpovršinski kraj nalazi se u zoni manjeg pritiska, utoliko manjim ukoliko je pukotina duža. Usled velikih kontaktnih napona, ulje se sabija u pukotinu nadimajući njene zidove i primorava je da se širi.

Rast inicijalne pukotine na aktivnoj površini koja zaostaje pri relativnom kretanju, produžava se sve dotle dok se ne odvoji komadić metala i ne obrazuje karakteristični oblik jamice.

Po nastajanju prvih jamica, razorni piting se neprekidno širi, prolazeći kroz ranije već opisane faze sve do povlačenja iz upotrebe ili do zamornog loma.

Kod aktivnih površina koje se nalaze u položaju preticanja, u zonu maksimalnih napona prvo nailazi podpovršinski kraj pukotine. Ulje se istiskuje iz pukotine usled čega se pukotina ne širi.

Metalurška ispitivanja zupčanika kod kojih je došlo do pojave pitinga |118|, omogućavaju da se proces habanja razmotri i sa aspekta promena metalurških karakteristika.

U procesu eksploatacije, mikrostruktura aktivnih površina ostaje ista, što ukazuje na činjenicu da se nasleđene strukture karakteristike ne menjaju razvojem procesa habanja. Kod termički obrađenih

38

zupčanika, karakteristična i interesantna je pojava povećanja tvrdoće u procesu eksploatacije. Nasuprot postojanoj mikrostrukturi, tvrdoća aktivne površine sprezanja postaje veća. Uzrok povećanoj tvrdoći su deformacije nastale u procesu sprezanja, pri čemu se hladnom deformacijom (temperature manje od

Ko873 ) deformiše zrno i postaje tvrđe.

Na mestu pojave pitinga, mikrostruktura površinskog sloja sastoji se iz eutektoidnog i podeutektoidnog martenzita. Učešće eutektoidnog martenzita relativno brzo opada i dubina eutektoidnog martenzita zavisi od dubine pitinga.

Metalurška ispitivanja termički neobrađenih zupčanika pokazuju da višekratno delovanje tangencijalnih napona smicanja izaziva plastične deformacije materijala pri čemu plastično tečenje materijala ima pravac klizanja. Zaostali naponi kao posledice hladnog deformisanja, zajedno sa razvijenom toplotnom energijom trenja, deformišu zrno u oblasti pojave pitinga. Na ovim mestima javlja se rekristalizacija zrna i ono postaje grubo. Oko oblasti pojave pitinga, mikrotvrdoća je niža, što pokazuje da je zrno mekše i pogodno za rekristalizaciju. Ispod ovog sloja tvrdoća je veća.

Najnovija istraživanja ferografom pokazuju i veoma interesantnu pojavu sfernih čestica u produktima habanja, pre konačne propagacije inicijalne pukotine.

Fenomen pojave pitinga je već desetlećima predmet brojnih ispitivanja. Rezultati velikog broja ispitivanja u eksploatacijskim i laboratorijskim uslovima, mogu se svesti na nekoliko osnovnih zaključaka:

1) Piting zahvata površinski sloj, najčešće do dubine mμ 2515 − .

2) Za razvoj pitinga neophodno je podmazivanje zupčanika.

3) Piting se razvija u prvom redu na onim delovima aktivnih površina zuba na kojima dolazi do koncentracije naprezanja.

4) Piting se javlja obično na nozi zuba, ređe na glavi.

5) Pri podmazivanju uljima veće viskoznosti, otežana je pojava i razvoj pitinga.

6) Tvrdoća površinskog sloja utiče na razvoj pitinga.

7) Piting ne nastaje ili se ne razvija pri intenzivnom habanju (na pr. pri prisustvu abrazivnih čestica u ulju).

8) Piting nastaje najžešće kod cilindričnih zupčanika sa pravim i kosim zubima, ređe kod koničnih i skoro nikada kod hipoidnih. Ovo se objašnjava različitim uslovima klizanja na površini zuba.

9) Piting se ne javlja kod otvorenih prenosnika, prenosnika koji rade bez podmazivanja ili se podmazuju kozistentnim mazivima.

Na nastajanje i razvoj pitinga utiče veliki broj faktora o kojima će biti više reci u narednim poglavljima. Ovako veliki broj faktora kao i njihova složena uzajamnost, uslovljavaju da je fenomen piting i danas još uvek nedovoljno razjašnjen, kao na pr.: nastajanje cikličnog razornog pitinga u kome se neprekidno smenjuju nastajanje i odsustvo pitinga, kao i mnoga druga pitanja.

4.3.2. HABANJE KAO POSLEDICA RAZARANJA MAZIVOG SLOJA

Pri većim opterećenjima, na kontaktnim površinama aktivnih površina zuba, nastaju posebni uslovi podmazivanja. U slojevima maziva nastaju veoma visoki pritisci usled čega viskoznost ulja naglo poraste. Opterećenje se jednim delom prenosi preko hidrodinamičkog sloja, a drugim delom preko neravnina površinskog sloja. Istraživanja pokazuju da pri ovakvom opterećenju, debljina maziva može biti manja od zbira visina neravnina spregnutih površina zato što pod opterećenjem neravnine se elastično deformišu.

Između hidrodinamičkog podmazivanja, kada su spregnute površine u normalnim uslovima razdeljene relativno debelim slojem ulja i graničnog podmazivanja kada su površine razdeljene adsorbovanim slojem (iz jednog ili nekoliko redova orijentisanih molekula) postoji niz prelaznih sastava.

39

Verovatno, sva ova podmazivanja se realizuju uz prisustvo brojnih neravnina.

Savremena stremljenja konstruktora: smanjenje gabarita i masa mašina, povlaci sa sobom i postepeno povećanje mehaničkih i toplotnih napona na kontaktnim površinama zupčastih prenosnika. Saglasno sa ovakvim stremljenjima i normalni rad savremenih zupčanika potiče na granici mogućeg postojanja kontaktno-hidrodinamičkog sloja maziva

Mesno razaranje celovitosti graničnog mazivog sloja dovodi do neposrednog dodira aktivnih površina zuba zupčanika, a kao rezultat takvog sprezanja nastaju različite povrede zuba, različite po intenzitetu, ispoljavanju i uticaju na dalji rad zupčanika.

Različiti su uzroci narušavanja celovitosti mazivog sloja, a osnovni bi bili:

- odveć visoko zagrevanje ulja u njegovom površinskoj sloju

- primena nepogodnih ulja (na pr. nedovoljnog viskoziteta)

- nedovoljna količina ulja pri podmazivanju

- nedovoljni kvalitet radnih površina zuba

- velika opterećenja.

Kao posledica razaranja sloja maziva mogu nastati različite vrste habanja, od kojih je najkarakterističnija a istovremeno i najopasnija scoring. Scoring se može pojaviti u više različitih oblika koji su u literaturi engleskog jezičkog područja poznati pod imenom: cold welding, scuffing, seizing, galling, itd.

Scoring je veoma brzo odvođenje metala sa aktivne površine zuba i karakteriše se znatnim povredama zuba u obliku pruga, brazda, kidanja metala, itd., orjentisanih u pravcu klizanja. U početnom stadijumu scoring ima formu manjih riseva koji prelaze u ogrebotine, a u daljem stadijumu u brazde, pruge, kidanje metala. Nastale povrede pokrivaju celu aktivnu površinu ili pojedine delove ove površine. Scoring se može stabilizovati u svom početnom obliku, ukoliko se blagovremeno i uspelo eliminišu uzroci nastajanja scoringa, u protivnom postaje progresivan.

U zavisnosti od radnih uslova, a prema mehanizmu nastajanja i razvoja, scoring može biti: athezioni i režući.

Sl. 28 Sl.29.

Scoring athezionog tipa se može podeliti u dve grupe:

1) U slučaju malih brzina klizana i relativno niskih temperatura, scoring nosi karakter iskidanih dubokih brazda (sl. 28). Ova vrsta scoringa poznata je u literaturi i kao hladni scoring ili cold welding.

2) Pri srednjim i višim brzinama, praćenim relativno visokim temperaturama aktivnih površina, javlja se scoring u obliku ravnomernih malih brazda, često sa tragovima otapanja metala. U literaturi engleskog jezičkog područja, ovakav scoring se naziva i scuffing (sl. 29).

Razvoj athezionog scoringa prolazi kroz tri faze:

a) U prvoj fazi nastaju tangencijalne plastične deformacije površinskog sloja. Te deformacije moraju biti dovoljno intenzivne da bi razorile celovitost sloja maziva i na mestima razaranja ogolile spregnute površine. Razaranje mazivog sloja stimuliše porast opterećenja, a takođe i porast temperature spregnutih površina, tako što se pri tom smanjuje granica tečenja metala.

40

b) U drugoj fazi dolazi do nastajanja mesnih frikcionih veza između atoma metala na mestima ogolelih površina. Vezivanje nastaje kao rezultat zbližavanja površina i to onda kada rastojanje između spregnutih površina bude dovoljno malo da omogući nastajanje metalnih veza, tj. bude blisko parametru kristalne rešetke datog metala.

Do uzajamne athezije spregnutih površina može doći i usled dejstva Wan der Waals-ovih sila, mada su te sile same po sebi isuviše slabe da obezbede čvrste metalne veze koje bi dovele do pojave scoringa.

Očigledno da za pojavu metalnih veza neophodno je razaranje uljnih i svih drugih filmova i da vezivanje nastaje samo među juvenilnim površinama.

c) U trećoj fazi dolazi do raskidanja mesnih metalnih veza usled relativnog kretanja spregnutih površina. Pri tome se sa površina otkidaju čestice metala, od kojih se neke lepe po površini, ubrzavajući i same dalji razvoj habanja.

Za razliku od athezionog scoringa, režući skoring se ne javlja kao rezultat nastajanja metalnih veza. Režući scoring je karakterističan za cementirane i kaljene zupčanike velikih tvrdoća i relativno mekog osnovnog materijala (sl. 30), a nastaje u uslovima dobrog podmazivanja uljima i formiranog otpornog uljnog sloja. Tako otporni uljni sloj se stvara dodavanjem aditiva otpornih na scoring, osnovnom ulju.

Režući skoring nastaje kao rezultat velikih sila trenja i plastičnih deformacija aktivnih površina. Pri ovakvim uslovima sprezanja nastaje izdvajanje krtih, veoma tvrdih čestica kaljenog cementiranog sloja, podvrgnutih ojačanju pod dejstvom sila i temperatura trenja, ponovnom kidanju ili očuvanju svoje prvobitne tvrdoće. Ovako izdvojene čestice, smeštene u zoni kontakta, dejstvuju kao oštra abrazivna zrna. Sa razvojem skoringa izdvajaju se čestice sve većih dimenzija koje u početnom stadijumu izazivaju zareze na aktivnim površinama, a zatim sve dublje i šire brazde. Pri režućem skoringu, dubina povreda je znatno veća nego pri athezionom skoringu gde se povrede lokalizuju u tankom površinskom sloju. Usled otežanih režima trenja i visokih temperatura, režući skoring je često praćen značajnim plastičnim deformacijama.

Opterećenje pri kome dolazi do pojave režućeg skoringa je po pravilu veće nego kod pojave skoringa athezionog tipa, usled delovanja zaštitnog uljnog sloja obrazovanog dodavanjem antiskoring-aditiva. Povećanjem opterećenja, režući skoring raste relativno sporo, za razliku od brzog razvoja athezionog skoringa, koji nastaje u većini slučajeva po dostizanju odgovarajućeg kritičnog opterećenja.

Pored skoringa, najčešćeg i najkarakterističnijeg habanja, nastalog kao posledica razaranja mazivog sloja, usled preopterećenja, visokih brzina klizanja, velikih brzina trenja i neodgovarajućih podmazivanja mogu nastati i druge vrste habanja.

Pregrevanje može dovesti do veoma intenzivnog habanja i povreda aktivnih površina zuba, usled smanjenja tvrdoće pod dejstvom visokih temperatura. Do pregrevanja dolazi usled delovanja veoma visokih temperatura od spoljašnjih izvora zagrevanja ili povišenog trenja usled preopterećenja, rada pri veoma visokim brzinama klizanja ili usled podmazivanja nedovoljnom količinom ulja i uljem, neodgovarajućeg kvaliteta.

Pri pregrevanju dolazi do promene boje aktivnih površina zuba slično kao kod brušenja neodgovarajućim režimima. Osim toga, u zavisnosti od stepena i mesta pregrevanja, ono se može odraziti i na prevremenu pojavu zamornog habanja.

Kao rezultat površinskog tečenja metala pri radu prenosnika sa proklizavanjem, usled neodgovarajućeg podmazivanja, preopterećenja ili pojačanih vibracija, nastaje talasanje spregnutih površina. Ispoljava se u obrazovanju talasastih grebena pod pravim uglom u odnosu na pravac klizanja. Ukoliko talasanje nije progresivno, nije opasno, pa ga neki autori i ne smatraju povredom zuba.

Česti slučaj plastičnog tečenja aktivnih površina hipoidnih zupčanika podvrgnutih cementaciji i zuba pužnog točka je brazdanje zuba. Ova vrsta habanja je obično posledica prekomernog opterećenja zupčanika i neadekvatnog podmazivanja. Brazde su strelastog oblika ili oblika ribljeg repa sa oštricom u pravcu klizanja. U slučaju nedovoljnog kaljenja, ovaj oblik habanja može dovesti do potpunog loma zuba.

41

4.3.3. OSTALE KARAKTERISTIČNE VRSTE HABANJA

Osim pitinga i skoringa, najčešćih vrsta habanja, postoji veliki broj različitih vrsta, klasificiranih u prethodno datoj nomenklaturi.

Veliki broj otvorenih i zatvorenih zupčastih prenosnika, rade u uslovima abrazivnog habanja. Abrazivno habanje, se ispoljava u zarezivanju i delimično u rezanju aktivnih površina, tvrdim česticama-abrazivima. Abrazivne čestice, čestice blata, prašine, peska, dospevaju na površinu zuba, mazivom ili iz vazduha, mada mogu biti i produkti drugih vrsta habanja.

Abrazivno habanje je tipično za otvorene prenosnike, mada se u manjem broju javlja i kod zatvorenih prenosnika koji rade u atmosferi punoj prašine (prenosnici poljoprivrednih, rudarskih, građevinskih, putnih i drugih mašina).

Intenzitet abrazivnog habanja zavisi od količine, dimenzija, oblika, tvrdoće i svojstva čestica abraziva, tvrdoće i svojstva materijala spregnutih površina, specifičnog pritiska, brzina klizanja, karaktera podmazivanja i dr.

Tvrdoća kvarcnih čestica (tipičnog abraziva) je ( ) 2810125.8 mdaN⋅− , tj. znatno je veća od

tvrdoće i kaljenih zupčanika. U tim uslovima veličina habanja ne zavisi od razlike tvrdoća abraziva i metala.

Po W. Tonn-u, između zapreminskog habanja ( )VI i tvrdoće metala, postoji veza:

bHaIV

+⋅=1 (51)

a po M.M. Hrušovu i M.A. Babičevu:

.constHIV =⋅

gde je H - tvrdoća; a,b - konstante.

Po istim autorima, između habanja i normalnog opterećenja ( )NF , postoji odnos:

NV FCI ⋅=

gde je: C - konstanta.

Ovakav odnos održava se u slučaju da povećanje opterećenja ne dovodi do povišenja temperature spregnutih površina. Brzina malo utiče na intenzitet habanja, ako se održava konstantna temperatura. Na veličinu abrazivnog habanja više utiče put trenja ili pri postojanoj brzini - vreme trenja.

Ni zatvoreni zupčasti prenosnici koji rade u zagađenoj atmosferi nisu potpuno zaštićeni od prodiranja abrazivnih, čestica. To se objašnjava time što male čestice (veličine do mμ 30 ) poseduju sposobnost dugotrajnog održavanja u vazduhu i prodiranja u kućište i pored bilo kako uspešno rešenog zaptivanja. Postepeno prodirući u karter, naročito pri karterskom podmazivanju, abrazivne čestice posle određenog vremena eksploatacije zasite prisutno ulje. Osim abrazivnih čestica dospelih sa strane, u ulju se nagomilavaju i produkti habanja, najčešće ojačane čestice i oksidi metala koji imaju veću tvrdoću od početne tvrdoće aktivnih površina. Sa porastom intenziteta habanja, rastu i dimenzije produkata habanja. Kad dimenzije abrazivnih čestica postanu veće od debljine mazivog sloja, dolazi do razaranja uljnog filma i sprezanje aktivnih površina postaje kao i pri suvom trenju, ukoliko je debljina uljnog filma veća, utoliko je intenzitet abrazivnog habanja manji, pošto će jedan veliki deo čestica proći kroz zonu sprezanja a da pri tome ne ostavi trag na zubu.

Ispitivanja N. M. Derbasova pokazuju da je abrazivno habanje evolventnih zupčanika 1.5-2 puta manje od abrazivnog habanja zupčanika Novikova, pod istim uslovima. Kod evolventnih zupčanika, habanje noge je veće od habanja glave i veće kod multiplikatora nego u reduktoru.

Kao rezultat hemijskog dejstva kiselih materijala, vlage ili primesa koje se nalaze u ulju, na zupčastim prenosnicima je moguća pojava korozionog habanja. Ako u ulje dospu spoljni kiseli produkti,

42

na aktivnoj površini obrazuju se sitne ospe. U procesu eksploatacije ospe se skidaju sa površina zuba ali je brzina habanja pri tome znatna. Analogni efekat daje i rđa pod dejstvom kondenzovane vode, povećane vlažnosti, itd. Pored toga, koroziono habanje može biti izazvano povećanom aktivnošću aditiva koji se dodaju ulju da bi se povećala otpornost na pojavu skoringa. Pri većim opterećenjima i kad temperatura postane veoma visoka, aditivi reaguju pri dodiru sa metalom. Ta reakcija može biti veoma intenzivna usled čega se povećava i brzina korozionog habanja.

Kod zupčanika od mekih čelika ili bronze, ponekad i kod zupčanika od tvrdih čelika, primetna je jedna dosta karakteristična vrsta habanja-ljuspanje. Pojava ove vrste habanja izaziva odvođenje metala sa površine u vidu malih i vrlo tankih ljuspi, dok na površini ostaju mali, mutni i hrapavi obrisi.

Mada se ponekad ljuspanje pripisuje zamoru materijala, verovatnije je da je glavni uzrok nastajanja ove vrste habanja pojava sila istezanja pri jednovremenom dejstvu trenja kotrljanja i klizanja.

Iz prethodnih razmatranja, očigledno je da kao posledica triboloških procesa na zupčastim prenosnicima mogu nastati različite vrste habanja. One se razlikuju među sobom po načinu nastajanja i razvoja, po obliku i intenzitetu, kao i po krajnjim posledicama koje ostavljaju na aktivnim površinama zuba zupčanika.

Ponekad je moguća i pojava više vrsta habanja odjednom, što otežava i onako složenu identifikaciju i analizu. Sve ovo ukazuje na kompleksnu prirodu triboloških procesa, čiji pojedini fenomeni nisu ni do danas potpuno proučeni,

4.4. FAKTORI KOJI UTIČU NA HABANJE ZUPČASTIH PRENOSNIKA

Habanje zupčastih prenosnika zavisi od velikog broja različitih faktora: fizičkih, hemijskih i mehaničkih svojstava samog materijala, hemijsko-termičke obrade, karakteristika podmazivanja, agresivnosti sredine, temperature, topografije kontaktnih površina, radnih uslova (brzine i opterećenja), tipa prenosnika, mehaničke obrade (prethodne i završne) i dr.

Veliki broj faktora kao i njihova kompleksna povezanost otežavaju kvantificiranje njihovih uticaja. Veoma često promena i samo jednog parametra izaziva lančanu promenu i mnogih drugih. Sve ovo otežava istraživanja u ovoj oblasti pa zato danas raspolažemo veoma oskudnim informacijama o uticaju pojedinih faktora na habanje zupčastih prenosnika.

U daljem tekstu ove knjige bide reci o uticaju onih faktora čije se delovanje čini nekako izrazitijim.

4.4.1. UTICAJ MATERIJALA I HEMIJSKO-TERMIČKE OBRADE

Savremene tendencije razvoja nauke i tehnike usmerene su ka smanjenju gabarita zupčanika, intenzivnom porastu opterećenja, povećanju brzine i temperature u zoni kontakta, što istovremeno znači i oštrijim uslovima eksploatacije mašina. U vezi stim, uticaj materijala i hemijsko termičke obrade na rešavanje problema otpornosti na habanje zupčastih prenosnika postaje jedan od vodećih faktora.

Sadašnji razvoj nauke o materijalima, kao i poznate informacije o mehanizmu plastičnih deformacija, difuziji i prenosu masa, omogućavaju formiranje osnovnih principa o izboru materijala za dva tela u dodiru. Pri tome se svakako uzimaju u obzir geometrijski, konstrukcioni, eksploatacioni, ekonomski i tehnološki zahtevi za materijalom. Osnovna pažnja se poklanja uslovima opterećenja tribomehaničkog sistema (brzini, pritisku, temperaturi) i karakteristikama okruženja. Ovo se objašnjava činjenicom da pri kontaktu dva tela razdvojenih tankim slojem uljnog filma, nastaju radikalne izmene u sub- i mikrostrukturi, kao i u faznom sastavu površinskog sloja.

Metali su bili i ostaju osnovni materijali za sklopove i elemente u dodiru. Analiza literaturnih podataka iz poslednjih godina pokazuje veoma intenzivnu angažovanost u oblasti stvaranja novih materijala otpornih na habanje. Stvaraju se novi metalni sistemi, razrađeni na osnovu čelika, gvožđa, bakra, aluminijuma i drugih legura. Kao primer, u tabeli 3. dati su tipični sastavi nekih novih čelika otpornih na različite vidove habanja |120|.

43

Tabela 3: NOVI ČELICI

Procentualni sastav i broj zaštitnog patenta Karakteristike i oblast primene

0.43 - 0.98 Ti; 0.16 - 0.38 Cr; 0.15 - 0.35 Mn; 0.11 - 0.3 Si; 0.73 - 0.88 C.

962329 (SSSR)

Za elemente poljoprivrednih mašina (plugovi, drljače) koji rade u uslovima intenzivnog abrazivnog habanja

0.01 - 0.08 PZM; 0.01 - 0.07 N; 0.01 - 0.2 Nb; 0.01 - 0.2 Al; 0.02 - 0.03 V; 0.05 - 0.3 Mo; 0.2 - 0.7 Cr; 9 - 15.5 Mn; 0.3 - 0.7 Si; 0.9 - 1.5 C

912660 (SSSR)

Poseduju povišena mehanička svojstva i udarno-abrazivnu otpornost

0.2 - 0.3 Nb; 0.8 - 1.2 Mo; 0.3 - 0.6 Cu 0.1 - 0.3 Ti (ili B); 10 - 14 Cr; 0.5 - 0.8 Mn; 0.8 - 1.5 Si; 2.0 - 2.5C

933782 (SSSR)

Za elemente koji rade u uslovima abrazivno-strujnog habanja

0.01 - 0.025 S; 0.4 - 0.8 P; 0.6 - 0.8 Mo; 6 - 7 Cr; 0.5 - 0.7 Mn; 1.2 - 1.4 Si; 1.1 - 1.2 C

192807 (ČSSR)

Otporni na udar i abrazivno habanje (lopate betonskih mešalica, rudne i druge pumpe)

1.5 - 3.5 W; 0.08 - 0.3 V; 0.8 - 1.5Cr; 0.3 - 0.6 Mn; 0.4 - 1.2 Si; 0.4 - 0.7 C

57-19360(Japan)

Otporni pri radu u zemlji i pesku (zamenljivi zubi kašike eskavatora)

0.01 - 0.04 PZM (Ce); 0.01 - 0.05 Al; 0.01 - 0.2 V;.0.5 - 0.9 Cr; 0.7 - 0.05 Mn; 0.2 - 0.4 Si; 0.7 - 1.0 C

969776 (SSSR)

Poseduju povećanu kontaktnu dinamičku izdržljivost (preporučuje se za izradu šina)

≤0.05 S; _≤0.05 P; ≤0.5Ni; 0.3 - 0.6 Cr; 0.6 - 1.1 Mn; ≤0.4 Si; 0.48 - 0.64 C

436772 (SAD)

Otporan na termičke udare (preporučuje se za železničke točkove).

4 - 6.5 Sn; 0.3 - 5 Mo; <5 Ni; 1.5 - 4 Si; 0.8 - 4 C

57-2783 (Japan)

Za klizne sklopove (samopodmazivajuća legura).

0.2 - 1.2 P; 0.6 - 2 Sn; 1 - 3 Cu; 0.15 - 0.9 Mn; 0.1 - 0.3C

905313 (SSSR)

Antifrikcioni materijal povećane otpornosti na habanje

0.5 - 10 Sn (ili Pb, Sb, P); 0.1 - 5 Mo; 0.5 - 0.8 Cu; 0.1 - 4 Ni; 0.5 – 10 TiSi; 0.1 - 0.5 Cr; 0.7 - 4 C

56-35743 (Japan)

Samopodmazujući materijal velike čvrstoće i žilavosti

<0.035 S; <0.035P; 0.1 - 0.25 Mo; 1.1 - 1.6 Mn; 0.4 - 0.7 Si

116268 (Poljska)

Otporan na habanje (pogodan za zavarene konstrukcije).

0.2 - 0.7 Cr.; 0.6 - 1.2 Mn; 0.4 - 1.2Si; 0.55 - 0.8 C

570143465 (Japan)

Povećane otpornosti na abrazivno habanje (preporučuje se za železničke točkove)

Svojstva metala su u suštini određena njihovom elektronskom građom i strukturom, koja u sebi uključuje: fazni sastav, tip i karakter kristalne rešetke, kao i broj i karakter raspodele defekata kristalne rešetke.

Otpornost na habanje metala u velikoj meri zavisi od njihove strukture, tipa sastava, količine, morfologije i njihovog uzajamnog položaja. Sa povećanjem sastava ugljenika raste tvrdoća i otpornost

44

na habanje.

Svaka od strukturnih komponenata poseduje različita i samo svoja svojstva, koja svakako treba uzeti u obzir pri izboru tehnologije obrade metala za različite režime rada trenja.

Veliki uticaj na otpornost na habanje pokazuje tip kristalne rešetke i orijentacija pravca klizanja pri trenju.

O veoma važnom uticaju materijala na otpornost na habanje svedoče dijagrami sl. 31. i sl. 32 |121| na kojima je pokazana zavisnost kontaktne dinamičke čvrstoće od broja ciklusa opterećenja termički neobrađenih zupčanika od livenog gvožđa i čelika.

Kao kriterijum dopuštenog habanja prihvaćena je pojava pitinga na 2% od aktivne površine, a

dinamička čvrstoća bokova karakteriše se veličinom površinskog pritiska pri kojem dopušteno habanje ne nastaje pre 61050 ⋅ ciklusa opterećenja.

Rezultati ovakvih ispitivanja pokazuju da se kod zupčanika izrađenih od termički neobrađenih čelika sa uvećanjem tvrdoće bokova pri jednakim kvalitetima površine, uvećava i dinamička čvrstoća i približno je proporcionalna tvrdoći po Brinelu, tj .:

( )100

1.02HBK D = (53)

Za zupčanike izrađene od sivog liva ili liva sa loptastim grafitom, ova veza je nešto drugačija i zavisi od strukture liva, tj.:

( )100

25.013.0 HBKD −= (54)

Poboljšanje antifrikcionih svojstava i povećanje otpornosti na habanje zupčanika, danas se uglavnom ostvaruje metodama hemijsko-termičkih obrada koje se sastoje u difuzionom zasićenju kontaktne površine ili modificiranju njihovih jedinjenja hemijski aktivnim elementima, korišćenjem hemijskih reakcija.

Hemijsko-termičke obrade se ostvaruju u tvrdim, tečnim i gasnim sredinama. Dužina procesa zavisi od hemijskog sastava, korišćene sredine i temperature. Po karakteru procesa i po dobijenim rezultatima, hemijsko-termičke obrade metala dele se na dve osnovne grupe:

1) Grupa hemijsko-termičkih obrada kojima se na račun povećanja tvrdoće kontaktnih površina povećava i otpornost na habanje. U ovu grupu spadaju široko primenjivani procesi: cementacija, azotiranje, nitrocementacija, cijaniranje, boriranje.

2) U drugu grupu spadaju hemijsko-termičke obrade koje stvaraju tanak površinski sloj metala, obogaćuju hemijska jedinjenja sa aktivnim elementima, poboljšavaju protivzadirna svojstva i sprečavaju mesna vezivanja i zadiranja pri trenju. U ovu grupu spadaju: sulfidiranje, sulfacijaniranje, seleniranje, teluriranje, obrada u jodid-kadmijevom sonom kupatilu. Pri ovakvom vidu obrade, tvrdoća površine se ne povećava ili skoro ne povećava. Njihovo delovanje se ogleda u smanjenom koeficijentu trenja i

45

lokalizaciji početnog zadiranja

Danas se uglavnom u praksi za povećavanje otpornosti na habanje zupčanika koristi prva grupa hemijsko-termičkih obrada, i to: cementacija, azotiranje i nitrocementacija. Uz termičku obradu (kaljenje), ovo su najčešći načini povećanja otpornosti na habanje zupčastih prenosnika.

Na sl. 33, dat je uporedni pregled kontaktne dinamičke čvrstoće za različite čelike i različite

termičke i hemijsko-termičke obrade |27|.

Azotiranje i nitrocementacija predstavljaju danas progresivne metode za povećanje otpornosti na habanje i produžavanje veka trajanja zupčanika. Azotiranje obogaćuje površinski sloj nitridima na dubinu mm 7.025.0 − i povećava površinsku tvrdoću do HRC 49-68. Ujedno, azotirani sloj poseduje povećanu krtost. Preimućstvo nitrocementacije je u brzini zasićenja u odnosu na gasnu cementaciju. Pri tome površinski sloj poseduje veću otpornost na habanje zahvaljujući prisustvu azota i mekšem zrnu.

Na sl. 34. je pokazan uticaj dužine trajanja tečnog azotiranja na kontaktnu čvrstoću termički poboljšanog Č.4732. Azotiranje je vršeno u titanovom loncu, a zupčanici su obrađivani glodanjem i brušenjem pre azotiranja.

Kod zupčanika izrađenih iz čelika i hemijsko-termički obrađenim (cementacija, azotiranje,

nitrocementacija) treba obezbediti i održavati sledeće osnovne parametre: efektivnu dubinu sloja zasićenja (do tvrdoće HRC 50) u granici 0.2-0.25 od modula, tvrdoću površine HRC 59-62 pri postojanju strukture sitno-igličastog martenzita sa izolovanim delovima disperzivnog zaostalog austenita. U cementiranom sloju dopušteno je ne više od 25% zaostalog austenita, u nitrocementiranom do 40%. Takođe je dopušteno 0.8-1.05 % ugljenika u cementiranom sloju i 0.7-0.9 % ugljenika i 0.2-0.4% azota u nitrocementiranom sloju. Tvrdoća osnovnog materijala treba biti u granicama HRC 29-43, sa strukturom niskougljeničkog martenzita ili beinita bez izdvajanja strukturno slobodnog ferita.

Čelici za zupčanike trebaju biti nasledno sitnozrnasti. Pri hemijsko-termičkoj obradi poželjno je dostizanje minimalne deformacije zupčanika, što je naročito važno pri masovnoj proizvodnji zupčanika koji se naknadno ne podvrgavaju mehaničkoj obradi.

O uticaju tvrdoće hemijsko-termički obrađenih zupčanika, nema zasada jedinstvenog mišljenja. Neka istraživanja pokazuju da pri jednakim tvrdoćama cementirani čelici mogu imati različitu otpornost

46

na habanje. Ponekad većoj tvrdoći može odgovarati manja otpornost na habanje. Tako na pr., pri obradi hlađenjem cementiranog čelika sa povećanom količinom zaostalog austenita, tvrdoća se znatno povećava, a kontaktna dinamička čvrstoća se ne povećava, već se ponekad čak i smanjuje.

Ustanovljeno je da na izdržljivost i vek trajanja zupčanika, znatno više, a često i odlučujuće utiče gradijent raspodele tvrdoće po dubini sloja. Tako na pr., pri uvećanju dubine sloja tvrdoće HV 680 od 0.05 na 0.3 mm , kontaktna dinamička čvrstoća bokova zuba raste 2.5-3.5 puta.

Za zupčanike koji rade pod velikim opterećenjima, posebno je važna otpornost na skoring. Sprovedena ispitivanja pokazuju da je pri izboru čelika i režima hemijsko-termičke obrade neophodno obezbediti u površinskom sloju odsustvo nemartenzitnih struktura, povećati tvrdoću (HRC 57), povećati količinu legiranih karbida globularne forme (više od 10%) i povećati količinu zaostalog austenita (do 40%). Čelici sa visokim sadržajem nikla imaju manju otpornost na skoring nego čelici sa hromom i molibdenom.

Sulfidiranje, sulfacijaniranje, seleniranje, itd. predstavljaju takođe veoma perspektivne metode povećanja otpornosti na habanje mašinskih elemenata.

Danas se u svetu veoma intenzivno radi na razradi postojećih i razvoju novih metoda za povećanje otpornosti na habanje mašinskih elemenata. Navedimo samo neke od perspektivnih metoda: gasoplazmena metalizacija, elektro-lučna, plazmena, visokofrekventna indukciona metalizacija i detonaciono nanošenje prevlaka. Ovakvim metodama se mogu nanositi: metali i legure, oksidi, karbidi, boridi, staklo, fosfor, organski materijali.

Plazmeno nanošenje koristi se za nanošenje teškotopljivih prevlaka: oksida aluminijuma, volframa, molibdena, silicijuma, karbida, borida i dr.

Preimućstva detonacionog nanošenja su neznatna zagrevanja elemenata i nanesenih čestica. U poslednje vreme aktivno se razvijaju metode nanošenja prevlaka otpornih na habanje u vakumu-katodno raspršivanje, termičko naprašivanje, jonsko taloženje. U zavisnosti od reakcija u gasnoj sredini, nanošenja mogu biti fizička i hemijska. Hemijskim nanošenjem u vakumu nanose se oksidi, karbidi, nitridi, boridi i dr.

Veoma perspektivne su i vakumne jono-plazmene metode: jono raspršivanje, jono azotiranje, raspršivanje monoenergetskim snopom jona, itd. ove metode su posebno perspektivne za elemente preciznog mašinstva.

Valja napomenuti da navedene metode perspektivnog nanošenja prevlaka, otpornih na habanje, predstavljaju metode koje se još uvek nalaze u fazi istraživanja i razrada. No, ne treba sumnjati da će one u dogledno vreme naći svoju primenu u povećanju otpornosti na habanje mašinskih elemenata pa i zupčastih prenosnika,

4.5. PODMAZIVANJE ZUPČASTIH PRENOSNIKA

Osnovni cilj i zadatak podmazivanja zupčanika je smanjenje habanja, pa je zato uloga i uticaj maziva veoma važna i odgovorna. Dobro odabrani zupčanici pri postojanom podmazivanju mogu raditi više godina bez izrazitijeg habanja i obrnuto, pri nedovoljnom i nepravilnom podmazivanju, zupčanici već posle 0.5-1.0 časa rada mogu izaći iz upotrebe.

Podmazivanje zupčanika ima i druge funkcije: smanjenje gubitaka trenja, hlađenje, smanjenje šuma, itd. Sve ovo govori o veoma važnoj ulozi podmazivanja, pa se rešavanju ovog problema u razvoju triboloških procesa mora posvetiti puna pažnja.

U zavisnosti od geometrijskih karakteristika, eksploatacionih uslova, načina podmazivanja i dr., razlikujemo sledeće osnovne režime podmazivanja zupčastih prenosnika;

- hidrodinamičko podmazivanje

- mešovito podmazivanje

- granično podmazivanje

- elastohidrodinamičko podmazivanje

47

Hidrodinamičko podmazivanje se karakteriše time što opterećenje prenosi mazivi sloj koji se nalazi između spregnutih profila. Debljina sloja maziva u najužem delu minh veća je od zbira

maksimalnih neravnina oba profila max21 zz RR + . Pri hidrodinamičkom podmazivanju, spregnute

površine potpuno su razdeljene mazivnim slojem, a ( )max21min zz RRh +> . Mešovito podmazivanje predstavlja kombinaciju hidrodinamičkog i graničnog podmazivanja i nastaje u dva slučaja:

1) Ako spregnuti profili neodstupaju od zadate geometrije (nema iskošenja, deformacija, valovitosti, itd.) tada se pri ( )max21min zz RRh +< dodir profila ostvaruje po vrhovima neravnina (više ili manje ravnomerno raspoređenih po površini). Opterećenje se prenosi delimično preko mazivnog sloja a delimično preko metalnih vrhova neravnina.

2) Ako spregnuti profili odstupaju od geometrijske forme, granično trenje je koncentrisano na relativno krupne isturene delove površina, koji primaju veliki deo opterećenja i usled čega se elastično deformišu. Za to vreme na ostalim delovima površina vlada hidrodinamičko podmazivanje.

Pri graničnom podmazivanju, opterećenje prenose mono- ili u većini slučajeva multi-molekularni slojevi sredstva za podmazivanje. Ulogu sredstva za podmazivanje igraju ne samo ulje ili pojedine njegove komponente već i oksidni slojevi i druga hemijska jedinjenja na spregnutim površinama zuba.

Na radnim profilima zuba klizanje je jednako nuli u polu sprezanja i raste u pravcu korena i vrha zuba. Teoretski, u polu je čisto kotrljanje sa najizraženijim hidrodinamičkim efektom. Pomeranje tačke dodira od pola sve veći je uticaj temperature koji dovodi do smanjenja viskoznosti i smanjenja debljine sloja maziva između zuba.

Pri malim brzinama i visokim opterećenjima, na aktivnoj površini zuba javljaju se oblasti

graničnog i mešovitog podmazivanja (sl. 35a). Sa povećanjem obimne brzine, mešovito podmazivanje na odgovarajućim delovima prelazi u hidrodinamičko a granično u mešano podmazivanje (sl. 35b). Tačka C odgovara polu sprezanja, a tačka 1B i 21B označavaju granicu jednoparnog sprezanja. Sa sl. 35. se jasno uočava da su uslovi za hidrodinamičko podmazivanje najnepovoljniji u vrhu zuba. Zupčasti prenosnici rade obično u uslovima mešovitog podmazivanja.

4.5.1. HIDRODINAMIKA MAZIVOG SLOJA

Pri pravilnom podmazivanja i dovoljnoj brzini obrtanja, spregnuti zubi su razdeljeni mazivnim slojem (uljnim filmom), koji ispunjava potpuno ili delimično kanal promenljive visine, koji postoji između zuba.

Za analizu fizičko-hemijskih osnova obrazovanja mazivog sloja između spregnutih površina,

posmatraćemo par spregnutih zupčanika sa pravim zupcima (sl. 36). Umesto stvarnih evolventnih

48

cilindara, promenljivih u periodu sprezanja, presek kanala minhh = se po svom položaju poklapa sa tačkom dodira pri suvom trenju i pomera se saglasno promeni tačaka dodira dva profila u sprezi.

Delovanjem athezionih sila između maziva i metala i sila unutrašnjeg trenja između spregnutih zuba, mazivo se kreće u pravcu kretanja površina zuba. U onom delu ulja koje stupa i ulazi u sužavajući deo kanala, nastaje natpritisak. Njegova puna veličina ili nosivost mazivog sloja uravnotežava delovanje normalne sile. Na nosivost mazivog sloja utiče:

1. Kriva površina zuba; što je manji radijus krivine to je i uža zona sa malim zazorima u kojoj nastaju veliki pritisci u mazivom sloju koji intenzivno opadaju na krajevima klina usled naglog narastanja visine h. Ovo rezultira smanjenjem nosivosti mazivog sloja.

Sa deformisanjem početne evolvente u periodu eksploatacije, raste dužina zone sa malim zazorima što doprinosi porastu nosivosti maziva.

2. Viskoznost maziva: Sa porastom viskoznosti raste sila unutrašnjeg trenja, a time i nosivost mazivog sloja. Pod dejstvom visokih pritisaka i temperatura, viskoznost maziva u zoni kontakta se znatno menja. Određivanje stvarne viskoznosti maziva u zoni dodira je veoma složen zadatak.

3. Brzina površina zuba: Sa porastom ukupne brzine 21 VVVu += raste kinetička energija maziva, sabijenog u sužavajući kanal, pa zato i naglo raste rasklinjavajuće dejstvo maziva.

4. Veličina zazora minh : Smanjenjem minh , raste veličina relativnog sužavanja kanala pri jednako krivim površinama, a time i nadpritisak. Nedopustivo je smanjivati minh ispod neke kritične vrednosti, jer smanjenjem zazora raste habanje i uvećava se opasnost zadiranja.

Strogi analitički opis toka ulja između zuba, uzimajući u obzir deformacije zuba i promenu viskoznosti u procesu eksploatacije je veoma složen zadatak koji zahteva zajedničko rešavanje opsežnih jednačina hidraulike, teorije elastičnosti i toplote.

Za analizu osnovnih zakonitosti hidrodinamike mazivnog sloja i ponašanja maziva između zuba, danas se u teoriji najviše koristi hidrodinamička teorija mazivog sloja konstantne viskoznosti između nedeformisanih površina. Zasnovana na postavkama H. Martin-a (Engineering, V.102, August, 1916), veoma je bliska dinamičkom proračunu kliznih ležišta. Sa nizom uprošćenja i koristeći jednačine Reinoldsz-a za ravanska stanja, moguće je vezu između pritiska, brzine i viskoznosti zapisati u obliku:

2

2

yV

dxdp

∂

∂=ν (55)

Najprostiji je slučaj kada su brzine obe površine trenja jednake, tj. 021 VVV == . Tada se posle integraljenja jednačine (55) može zapisati:

( ) 02

21 V

dxdphyyV +−=

ν (56)

koja zadovoljava uslove 0VV = pri 0=y i hy = , gde je h - debljina sloja maziva.

Iz uslova neprekidnosti toka maziva, možemo zapisati:

hVhdxdpCVdy

h⋅+⋅−==∫ 0

3

0 121 (57)

ili

320

121

hC

hV

dxdp

−=⋅ν

(58)

Konstanta integraljenja 00 hVC ⋅= , gde je 0h - debljina sloja maziva na mestu na kojem je 0=dxdp .

49

Zakon izmene debljine mazivog sloja h na malom rastojanju od tačke minhh = (znatni pritisci mogu postojati samo u toj uskoj zoni) kako za kružne, tako i za evolventne cilindre, može se izraziti jednačinom:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=

min

2

min 21

Rhxhh (59)

gde je

21

111

RR

R±

= - redukovani radijus krivine cilindara.

Za integraljenje jednačine (58) pogodna je smena:

γtgRhx

=min2

(60)

a posle sređivanja dobijamo:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++−++=

324sin

42sin

83

cos1

42sin

2212 021

min0

2min γγγ

γγγ

νCp

RhVh (61)

Konstantu 1C je moguće nadi iz uslova da je 0=p pri ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −=−∞=

2πγx , pa je:

021

cos163

4 γππ

−=C (62)

Drugu konstantu 0γ ( 0γ je vrednost γ pri 0=dxdp ) pogodno je odrediti iz uslova Reinoldz-a koji

pretpostavljaju da je 0=p tamo gde je 0=dxdp . U toj tački: 0xx = ; 0γγ = . Ovaj uslov nije u

suprotnosti sa fizičkim smislom i odgovara eksperimentalnim podacima dobijenim kako pri ispitivanju kliznih ležišta tako i diskova (cilindara) .

Zamenom izraza (62) u jednačinu (61), pri 0=p , dobija se:

324sin

42sin

283

cos1

42sin

420 00

00

200 γγπγ

γγπγ

++⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +−++= (63)

Iz ove jednačine, moguće je odrediti da je 44352.00 =γ , 2258.1cos

1

02 =γ

. Tada je konačno:

324sin

42sin

2832258.1

42sin

42212 min0

2min γγπγγπγ

ν++⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +−++=p

RhVh (64)

Znajući funkciju zazora i 0γ , određuje se min0 2258.1 hh = . Iz jednačine (60):

min0min0 24717.02 RhtgRhx == γ

Nosivost mazivog sloja po jedinici dužine cilindra, moguće je izraziti kao:

∫∞−

=0x

pdxP (65)

gde je p - pritisak iz formule (64).

50

Ako se p zameni vrednošću tz. "bezdimenzionalnog pritiska":

pRhV

hpmin0

2min*

212ν=

i iskoristi smena:

γγ

dRh

dx 2min

cos

2=

dobija se:

∫−

⋅⋅=

0

2

*2

min

0

cos122γ

πγ

γν dp

hRVP (66)

Rešavanjem. jednačine (66) i posle niza sređivanja, skraćivanja i zamene graničnih uslova, dolazi se do izraza za "bezdimenzionalno opterećenje", u obliku:

⎭⎬⎫+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

⎩⎨⎧

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++=

41

cos431

21

21

020

*

γπγγtgp (67)

Korišćenjem graničnih uslova Reinoldz-a, da je pri:

44352.00 =γ , 2258.1cos

1

02 =γ

, 47517.00 =γtg , može se dobiti da je 20392.0* =p , a nosivost

mazivnog sloja:

min

0*

min

0 896.4122h

RVph

RVP νν=

⋅⋅= (68)

Pri nejednakim obimnim brzinama cilindara ( )21 i VV , u jednačinu (57) treba zameniti:

221

0VVV +

=

Maksimalni pritisak dostiže se u tački, koordinate min2475.0 Rhx = , a njegova veličina iznosi:

min2min

0max 2521.1 Rh

hVp ν

= (69)

Podaci koji se mogu dobiti po formulama teorije Martin-a, ne poklapaju se sa eksperimentalnim rezultatima, što je i logično jer je u njoj viskoznost konstantna, a evolventni zubi ostaju nedeformisani u toku celog perioda eksploatacije.

Pokušaji uzimanja u obzir pramenu viskoznosti u zoni visokih pritisaka između nedeformisanih površina nisu suštinski izmenili rezultate i davali su uglavnom nerealne vrednosti debljine uljnog filma između zuba.

Mnogo više svetla i realnih informacija donela je nova elastohidrodinamička ili kako se ponegde nazivaju kontaktno-hidrodinamičke teorije podmazivanja, koja razmatra tečenje viskozne tečnosti između elastičnih površina.

Elasto-hidrodinamička teorija podmazivanja proučava podmazivanje visokoopterećenih površina čvrstih tela niske konformnosti (Hertz-ov kontakt) koja se u neopterećenom stanju i nepodmazana dodiruju u tački ili liniji (zupčanici, ležali, bregasti mehanizmi i dr.).

Usled visokih specifičnih opterećenja dolazi do elastičnih deformacija površinskih slojeva materijala, čime se menja geometrija površina.

51

U prvoj etapi razvoja ove teorije razjašnjeno je jedno od osnovnih pitanja: karakter raspodele pritiska i forma (oblik) zazora (mazivog sloja).

Pod dejstvom visokih pritisaka, mazivo u zoni kontakta otvrdnjava i na većem delu dužine dodira predstavlja pločicu postojane debljine. Debljina je određena hidrodinamičkim otporom na početnom delu kontakta. Zazor između dva zuba ima formu sužavajuće šupljine, prekinute u tački B (sl. 37).

Kao rezultat ovakvog oblika zazora (sužavajuće šupljine), na izlazu zazora ispunjenog viskoznim mazivom pojavljuje se oštri vrh (pik) pritiska. Ovaj vrh nastao kao rezultat sabijanja ulja i drugih faktora, po Grubinu (sl. 37a), u praksi ne može biti beskonačan, no može znatno nadmašivati veličinu kontaktnog pritiska po Hertz-u.

Po Petrusevič-u, dijagram raspodele pritiska (sl. 37b) sve više odstupa od poluelipse, što je brzina

veća. Veličina pika pritiska na izlazu takođe zavisi od brzine. Sa porastom brzine raste ali njegova veličina ne prelazi vrednosti maksimalnog pritiska u srednjem delu zazora. Istraživanja Crook-a pokazuju da je položaj pika znatno bliži sredini zazora i da može dostići vrednost i preko max5.2 p .

Po Archard-u, vrednost pika pritiska je oko max5.1 p .

Za određivanje debljine sloja moguće je koristiti formule većeg broja istraživača. Tako je po Grubinu debljina mazivog sloja:

( )( ) ( ) 364.0

21091.0

21

727.021

0ln

13.1λλθθ

ν

++

+=

p

aVVh (70)

gde je: p - pogonsko opterećenje, 1λ i 2λ - poluprečnici krivine površina u kontaktu, Eπγθ

21−= , ν -

viskoznost, γ - koeficijent Puasona, E - modul elastičnosti, a - piezokoeficijent viskoznosti.

Debljina mazivog sloja na mestu gde deluje maksimalni pritisak ( )maxp , po Petruseviču se može izraziti kao;

( )a

pVVh

13

125.0max

375.0625.021 ρν +

= (71)

Ovde je: ν - viskoznost, V - brzina, ρ - redukovani poluprečnik krivina, maxp - maksimalni pritisak u mazivnom sloju, blizak maksimalnom normalnom pritisku po Hertz-u, a - piezokoeficijent viskoznosti.

Formula je primenljiva za maxp ne manje od 28101

mdaN

⋅ .

Po Kodniru, debljina mazivog sloja se može odrediti uz pomoć izraza:

52

( )( ) 4.0

2115.0

0

6.075.021

75.017.3λλ

ν±

+=

KaVVh (72)

gde je 0K - pogonsko opterećenje.

Pri izvođenju ranije navedenih jednačina, smatralo se da je mazivi materijal u potpunosti podređen zakonu Njutna:

yV∂∂

=ντ

tj. razmatran je u reološkom odnosu kao idealno viskozan. No, eksperimentalni rezultati pokazuju da u veoma složenim uslovima koji vladaju u zoni dodira (pritisak, temperatura), maziva ulja menjaju svoja reološka svojstva i iz viskozno-tečnih prelaze u tela koja poseduju plastična ili elastična svojstva. Takvoj izmeni svojstva maziva u tankom sloju između dve spregnute metalne površine, potpomažu granične pojave, a kao rezultat svega, adsorbovani sloj ulja dobija elastična i plastična svojstva. Mora se napomenuti i to da trenje u kontaktu može biti praćeno hemijskim reakcijama usled čega se na kontaktnim površinama javljaju metalne prevlake, oksidi i sl., koje poseduju protivhabana i antifrikciona svojstva, ali se ne ubrajaju u viskozna tela.

Pri određivanju nosivosti mazivog sloja, forme zazora i debljine mazivog sloja, nisu uzimane u obzir mogućnosti reoloških izmena maziva. Ako se tome doda i nemogućnost potpunog definisanja uticaja termičkih efekata na ponašanje mazivog sloja u sprezi, jasno je da se eksperimentalni rezultati ne poklapaju sa teorijskim rezultatima elastohidrodinamičke teorije podmazivanja. Ovo govori da je ova teorija i pored nesumljivog doprinosa u razjašnjavanju mnogih pojava u mazivom sloju još uvek nedovoljno razrađena i da će do njenog konačnog uobličavanja proći nažalost još mnogo vremena. Po svom obliku i ponašanju u procesu sprezanja, zupčasti prenosnici predstavljaju veoma složene elemente, čija se ponašanja ne mogu uvek i potpuno analitički opisati.

U daljem tekstu ovog poglavlja govorićemo nešto više o uticaju maziva na različite oblike habanja.

4.5.2. UTICAJ MAZIVA NA NORMALNO HABANJE ZUPČANIKA

Ranije smo već rekli da pod normalnim habanjem podrazumevamo sporo odvođenje metala sa kontaktnih površina koje ne utiče na rad prenosnika u intervalu vremena za koji je prenosnik konstruisan. Eliminisati habanje je nemoguće, ali se pravilnim izborom ulja može smanjiti. Navešćemo nekoliko karakterističnih primera uticaja maziva na normalno habanje zupčanika.

Na sl. 38. dati su rezultati ispitivanja habanja zupčanika Borsoff-a, vršenih metodom radioaktivnih izotopa, sa dva različita opterećenja. Naglo smanjenje habanja se postiže podmazivanjem legiranim uljima sa fosfornim i sumpornim dodacima. Krive 2 i 3 imaju praktično isti nagib kao i kriva 1, ali je pri podmazivanju sa ovim uljima intenzitet habanja manji. Minimalno habanje se postiže podmazivanjem visokoviskoznim uljem br. 4.

53

Rezultati ispitivanja Griška i Pavlika (sl. 39), takođe ilustruju uticaj ulja na habanje zupčanika.

U početku svakog opita primećujemo intenzivno habanje vezano za period uhodavanja.

Najefikasniju zaštitu od habanja obezbeđuje legirano ulje br. 4. kod koga se primećuje veoma malo habanje čak i pri visokim opterećenjima. U ovom slučaju verovatno je veoma pozitivan uticaj dodatka ditiofosfata cinka.

Interesantno je primetiti da ulje br. 3 u početku svakog eksperimenta pokazuje gora svojstva nego manje viskozno ulje br. 2. Očevidno visoka viskoznost ulja 3 dovodi do pregrevanja u zoni kontakta zuba i skraćuje veoma intenzivni period uhodavanja. U periodu normalnog habanja, odvođenje metala je veoma malo.

Značaj pravilnog izbora viskoznosti ulja ilustrovan je dijagramom (sl. 40) na kojoj je pokazana zavisnost habanja i viskoznosti ulja. Optimalna viskoznost je u granicama sm26102010 ⋅− |. Pri

manjim kao i pri većim viskoznostima habanje raste, očigledno zbog porasta toplotnog uticaja i otežanog odvođenja toplote.

Veoma interesantne rezultate dobio je Block ispitujući uticaj viskoznosti i hemijskog sastava na

habanje zupčanika koji rade sa udarnim opterećenjima. Kao rezultat većeg broja eksperimentalnih ispitivanja, Block je postavio sledeću zavisnost:

54

45.1νCIm = (73)

gde je:

mI - gubitak mase zupčanika,

C - konstanta koja karakteriše parametre zupčanika i druge uslove rada ulja,

ν - kinematska viskoznost ulja pri Co70 .

Hemijski sastav ulja po Block-u ne utiče na habanje zupčanika pri radu sa udarnim opterećenjima. Ulja sa različitim protivhabajnim dodacima ne pokazuju bolje osobine od čisto naftnih ulja iste viskoznosti. Osnovni uticaj na rad ovih zupčanika pokazuju prigušavajuća svojstva ulja, tj. sposobnost ulja da priguši udare zuba pri ulasku u spregu.

4.5.3. UTICAJ ULJA NA PITING ZUPČANIKA

Svojim fizičko-hemijskim svojstvima i osobinama ulja nesumljivo utiču na pojavu i razvoj pitinga. Uticaj ulja se ispoljava u smanjenju kontaktnog pritiska na površini, odnosno u smanjenju napona u zubu. Pri zadatom opterećenju, ovo se ostvaruje povećanjem dela hidrodinamičkog ili još bolje, elastohidrodinamičkog trenja, a što nesumljivo zavisi od viskoznosti ulja u zoni dodira.

Produžavanje veka trajanja zupčanika do pojave inicijalnih pukotina postiže se smanjenjem trenja klizanja, Što dovodi do smanjenja tangencijalnih napona ispod površine. Ovo se takođe postiže povećanjem viskoznosti ulja u zoni dodira.

Po pojavi inicijalnih pukotina, ulje svojim delovanjem ubrzava proces razvoja pitinga. Pri sprezanju profila, ulje se "zatvara" u pukotine i provodi izvesno vreme pod veoma visokim pritiskom. Iznenadni pad pritiska stvara efekat "eksplozije", praćen čupanjem čestica materijala sa površine. Ulja sa visokom viskoznošću pogoduju smanjenju "eksplozivnog efekta", a takođe i dodaci (aditivi,) ulju. Pravilnim izborom tipa i viskoznosti ulja, kao i odgovarajućih dodataka i hemijskog sastava, moguće je efikasno delovati na proces zamornog habanja.

Uticaj viskoznosti baznih ulja na piting zupčanika ilustrujemo rezultatima Bartz-a (sl. 41). Pri

ispitivanju korišćena su: teška ulja (DTE), viskoznosti sm261050 ⋅ pri Co50 i DTEHH, viskoznosti

sm2610260 ⋅ pri Co50 . Pri većim obimnim brzinama obrazuje se deblji mazivni sloj. Eksperimentalni

podaci pokazuju da dinamička čvrstoća bokova raste proporcionalno 1/3 korena iz viskoznosti baznih ulja.

Istraživanja Rozenberg-a pokazuju da kod kontaktnih napona koji prelaze dinamičku čvrstoću bokova, povećanjem viskoznosti ulja od 90 do sm2610140 ⋅ može se produžiti vek trajanja zupčanika

do 2 puta.

Savremene tendencije povećanja brzine i opterećenja zupčastih prenosnika, zahtevaju i nova ulja povećanog kvaliteta. To se uspešno postiže primenom sintetičkih ulja čija je proizvodnja znatno složenija i skuplja nego naftnih ulja,

55

U poslednje vreme najveći praktični značaj imaju sledeće grupe sintetičkih ulja:

- složeni etar (estar)

- poliglikoli

- polisiloksani (silikoni)

Povećanje dinamičke čvrstoće bokova i konačno nosivosti zupčanika, postiže se korišćenjem sintetičkih ulja umesto naftnih (mineralnih). Sintetička ulja obezbeđuju manje vrednosti koeficijenta trenja i manje gubitke snage do kojih dolazi u sprezanju. Očigledno da se pri korišćenju sintetičkih ulja postiže veća otpornost na piting. Ovo se ilustruje sl. 42 gde su na vertikalnu osu nanesene vrednosti koeficijenta opterećenja, a na horizontalnu - broj ciklusa opterećenja zupčanika i gde je 1 - sintetička ulja, 2 - mineralna ulja.

Po ispitivanjima Niemann-a, primenom sintetičkog polietarskog ulja Polyran, može se povećati

dinamička čvrstoća bokova zupčanika od hrommanganskog čelika HRC 62, približno za 32% i celih 600% kod nekaljenih čelika u odnosu na nelegirana naftna ulja.

Da bi se poboljšala eksploataciona svojstva ulja, njima se dodaju različite vrste dodataka (aditiva). Ulja sa aditivima nazivamo legiranim, a njihovu nelegiranu osnovu - baznim uljima. Rad nekih vrsta zupčastih prenosnika nije moguć bez ulja sa aditivima.

Pravilnim izborom aditiva može se znatno produžiti vek zupčastih prenosnika do pojave pitinga. Na dijagramima sl. 43, 44 i 45. prikazani su rezultati istraživanja Bartz-a i Kruger-a o uticaju različitih vrsta aditiva na pojavu i razvoj pitinga.

Ispitivanja i procene uticaja aditiva u ulju na pojavu i razvoj pitinga, mogu se svesti na sledeće:

Pri malim procentima sadržaja vode u ulju, zupčanici od nerđajućeg čelika, znatno su manje podvrgnuti pitingu nego zupčanici od običnog čelika.

56

Antikorozivni dodaci (na pr. aminohromat) , smanjuju opasnost od pitinga.

Dodaci protiv skoringa (na pr. na bazi hlora), smanjuju verovatnoću pojave korozije i mogu takođe doprineti smanjenju opasnosti od pitinga.

Antiskoring dodaci na bazi sumpora pokazuju mali uticaj na proces zamornog pitinga. Neki antiskoring dodaci na bazi fosfora (na pr. trikrezilfosfat) suštinski povećavaju (u odnosu na

bazna mineralna ulja) otpornost na piting. Drugi dodaci na bazi fosfora ne poseduju takva svojstva.

Čistopolarni dodaci (na pr. stearinova kiselina, mastne kiseline, itd.) ubrzavaju proces pitinga pri upoređenju sa čistim mineralnim uljima.

4.5.4. UTICAJ PODMAZIVANJA NA SKORING

Čak i pri obilnom podmazivanju zupčanika, pri velikim opterećenjima i velikim brzinama klizanja, razvija se tako visoka temperatura na radnim površinama, da neminovno dolazi do razaranja mazivog sloja (uljnog filma). Kao posledica razaranja mazivog sloja nastaju različite vrste habanja, od kojih je najkarakterističnija a istovremeno i najopasnija skoring.

Za određivanje maksimalne temperature (trenutni "temperaturni blesak") spregnutih površina koje rade u uslovima kotrljanja sa klizanjem pri mešovitom i graničnom podmazivanju, Blok je predložio formulu:

( ) bCVCVPV

kk

KL

22221111max 83.0

⋅⋅⋅+⋅⋅⋅⋅⋅

=γλγλ

μθ (74)

koja se za čelične zupčanike prema Petruseviču transformiše u formulu:

( ) 25.021

75.0

max 84.1ρ

μθkk

KL

VVPV

+

⋅⋅= (75)

Ovde su: μ - koeficijent trenja

21 kkKL VVV −= - brzina klizanja, scm

P - pogonsko opterećenje, tj. normalna sila po jedinici radne dužine (linijski pritisak, daN/cm)

21

21ρρρρρ

±⋅

= - redukovani poluprečnik krivine zuba, lemi

21,ρρ - poluprečnici krivina zuba na mestu očekivanja najvećih temperatura

21, kk VV - brzine kotrljanja, scm

57

Temperatura spregnutih površina u zoni kontakta je zbir dveju temperatura:

max0 θθθ +=k (76)

gde je: 0θ - temperatura zupčanika koja je pri stacionarnom toplotnom režimu praktično ravna temperaturi ulja,

maxθ - temperaturni blesak.

Ispitivanja Petrusevič-a pokazuju da temperaturni blesak maxθ pri kome nastaje skoring dostiže

Co330320− (kod cementiranih zupčanika visoke tvrdoće, podmazivanih uljima sa antiskoring aditivima). Kod zupčanika od nekaljenih čelika, pri podmazivanju čisto naftnim uljima, odgovarajuća kritična vrednost za maxθ leži u granicama Co15060− .

Posebnu sklonost ka skoringu pokazuju zupčanici koji rade sa udarima. Kratkotrajno ali značajno preopterećenje dovodi do tako visokih trenutnih temperatura u zoni kontakta da je mazivna sposobnost ulja nedovoljna da zaštiti od pojave skoringa. Osnovni zadatak ulja i podmazivanja u sprečavanju skoringa je:

- stvaranje pomoću hidrodinamičkog efekta i drugih mogućih mehanizama, režima hidrodinamičkog podmazivanja, pri kome je habanje minimalno,

- stvaranje graničnog sloja, hemijski (kod ulja sa aditivima) i apsorbciono, koji bi na vreme otklonio vezivanje spregnutih površina pri odsustvu hidrodinamičkog podmazivanja i oslabio intenzitet skoringa ili ga stabilizirao ukoliko je on već započeo,

- smanjenje koeficijenta trenja, a time i smanjenje temperature na kontaktnim površinama.

Veličina opterećenja pri kojoj dolazi do skoringa na aktivnim površinama zupčanika, najvećim delom zavisi od:

1) brzine klizanja ili proporcionalno od brzine obrtanja zupčanika,

2) parametara ulja: nominalne i radne viskoznosti, hemijskog sastava, temperature, količine,

3) parametara zupčanika: materijala, tvrdoće, mikrostrukture i hrapavosti radnih površina.

4.5.4.1. Uticaj brzine klizanja:

Skoring počinje na krajnjim delovima profila zuba, gde je i klizanje najveće. Obično ne nastaje u polu gde je klizanje minimalno ili sasvim odsustvuje.

Na sl. 46. prikazani su rezultati ispitivanja zavisnosti opterećenja pri kojima nastaje skoring od

brzine obrtanja zupčanika. Rezultati Borsoff-a (sl. 46a) odnose se na zupčanike od hrom-nikl čelika, 62 HRC i naftna nelegirana ulja, a rezultati Niemann-Lechner (sl. 46b) na zupčanike od hrom-mangana, 60 HRC i legirana ulja.

58

Sa dijagrama se može uočiti da krive u početku opadaju, što se može objasniti preovladavanjem termičkog efekta nad hidrodinamičkim, prolaze kroz minimum u oblasti -1min 100005 − i ponovo

rastu. Ovaj ponovni rast se može objasniti preovladavanjem hidrodinamičkog efekta ili rezultatom efekata visoko-elastičnosti. Iz razmatranih dijagrama proizilazi da zadiranje ne nastaje u oblastima

1min 800600 −− .

Po rezultatima ispitivanja Gruchy-a i Harrison-a, pri malim brzinama obrtanja zupčanika, legirana ulja ne pokazuju preimućstva u odnosu na nelegirana ulja. U takvim slučajevima najefikasniji su fosforni aditivi koji reaguju sa metalom i pri niskim temperaturama, kao i polarni aditivi.

4.5.4.2. Uticaj viskoznosti:

Sa povećanjem viskoznosti nelegiranih ulja, rastu i opterećenja pri kome nastaje skoring, što se

objašnjava hidrodinamičkim efektom (sl. 47). Kod legiranih ulja uticaj viskoziteta na opterećenje je slabije izražen, posto glavnu ulogu u zaštiti od skoringa igraju aditivi. U uljima sa jakim antiskoring dodacima., viskoznost teoretski ne bi uopšte imala uticaj (sl. 46). U praksi, ovaj odnos je nešto složeniji, ukoliko su ulja različita po svom hemijskom sastavu.

4.5.4.3. Uticaj hemijskog sastava:

Hemijski sastav ulja suštinski utiče na pojavu skoringa. Primena aktivnih hemijskih antiskoring aditiva povećava opterećenje pri kome nastaje skoring, a time i moment uvijanja koji se povećava skoro 5 puta pri upoređenju sa nelegiranim naftnim uljima (sl. 48).

Sintetička ulja pokazuju veću otpornost na skoring nego naftna ulja iste viskoznosti.

4.5.5. PREPORUKE ZA IZBOR ULJA

Kao što se do sada moglo videti, uticaj maziva na razvoj triboloških procesa je veoma složen i još uvek nedovoljno ispitan. Pred konstruktorom leži velika odgovornost pri izboru ulja, pa zato u daljem tekstu navodimo nekoliko opštih preporuka:

1) Primena ulja većih viskoznosti je sasvim opravdana jer ovakva ulja pogoduju stvaranju hidrodinamičkog podmazivanja ili povećavaju hidrodinamički deo u mešovitom podmazivanju.

59

Istovremeno, sa porastom viskoznosti smanjuje se habanje, povećava se otpornost na pojavu i razvoj pitinga i skoringa, povećava se opšta nosivost, poboljšavaju prigušna svojstva i smanjuje koeficijent trenja.

2) Ali primenom ulja visoke viskoznosti povećava se gubitak snage (usled otezanog mućkanja i istiskivanja iz zazora među zubima), posložava podmazivanje u cirkulacionim sistemima, pogoršava odvođenje toplote.

3) Izbor ulja u većini slučajeva treba vršiti kompromisno.Teoretski, najbolja rešenja bi se postizala primenom čisto naftnih ulja, maksimalne viskoznosti pri strujnom podmazivanju. Međutim,u praksi to nije uvek moguće, pa se često pribegava primenjivanju ulja manje viskoznosti čija se nosivost povećava dodavanjem antiskoring aditiva.

Za orijentacioni izbor viskoznosti čisto naftnih ulja za podmazivanje zupčastih prenosnika (osim

hipoidnih), može se koristiti dijagram (sl. 49) po Watson-u, koji pokazuje zavisnost viskoznosti od parametara zupčastog para:

( )V

pHVX 7

2max

10=

gde je:

HV - tvrdoća po Vikersu mekšeg zupčanika,

maxp - maksimalni kontaktni napon po Hertz-u u polu sprezanja ( )2/ cmdaN ,

V- obimna brzina.

Gornja kriva odnosi se na zupčanike izrađene od istog čelika, za rad sa udarnim opterećenjima i pri temperaturi okolnog vazduha većoj od Co25 .

Donja kriva (manja viskoznost) može se koristiti za zupčanike povećane tačnosti, pri temperaturi okolnog vazduha ispod Co10 i ako je parametar X > 100.

4.6. UTICAJ TOPOGRAFIJE I TEHNOLOGIJE OBRADE

Kao što je poznato, aktivna površina zuba zupčanika po završenoj obradi nikad nije apsolutno glatka. Brojne neravnine nastale kao rezultat prethodnih i završnih operacija mogu imati različite geometrijske parametre, što ukazuje na činjenicu da su površinski profili po svojoj suštini slučajne funkcije, nastale kao posledica slučajnih procesa.

Neravnine aktivnih površina izazivaju koncentraciju opterećenja na mestima vrhova, uvećanje sila trenja na mestima stvarne površine dodira, povećanje napona u površinskom sloju materijala i u nizu slučajeva dovode do prevremenog razaranja aktivne površine zuba.

Sve ovo govori o veoma značajnom uticaju topografije na čvrstoću bokova i habanje zupčanika.

Otpornost na habanje zupčanika, pri istoj vrsti obrade, zavisi od osnovnih parametara, ali i od pravca neravnina na aktivnoj površini. Najnepovoljniji su tangencijalni pravci površinskih profila,

60

odnosno pravci u kojima su oni normalni na brzinu klizanja. Eksperimenti Mišarina pokazuju da je kontaktna čvrstoća pri tangencijalnoj hrapavosti za 28% manja nego pri osnom pravcu hrapavosti, gđe su površinski profili paralelni pravcu klizanja. Ovo se može objasniti činjenicom da tangencijalna hrapavost ima vrlo slabu sposobnost dorade u periodu uhodavanja i da zato značajno povećava sile trenja, a samim time i napone u zoni dodira.

Dijagrami na sl. 50. pokazuju rezultate ispitivanja Niemann-a o uticaju kvaliteta površine na

dinamičku čvrstoću bokova zuba (dinamičku izdržljivost materijala na Hertz-ov pritisak pri graničnom broju opterećenja od 7105 ⋅=N ). Parametri ispitivanih poboljšanih zupčanika:

smsmmmmZZ / 10100 ,/ 10V ,20 , 3 ,28/23/ 2650021 ⋅===== να o . Za cementirane zupčanike:

smsmmmmZZ / 10100 ,/ 9.6V ,20 , 5.5 ,17/16/ 2650021 ⋅===== να o .

Kao što se sa dijagrama može uočiti, kvalitet površine znatno poboljšava dinamičku izdržljivost termopoboljšanih (do četiri puta) i mnogo manje cementiranih zupčanika. Smanjenjem hrapavosti se povećava dinamička izdržljivost što se objašnjava ne samo smanjivanjem sile trenja nego i smanjenjem osetljivosti materijala na koncentraciju naprezanja.

Rezultati serije ispitivanja Rettig-a o uticaju hrapavosti na dinamičku izdržljivost materijala, pri čemu je kao kriterijum prihvaćena pojava pitinga na 0.5% aktivne površine pri 7105 ⋅ ciklusa, prikazani su na dijagramu sl. 51. Ispitivani su kaljeni zupčanici Č.5420 (krive a i b) i Č.4732 (krive c,d,e).

Desni deo dijagrama prikazuje dinamičku izdržljivost cementiranih zupčanika Č.5420 pri

smV / 8= i kaljenih zupčanika Č.4732 pri smV / 4.71 i 5.10 ;3.2= . Krive su date u zavisnosti od srednjih visina mikroneravnina ( )tmR i parametara hertzp⋅μ (μ - koeficijent trenja, hertzp - kontaktni pritisak po Hertz-u).

Danas u tehničkoj literaturi nema jedinstvenog mišljenja o uticaju hrapavosti na skoring. Po nekim istraživanjima, zahvaljujući hrapavosti, u mazivnom sloju se stvaraju uljni džepovi i ukoliko zupčasti

61

prenosnici rade u oblasti graničnog trenja veća hrapavost blagotvorno utiče na njihov rad. Po drugima, ukoliko zupčanici rade u oblasti hidrodinamičkog trenja i razdeljeni su dovoljno debelim slojem ulja, poželjno je da imaju što je moguće manju hrapavost.

Po Niemann-u i Lechner-u, kod zupčanika sa grubljom obradom ređe nastaje skoring nego kod zupčanika manje hrapavosti. Do takvih zaključaka dolazi i Yoshio |11|, koji napominje da skoring zavisi i od načina završne obrade. Po tom kriterijumu on i rangira obradu po sledećem redosledu: brijanje, brušenje, brušenje sa poliranjem brusnim papirom, brušenje sa poliranjem brusnim filcom. Ustanovljeno je takođe da u procesu eksploatacije konstantno se smanjuje hrapavost sve do pojave skoringa.

Po Mišarin-u, hrapavost dobijena pri prethodnoj obradi znatno više utiče na otpornost na skoring nego hrapavost nastala posle završne obrade. Period uhodavanja je najopasniji za pojavu skoringa, zato i novi zupčanici ne treba da rade sa punim opterećenjem bez prethodnog uhodavanja.

Prethodna razmatranja jasno pokazuju da postoji uticaj hrapavosti na čvrstoću bokova zuba, a time i na habanje zupčanika.

Analiza poznatih informacija pokazuje da je od svih ranije navedenih uticaja, najmanje ispitan uticaj vrste obrade na razvoj procesa habanja i vek zupčanika. Kako vrsta obrade bitno utiče na formiranje fizičko-mehaničkih karakteristika površinskog sloja, a kako se jedna te ista hrapavost može dobiti različitim vrstama površinske obrade, može se zaključiti da su neobično važna istraživanja uticaja naslednih osobina na razvoj procesa habanja i vek zupčanika i iznalaženje njihovih veza sa eksploatacionim svojstvima zupčastih prenosnika.

Zadnjih godina, savremeno mašinstvo pokazuje sve veće interes ovan je za ispitivanje tehnološkog nasleđa i njihovu vezu sa eksploatacionim svojstvima mašinskih elemenata.

Danas se pod pojmom tehnološkog nasleđa podrazumevaju fizičko-mehaničke karakteristike obrađenih površina mašinskih elemenata, nastale kao rezultat prethodnih i završnih tehnoloških operacija.

Osnovni parametri zupčastih prenosnika, nasleđeni u toku tehnološkog procesa, mogu se podeliti u dve osnovne grupe: vezani za mikro i makrogeometrijske pokazatelje obrađenih površina i vezani za materijal.

Prvu grupu karakteriše mikro- i makrogeometrija obrađenih površina (hrapavost, talasnost, ovalnost i dr.) i o njenom uticaju već smo govorili.

U drugu grupu spadaju parametri koji karakterišu hemijski sastav, strukturu i stanje naprezanja materijala mašinskih elemenata, strukturu površinskih slojeva, površinsku energiju i dr.

Zupčasti prenosnici po završenom ciklusu obrade rezanjem i termičke obrade, započinju svoj eksploatacioni vek sa određenim osobinama koje su stekli u samom procesu obrade. Ove nasleđene osobine, od kojih su najvažnije: topografija radnih površina, strukturna građa i tvrdoća, u značajnoj meri projektuju oblik i dinamiku procesa habanja, a konačno i sam vek prenosnika.

Savremena literatura raspolaže oskudnim informacijama o uticaju obrade (prethodne i završne) na razvoj procesa habanja, radnu sposobnost i vek zupčanika, pa zato ovakva ispitivanja imaju poseban značaj.

Kao primer uticaja završne obrade na habanje zupčanika navodimo rezultate uporednih ispitivanja zupčanika sa brijanjem i hladnim kalibrisanjem kao završnom obradom, sl. 52 |122|.

62

Suština metode hladno kalibrisanje je u izazivanju lokalno-plastičnog tečenja površinskog sloja metala zuba, primenom alata u obliku zupčastog valjka. Hladnim deformisanjem se ojačava površinski sloj, povećava tvrdoća materijala, stvara povoljnija tekstura i poboljšava profil radnih površina zuba.

Kod zupčanika bez termičke obrade, kalibrisanjem se povećava kontaktna dinamička čvrstoća za 38-42% u odnosu na brijanje, a habanje smanjuje približno dva puta (sl. 52a). Zupčanici sa termičkom obradom smanjuju habanje 1.5-2 puta, a gubitke na trenje 12-20 % (sl. 52b).

Fizičko-mehanička svojstva i struktura površinskog sloja u velikoj meri zavise i od vrste režima prethodne i završne obrade. Pod uticajem sila rezanja i temperaturnih delovanja, nastaju strukturne izmene površinskog sloja, pa ovako formirane fizičko-mehaničke karakteristike u velikoj meri definišu razvoj i dinamiku procesa habanja.

Na sl. 53. su prikazani rezultati ispitivanja uticaja režima brušenja kao završne obrade na proces

habanja i vek zupčanika |118|. Slike pokazuju izglede aktivnih površina zuba zupčanika posle 1775 h rada pod istim uslovima. Zupčanik b je brušen 3 puta većom dubinom brušenja i nalazi se u fazi potpunog razaranja. Pravilnim izborom režima brušenja može se produžiti vek zupčanika i do 50%.

Sve ovo dosada rečeno govori o veoma velikom uticaju mehaničke obrade na razvoj triboloških procesa i vek zupčanika. Nažalost, za sada još uvek raspolažemo veoma oskudnim informacijama iz ove oblasti, ali je razjašnjavanje ovog uticaja bitno za razradu tačnijih metoda proračuna i produžavanje veka zupčanika.

69

Tabela 7: Karakteristične vrste habanja i povreda kotrljajnih ležaja ZAMORNO HABANJE (PITING) - Proces odvajanja čestica materijala i obrazovanja jamica na radnim površinama ležaja usled kontaktnog zamora materijala

Tipičan izgled Karakteristika Uzrok

1 2 3

Delimični piting na putanji kotrljanja Početna faza zamora materijala

Široka oblast pitinga po celoj površini putanje kotrljanja Završna faza zamora materijala

Piting na dijametralno suprotnim tačkama putanje kotrljanja radijalnih ležaja Ovalnost usled deformacije prstena

Ekscentrične oblasti pitinga aksijalnih ležaja Nesaosnost pri montaži i druge greške

Piting u jednoj tački putanje kotrljanja Strane čestice u ležištu

Piting na bočnom naslonu unutrašnjeg prstena ležaja sa valjcima Nesaosnost prstena i valjka

70

Mestni piting (rastojanja između oblasti kod kojih je došlo do pojave pitinga jednaka su rastojanjima između kotrljajnih tela)

Udari pri montaži; prejako montiranje kod nesaosnosti delova vratila na kojima su predviđena ležišta

Piting na kotrljajnim telima ili na putanji kotrljanja ležaja Prejake sile pri montaži: nedovoljna količina maziva

ELEKTRIČNI PITING {ELECTRICAL PITING) - Oblik pitinga prouzrokovan prolaskom električnog toka struje i varničenjem između površina u kontaktu.

Male jamice, raspoređene na površini kotrljanja ležaja Prolaz struje u dugom intervalu vremena

Male jamice sa stohastičkom raspodelom Prolaz struje u ograničenom intervalu vremena

BRAZDANJE (FLUTING) - Vrsta pitinga kada jamice obrazuju žljebne brazde pravilno raspoređene.

Jamice sa otopljenim ivicama Uticaj vibracija zajedno sa električnim tokom

Jamice bez otopljenih ivica Vibracije,povećano habanje,preopterećenje ležaja

KOROZIJA (CORROSION) – Habanje kontaktnih površina usled njihovog hemijskog ili elektrohemijskog uzajamnog dejstva sa okolnom sredinom

Izdvojene mrlje ili jamice na putanji kotrljanja, po broju jednake broju kotrljajnih tela ležaja

Uticaj vlage ili kiselina pri dugotrajnom čuvanju ležaja koja ne rade

71

Mrlje i jamice na površini Maziva neotporna na koroziju, vlaga u mazivu, koroziona atmosfera,vlaga na površini ležaja

Crvene ili tamnocrvene mrlje rđe obično sa svetlim ivicama na sklopnim površinama Obrtanje prstena na mestu ugradnje

Zarđale pruge na površini Voda i mazivo

PRSKOTINE (CRACKS) - Pojave uskih prskotina na kontaktnim površinama, obično bez odvajanja čestica.

Prskotine na prstenovima ležaja Suviše čvrst sklop, delimični sklop, deformacije usled ovalnosti sklopnih elemenata, proklizavanje sklopa

Poprečne prskotine na unutrašnjem ili spoljašnjem prečniku ležaja

Proklizavanje sklopa

Kružne prskotine na prstenovima Deformacije sklopa u kućištu, delimično naleganje sklopa,preopterećen je

Radijalne prskotine na ivicama prstenova, radijalne prskotine na čeonim površinama obrtnih prstenova

Proklizavanje prstena na mestu ugradnje, abrazivno dejstvo prljavštine na sklop u procesu eksploatacije

Površinske prskotine na prstenu samopodešljivog aksijalnog ležaja Neparalelnost koničnih vratila

72

PRENOS (TRANSFER) MATERIJALA - Prenos materijala u raznim oblicima sa jedne kontaktne površine na drugu pri proklizavanju

Prenos materijala držača na površine kotrljajnih tela Uklještenje kotrljajnih tela u držaču; nedovoljno podmazivanje suviše velike brzine; sile inercije

Razvučene pruge na površini unutrašnjeg i spoljašnjeg prečnika ležišta Pomeranja na mestu sklopova

Prenos materijala na čeone površine prstena Pomeranja na mestu ugradnje; proklizavanje pod pritiskom

Tragovi prenosa materijala na putanjama i kotrljajnim telima u aksijalnom pravcu kod cilindričnih i samopodešljivih kotrljajnih ležaja sa valjcima

Prekomerne sile pri ugradnji; iskošenje prstena pri ugradnji aksijalno pomeranja prstena jednog u odnosu na drugi pod opterećenjem

Prenos materijala u aksijalnom pravcu na žljebove prstenova samopodešljivih ležaja

Ugaona pomeranja vratila pod opterećenjem kod nepokretnih ležaja

Prenos materijala u aksijalnom pravcu na žljebove prstenova samopodešljivih aksijalnih ležaja

Radijalna pomeranja prstenova; greške pri montaži; greške pri obradi sklopnih površina elem. ležišta

73

Prenos materijala u obliku kružnih traka na žljebove, držače, kotrljajna tela. Spiralne trake na krajevima valjaka i bočnim naslonima unutrašnjeg prstena

Nedovoljno podmazivanje; malo opterećenje pri velikim brzina ma; delovanje aksijalnog opterećenja pri nedovoljnom podmazivanju

PLASTIČNO TEČENJE - Pojava površinskih, udubljenja koja se obrazuju pri plastičnom tečenju materijala pod opterećenjem bez odvođenja materijala sa površine

Sjajni tragovi sa rastojanjima jednakim rastojanjima kotrljajnih tela Udari pri montaži; pogrešna ugradnja; preopterećenje

Mutni tragovi sa rastojanjima jednakim rastojanjima kotrljajnih tela Vibracije; prisustvo abrazivnih čestica

Izdvojena udubljenja Slučajni udari

Mutni tragovi, nesređeno razmešteni na putanjama i kotrljajnim telima Prljavština

ABRAZIVNO HABANJE - Mehaničko habanje kontaktnih površina usled delovanja prljavštine, mehaničkih primesa ulja ili produkata habanja.

Mutni tragovi Delovanje abrazivnih čestica

Svetli tragovi Delovanje sitnih abrazivnih čestica

74

Lokalna udubljenja sa rastojanjima jednakim rastojanjima kotrljajnih tela Vibracije u prisustvu abrazivnih čestica

Zarezi promenjene boje Rad pri nedovoljnom podmazivanju;talozi od laka iz maziva

Ogrebotine u tačkama kontakta držača i kotrljajnih tela

Delovanje inercijalnih sila i nedovoljno podmazivanje

Habanje sa zarezima sklopnih površina prstena i gnezda držača

Iskošenje unutrašnjeg i spoljašnjeg prstena; delovanje abrazivnih čestica

Ogrebotine kotrljajnih tela pri povećanju unutrašnjeg zazora

Delovanje abrazivnih čestica; nedovoljno podmazivanje

Talasanje putanje kotrljanja Vibracije u prisustvu abrazivnih čestica

Abrazivno habanje vratila i unutrašnjeg prstena ležaja Obrtanje prstena na mestu ugradnje

ATHEZIONO HABANJE - Proces nastajanja i razvoja razornog habanja na kontaktnim površinama u pravcu klizanja kao posledica athezionih uzajamnih delovanja površina u kontaktu

Risevi, pruge i brazde na kotrljajnim telima Visoki pritisci;nedovoljno podmazivanje; proklizavanje kotr. tela; visoke temperature

Zarezi, pruge i brazde na putanjama spoljašnjeg i unutrašnjeg prstena

Preopterećenje;prekid uljnog filma; proklizavanje prstenova; visoke temperature; pojava krtih i veoma tvrdih čestica

75

FRETTING KOROZIJA - Koroziono-mehaničko habanje kontaktnih površina pri malim oscilatornim relativnim pomeranjima Jamice ispunjene praškastim produktima

habanja. Razorene površi ne se karakterišu:

- prevlakom crvenog oksida, ili

- prevlakom crne boje, ili

- boraksnom prevlakom feroksida

Javlja se na spoljašnjoj površini spoljašnjeg prstena i unutrašnjoj površini unutrašnjeg prstena

Nedovoljna čvrstoća sklopa u kućištu ili na vratilu; delovanje korozionih sredina

Jamice ispunjene praškastim produktima habanja i prevlakom karakteristične boje na šoljici i iglicama igličastog ležaja

Obrtno-povratna kretanja malih amplituda i delovanje korozionih sredina

OSTALE POVREDE

Pukotine na držaču; razaranje pregrada i zakivaka držača

Nedovoljno podmazivanje; inercijalne sile pri velikim brzinama; transfer metala; razaranje kotrljajnih tela

Promena boje površine materijala bez smanjenja tvrdoće

Promena sastava maziva; taloženje u uslovima visokih pritisaka i temperatura

Povećanje ili. smanjenje dimenzija prstenova Uticaj dugotrajnog rada ležišta pri visokim ili niskim temperaturama na strukturu materijala

Razaranje bočnog naslona unutrašnjeg prstena ležaja sa valjcima

Udari pri ugradnji; neravnomerni raspored pritiska po čeonoj površini prstena

76

5.3. KARAKTERISTIČNE VRSTE HABANJA KOTRLJAJNIH LEŽAJA

Kao što se i analizom tabele 7 može uočiti, na elementima tribomehaničkog sistema kotrljajnih ležaja mogu nastati različito vrsta habanja i povreda. Na jednom ležaju mogu nastati istovremeno više vrsta habanja, no, kao po pravilu, jedna od nastalih vrsta je dominantna i ona će suštinski odrediti dalji pravac razvoja triboloških procesa i konačno vek trajanja ležaja.

Koji će se oblici habanja javiti i koji će oblik biti dominantan, zavisi od velikog broja faktora koje je moguće podeliti u četiri osnovne grupe: eksploatacioni faktori, konstrukcioni faktori, faktori tehnologičnosti, faktori subjektivnih osobina operatora.

Primera radi, po nekim ispitivanjima velikog broja ležaja vretena mašina alatki i pribora, kod ležaja srednjih brzina, dvoredih valjčastih, radijalnih tipa RN, na 50% od svih ispitivanih ležaja uočeno je abrazivno habanje. Zamorno habanje jednog od prstena primećeno je na 33%, a plastičnim tečenjem u krajevima prstena bilo je zahvaćeno 36% ležaja. Korozijom je bilo obuhvaćeno 14% ispitivanih ležaja. Ispitivanja radijalno-aksijalnih ležaja sa lopticama, tipa BN pokazuju da je na 60% ležaja uočeno abrazivno habanje prstena i loptica zadnjeg oslonca. Plastične deformacije su registrovane na 40%, a zamorno habanje na 7% ispitivanih ležaja. Istovremeno, abrazivno habanje je bilo dominantna vrsta habanja na 23% analiziranih i ispitivanih ležaja.

Ispitivanja ležaja koja rade u uslovima visokih brzina pokazuju da su osnovne i najčešće vrste habanja: abrazivno habanje, zamorno habanje, plastične deformacije i korozija i da najčešće nastaju istovremeno.

U daljem tekstu biće nešto više reci o karakterističnim i najčešćim vrstama habanja ležaja.

5.3.1. ZAMORNO HABANJE (PITING)

Zamorno habanje (piting) je jedno od najčešćih, a istovremeno i najkarakterističnijih vrsta habanja ležaja. Karakteriše se pojavom jamica u početnoj fazi i razaranjem kontaktne površine u završnoj fazi procesa. Zamornom habanju su izloženi svi elementi ležaja: prsteni, kotrljajna tela, držači, bočni nasloni unutrašnjeg prstena.

U zavisnosti od velikog broja uticajnih faktora, piting se može zavijati na različitim mestima elemenata tribomehaničkog sistema ležaja.

Brojna ispitivanja ležaja pokazuju da se razvoj razornog pitinga na elementima ležaja može podeliti u više karakterističnih faza, identičnim fazama razvoja pitinga kod zupčanika, a o čemu je detaljnije govoreno u poglavlju o zupčanicima.

Teorija zamora koju su predložili Lundberg i Palmgren, pretpostavlja da inicijalna zamorna pukotina nastaje na nekom rastojanju od površine (pod površinom) u oblasti kontakta kotrljanjem.

Kotrljajni ležaji predaju opterećenje sa jednog prstena na drugi preko kotrljajnih tela. Elementi ležaja izloženi su u radu višekratno ponovljenim, učestalim promenama opterećenja i jakom zamaranju unutar materijala celog sistema. Prisustvo oblasti cikličnih naprezanja je uzrok nastajanja zamora u kotrljajnim ležajima.

77

Teorijski se kontakt elemenata tribomehaničkih sistema ležaja razmatra kao kontakt sfernih ili cilindričnih tela, a raspodela napona se opisuje teorijom Hertza. Na sl. 58. je pokazana promena napona u zavisnosti od dubine pri odsustvu klizanja, saglasno teoriji Hertza. Istovremeno, u materijalu

elemenata javljaju se i značajni tangencijalni naponi, pri čemu glavni napon smicanja ( )xy σστ −=21

dostiže svoju maksimalnu vrednost pod površinom, na dubini približno 0.78a, gde je a - poluširina površine kontakta.

Prisustvo i delovanje promenljivih tangencijalnih napona je glavni uzrok pojave inicijalne pukotine, a promenljivi normalni naponi istezanja izazivaju dalje širenje i rasprostiranje pukotine. Pošto su naponi smicanja uzrok nastajanju inicijalne pukotine, kvalitet materijala na mestima njihovog delovanja pokazuje veliki uticaj na vek trajanja kotrljajnih ležišta U slučajevima da osim kotrljanja deluje još i klizanje, karakteristika krivih na sl. 58. se menja. U tom slučaju, tangencijalne napone je moguće uzimati u obzir preko normalnih napona istezanja x'σ koje oni ostvaruju. Ovde se napon yσ

ne manja, pa je: xxx '* σσσ −= , a glavni napon smicanja |63|:

( )*21

xy σστ −= (sl.59) (82)

Bitno je napomenuti da saglasno porastu x'σ maksimalni naponi smicanja maxτ neposredno se

približavaju ka površini. Očigledno je da klizanje doprinosi prilaženju zamornih pukotina ka kontaktnoj površini elemenata.

Kako je već rečeno, prekoračenje dopuštenih naprezanja vodi strukturnoj izmeni u metalu i pojavi pukotine. Međutim, ako su dobro poznate promene koje se dešavaju pri istezanju, izmene koje se dešavaju usled delovanja tangencijalnih napona, dominantnih uticaja na pojavu kontaktnog zamora, izučene su relativno malo. Ako je u slučaju jednorodnog (homogenog) metala zadatak i relativno prostiji, znatno je složeniji na primer u slučaju prisustva cementiranog sloja.

Na sl. 60. je prikazana karakteristika otpornosti jednorodnog (homogenog) materijala maksimalnom naprezanju na smicanje sa četiri slučaja različitih opterećenja kuglica ležišta (P). Otpornost materijala (R) je konstantna veličina, a zamorna pukotina se javlja na dubini f koja se nalazi u tački dodira R i P.

Na sl. 61. je pokazana otpornost cementiranog sloja za slučaj čistog kotrljanja (a) i kotrljanja sa klizanjem (b) .

Očigledno da vrednosti R nisu postojane i za svaki konkretan slučaj tačka dodira može biti na svakom mestu pa i na kontaktnoj površini.

Piting je najčešći oblik površinskih zamornih povrede. Teorijska objašnjenja nastajanja ovih povreda u prisustvu napona istezanja jednačinama Hertza su veoma otežana zato što ove jednačine uzimaju u obzir samo napone sabijanja i ne uzimaju u obzir silu trenja. Jednačinama Hertza nije

78

moguće odrediti maksimalna promenljiva tangencijalna naprezanja koja su i kritični faktor pri proračunu na otpornost zamaranju.

Prisustvo maziva pomaže daljem širenju pukotine. Kada pukotina izađe na površinu ispunjava se mazivom. Pri kotrljanju dva tela, kontaktni naponi rastu sve dotle dok pritisak ulja u pukotini doje do nivoa pri kome je ravan naponima na površini.

Ovakvo stanje napona izaziva napone istezanja u osnovi pukotine, koji podpomažu odvajanju sitnih komadića metala i daljem širenju pukotine.

Saglasno Kloosk-u i Broszeit-u inicijalne pukotine izlaze na površinu i prelaze u jamice usled; 1) pojave tangencijalnih napona nastalih kao rezultat delovanja sila trenja, 2) temperaturnih napona u zoni kontakta kotrljajnih tela i putanje kotrljanja, 3) nastajanja mesnih, nedopustivih prenaprezanja u materijalu, usled dospevanja tvrdih čestica na putanju kotrljanja.

Pri ograničenoj debljini uljnog filma, prvi znaci mikropitinga pojavljuju se na kontaktnoj površini tim ranije, što je intenzivnije klizanje kuglica po putanji kotrljanja.

Posmatranjem makro- i mikrosnimaka preseka unutrašnjeg prstena kugličnih ležaja, koji su radili sa velikim opterećenjem više od 610100 ⋅ obrta, moguće je primetiti tamnu trakastu zonu, razmeštenu približno na dubini mm 5.01.0 − . Pri većem uvećanju takođe je primetno da se tamnoj podlozi nalaze bele izdužene mrlje. Mikro-elektronskim ispitivanjima zaključeno je da se ovakve mrlje odlikuju većom tvrdoćom, da imaju kubnu strukturu i da se sastoje iz veoma malih ojačanih ćelija, prečnika približno mm 1.0 . Površine koje razdvajaju ovakve mrlje su početni izvor rasprostiranja pukotine. Ukoliko ležaj i pri termičkoj obradi nisu podvrgnuti X-zracima, moguće je sasvim jasno posmatrati transformaciju osnovne strukture metala u tamne zone. Ovakva opažanja potvrđuju presudan uticaj smicanja na obrazovanje zamornih povreda pri čistom kotrljanju.

Daleko složenija ispitivanja obrazovanja zamornih povreda su pri kotrljanju sa klizanjem. Tada, a u zavisnosti od veličine naprezanja i sastava površine mogu nastati različiti vidovi zamornih povreda u dubini materijala, neposredno u podpovršinskom sloju a i na samoj površini.

Dalji razvoj inicijalne pukotine, pojava i širenje jamica, kao i potpuno razaranje kontaktnih površina, identičan je razvoju pitinga kod zupčastih prenosnika, a o čemu je bilo više govora u poglavlju o zupčanicima.

Treba reći da se na elementima tribomehaničkih sistema ležaja javlja i inicijalni piting usled koncentracije naprezanja na mestima izrazitijih površinskih neravnina. Sa porastom stvarne površine dodira i ravnornernijom raspodelom opterećenja prestaje pojava novih jamica.

Interesantno je i pitanje: da li su prvi znaci pitinga znak i dovoljan razlog za povlačenje ležaja uz upotrebe. Laboratorijska, a i neka eksploatacijska ispitivanja pokazuju da ležaji sa prvim znakom zamora mogu odgovorno raditi još određeno vreme. Brojna ocena tog vremena je otežana, ali eksperimenti pokazuju da ležaji sa početnim znakom zamora, pri umerenom opterećenju, stabilno rade još i više od 10% računskog veka. To praktično znači da je moguće dalje korišćenje ležaja sa neznatnim početnim znakom pitinga i da slučajni otkazi pri tome nesmeju biti smetnja njihovoj daljoj eksploataciji. Svakako da pri određivanju produženog veka trajanja treba imati na umu i tehničke karakteristike radnih mašina, pri čemu je uloga i zahtevi od ležaja kod transportnih, poljoprivrednih i građevinskih mašina sasvim različita od zahteva, na pr., ležaja glavnog vretena pojedinih mašina alatki.

5.3.2. ABRAZIVNO HABANJE

Od mnogobrojnih oblika habanja, povreda i razaranja elemenata tribomehaničkih sistema kotrljajnih ležaja, abrazivno habanje je ponajmanje ispitano. Abrazivnim habanjem nazivamo mehaničko habanje kontaktnih površina, nastalo kao rezultat delovanja abrazivnih čestica, dospele u zonu kontakta pod opterećenjem, kotrljajnih tela i prstena, mogu izazivati razaranje kontaktnih površina u vidu udubljenja, zareza, žljebova i ogrebotina. Po ivicama oštećene površine obrazuju se grebeni i grebenici koji mogu postati koncentratori naprezanja i izvori zamornog razaranja. Dalji

79

kontakt grebana i abrazivnih čestica ili kontakt spregnutih površina čak i bez abrazivnih čestica vodi ubrzanom habanju.

Na proces abrazivnog habanja ležišta utiče veliki broj faktora čiji je uticaj još uvek nedovoljno ispitan. U radu |30| prikazani su rezultati ispitivanja uticaja dimenzija čestica, njihove koncentracije i tvrdoće na habanje ležaja koje se ocenjivalo merenjem mase ležaja do i posle ispitivanja. Ustanovljena je linijska zavisnost između habanja i koncentracije silicijumskih čestica različitih zrnosti, ali ne većih od μm 10 . Intenzitet habanja raste pri uvećanju zrnosti abraziva.

Koncentracija abraziva u mazivu znatno utiče na habanje ležaja. Na sl. 62. (puna linija) pokazana je zavisnost habanja novog ležaja od koncentracije abraziva u ulju ( lmg / ). Isprekidana linija pokazuje istu zavisnost pri ispitivanju novog ležaja sa starim mazivom, korišćenim u prvoj seriji ispitivanja. Sa dijagrama je uočljivo da je intenzitet habanja pri upotrebi već korišćenog maziva znatno manji. Ispitivanja su pokazala da je abrazivno habanje ležaja najizrazitije u prvih nekoliko časova rada, a dalje u toku 500 sati rada, habanje se razvija linearno. Sa svakim sledećim dodavanjem svežeg abraziva u mazivo, intenzitet habanja naglo raste. Uporedna ispitivanja praškastim punjenjem različite tvrdoće pokazuju direktnu zavisnost habanja od tvrdoće čestica.

U tribomehaničkim sistemima trenja kotrljanja, abrazivno habanje se uvećava sa porastom

proklizavanja elemenata sistema jednog u odnosu na drugi. Broj obrtaja neznatno utiče na intenzitet abrazivnog habanja.

Rezultati drugih ispitivanja omogućavaju donošenje još nekih osnovnih zaključaka o procesu abrazivnog habanja kod kotrljajnih ležaja;

- Na krajevima udubljenja ili ogrebotina može nastati veoma visoka koncentracija naprezanja pri ulazu oštećene površine u kontakt.

- Zarezi u pravcu kotrljanja daleko više utiču na debljinu mazivnog filma od poprečnih zareza.

- Elastohidrodinamički sloj smanjuje koncentraciju naprezanja, proporcionalno odnosu dužine hidrodinamičkog sloja i njegove debljine na mestu kontakta. Zahvaljujući tome, veoma male abrazivne čestice mogu izazvati razaranje površine koje sasvim ili skoro ne utiče na radne sposobnosti ležaja.

5.3.3. KOROZIONO HABANJE

Ovaj vid habanja, čest u ležajima, karakterističan je za ležaje koji rade u uslovima hemijsko-aktivnih, maloviskoznih radnih sredina. Pri tome na površini metala obrazuju se nova, manje otporna hemijska jedinjenja, koja se u procesu eksploatacije odvode zajedno sa produktima habanja.

Produkti korozije sadrže prvenstveno paramagnetni oksid gvožđa α - 32OFe i feromagnetni oksid gvožđa γ - 32OFe , dok na vazduhu gvožđe oksidiše u magnetit - 43OFe , koji jedineći se sa vodom prelazi u rđu OHOFe 232 ⋅ .

Habanje ležaja u uslovima pojave korozije zavisi od većeg broja faktora: vrste sredstava za hlađenje i podmazivanje, fizičko-hemijskih svojstava hemijski aktivnih komponenti, režima rada, materijala, konstruktivnih karakteristika ležišta, i dr.

80

U procesu eksploatacije ležaja, na njegovoj površini obrazuju se oksidne prevlake različite debljine. Količina agresivnih tečnosti koja prođe kroz ležaj, utiče na debljinu oksidne prevlake i na taj način uslovljava intenzitet habanja ležaja. Debljina oksidne prevlake na aktivnoj površini ležaja uslovno se može klasificirati po boji: tanka, relativno svetla ( mμ40≤ ) ; srednja, svetlo-mrka i siva ( mμ500≤ ); debela, najčešće tamna ( mμ500> ). Eksperimenti su pokazali, da je habanje najintenzivnije kod tamnih oskidnih prevlaka, a najmanje pri neznatnom zatamljenju. Povećanje kiseonika smanjuje intenzitet habanja, a sa porastom opterećenja intenzitet raste.

5.3.4. FRETTING - KOROZIJA

Fretting korozija je vrsta habanja koja se javlja pri manjim oscilatornim pomeranjima jedne površine u odnosu na drugu u uslovima delovanja korozionih sredina. Uslovi pri kojima se ona javljaju su: male amplitude pomeranja spregnutih elemenata (reda nekoliko desetina mikrometara) i vezano s tim otežanog odvođenja produkata habanja iz zone kontakta; male brzine relativnog pomeranja spregnutih elemenata (nekoliko milimetara u sekundi); prisutnost oksidacione spoljne sredine (npr. kiseonika vazduha) koji hemijskim reakcijama izaziva oksidisanje kontaktnih površina sa posledicama njihovog razaranja.

Habanje pri fretting-koroziji razlikuje se od fretting habanja - habanja koje se najčešće javlja pri malim oscilatornim relativnim pomeranjima. Osnovna razlika je u tome što fretting nastaje u odsustvu oksidacionih spoljnih sredina i bez razvijanja hemijskih reakcija materijala kontaktnih površina i produkata habanja sa kiseonikom.

U praksi pri eksploataciji mašina i prenosnika, fretting-korozija može nastati kod svih mašinskih sistema uključujući i nominalno nepokretne, u prisustvu vibracija. Karakteristični slučajevi su kod:

- žljebnih veza (zupčanici i spojnice na vratilu),

- kotrljajnih ležaja, obrtnih u običnim uslovima (spoljašnja površina spoljašnjeg prstena i unutrašnja površina unutrašnjeg prstena pri nedovoljnoj čvrstoći sklopa u kućištu ili na vratilu),

- neobrtnih kotrljajnih ležaja ili ležaja podvrgnutih obrtno-povratnim kretanjima malih amplituda (igličasti ležaji kardanskih vratila automobila i dizel lokomotiva); aksijalni ležaji rotora helikoptera,

- kliznih ležišta,

- bregastih i zglobnih mehanizama.

Razaranja od fretting korozije ispoljavaju se u vidu isčupanih jamica dimenzija nekoliko desetina mikrometara, ispunjenih kao po pravilu praškastim produktima habanja. Površina elemenata od čelika i gvožđa, obuhvaćena fretting-korozijom obično je pokrivena prevlakom ili (u prisustvu ulja) "pastom" crvenog oksida ( 32OFe ) ili crnom bojom ( 43OFe ) ili (u prisustvu vlage) boraksnom prevlakom peroksida OHOFe 232 ⋅ (rđom).

Kao rezultat fretting-korozije smanjuje se zamorna čvrstoća kontaktnih površina, 3-6 puta. Pri fretting-koroziji, za razliku od drugih vidova habanja, produkti habanja u svojoj osnovnoj masi ne mogu izaći iz zone kontakta radnih površina elemenata mašinskih sistema.

Sl. 63

81

Savremena predstavljanja mehanizma fretting-korozije razlikuju tri stadijuma u razvoju ovog vida habanja (sl. 63).

U prvom slučaju dolazi do ojačanja kontaktnih površina i cikličnog tečenja podpovršinskog sloja. Mikroneravnine u kontaktu plastično se deformišu. Na delovima kontakta kod kojih je došlo do mesnog razaranja oksidacionog sloja, intenzivno se razvijaju-međumolekularne veze. Prisustvo vibracija doprinosi razaranju međumolekularnih veza, a zajedno sa nakupljenim zamornim povredama u materijalu dovodi do obrazovanja pohabanih čestica. U početnom periodu samo manji deo ukupnih produkata habanja su oksidi.

U drugom stadijumu u zoni kontakta formira se koroziono-aktivna sredina, koju predstavljaju pohabane čestice (produkti habanja na koje se absorbuje kiseonik vazduha i vlage). Ustanovljava se ravnoteža između brzine obrazovanja i udaljavanja iz kontakta pohabanih čestica. U ovoj fazi posebno aktivno se razvijaju procesi tribo-hemije vezani sa oksidacijom metala, aktivizirani kontaktnim deformacijama promenljivog znaka. U tankom površinskom sloju formira se sitnodisperziona struktura. Habanje je u ovoj fazi relativno malo. Prisutno je razaranje oksidnog sloja. Prethodno ojačani sloj podvrgnut cikličnim opterećenjima nagomilava zamorne povrede pojačane korozionim procesima. U sledećem koraku dolazi do finog sitnjenja oksida i oni počinju igrati ulogu katalizatora - ubrzavajući apsorpciju kiseonika i vlage. Među elementima u kontaktu stvara se reakciona elektrolitička sredina,

U trećoj fazi razvija se razaranje materijala u dubinu i brzina intenziteta habanja povećava se više puta. Zamorno-oksidne, a zatim koroziono zamorne povrede nagomilane u podpovršinskom sloju stvaraju strukturni preduslov za intenzivno razaranje aktivne površine.

5.4. UTICAJ POJEDINIH FAKTORA NA HABANJE KOTRLJAJNIH LEŽAJA

Habanje kotrljajnih ležaja je rezultat delovanja uzajamno zavisnih procesa i uslovljeno je velikim brojem faktora, različitih po svojoj prirodi.

Na razvoj procesa habanja utiču: fizička, hemijska i mehanička svojstva samog materijala, hemijsko-termičke obrade, konstrukcione karakteristike ležaja, režimi korišćenja ležaja, klimatski uslovi rada, radna sredina i okolina, zaostali naponi, sastav mazivih materijala, mikrogeometrija kontaktnih površina i dr.

Broj uticajnih faktora je veliki, a njihova povezanost složena i nedovoljno istražena. Veoma oskudne informacije sa kojima danas raspolažemo svedoče o veoma kompleksnoj povezanosti uticajnih faktora i procesa habanja.

U daljem tekstu biće više reci o uticaju onih faktora čija je uloga izrazitija.

5.4.1. UTICAJ MATERIJALA

Čelici koji se primenjuju za elemente kotrljajnih ležaja, dele se na čelike sa visokom prokaljivošću i čelike sa ojačanom površinom. Nezavisno od vrste čelika, tvrdoća elemenata ne srne biti ispod 58 HRC, zato što korišćenje elemenata sa manjom tvrdoćom izaziva brineliranje kontaktnih površina. Zbog toga se obični čelici za ležaje ne primenjuju za izradu ležaja koji rade u uslovima temperatura preko Co177 .

Za izradu kotrljajnih ležaja, u osnovi se koristi čelik Č.4146, visokougljenični hromni čelik, topljen u indukcionim elektro pećima. Vakumno topljenje ovog čelika poboljšava čvrstoću ležaja i njegovu pouzdanost.

Ležaji od kojih se zahteva povećana otpornost na koroziju, izrađuju se od čelika 440 C (AISI-SAD), nerđajućeg i hemijski postojanog čelika, koji ne obezbeđuje tako visoku nosivost kao Č.4146.

Za ležaje koji rade u uslovima većih temperatura od Co175 , na pr. u savremenim konstrukcijama gasnih turbina, zahtevaju se specijalni čelici koji sadrže molibden, volfram i vanadijum. Ovi čelici održavaju tvrdoću ne manju od 58 HRC pri temperaturi Co480315− . Za izradu ležaja koji rade pri visokim temperaturama, koristi se čelik Halmo i M-50 (AISI), iz grupe brzoreznih čelika, za

82

temperature do Co316 . Opravdano je koristiti Č.6880 i M-10 za ležaje koji rade u uslovima temperatura do Co427 , Č.7880 i Č.7681 do Co492 i WB-49 (AISI) pri temperaturama do Co538 .

Čelici sa ojačanom površinom ili cementirani čelici imaju kaljeni sloj debljine veće od 0.38 mm i tvrdoće HRC 58-63 i meku osnovu tvrdoće HRC 25-48. Ovi se materijali mogu primenjivati pri radnim temperaturama do Co177 .

Sa ciljem da se definiše uticaj materijala na zamorno habanje i odredi vek trajanja kotrljajnih tela, u radu |51| su dati rezultati ispitivanja 8 najčešće korišćenih vrsta čelika. Ispitivanja su vršena na tribometru sa 5 kuglica. Kuglice prečnika 12.7 |mm| rađene su od sipki, dobijenih metodom topljenja u vakumu. Eksperimenti su vršeni do pojave zamornog razaranja na jednoj od kuglica. Pri odsustvu kontaktnih povreda, opiti su zadržavani u intervalu od 100 sati.

Ispitivane su kuglice od sledećih vrsta čelika: Č.4146, Č.7880, Č.7681, M-10, M-50, M-42, Č.6880 i Halmo, podeljeni u tri grupe (A, B i C). Kuglice od svakog materijala, prolazile su kroz istu termičku obradu, ali sa tri različita režima (A, B i C). Kontaktni pritisak kuglica pri izvođenju eksperimenata iznosio je 56.000 2/ cmdaN , a brzina pogonskog vratila 10300 1min− . Obrada

rezultata vršena je metodom statističke analize Veibula, a kao kriterijum veka trajanja usvojena je 10% verovatnoća razaranja ( 10B ) (vek trajanja garantovan za 90% ispitivanih kuglica).

Pri temperaturi od Co65 , najduži vek trajanja kotrljajnih tela registrovan je kod čelika Č.4146 (sl.64). Čelik Halmo pokazuje nešto slabiju otpornost na zamorno habanje (78% od veka trajanja kuglica od čelika Č.4146). Vek trajanja kuglica od čelika: Č.7880, Č.7680, M-10, M-50, Č.6880 je kraći. Najkraći vek trajanja poseduju kuglice od Č.M-42 (7% od veka trajanja Č.4146). Zamorno habanje svih ispitivanih kuglica pokazuje slične karakteristike, a inicijalna pukotina nastaje pod površinom.

Sprovedena ispitivanja pokazuju da u uslovima niskih radnih temperatura ( Co65 ), čelici sa najvećim sastavom legirajućih elemenata imaju najkraći vek trajanja. Ovo je dovoljno uočljivo na dijagramu (sl. 65) gde je na apcisnu osu naneta ukupna masa koncentracije legirajućih elemenata (volframa, hroma, vanadijuma, molibdena, kobalta) u procentima u odnosu na ukupnu masu. Na ordinatnu osu nanesene su vrednosti relativnog veka trajanja, odnosno veka trajanja pojedinih materijala u odnosu na vek trajanja Č.4146.

83

Prisustvo legirajućih elemenata je od neobične važnosti za dobijanje zahtevane tvrdoće i naročito za održavanje tvrdoće pri povišenoj temperaturi. Hrom, volfram, molibden i vanadijum su elementi koji obrazuju karbide. Kobalt ne obrazuje karbide ali može uticati na formiranje karbida drugih elemenata. Ispitivani elementi značajno se razlikuju po veličini, formi i raspodeli karbida, zato je moguće da razlike u zamornom veku trajanja su u neposrednoj vezi sa karbidnom fazom. Karbidi Č.4146 su najmanji i najravnomernije raspoređeni, što je i potvrda da karbidi mogu biti osnovni faktor koji opredeljuje zamorni vek trajanja.

Minimalna dopuštena tvrdoća kotrljajnih tela ležišta je 58 HRC. Pri nižoj tvrdoći dolazi do plastičnih deformacija (brineliranja) radnih površina prstena. Eksperimenti su pokazali da temperatura pri kojoj tvrdoća čelika postaje niža od 58 HRC, zavisi od tvrdoće pri sobnoj temperaturi.

Na sl. 66. predstavljen je grafik merenja tvrdoće HRC (ordinatna osa) ispitivanih materijala u zavisnosti od temperatura Fo (apcisna osa). Tvrdoća različitih materijala pri sobnoj temperaturi je praktično jednaka (62.5 HRC). Sa porastom temperature tvrdoća čelika opada, pri čemu je opadanje najintenzivnije kod Č.4146. Tvrdoća ovog čelika se smanjuje do 58 HRC pri temperaturi od Co110 . Porast temperature znatno manje utiče na opadanje tvrdoće drugih vrsta čelika, pri čemu je veoma mala razlika između pojedinih vrsta. Dobijeni rezultati ukazuju da legirani čelici održavaju zahtevanu tvrdoću i pri visokim temperaturama, što ih čini veoma upotrebljivim za ležaje koji rade u uslovima visokih temperatura.

Za analizu uticaja materijala na vek trajanja kotrljajnih ležaja, vršena je i serija ispitivanja ležaja izrađenih od materijala M-50, Č.7880 i WB-49 pri temperaturi od Co315 |51|. Spoljašnji i unutrašnji prstenovi rađeni su od materijala jedne šarže. Ispitivanja su vršena u uslovima: 12000 1min−

pogonskog vratila i kontaktnog pritiska 22610-18690 2/ cmdaN na spoljašnjem i unutrašnjem

prstenu. Ležajevi su ispitivani do pojave pitinga na putanjama kotrljanja i kuglicama . Pri odsustvu razaranja, eksperimenti su prekidani po isteku 500 h . Pojava inicijalnih pukotina, kao po pravilu, započinjala je pod površinom, u zoni maksimalnih tangencijalnih napona.

Rezultati ispitivanja, u vidu dijagrama Veibula, predstavljeni su na sl. 67. Upoređivanja radi, na

dijagramu je prikazan i računski vek trajanja računat po metodi AFMBA (kriva 1). Kao što se sa dijagrama vidi vek trajanja ležaja od čelika M-50 i Č.7880 je veći 13 i 6 puta od računskog veka trajanja. Najduži vek trajanja imali su ležaji od Č.7880. Vek trajanja prstenova izrađenih od WB-49 je manj i od računskog veka trajanja i iznosi svega 3% veka trajanja ležaja od M-50.

Rezultati ispitivanja ležaja pri Co315 sasvim su u saglasnosti sa rezultatima ispitivanja na tribometru sa pet kuglica pri Co65 .

Primena vakumiranih čelika obezbeđuje veću pouzdanost i veću dinamičku nosivost ležaja, zahvaljujući smanjenom sadržaju uključaka u odnosu na čelike topljene na vazduhu.

Za povećanje veka trajanja mogu se koristiti sledeće metode dobijanja radnog komada: kovanje,

84

termomehanička obrada, itd. Primena kovanja u dobijanju radnog komada omogućava optimalan raspored vlakana i dobijanje prstenova manje osetljivih na kolebanja u kvalitetu čelika. Dinamička nosivost ovako dobijenih ležaja je dva puta veća od ležaja čiji su prstenovi izrađeni od cevi.

Termomehanička obrada primenjuje se pri izradi prstena ležaja nedovoljnog veka trajanja i u slučajevima kada treba povećati pouzdanost. Suština ove obrade je vruće valjanje radnog komada i zagrevanje do temperature pri kojoj će austenit biti u metastabilnom stanju.

5.5. UTICAJ GEOMETRIJE I KONSTRUKCIONIH REŠENJA NA HABANJE KOTRLJAJNIH LEŽAJA

Široka primena kotrljajnih ležaja naročito je rezultat malih gubitaka usled trenja, koje nastaje usled kotrljanja pojedinih elemenata ležaja u uslovima elastičnih deformacija. Kontakt elemenata tribomehaničkog sistema: kotrljajno telo-putanja kotrljanja, ne ostvaruje se u tački ili po liniji kao u slučaju apsolutno krutih, nedeformabilnih tela, već po ograničenoj površini na kojoj nastaju i lokalna proklizavanja.

Današnja stremljenja konstruktora da se smanjenjem dimenzija poveća nosivost i smanji trenje i habanje ležaja, učinila su da se ležaji neprekidno modifikuju. Osnovni pravci modifikacije usmereni su ka povećanju zone kontakta, odnosno smanjenju površinskih napona uz istovremeno smanjivanje trenja svih tribomehaničkih sistema ležaja.

Najčešći konstruktivni zahvati usmereni su modifikaciji krivina kotrljajnih tela i putanja

kotrljanja spoljašnjeg i unutrašnjeg prstena. U slučaju jednakih krivina kotrljajnih tela i putanja kotrljanja prstena, dodir bi se teorijski u neopterećenom stanju vršio po liniji, Ovakav kontakt moguće je naći kod ležaja sa koničnim i cilindričnim valjcima. Da bi se-izbegli pikovi naprezanja koji nastaju u kontaktu cilindara sa oštrim ivicama i putanja kotrljanja, predlaže se izrada izvodnica koničnih i cilindričnih valjaka i (ili) putanja kotrljanja prstena sa ispupčenim profilom (sl. 68). Ovakve izmene obezbeđuju modificiran kontakt i povoljniju raspodelu napona. Sa slike je uočljivo da poseban značaj ima modifikacija kotrljajnih tela. Tela kotrljanja kao i putanja kotrljanja na sl. 68. predstavljena su u neopterećenom stanju |68|.

Kod jednorednih i dvorednih ležaja sa burićima, profila burića je manjeg radijusa krivine od profila putanje kotrljanja. Teorijski dodir kotrljajnih tela i putanje kotrljanja je u tački. Kako je razlika krivina kontaktnih elemenata neznatna, već pri veoma malim opterećenjima grFF < zona kontakta je

predstavljena elipsom (sl. 69). U slučaju relativno malih (srednjih) opterećenja grFF > oblik zone kontakta se samo neznatno razlikuje od oblika svojstvenog slučaju teorijskog linijskog kontakta.

Za ocenu kontakta elemenata tribomehaničkih sistema i uticaja geometrije na habanje kotrljajnih

85

ležaja, opravdano je uvođenje pojma "odnos radijusa" (odnos krivina). Uobičajeni teoretski termin "naleganje" je opravdan za slučajeve da je razlika krivina elemenata kotrljajnog tela i putanje kotrljanja jednaka nuli.

Za analizu su posebno pogodni:

% 100

% 100

⋅−

=

⋅−

=

ka

kauau

ka

kasas

rrrC

rrrC

(82)

gde su: C - odnos radijusa ; r - radijusi krivine ispupčenih putanja kotrljanja; kr - radijusi kotrljajnih tela; indeksi: a - u aksijalnoj ravni; s - spoljašnji prsten; u - unutrašnji prsten.

Analiza uticaja asC i auC na statičku i dinamičku nosivost jednorednih ležaja sa lopticama sa radijalnim dodirom (tipa BC), ukazuje na značajan uticaj ovih odnosa |68|. Nosivost ležaja opada sa porastom asC i auC . Rezultati potvrđuju da u povoljnim slučajevima, izmenom odnosa navedenih radijusa, vek trajanja ležaja se može udvostručiti .

Uticaj odnosa radijusa na veličinu elastičnih deformacija i nivo površinskih naprezanja u ležajima, moguće je razmatrati korišćenjem osnovne teorije Hertz-a. Polazeći od izraza za elastične deformacije i uvodeći koeficijent Hertz-a, moguće je pokazati da pri najmanjim vrednostima auC raste zona kontakta, odnosno poluosa elipse. Grafički se može lako ustanoviti da smanjenjem auC , smanjuje se. i površinski napon.

Za ocenu uticaja odnosa radijusa na habanje unutrašnjeg prstena, vršena su brojna eksperimentalna ispitivanja metodom radioaktivnih izotopa |71|. Unutrašnji prstenovi ležaja BC bombardovani su kobaltom u ciklotronu. Merenje habanja vršeno je protočnom metodom, registrovanjem količine radioaktivnih čestica u protočnom ulju. Ispitivanja su vršena po specijalnom programu, pri različitim opterećenjima i brojevima obrtaja ležaja. Još u periodu uhodavanja ustanovljeno je da se sa manjim vrednostima odnosa radijusa ( auC ) smanjuje i habanje. Uticaj odnosa radijusa na habanje unutrašnjeg prstena (bez perioda uhodavanja), pokazan je na sl. 70.

Sl.70.

86

Analiza dijagrama na sl. 70. pokazuje da sa porastom veličine auC raste i habanje unutrašnjeg prstena. Uticaj je očigledan i nikako se pri konstruisanju, a ni pri eksploataciji ne može zanemariti.

Smanjenje trenja kotrljanja do mogućeg minimuma je jedan od osnovnih zadataka konstruktora. Ovo je naročito važno kod pozicionih mehanizama gde relativno veće trenje može biti izvor značajnih grešaka. Takvi su na pr.: servomehanizmi, radarske antene i žiroskopi, gde je trenje najveće u periodu pokretanja mehanizama.

Izvori trenja su i zaptivači, bočni nasloni, držači, itd., gde su moguće pojave i trenja klizanja. Konstruktivni zahvati usmereni su ka mogućem smanjivanju trenja svih tribomehaničkih sistema ležaja.

Jedan od novih pravaca u konstruisanju ležaja je i ležaj sa kalemastim (bobina) separatorom (držačem). Kod ležaja ovog tipa, susedne radne loptice ili valjci održavaju konstantan lučni korak, smenjujući se sa specijalnim razdvojnim valjkom. Shema takve konstrukcije prikazana je na sl. 71. Valjci ulaze u kontakt sa susednim kotrljajnim telima pomoću upravljačkog prstena (sl. 72). Prsten ostvaruje potreban pritisak na držaču, neophodan za obavljanje osnovne funkcije držača. Ovakve konstrukcije su idealne u žiroskopima malih brzina. Pri visokim brojevima obrtaja, ležaj i ovog tipa nemaju velika preimućstva u odnosu na druge ležaje.

Dobre osobine ovakvih ležaja su da se pri svakom kontaktu i dovoljnom dovođenju maziva

realizuju uslovi elastohidrodinamičkog trenja. Pri nedovoljnom podmazivanju, kontaktni uslovi se približavaju uslovima suvog trenja.

Kod mašina koje rade u uslovima kombinovanih opterećenja, visokih brzina i sa produženim periodom rada, celishodno je koristiti ležaje sa cilindričnim valjcima zaokrugljene čeone površine, umesto uobičajene ravne.

Dalja poboljšanja konstrukcija ležaja postižu se konstruktivnim merama usmerenim na smanjenje trenja klizanja. Jedna od takvih konstrukcija je i konstrukcija ležaja kod kojih se kombinovano opterećenje predaje preko ispupčeno zaobljene kontaktne površine naslona.

Konstruktivno bolja rešenja ležaja su i nove konstrukcije valjkastih ležaja sa konično zaobljenom čeonom površinom (sl. 73). Unutrašnja i spoljašnja putanja kotrljanja sastoji se iz prstenova koji su u kontaktu sa cilindričnim delom valjka i njegovom konično-zaobljenom čeonom površinom.

Eksperimentalna ispitivanja su pokazala da valjci sa zaobljenom čeonom površinom smanjuju

trenje približno 2.5 puta u poređenju sa valjcima ravne čeone površine.

5.6. PODMAZIVANJE KOTRLJAJNIH LEŽAJA

I pored činjenice da je trenje u kotrljajnim ležajima malo, gubici energije mnogo manji, ležaji se podmazuju. Podmazivanje treba da odstrani neposredni metalni kontakt između elemenata

87

tribomehaničkog sistema ležaja. Mazivo sprečava rđanje delova ležaja i štiti ležaje od prodiranja stranih tela. Pravilnim i dovoljnim podmazivanjem moguće je uticati na gubitke usled trenja i zagrevanja ležajeva, Na sl. 74, šematski su prikazani tribomehanički sistemi ležaja na kojima se javlja trenje i koje je neophodno podmazivati. Evidentno je da treba podmazivati kotrljajna tela, putanje kotrljanja, klizne površine separatora i zaptivača.

Čisto kotrljanje (bez klizanja) teorijski je moguće samo kod ležaja sa cilindričnim valjcima,

neopterećenim i bez iskošenja. Pod dejstvom opterećenja na kontaktnim površinama nastaje mikroklizanje.

Praktično, čisto kotrljanje se ne sreće usled odstupanja od geometrijski tačne forme elemenata ležaja i usled specifičnosti geometrije elemenata ležaja.

Tribomehanički sistemi ležaja egzistiraju u različitim uslovima relativnih kretanja. Kao primer, na sl. 75. je pokazan aksijalno samopodešljivi valjkasti ležaj. Čisto kotrljanje se javlja samo u dva preseka po konturi. Radne površine na kojima se javlja čisto kotrljanje su druge boje što se objašnjava istiskivanjem maziva iz te zone na susedne delove gde dolazi do mikroklizanja. Kontaktne površine na kojima se javlja klizanje usled opterećenja (deformacija) ili specifičnosti konstrukcionih rešenja, neznatne su po veličini ali se nalaze u uslovima visokih specifičnih opterećenja. Zato je neophodno podmazivanje kliznih površina da bi se izbeglo prekomerno habanje i moguće nastajanje težih povreda.

Separatori ležaja po svojoj nameni i zadacima predstavljaju i ponašaju se kao neke vrste kliznih ležišta. Klizne površine nastale u kontaktu čeonih površina valjaka i naslona prstena egzistiraju u uslovima aksijalnih opterećenja. Za smanjenje habanja i produžavanje veka trajanja njihovo podmazivanje je neophodno.

5.6.1. FORMIRANJE SLOJA MAZIVA

Rad i ponašanje maziva na kontaktnim površinama klizanja i kotrljanja, u značajnoj meri zavise od vrste maziva i dodataka sadržanih u mazivu. Pri podmazivanju dovoljnom količinom maziva, kontaktne površine su potpuno pokrivene slojem maziva.

Debljina sloja zavisi od kvaliteta mazivog materijala, brzina kotrljanja i klizanja, količine maziva u ležaju, itd. Pri malim brzinama klizanja i kotrljanja, niskoj viskoznosti maziva ili pri visokim temperaturama, obrazuje se na kontaktnim površinama molekularni sloj maziva i javljaju se nepovoljni uslovi obrazovanja.mazivog sloja.

88

Pri većim brzinama klizanja i kotrljanja nastaje elastohidrodinamički sloj maziva i elastohidrodinamičko podmazivanje (EHDP). Osnovna razlika elastohidrodinamičkog podmazivanja od hidrodinamičkog podmazivanja je pojava elastičnih deformacija kontaktnih površina i promena debljine sloja maziva u zazoru. Pri proračunu debljine sloja i raspodele pritiska na kontaktnim površinama, neophodno je uzimati u obzir elastične deformacije i promenu viskoznosti maziva. Nastali elastohidrodinamički sloj je postojane debljine skoro na celoj širini kontaktnih površina (sl. 76). U početnom delu kontakta, pritisak raste sporo (za razliku od raspodele pritiska po Hertz-u), a na krajnjem delu kontakta gde se prekidaju elastične deformacije nalazi se pik pritiska i smanjuje debljina mazivog sloja do svoje minimalne vrednosti ( minh ).

Procesi koji nastaju i koji se javljaju u zazoru, tj. na mestu kontakta kotrljajnih tela i putanja kotrljanja (prstenova) i koji su predstavljeni na sl. 76, odgovaraju slučaju postojanja elastohidrodinamičkog mazivog sloja između elemenata ležaja, pri čemu u zoni kontakta postoji čisto kotrljanje. Ali faktički u ležaju postoji i trenje klizanja i trenje usled obrtanja kotrljajnih tela oko ose normalne na kontaktnu površinu. Uvođenje trenja klizanja u proračun nameće i zahtev uzimanja u obzir da u zazoru ima trenja koje nije vezano za hidrodinamiku. Pravilnije je prihvatiti da postoji stanje graničnog trenja koje zavisi ne samo od čiste geometrije ležaja već i od hrapavosti elemenata tribomehaničkog sistema, debljine mazivog sloja, prisustva prljavštine i dr.

Prisustvo prljavštine u mazivu suštinski smeta stvaranju mazivog sloja koji razdvaja elemente. Osim toga, zagađenje maziva vodi ka nastajanju površinskih povreda elemenata koje sa svoje strane izazivaju koncentraciju naprezanja u zoni kontakta elemenata.

Prisustvo i postojanje elastohidrodinamičkog podmazivanja u ležaju zavisi od mnogih uslova eksploatacije, uključujući i viskoznost maziva koju određuje vrsta (marka) maziva i radna temperatura ležaja. Tako, korišćenje maziva sa uvećanim viskozitetom vodi ka uvećanju debljine elastohidrodinamičkog sloja i prema tome poboljšava razdvajanje kontaktnih površina, smanjuje verovatnoću neposrednog kontakta i plastičnih deformacija ispusta neravnina na kontaktnim površinama elemenata. Ali preterano povećanje viskoznosti maziva izaziva uvećanje koeficijenta trenja i smanjenje stepena korisnog dejstva ležaja. Primena maziva male viskoznosti smanjuje debljinu elastohidrodinamičkog sloja, što u slučajevima niske radne temperature dozvoljava smanjenje koeficijenta trenja u ležaju.

Kao pokazatelj karakteristike podmazivanja korisno je koristiti relativnu debljinu mazivog sloja (λ ), određenu zavisnošću:

Rh

=λ (83)

gde je: h- debljina mazivog sloja

R- srednja vrednost hrapavosti kontaktnih površina, određena kao: ( ) 5.022

21 RRR += ,

gde su: 1R i 2R hrapavosti kontaktnih površina.

Mnogobrojna ispitivanja vršena u ASME pokazuju da je relativna debljina mazivog sloja (λ ) upravo proporcionalna relativnom veku ležaja (faktor podmazivanja - F ) kako je to pokazano na sl. 77. Očigledno je da pri 3>λ nastaje hidrodinamički sloj koji je deblji od elastohidrodinamičkog. Na taj način dolazi do potpunog razdvajanja kontaktnih površina i kao posledica veoma dugi vek trajanja. Pri 2.1<λ nastaju granični režimi podmazivanja koji ne obezbeđuju potpuno razdvajanje kontaktnih površina mazivim slojem i vode ka skraćivanju veka trajanja ležaja. Normalne su vrednosti

22.1 ÷=λ .

89

Danas se proračun debljine mazivog sloja vrši jednačinama različite složenosti, počev od

relativno prostih za proračune kontakta po liniji, do složenih - za proračune kontakta u tački, za koje je neophodno koristiti računare.

Na osnovu opšte jednačine za EHDP moguće je izvesti izraz za najmanju debljinu mazivog sloja u kontaktu kotrljanjem i dodir po liniji , u obliku:

( ) m

m

E

lQ

rr

Vh μηα

03.0

213.013.0

21

7.06.0

min 1111

1.0

⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

−⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

⋅= (84)

gde su: α - piezokoeficijent viskoznosti, Nmm /2

η - dinamička viskoznost, 310−⋅⋅ sPa

smVVV / 21 +=

21,VV - obimne brzine spregnutih površina,

1r - poluprečnik valjka

2r - poluprečnik putanje kotrljanja unutrašnjeg prstena

Q - opterećenje na valjku, N

l - dužina valjka, mm

MPaE 1008.2 5⋅= , modul elastičnosti za čelike

%3.01=

m- koeficijent Puasona.

Veličina minh je reda nekoliko desetih delova mμ i odgovara redu veličina hrapavosti kontaktnih površina. Korišćenje elastohidrodinamičke teorije podmazivanja pri proračunu minh je dopušteno ako su pri ispitivanju ležaja na habanje i vek trajanja, kontaktne površine razdvojene mazivim slojem.

Debljinu elastohidrodinamičkog sloja maziva moguće je odraditi i po uprošćenoj jednačini |58|:

( ) mnLPDCh μ 74.0⋅⋅= (85)

gde su:

C - koeficijent određen vrstom ležaja (tabela 8)

90

D - spoljašnji prečnik ležaja

LP - parametar maziva pri radnoj temperaturi ležaja

n - broj obrta ležaja 1min− .

Tabela 8:

C TIP LEŽAJA Unut.pr.se

okreće Spolj.prst. se okreće

Ležaji sa lopticama 41065.8 −⋅ 41043.9 −⋅

Ležaji sa cilin.valjcima

41035.8 −⋅ 41099.8 −⋅

-Ležaji sa konič,valj.

-Ležaji sa iglic. 41001.8 −⋅ 41048.8 −⋅

Jednačina (85) je realna za sve tipove radijalno-valjkastih ležaja sa odnosom unutrašnjeg i

spoljašnje prečnika 0.333-0.839 i uglom kontakta ne većim od 70°.

Korišćenje jednačine (85) nije opravdano za ležaje sa lopticama i ležaje sa cilindričnim valjcima koji imaju ugao kontakta od 90°. Njihovu debljinu elastohidrodinamičkog sloja maziva moguće je odrediti iz jednačine:

( ) 74.023.074.000389.0 nLPRRh KL ⋅⋅⋅= (86)

gde su: LR - poluprečnik ležaja

KR - poluprečnik loptice ili polovina poluprečnika valjka

Viskozitet maziva u procesu eksploatacije određen je kako tipom izabranog maziva i radne temperature, tako i smanjenjem pritiska u početnom delu kontakta. Uticaj maziva na debljinu elastohidrodinamičkog sloja maziva obuhvaćena je parametrom maziva (LP). Za određivanje veličine parametra LP može se koristiti dijagram dat na sl. 78.

5.6.2. MAZIVI MATERIJALI

U normalnim uslovima primene, u većini slučajeva, zahtevi ležaja u odnosu na maziva su veoma

91

skromni. Ovo se ne odnosi na valjkaste ležaje sa asimetričnim presekom i dodatnim trenjem u naslonu prstena, kao na pr. ležaji sa koničnim valjcima i dr. Za takve ležaje izbor maziva mora biti pažljivo promišljen i odabran.

Za podmazivanje ležaja koriste se mazive masti (plastična maziva), maziva ulja i tvrda maziva.

Oblast primene ovih maziva, kao i načini podmazivanja, uzimajući u obzir osnovni kriterijum ndsr ⋅ , dati su u tabeli 9.

Tabela 9:

BRZINA OBRTANJA

Srednji prečnik: ( ) 2/Dddsr += ; n -broj obrt.ležaja (1/min)

Granične vrednosti: 6103 ⋅=⋅ ndsr ; 120=n (m/s)

PARAMETRI BRZINE: ndsr ⋅

6105.0 ⋅< 6106.0 ⋅≤ 6100.1 ⋅≤ 6100.1 ⋅≤ 6101.0 ⋅≤

VRSTA MAZ. MATERIJ.I NAČIN POD-DMAZIVANJA

Mazive masti

-Maziva ulja -Potapanjem i cirkul.

-Maziva ulja -Uljnom maglom

-Maziva ulja -Strujno podmaziv.

Tvrda maziva

TEMPERAT. GRANICA MAZIVA

Co150 (skra-ćivanje veka počinje sa

Co70

Co200 (sa hlađenjem) Sintetička maz. Co350

U posebnim slučajevima do Co400

TEMPERAT. GRANICA LEŽAJA

Co120 (unutrašnji prsten Co150 ) Prekoračenjem snižava se nosivost

U posebnim slučajevima do Co400

5. 6. 2. 1. Mazive masti

Podmazivanje ležajeva mazivnim mastima je veoma često u praksi. Razlozi primene mazivih masti svode se najčešće na njihovoj osobini da su u stanju da zadrže svoj prvobitni položaj u ležaju, što je posebno korisno u slučajevima otežanog dopunskog ili naknadnog podmazivanja, bilo zbog konstruktivnih rešenja ili ekonomske neopravdanosti.

Po svom sastavu mazive masti se sastoje od sredstava za zgušnjavanje (ugušćivača), mazivog ulja (baznog ulja) i aditiva.

U slučajevima da ležaji rade u uslovima malih i umerenih brzina, mast mora biti dovoljno meka da lako dopre do kotrljajnih elemenata.. Istovremeno, masti ne smeju biti i previše meke jer su usled obrtanja velike količine masti veći gubici energije. Kod ležaja koji rade u uslovima velikih brzina viskoznost baznog ulja i masti mora biti dovoljno niska da ne bi izazvala preveliko trenje u sloju maziva.

U tabeli 10. date su karakteristike mazivih masti koje se najčešće primenjuju u podmazivanju kotrljajnih ležajeva.

92

Tabela 10: Karakteristike mazivnih masti primenjivanih u kotrljajnim ležajima

Sredstvo za zgušnjavanje Bazno ulje Dijapazon

temperatura Otpornost oksidaciji

Antikoroziv svojstva

Otpornost na habanje Napomena

Kalcijum -23.3 ÷ 65.5 Dobra Dobra (sa aditivima)

-Veoma stabilna -Otporna na vodu

Dobra zaptivna svojstva, ne apsorbuju vodu

Natrijum Mineralno -26 ÷ 121 Dobra Dobra Nestabilna

Emulguju sa vodom, manje količine vode osetno ne menjaju konzistenciju

Litijum -28.9 ÷ 121 Veoma dobra

Dobra (sa aditivima)

Stabilna do 90°C

Emulguju sa malim količinama vode. Sa većim količinama vode se plastificiraju. Univerzalna plastična maziva kotrljaj. ležajeva

Litijum Polietar -56.3 ÷ 121 Veoma dobra

Dobra (sa aditivima)

Stabilna do 9 0°C

Niskotemperaturno mazivo, dobro za visoke brzine i mala trenja

Silicijum-organski -40 ÷ 177 Stabilna

Pogodna za visoke temperature i manja opterećenja

Kompleksni kalcijum -26 ÷ 132 Veoma

dobra Dobra (sa aditivima)

-Veoma stabilna -Otporna na vodu

Mazivo za visoke pritiske

Kompleksni natrijum

Mineralno ili sintetičko -26 ÷ 143 Veoma

dobra Dobra (sa aditivima)

Stabilna do 79,5°C

Pogodna za visoke temperature i opterećenja

Kompleksni barijum -28.9 ÷ 143 Veoma

dobra Dobra (sa aditivima)

Stabilna do 79,5°C

Pogodna za visoke temperature, opterećenja i brzine (u zavisnosti od baznog ulja)

Poliurea Sintetičko ili mineralno

-28.9 ÷ 177 Veoma dobra

Dobra (sa aditivima) Stabilna

Pogodna za visoke temperature, opterećenja i brzine

Arilova urea

Silicijum-organski -73.3 ÷ 204 Veoma

dobra Dobra (sa aditivima) Stabilna

Pogodna za visoke temperature, male brzine i slaba opterećenja

Polietar -67.5 ÷ 121 Veoma dobra

Dobra (sa aditivima) Stabilna Pogodna za visoke

temperature i male brzine Gel Sintetički-ugljen-vo- -51.2 ÷ 177 Veoma

dobra Dobra (sa aditivima) Stabilna Pogodna za visoke

temperature i male brzine

Bentonit Mineralno -20.5 ÷ 177 Veoma dobra

Dobra (sa aditivima)

Veoma stabilna

Pogodna za visoke temperature i male brzine

93

5.6.2.2. Masiva ulja

Podmazivanje ležaja mazivim uljima vrši se često u slučajevima kada se uljima podmazuju i drugi, mašinski sistemi istog agregata (zupčanici na pr.) ili postoji zajednički hidraulični sistem. U tim slučajevima primenjuju se ulja kao i za podmazivanje zupčanika.

Kvalitet ulja neposredno utiče na vek trajanja ležaja. Ulja za podmazivanje moraju imati odgovarajuću viskoznost kod radnih temperatura, dobru oksidacijsku stabilnost, dobra svojstva zaštite od korozije i rđanja, kao i sposobnost sprečavanja preteranog habanja ležaja.

Viskoznost je najvažnija pojedinačna fizička osobina mazivog ulja. Može se očekivati da veća viskoznost doprinosi produženju veka trajanja ležaja i obrnuto.

U tabeli 11. su pokazani rezultati ispitivanja ležaja kao ilustracija uticaja viskoznosti na vek trajanja.

Tabela 11:

MAZIVO

Broj cikl. opter.: 6

10 10×L ( 10L -10% verovat.prevr. izl.iz up.)

Broj cikl.opter.: 6

50 10×L ( 50L -50% verovat.prevr.izl.iz up.)

Relativna debljina

maz.sloja: λ

Kinemats viskoznost

smm /2

DIZEL ULJE 26.04 56.27 0.08 2.28 LAKO ULJE 52.09 166.91 0,65 31.42 TEŠKO ULJE 108.29 431.96 1.30 149.80

U slučajevima posebnih zahteva viskoznost ulja se može birati u zavisnosti od dimenzija ležišta (srednji prečnik), broja obrtaja i radne temperature (sl. 79).

Na vek trajanja kotrljajnih ležajeva utiče i hemijski sastav ulja. U tabeli 12. dati su rezultati ispitivanja uticaja hemijskog sastava ulja na vek trajanja ležajeva |54|. Ispitivani su uticaji lakih ulja parafinske strukture i ulja sintetičke osnove, jednake viskoznosti.

Za poboljšanje kvaliteta ulja i masti, za produženje veka kotrljajnih ležaja, mogu se dodavati specijalni dodaci (aditivi). Najčešće aditivi protiv penjenja, aditivi deterdženti, aditivi protiv korozije i rđe, aditivi za zaštitu od habanja i aditivi za zaštitu od skoringa.

94

Tabela 12:

MAZIVO Broj ciklusa opterećenja:

610 10×L

Broj ciklusa opterećenja:

650 10×L

Relativna debljina maziv. sloja: λ

Kinematska viskoznost:

mm /si

PAKAF1NSKO ULJE

75.92 236.13 0.88 21.5

SINTETIČKO ULJE

14.95 88.95 0.85 18.7

U nizu slučajeva, nekontrolisana pramena neodgovarajućih aditiva stimuliše nastajanje i razvoj zamornih pukotina. Na pr., ispitivanja su pokazala da pri podmazivanju ležaja automobilskim transraisionim uljima sa aditivima za ekstremno visoke pritiske (EP), uvođenje aditiva smanjuje vek trajanja, kako se vidi iz tabele 13,

Tabela 13:

MAZIVO Broj ciklusa op

610 10×L

Broj ciklusa op 6

10 10×L Relativna debljina

maziv. sloja: λ

SAE 80 SA ADITIVIMA 3.05 11.0 1.8

SAE 80 BEZ ADITIVA 5.04 20.62 1.8

Aditivi protiv penjenja smanjuju postojano obrazovanje pene smanjenjem sile zatezanja u mazivom sloju i okruženjem svakog mehura. Najčešće su to silicijumorganski polimeri i polimetakrilati.

Deterdženti sprečavaju formiranje taloga na kontaktnim površinama i neutralizuju kisele produkte, a štite i od korozivnog habanja. Najčešći deterdženti su na bazi: fosfonata, fenata, sulfonata, tiosulfonata, barijuma, magnezijuma, itd. Sulfonati kalcijuma i barijuma su među prvima našli mesto kao aditivi maziva za ležajeve. Istovremeno, pokazali su se i kao dobri inhibitori korozije.

Inhibitori korozije se koriste za zaštitu aktivnih površina ležaja od korozije. Usporavajući hemijske reakcije u mazivu, sprečavaju obrazovanje oksidnih prevlaka pod dejstvom kiselina, u tom cilju, među prvima su korišćeni organski fosfati u čijem sastavu su najčešće mono-, di-, i triorganofosfati.

Danas se najčešće primenjuju ditiofosfati (osobito diorgano-ditiofosfati cinka), ditiokarbomati (posebno diorganoditiokarbomati cinka) sumporna jedinjenja (posebno sumporni dipetan), sumporno -fosfatna jedinjenja (na pr. fosforni pentasulfid). Mnogi od ovih materija nisu samo inhibitori korozije već i antikorozioni reagensi tako što sprečavajući obrazovanje oksida doprinose smanjenju obrazovanja ugljene kiseline.

Aditivi za zaštitu od habanja smanjuju habanje stupajući u reakciju sa metalom i obrazujući na njegovoj površini zaštitni sloj. Kao aditivi za zaštitu od habanja, najčešće se koriste cinkdialkilditiofosfat, trikrezolfosfat, dodeciilfosfat, hlorna jedinjenja i diakilditiokarbomat cinka. Za aditive za zaštitu od habanja karakteristična je niska temperaturna postojanost.

Aditivi za zaštitu od skoringa su organske materije koje sadrže sumpor, fosfor, hlor, karboksil i karboksilat. Ulazeći u hemijsku reakciju sa metalom stvaraju uslove graničnog trenja i obrazuju na kontaktnoj površini sloj niske otpornosti na smicanje. Formirani film deluje kao tvrdo mazivo u momentu kada se razori uljni film usled visokih opterećenja i visokih temperatura i odsustvuju uslovi hidrodinamičkog podmazivanja.

95

Kao aditivi za zaštitu od skoringa koriste se: hlorparafini, hlorparafinsulfidi, hidrokarbonati (polibutani), sintetički efiri, hlorisana sumporna ulja, aromatski polisulfidi, organski fosfati, alkarilfosfati, alkilfosfati, diorganoditiofosfati i dialkilditiofosfati cinka i olova.

Kombinacija različitih aditiva daje značajne efekte i zato je njihova primena celishodna. Na efikasnost delovanja aditiva značajno deluju sledeći faktori: 1) specifična debljina mazivog sloja, 2) metalurški faktori, 3) koncentracija aditiva, 4) reakcione sposobnosti aditiva, 5) nivo kontaktnih naprezanja, 6) oksidacija maziva, 7) kontaktni sloj, 8) habanje.

Tvrde ili žitke primese (zagađenja) u mazivim materijalima su nepoželjne jer skraćuju vek trajanja ležaja. Krupnije po razmeri i tvrđe čestice pri relativnom kretanju kotrljajnih elemenata vode ka porastu napona sabijanja i ka mesnim povredama.

Zagađeno mazivo povećava habanje, proporcionalno koncentraciji i dimenzijama primesa. Tvrde čestice pospešuju obrazovanje zareza, riseva i izazivaju abrazivno habanje kontaktnih površina. Posebno su osetljiva na zagađenje maziva ležišta koja rade u režimu kotrljanja sa klizanjem. U tom slučaju opasne su čak i veoma male čestice ukoliko prelaze debljinu uljnog filma. Zato je dobro ulje pre primene profiltrirati (dimenzije sita mμ10< ).

Na sl. 80. pokazan je uticaj čistoće maziva na vek trajanja ležaja sa lopticama. Kao mazivo korišćeno je turbinsko ulje, a kao zagađivač tvrde čestice (0.1 gr na 20 ml ulja).

Većina primenjivanih mineralnih ulja sadrži vodu u količini od 50-500 delova vode u milionu

delova maziva. U mnogim slučajevima, količina vode u ulju se uvećava pod uticajem vlažnosti okolne sredine. Molekuli vode, znatno manjih dimenzija u odnosu na molekule maziva i aditiva, lako difunduju ka vrhu mikropukotina. Kako je raspodela mikropukotina pretežno posledica cikličnih naprezanja, novo nastale pukotine kao i nova topografija kontaktnih površina je podvrgnuta hemijskim reakcijama. Voda se razlaze i nastali atomski vodonik difunduje u metalu izazivajući vodonično okrtnjavanje čelika. Ovako okrtnjavanje ne samo da ubrzava pojavu pukotina u metalu, već potpomaže i njihovom ubrzanom širenju.

Ispitivanja su pokazala da pri uvećanju koncentracije vode sa 100 na 400 delova vode u milionu delova maziva, vek trajanja ležaja se smanjuje na 48%.

Na sl. 81. su pokazani rezultati ispitivanja uticaja koncentracije vode u mazivu na računski vek trajanja 10L i 50L . Sa porastom koncentracije vode vek trajanja se skraćuje |53|.

Negativni uticaj vode je posebno karakterističan pri korišćenju plastičnih maziva, pojedinih maziva sintetičke osnove, a takođe i pri korišćenju pojedinih aditiva. Na sl. 82. su prikazani rezultati ispitivanja uticaja vode na verovatnoću povlačenja iz upotrebe kugličnih ležaja podmazivanih plastičnim mazivima |54|.

Danas se u praksi uglavnom koriste tri metode u borbi sa ukazanom pojavom: neutralizacija protona, obrazovanje hidrofobnog filma i izolacija vode. Između ostalog, pronađena su i nekoliko baznih (alkalnih), aminojedinjenja, dovoljno malih molekula i sposobnih da difunduju sa molekulima vode, sprečavajući na taj način njen negativni uticaj.

96

Posebnu efikasnost pokazala je primena aditiva izopropilami-noetanola, produžavajući vek

igličastih ležaja za 70% na račun neutralizacije protona. Aminove soli stearinskih kiselina efikasno obrazuju hidrofobni film. Aditivi tipa aminovih soli ćilibarskih kiselina doprinose izolaciji vode u mazivu, sprečavajući njenu apsorpciju ili difuziju u mikropukotinu.

5.8.2.3. Tvrda masiva

Tvrdi materijali laminarne strukture odlikuju se time što se izdvojene lamele sastoje iz jednog ili više redova atoma. Ovakva strukturna građa uslovljava snažnu atheziju unutar lamela i slabu duž slojeva kristala. Zbog toga materijali laminarne strukture izdržavaju visoka opterećenja u pravcu upravnom na površinu i veoma se lako cepaju u uzdužnom pravcu. Ovakva svojstva materijala laminarne strukture obezbeđuju im visoku nosivost i mali koeficijent trenja.

Kao tvrda maziva laminarne strukture za podmazivanje ležaja najviše se koriste: grafit, molibdendisulfid i disulfid volframa. Najviše se koristi grafit koji pri temperaturi većoj od Co450 gubi svoja svojstva kao mazivo i prelazi u oksid.

Posle grafita, molibdendisulfid zauzima drugo mesto po primeni. Za razliku od grafita koeficijent trenja molibdendisulfida kao maziva je veći u vakumu nego na vazduhu.

Maziva svojstva disulfid volframa su slična molibdendisulfidu, koji je nešto više termostabilan.

Meki metali, kao: olovo, bakar, kalaj, tantal, srebro i zlato primenjuju se kao mazivo u praškastom sastavu ili u vidu kompozitnih smeša koje se koriste za izradu kliznih ležišta.

Primena termoplasta kao maziva u mnogim slučajevima daje dobre rezultate. Njihova tvrdoća u mnogome zavisi od temperature. Tako na pr. politetrafluoretal se može primenjivati pri temperaturi od

Co260 do 250 +− , a smanjuje koeficijent trenja do 0.04-0.09.

Za razliku od mazivih ulja koja neprekidno dospevaju u zonu kontakta pod uticajem relativnog kretanja elemenata tribomehaničkih sistema, tvrda maziva smanjuju trenje svojim neprekidnim habanjem. Kod ležaja velikih dimenzija ovo dovodi do povećanja zazora pa je pri proračunima neophodno uzimati u obzir i postepenu potrošnju tvrdih maziva.

Podmazivanje tvrdim mazivima je neophodno u slučajevima nemogućnosti primene podmazivanja mazivim uljima ili mazivim mastima. To su slučajevi temperatura nižih od Co65− i viših od Co250 (pećna postrojenja, sistemi upravljanja raketnim mlaznicama, ležišta kosmičkih brodova), rada u vakumu (avioni i kosmički aparati), kao i slučajevi u kojima nije dopušteno zagađenje (optički instrumenti, tekstilna oprema, mehanizmi i dr.).

U zavisnosti od ekonomičnosti i konstrukcijskih rešenja, tvrda maziva se koriste u vidu praška, laka i materijala za ležaje. Najbolji rezultati korišćenja praškastih materijala u vidu smese molibdendisulfida i grafita, dobijaju se pri katodnom naprašivanju u dubokom vakumu. Visokotemperaturne suspenzije i paste, na osnovu praškastog materijala i ulja, otporne pri

97

temperaturama većim od Co180 , primenjuju se za podmazivanje ležajeva čija je temperatura eksploatacije veća od Co200 (mehanizmi plamenih peći i dr.). Prisustvo ulja u takvim suspenzijama i pastama je neophodno zbog dovođenja na mesto podmazivanja.

Lak kao mazivo razlikuje se od običnog sastava tako što umesto boje sadrži grafit, molibdendisulfid, sintetičke materijale. Razlikuju se organski i mineralni lakovi, lakovi koji se suše na vazduhu i termočvrsti. Zahvaljujući dobrom prijanjanju uz kontaktnu površinu, lakovi garantuju značajno povećanje mazivog efekta. Neke vrste lakova poseduju i sposobnost antikorozione zaštite,.

Samopodmazujući sintetički materijali-termoplasti, kompozicija termoplasta, tvrdih maziva i metalnog praška, posebno je pogodna za izradu elemenata ležaja. Njihova primena, pri upoređenju sa metalnim praškovima, povećava otpornost ležaja na habanje, smanjuje težinu i koeficijent trenja, povećava elastična i prigušna svojstva, poboljšava antikorozionu sposobnost ležaja, održava ležaje suvim, ali omogućava i utljavanje prašine u kontaktnu površinu. Ponekad se čisti termoplasti podvrgavaju ojačanju i izmeni fizičkih svojstava putem zasićenja grafitom, molibdendisulfidom, staklenim vlaknima i bakarnim praškom. Time se povećava njihova čvrstoća i toplotna provodljivost, odnosno poboljšavaju uslovi termoobrade. Opravdana je izrada separatora od termoplasta, a takođe i prstena.

U avionima i uređajima koji rade u vakumu, primenjuju se ležajevi kod kojih se kao mazivo koriste laki metali naneseni galvanskim putem. Kvalitet dobijenih metalnih prevlaka određen je njihovom tvrdoćom, otpornošću na habanje, debljinom, a takođe i sastavom kontaktnih površina.

98

6. KARAKTERISTIKE TRIBOLOŠKIH PROCESA KUŽNIH LEŽIŠTA

Oblast primene kliznih i kotrljajnih ležišta nije moguće u potpunosti razgraničiti, a da se pri tome ne uzmu u obzir osobenosti konstrukcije i uslova rada. Ovo se u manjoj meri odnosi na kotrljajne ležaje koji manje više rade po jedinstvenom fizičkom principu. U većem stepenu se odnosi na klizna ležišta gde se fizički procesi u hidrodinamičkim, hidrostatičkim, samopodmazujućim, magnetnim i ležištima sa gasnim podmazivanjem suštinski razlikuju.

Analiza izvedenih konstrukcija kao i tendencija primene ležišta, uz maksimalna poštovanja specifičnosti ležišta, dozvoljava razgraničenje njihovih savremenih primena.

Veoma mali elektromotori od nekoliko stotina vati i nevelikih zahteva tačnosti, u poslednje vreme sve su više opremljeni samopodmazujućim kliznim ležištima. Elektromotori većih dimenzija izrađuju se sa kotrljajnim ležajima, a posebno jaki elektromotori (1 MW i više) sa kliznim ležištima.

Osim dvotaktnih motora za motocikle, kolenasta vratila i radilice motora unutrašnjeg sagorevanja izrađuju se sa kliznim ležištima .

Ostali motori unutrašnjeg sagorevanja u većini slučajeva koriste kotrljajne ležaje. Pomoćni mehanizmi motora (vodene pumpe, ventilatori, generatori,...) primenjuju isključivo kotrljajne ležaje.

U pumpama hidro- i pneumomotora, u većini slučajeva primenjuju se kotrljajni ležaji. Velike turbine sa velikim masama rotora i velikim brojevima obrtaja, obično koriste klizna ležišta.

Avionske turbine koje se karakterišu visokim opterećenjima, visokim brojem obrtaja i temperaturom, malim dopuštenim zazorom, primenjuju samo kotrljajne ležaje.

Ako isključimo motore, u transportnim uređajima preovlađuju kotrljajni ležaji.

Pogoni malih i srednjih dimenzija primenjuju skoro isključivo kotrljajne ležaje. Teški pogoni koriste hidrodinamička klizna ležišta, ali veoma krupni mehanizmi kao pogoni valjaonica ili delova broda, primenjuju kotrljajne ležaje.

Visokobrzinski brodski pogoni-turbopogoni, gde su veoma visoke brzine klizanja rukavaca, koriste hidrodinamička klizna ležišta.

Oslonci vratila savremenih mašina za obradu metala rezanjem u većini slučajeva primenjuju kotrljajne ležaje, koji se koriste i kod elektrovretena. U slučaju velikih brojeva obrtanja i velikih zahteva za tačnost, upotrebljavaju se hidrostatička ležišta.

U konstrukcijama tekstilnih mašina čije su karakteristike veoma visoki brojevi obrtaja i mala opterećenja, kao i dimenzije, preovlađuju kotrljajni ležaji. U cilju sniženja šuma primenjuju se i klizna ležišta, a posebno u viševretenim (do 100 vretena) mašinama.

6.1. TRENJE U KLIZNIM LEŽIŠTIMA

Trenje u kliznim ležištima nastaje između rukavca i posteljice. Jedan od osnovnih zadataka konstruktora je smanjiti trenje da bi se time smanjili i neproizvodni gubici energije, a istovremeno smanjilo i habanje elemenata tribomehaničkog sistema.

U zavisnosti od pravca delovanja sile, klizna ležišta mogu biti:

- radijalna, kada sila deluje uglavnom upravno na osu rukavca

- aksijalna, kada sila deluje uglavnom duž ose rukavca.

Osnovni tribomehanički sistem radijalnih ležišta čine rukavac (1) i posteljica (2) razdvojeni mazivim slojem (sl. 83).

Osnovni tribomehanički sistem aksijalnih ležišta čini uzdužni (l) ili grebenasti rukavac koji kliza po kontaktnoj površini posteljice (2), sl. 84. Kontaktne površine su razdvojene mazivim slojem.

Za smanjenje trenja, a takođe i poboljšanje uslova podmazivanja, radne površine posteljica se mogu izvoditi u velikom broju različitih varijanti.

99

Po savremenim predstavljanjima |96|, spoljašnje trenje ima molekularno-mehaničku prirodu. Sila

otpora relativnom klizanju sastoji se iz otpora uslovljenog deformisanjem tankog površinskog sloja spregnutim mikroneravninama i otpora nastalog usled međumolekularnih, uzajamnih delovanja dovoljno zbliženih delova tvrdih tela. Na taj način, spoljašnje trenje je propraćeno intenzivnim deformisanjem površinskih slojeva mekšeg tela u kontaktu.

Na ovom mestu treba napomenuti da se danas pod spoljašnjim trenjem podrazumeva takav proces deformisanja površinskih slojeva kada se ne narušava neprekidnost tih slojeva, a deformacije nižih slojeva su takve da se mogu zanemariti. Uslovi spoljašnjeg trenja ostvaruju se samo kod ležišta koja rade u režimima graničnog podmazivanja ili i ono odsustvuje.

Posteljica ležišta se obično izrađuje od meke ležišne legure, metalopolimera ili gumeno-metalne konstrukcije. Materijal rukavca je mnogo tvrđi i pod dejstvom radijalnih ili aksijalnih sila, mikroneravnine rukavca prodiru u površinski sloj posteljice. Pri relativnom klizanju, mikroneravnine rukavca deformisaće površinski sloj posteljice i tako izazivati silu otpora klizanju.

Nastala sila otpora klizanju, tj. sila trenja, biće sastavljena od sile otpora promeni forme (topografije) površinskog sloja i sile otpora uslovljene atomsko-molekularnom uzajamnom delovanju na granici razdvajanja rukavac-posteljica, u zoni njihovog stvarnog dodira. Iz ovoga proizilazi da je sila trenja dvokomponentna i ima molekularno-mehaničku prirodu. Primećene sile, nastale pri klizanju, zavise od naponskog stanja u zoni stvarnog kontakta rukavac-posteljica i od forme uzajamnog delovanja mikroneravnina. Važno je napomenuti da se uzajamno delovanje rukavca i posteljice ostvaruje preko prevlake složenog sastava koja pokriva kontaktne površine. Molekularna komponenta suštinski zavisi od vrste podmazivanja. Deformaciona komponenta sile trenja ne zavisi od vrste podmazivanja.

Sila trenja koja nastaje između elemenata tribomehaničkih sistema kliznih ležišta, pri njihovom relativnom klizanju, zavisi od naponskog stanja u zoni stvarnog dodira. U zavisnosti od normalnih napona, topografije kontaktnih površina, mehaničkih karakteristika materijala, u zoni stvarnog kontakta mogu nastati: elastične, elasto-plastične ili plastične deformacije.

6.1.1. TRENJE U RADIJALNIM LEŽIŠTIMA

Gubici trenja u radijalnim kliznim ležištima zavise od naponskih stanja a na njih uglavnom utiče uzajamni odnos mehaničkih karakteristika materijala posteljice i rukavca i konstrukcione osobenosti ležišnog sklopa.

Najosnovnija karakteristika trenja ležišta je koeficijent trenja klizanja, gde se pod njim podrazumeva odnos sile trenja klizanja prema komponenti spoljnih sila koje deluju na površinu trenja.

Kako se posteljica kliznih ležišta može praviti od mekih ili čvrstih materijala, odnosno različitih mehaničkih karakteristika, za ispravnu i što približniju matematičku interpretaciju koeficijenta trenja, savremena nauka |82| uobičava podelu na koeficijent trenja ležišta sa mekom i koeficijent trenja sa čvrstom posteljicom.

6.1.1.1. Koeficijent trenja ležišta sa mekom posteljicom

Klizna ležišta kod kojih je posteljica izrađena od polimera ili meke antifrikcione legure tipa belog metala (babita), nazivaju se ležišta sa mekom posteljicom.

Pošto je trenje proces veoma složene prirode i zavisi od velikog broja faktora, to je i

100

matematička interpretacija koeficijenta trenja veoma složena i zasniva se na čitavom nizu unapred uređenih odnosa. Najvažniji od njih su svakako da sila trenja ima molekularno-mehaničku prirodu i da je kontaktna površina rukavca predstavljena sferama jednakog prečnika i postojane gustine |82|.

Polazeći od izraza za konturnu površinu kontakta i normalne napone u ovoj zoni naprezanja, a koristeći moment trenja u obliku:

∫=0

0

22ϕ

ϕdTlRM SP (87)

moguće je izraziti zavisnost koeficijenta trenja od opterećenja (F) u obliku:

( ) ( ) ( )( )

2.0

3/23/13/23/1

3/13/11

3/223/24.0

2.0

3/13/11

3/2

3/13/13/1

4.087.0

87.020

21121.02116.2

lERrF

rFlR

E H⋅−⋅⋅

⋅⋅−⋅Δ⋅⋅++

⋅⋅⋅−⋅

⋅Δ⋅

−=

αδεααβ

εαδατμ

(88)

Navedeni složeni izraz odnosi se na uslove elastičnog nezasićenog kontakta gde se pod nezasićenim kontaktom podrazumeva takav kontakt u kome je broj neravnina u kontaktu manji od broja neravnina konturne površine.

Analiza formule 88 pokazuje da koeficijent trenja klizanja ležišta sa mekom posteljicom najviše zavisi od hrapavosti površine vratila (Δ ) i frikcionih karakteristika ( 0τ i β ) koje zavise od uslova rada elemenata tribomehaničkog sistema.

Fizički smisao karakteristika 0τ i β moguće je ustanoviti predpostavljajući da se pri spoljašnjem trenju između kontaktnih površina nalazi tzv. " treće telo". Pri relativnom klizanju opaža se viskozno tečenje "trećeg tela". Parametri 0τ i β veoma mnogo zavise od vrste podmazivanja, što podmazivanju daje veliki značaj u borbi za smanjivanje gubitaka trenja. Očigledna je i velika zavisnost koeficijenta trenja od mehaničkih svojstava kontaktnih površina (modula elastičnosti E i Puasonovog koeficijenta α ) a takođe i od koeficijenta histereznih gubitaka pri klizanju mikroneravnina ( Hα ) koji zavisi od naponskog stanja. U manjem stepenu koeficijent trenja zavisi od parametara koji karakterišu konstruktivne osobine kliznog ležišta: poluprečnika rukavca (R), debljine posteljice (δ ), dužine ležišta ( l ), unutrašnjeg poluprečnika posteljice ( 1r ) i radijalnog zazora (e).

Elastični nezasićeni kontakt se obično javlja pri korišćenju tankoslojnih polimernih prevlaka kao antifrikcionog materijala.

Pri dovoljno debelim posteljicama (debljine nekoliko stotina mikrometra i više), opterećenje u ležištu može dovesti do elastičnog zasićenog kontakta. Pri ovakvom dodiru, broj mikroneravnina u kontaktu jednak je broju mikroneravnina na konturnoj površini.

U slučaju elastičnog zasićenog kontakta rukavca i posteljice, koeficijent trenja kliznog ležišta ima oblik:

( ) ( ) ( )( ) 9/19/13/19/29/2

9/29/19/11

3/19/22

9/29/19/11

3/17/2

9/19/19/23/19/120

2113.021167.1

δαεααβ

εαδατμ

⋅−⋅⋅

⋅⋅⋅Δ⋅−++

⋅⋅⋅Δ⋅−⋅⋅−

=RlE

FrPrE

lR H (89)

Očigledno je da koeficijent trenja u značajnom stepenu zavisi od modula elastičnosti (E), parametara hrapavosti rukavca (Δ ), frikcionih konstanti ( 0τ i β ) i od konstrukcionih parametara (R i l), u manjem stepenu zavisi od konstrukcionih parametara ležišta 1,, rεδ .

Elastične deformacije u zoni realnog (stvarnog) kontakta rukavca i posteljice nastaju pri određenim opterećenjima u slučajevima izrade posteljica od plastmasa. Kod posteljica od belog metala (babita), u zoni stvarnog kontakta opažaju se plastične deformacije.

Plastične deformacije se javljaju i u ležištima sa plastičnom posteljicom, pri opterećenjima koja

101

u zoni realnog kontakta izazivaju srednja normalna naprezanja vrednosti tvrdoće materijala po Brinelu.

Plastični nezasićeni kontakt javlja se kod posteljica od dovoljno tvrdih plastmasa ili antifrikcionih legura tvrdoće 90>HB . Za ovu vrstu kontakta, koeficijent trenja u zavisnosti od opterećenja na vratilu ima oblik:

( )( ) ( ) 4/112/112/126/14/1

12/11

6/12/1

211

41.0

RlHB

ErFM

⋅⋅−⋅−⋅

⋅⋅Δ⋅+=

δαα

εμμ (90)

Iz jednačine (90) očigledno je da pri plastičnom deformisanju, u zoni realnog kontakta rukavca i posteljice u uslovima nezasićenog kontakta, koeficijent trenja u većem stepenu zavisi od fizičko-hemijskog sastava površine trenja (molekularna komponenta trenja Mμ ), tvrdoće materijala posteljice (HB), hrapavosti (Δ ) i dimenzija l i R.

Masivne posteljice od mekih plastičnih masa ili mekih antifrikcionih legura tipa babita, često kontakt sa vratilom ostvaruju u uslovima plastičnog zasićenog kontakta. Za ovakve slučajeve, koeficijent trenja ima oblik:

( ) ( )

6/1

2231

2

2/1

2/1

2116.0

δααεμμ

⋅−⋅−⋅⋅⋅⋅

⋅⋅

Δ+=

lRrEF

HBM (91)

6.2.1.2. Koeficijent trenja ležišta sa čvrstom posteljicom U ovu grupu spadaju ležišta sa kombinovanom posteljicom, sastavljenom od čelične osnove i

nanešenog sloja antifrikcionog materijala. Obično je nanešeni sloj toliko tanak da je njegov uticaj na dimenzije konturne površine dodira, pa prema tome i na veličinu i raspored normalnih napona zanemarljivo mali. Uticaj nanešenog sloja je suštinski veliki na uzajamna delovanja rukavca i posteljice, u uslovima spoljašnjeg trenja pošto ovaj proces protiče u površinskim slojevima tvrdih tela u kontaktu.

Elastični nezasićeni kontakt nastaje u kliznim ležištima ako su naprezanja u zoni stvarnog dodira manja od tvrdoće materijala po Brinelu i pri klasičnim mehaničkim obradama ako je ugao kontakta

o402 0 >ϕ . Tada izraz za koeficijent trenja ima oblik:

( ) 2.0

4.0

6.04.008.024.0

6.04.0

4.072.05/42

4.00 116.017.2

lRF

EFlR

E H⋅⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −Δ⋅++

⋅⋅−

Δ=

εααβε

ατμ (92)

U uslovima plastičnog nezasićenog kontakta, koeficijent trenja kliznih ležišta, u zavisnosti od delovanja opterećenja i konstruktivno- tehnoloških, metalurških i eksploatacionih karakteristika, moguće je izraziti kao:

( )4/1

6.024.0

6.06.04.0

4/1

2/1

1

38.0

α

εμμ−⋅

⋅⋅⋅

Δ+=

lR

EFHBM (93)

Zasićeni plastični kontakt se može javiti kod teškoopterećenih kliznih ležišta sa čvrstom posteljicom i karakterističan je za ugao kontakta o402 0 >ϕ . Koeficijent trenja pri ovoj vrsti kontakta ima oblik:

2.02/1

4.03.02.0

2/1

2/153.0lR

EFHBM

⋅⋅⋅

⋅Δ⋅

+=εμμ (94)

6.1.2. TRENJE U AKSIJALNIM LEŽIŠTIMA

Aksijalna klizna ležišta se koriste pri manjim aksijalnim opterećenjima (kada je primena analognih kotrljajnih ležaja po konstrukcionim razlozima nepoželjna) ili pri veoma velikim aksijalnim

102

opterećenjima (pr. vertikalna vratila hidrogeneratora) kada je korišćenje kotrljajnih ležaja praktično nemoguće.

Trenje i habanje aksijalnih ležišta (kao i radijalnih uostalom) je posebno izraženo u periodima zaustavljanja i puštanja u rad, odnosno u uslovima graničnog podmazivanja, pa se zato trenje najčešće i razmatra u ovim uslovima.

Elastične deformacije u zoni stvarnog kontakta aksijalnih kliznih ležišta, karakteristične su za posteljice od gume i plastičnih masa. Pod pretpostavkom da je sila trenja ravnomerno raspoređena po konturnoj površini dodira, koeficijent trenja pri elastičnom nezasićenom kontaktu je složena funkcija konturnog pritiska ( cp ), mehaničkih svojstava tela u dodiru, hrapavosti i njihovih fizičko-hemijskih sastava:

( ) 5/125/25/1

5/45/25/1

5/420 124.014.2

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −Δ⋅⋅++

⋅Δ⋅

−=

Ep

EpcH

c

ααβατμ (95)

Elastični zasićeni kontakt je dosta široko rasprostranjen u aksijalnim ležištima u kojima se kao antifrikcioni materijal koristi guma. Nastaje u uslovima kada kontaktni pritisak nadmaši vrednost dozvoljenog pritiska. Koeficijent trenja u ovim uslovima ima oblik:

( ) ( )3/1

3/13/123/1

3/13/13/2

3/120 14.0125.1

Ep

pEcH

c

Δ⋅−⋅⋅++

Δ⋅⋅

−=

ααβατμ (96)

Analiza prethodnih jednačina pokazuje da se koeficijent trenja između uzajamnodelujućih tvrdih tela smanjuje sa porastom normalnog opterećenja. Koeficijent trenja po svojoj suštini je odnos:

NT FF ∂∂= /μ i izražava intenzitet izmene sile trenja u zavisnosti od normalnog opterećenja. Pri uzajamnom delovanju tvrdih tela i ispoljavanju uzajamnog uticaja mikroneravnina, koeficijent trenja se intenzivno smanjuje sa porastom normalnog opterećenja. Zato pri elastičnim deformacijama u zoni normalnog dodira, između nosivosti i gubitaka energije na trenje postoje optimalniji odnosi nego u drugim oblicima deformacija.

Plastične deformacije mikroneravnina u oblasti realnog kontakta opažaju se u slučajevima kada je posteljica izrađena od mekih legura ili plastmasa. Isključujući nestacionarne rezime, ovaj tip deformacija opaža se u periodu uhodavanja, kod aksijalnih ležišta malih dimenzija, kada je uticaj valovitosti na uzajamna delovanja elemenata tribomehaničkog sistema moguće zanemariti. Istovremeno, karakteristični periodi rada ležišta su puštanje i zaustavljanje ležišta, u kojima ležišta rade pri graničnim podmazivanjima i nestacionarnim režimima i u kojima je evidentno postojanje plastičnih deformacija. Na osnovu svega, period rada aksijalnih ležišta u uslovima plastičnih deformacija se ne može zanemariti, tim pre što je i habanje tada najizrazitije.

Koeficijent trenja pri plastičnom nezasićenom kontaktu izražava se kao: 4/1

2/15.0 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛Δ+≈

HBpc

Mμμ (97)

Jednačina (97) pokazuje da molekularna komponenta trenja ( Mμ ) ne zavisi od konturnog pritiska (srednje normalni napon na konturnoj površini dodira) već je određen uslovima rada spregnutog para. Koeficijent trenja manje raste sa porastom pritiska, a više sa porastom hrapavosti tvrđeg elementa. Povećanje tvrdoće mekšeg elementa tribomehaničkog sistema pri neizmenjenim frikcionim karakteristikama 0τ i β , cp i β vodi ka smanjenju koeficijenta trenja. Pri zasićenom plastičnom kontaktu:

( ) 2/12/10 /9.0/ HBpHB cΔ++= βτμ (98)

Poređenjem jednačina ( 9 7 i 9 8 ) moguće je zapaziti da deformaciona komponenta koeficijenta trenja u zoni zasićenja intenzivnije se menja sa promenom pritiska. Plastični zasićeni kontakt postiže se

103

samo kod teškoopterećenih kliznih ležišta.

Veliku primenu nalaze aksijalna ležišta u konstrukcijama u kojima je prečnik vratila mmd 100> . U ovakvim ležištima obično se kao antifrikcioni materijal koriste meke metalne legure.

Aksijalno opterećenje je veliko pa se zbog toga u zoni realnog dodira opažaju plastične deformacije. Velike dimenzije ležišta uslovljavaju da se pri određivanju koeficijenta trenja uzima u obzir i uticaj valovitosti kontaktnih površina.

Uzimajući u obzir i valovitost, koeficijent trenja u uslovima plastičnog nezasićenog kontakta ima oblik:

( )( )8/1

221

22

4/1

2/1

147.0

lRREHF

HBVak

M⋅−−

⋅⋅⋅

Δ+=

αμμ (99)

Za slučaj da se kontakt ostvaruje u uslovima zasićenog plastičnog kontakta:

( )( )4/1

221

22

2/1

2/1

17.0

lRREHF

HBVak

M⋅−−

⋅⋅⋅

Δ+=

αμμ (100)

Analiza jednačina (99 i 100) pokazuje da na intenzitet trenja u uslovima plastičnog kontakta utiče aksijalno opterećenje ( akF ), metalurške karakteristike (E,μ ,HB) i konstrukcijski parametri ( 1R i

2R ). Uticaj topografije kontaktne površine uzima se u obzir preko parametra hrapavosti (Δ ) i odstupanja stvarne od računske visine mikroneravnina usled vibracija alata i radnog predmeta ( VH ).

Sprovedena analiza osnovnih principa trenja u kliznim ležištima pokazuje da je trenje po svojoj suštini veoma složen proces, na čije nastajanje i razvoj utiče veoma veliki broj parametara frikcionih, konstrukcijsko-tehnoloških i metalurških karakteristika sklopa kliznog ležišta. Praktična primena izloženih izraza za izračunavanje koeficijenta trenja je otežana. Njihov značaj je veliki u oblasti optimiziranja konstrukcija. Izloženi izrazi otkrivaju široke mogućnosti prognoziranja gubitaka na trenje u kliznim ležištima u etapi projektovanja. Istovremeno pružaju mogućnost smanjenja trenja pravilnim izborom materijala, mehaničke obrade vratila i posteljice, mazivog materijala, frikcionih karakteristika, optimalnih konstrukcionih karakteristika, i dr.

6.2. VRSTE HABANJA I VIDOVI POVREDA KLIZNIH LEŽIŠTA

Nastanak i razvoj triboloških procesa na kliznim ležištima je jedna od najvažnijih obaveznih i nezvanih pojava, koje podjednako izazivaju pažnju i pri konstruisanju i pri eksploataciji. U svakom slučaju habanje i povrede predstavljaju jednu od najkompleksnijih karakteristika kliznih ležišta u radu.

Klizna ležišta u većini slučajeva rade u režimu hidrodinamičkog podmazivanja. Pri tome je habanje radnih površina posteljice i rukavca zanemarljivo malo. Ali u periodu puštanja i zaustavljanja, ležišta koja u normalnoj eksploataciji rade u uslovima hidrodinamičkog podmazivanja, prelaze na rad u uslovima graničnog podmazivanja . U ovim periodima ostvaruju se uslovi spoljašnjeg trenja i veoma intenzivno habanje. Habanje je proces čiji su nastanak i razvoj suštinski vezani za uslove graničnog podmazivanja.

Želja konstruktora je da pri proračunu i konstruisanju uključi sve faktore radnog stanja nužne za dobijanje sigurnog i bezbednog ležišta. Međutim, u eksploataciji, ležište je često podvrgnuto stanjima koja se bitno razlikuju od onih koje je konstruktor predviđao. Dodatna opterećenja nastala kao posledica neparalelnosti elemenata tribomehaničkih sistema, neočekivanih vibracija, grešaka pri izradi, kao i promene u temperaturnim stanjima okoline, zagađena atmosfera, vlažnost, itd. čine da ležišta često rade u radnim uslovima koji se bitno razlikuju od vizije normalne primene po konstruktoru. Različite vrste habanja i povreda koje tom prilikom nastaju, ruše pretpostavljenu sliku normalnog rada ležišta i stvaraju mnogo problema koje je ponekad nemoguće zadovoljavajuće resiti.

Uočavanje i definisanje vrste habanja nije nimalo jednostavno i ne retko zahteva mehanička ispitivanja, metalografsku proveru, hemijsku analizu i što je najteže pravovremenu primenu

104

akumuliranog znanja, kombinovanu sa već poznatim informacijama. Ukoliko je habanje otkriveno u svom ranom stadijumu, šanse za njegovu tačnu klasifikaciju su dobre. U slučaju razornog habanja, kada se na kontaktnim površinama pojave različite vrste habanja i povreda, klasifikacija je otežana a veoma često i nemoguća.

Zbog različitih i karakterističnih uslova pod kojima rade, na kliznim ležištima se mogu pojaviti različite vrste habanja i povreda. U tabeli 14. date su moguće vrste habanja i povreda kliznih ležišta, najčešći uzroci njihovog nastajanja i opšte preporuke odklanjanja i usporavanja njihovog daljeg razvoja.

105

Tabela 14: Moguće vrste habanja i povreda kliznih ležišta

Tipičan izgled Uzrok Opšte preporuke otklanjanja i usporavanja daljeg razvoja

Preopterećenje

- Povećanje dimenzija ležišta

- Smanjenje opterećenja

- Korišćenje materijala veće otpornosti

Ekscentrično opterećenje

- Korekcija ugiba vratila

- Korekcija centričnosti ležišta

- Provera mašinske obrade posteljice i rukavca

Visoka lokalna koncentracija naprezanja

- Konstrukcione izmene koncentracije naprezanja

- Korekcija topografije kontaktne površine

- Korišćenje ulja veće viskoznosti

Visoke temperature ležišta

- Sniženje radne temperature

- Korišćenje težih ulja

- Konstrukcione izmene za dobijanje debljeg mazivog sloja

- Korišćenja materijala veće temperaturne otpornosti ZAM

OR

NO

HA

BA

NJE

(PIT

ING

)

Vibracija rotora

- Balansiranje rotora

- Korišćenje stabilnijih konstrukcija ležišta

- Promene oslonca rotora da bi se prigušile vibracije

ELEK

TRIČ

NI

PITI

NG

Proticanje električne struje

- Odstranjivanje izvora strujnog toka kroz ležište

- Električna izolacija ležišta

- Uzemljenje vratila

106

Korozivna kontaminacija

- Uklanjanje izvora kontaminacije: atmosferskog ili druge vrste

- Zaptivanje ležišta

- Korišćenje maziva otpornih na koroziju

Vlaga - Korišćenje ulja koja sprečavaju rđu

- Uklanjanje izvora vlage

KO

RO

ZIJA

Korozivna maziva

- Periodična promena ulja ili masti da bi se sprečilo stvaranje koroziono-oksidacionih produkata

- Izbegavanje posebno korozivnih ulja za visoke pritiske, ako to nije nužno

- Korišćenje nekorozivnih materijala (kalajni beli metal, aluminijum

Abrazivna kontaminacija

- Otklanjanje izvora zagađenja

- Postavljanje novog filtera

- Češća zamena ulja

- Obaranje krajeva uljnih žljebova

- Povećanje debljine mazivog sloja

- Korišćenje mekših materijala posteljice ili tvrđih rukavaca

AB

RA

ZIJA

Preopterećenje

- Povećanje dimenzija ležišta

- Smanjenje opterećenja

107

Trenutna preopterećenja

- Povećanje dimenzija ležišta

- Korišćenje materijala veće otpornosti

- Smanjenje opterećenja

- Povećanje viskoznosti ulja

Trenutni prekid mazivog sloja

- Dodavanje ulja

- Provera pumpe, filtera, hladnjaka, cevovoda

- Povećanje ulaznog pritiska ulja

Nepodesno uhodavanje

- Postupno uhodavanje

- Uhodavanje sa manjim opterećenjima

- Korekcija topografije kontaktnih površina

Iskošenje - Centriranje rukavaca i posteljice

Nedovoljan zazor - Dorada otvora posteljice

WIP

ING

Meki materijali zalivka - Korišćenje tvrđih materijala za zalivke

SCO

RIN

G

Veliko opterećenje

- Povećanje viskoznosti ulja

- Povećanje dimenzije ležišta

- Korišćenje jačih materijala za ležišta i tvrdih rukavaca

- Korišćenje ulja sa protiv habajnim svojstvima ili ulja za visoke pritiske

108

Granično podmazivanje

- Korišćenje ulja veće viskoznosti

- Korišćenje maziva sa aditivima protiv habanja ili za visoke pritiske

- Korišćenje materijala bolje kompatibilnosti

- Promena konstrukcionog rešenja da bi se povećala debljina mazivog sloja

Nedovoljno podmazivanje

- Dodavanje ulja

- Provera pumpe, filtra, hladnjaka, cevovoda

- Povećanje ulaznog pritiska ulja

Mala viskoznost ulja

- Korišćenje ulja veće viskoznosti

- Smanjivanje radne temperature. ležišta. hlađenjem ulja

- Povećanje protočne količine ulja

- Modificiranje konstrukcije ležišta da bi se dobio veći kapacitet ležišta

Iskošenje - Poliranje ili brušenje rukavca

Preterani ugib rukavca - Obezbeđenje odgovarajućih oslonaca rukavcu

- Smanjenje opterećenja

Hrapav rukavac - Centriranje rukavca i posteljice

SCO

RIN

G

Loša kombinacija materijala (posteljica-rukavac)

- Korišćenje kompatibilnijih materijala

- Povećanje tvrdoće rukavca ili korišćenje tvrdih čaura na rukavcu

- Korišćenje ulja sa aditivima

109

Ekscentr. rukavac - Zamena rukavca

Neodgovarajuće ožljebljenje - Uklanjanje žljebova u zoni opterećenja

Vibracije

- Balansiranje rotora

- Povećanje viskoznosti ulja

- Korišćenje stabilnijih konstrukcija ležišta

KA

VIT

AC

ION

A

ERO

ZIJA

Velika brzina strujanja ulja

- Konstrukcione promene za uspostavljanje novih otvora i kanala za mazivo

- Korišćenje ulja viših viskoznosti i nižih radnih temperatura

- Korišćenje materijala otpornijih na zamor

110

6.2.1. ZAMORNO HABANJE

Zamorno habanje je najtipičniji oblik habanja kliznih ležišta automobila, mada se srede i kod drugih tipova ležišta u eksploataciji koja rade u uslovima promenljivih i neuravnoteženih opterećenja.

Uzrok nastajanju zamora materijala i konačno zamornog habanja su promenljivi, višekratno ponovljeni naponi čije delovanje prouzrokuje pojavu inicijalne pukotine, koja nastaje na mestu delovanja maksimalnog tangencijalnog napona smicanja, ispod kontaktne površine. Mehanizam nastajanja i širenja inicijalne pukotine je identičan mehanizmu nastajanja kod zupčanika ili kotrljajnog ležaja.

Sl. 85. Sl. 86

Kod ležišta sa belim metalom (babit), širenje pukotine se vrši kroz beli metal, prema liniji spajanja zalivka i osnovnog materijala (sl. 85). U mnogim slučajevima, kod radijalnih ležišta, dalje širenje pukotina se vrši periferijski, duž spoja osnovnog metala i zalivka, sve do spajanja sa drugom radijalnom pukotinom (sl. 86). Na sl. 87. je prikazano zamorno habanje kliznog ležišta parne turbine sa čije kontaktne površine su već odstranjene slobodne čestice belog metala i na kome se već jasno uočava ožljebljena čelična posteljica. Ležišta od bronze ili drugih materijala bez zalivka karakterišu se pojavom više lokalnih površina obuhvaćenih pitingom. Ove jamice su generalno manjih dimenzija od jamica nastalih u belom metalu.

111

Zamorno habanje je samoubrzavajući fenomen. Jednom nastala, inicijalna pukotina se neprestano širi. Odvojene čestice materijala se često transferuju uljem na druge delove ležišta ili čak druga ležišta sistema. Ove slobodne čestice mogu biti uzrok lokalne koncentracije naprezanja i potpomagati dalji razvoj zamora na drugom mestu. Istovremeno, uzrok su smanjenja zazora u ležištu, porastu specifičnog opterećenja i temperature što doprinosi intenzivnijem razvoju zamornog habanja.

Zamorno habanje je veoma često potpomognuto mehaničkim greškama koje su nastale u konstruisanju, izradi ili montaži. Tako zamornom habanju intenzivno potpomaže iskošenje, ekscentrično opterećenje, ovalni ili savijeni rukavci, netačan sklop, zagađen mazivi sloj, nedovoljno i neadekvatno podmazivanje. Svaki od ovih faktora suštinski utiče na koncentraciju naprezanja, porast temperature i konačno skraćenje veka trajanja.

Nekvalitetno ostvareni spoj unutrašnjeg zalivka i posteljice, može biti uzrok prevremenog zamornog oštećenja ležišta. U takvim slučajevima, inicijalna pukotina se ubrzano širi duž spoja, a kao rezultat zamora javljaju se ukupne čestice odvojene sa zalivka. Dobro ostvareni spoj opstaje i u slučajevima pojave zamorne pukotine.

6.2.2. ELEKTRIČNI PITING

Električni piting je veoma karakterističan oblik habanja kliznih ležišta koji se srede kod ležišta rotacionih električnih pribora i uređaja. To je specijalna forma pitinga nastala kao rezultat proticanja električne struje između posteljice i rukavca. Struja jačine iznad 1A i napona preko 1V u svom toku izaziva varničenje kontaktnih površina, a kao posledica su pojave mikroskopskih jamica. Jamice se češće sreću na posteljici, ali se javljaju i na rukavcu gde u manjem stepenu zavise od tvrdoće. Varničenje prouzrokuje oštećenje i maziva, kao i kontaminaciju maziva i mazivog sistema.

Razaranje površine električnim pitingom može nastati u intervalu od nekoliko časova do

nekoliko godina eksploatacije, a sve u zavisnosti od veličina jamica, napona, jačine struje, debljine mazivog sloja, otpora u strujnom kolu, itd. Na sl. 88. je pokazan razoran električni piting.posteljice, nastao kao rezultat proticanja jake struje (30A). SL. 89. prikazuje razoran piting posteljice, nastao kao posledica proticanja slabije struje (3.5A).

Mada na veličinu individualnih jamica utiče veliki broj faktora, sve one manje više imaju formu utisnute polulopte, glatke i sjajne površine, utisnute u otopljenom metalu. Na periferiji jamice se najčešće sreće mali greben otopljenog metala, koji daljom eksploatacijom i habanjem može biti uklonjen.

Električni piting često prouzrokuje pojavu frostida na posteljici ili rukavcu, na mestima visokih

kontaktnih napona i najmanje debljine mazivog sloja. Pod mikroskopom, ova površina se karakteriše mnoštvom malih kratera, nastalih kao rezultat topljenja temperaturom, stvorenom prolaskom električnih varnica (sl. 90).

112

6.2.3. KOROZIJA

Korozija je habanje kliznih ležišta koje nastaje kao rezultat hemijskog delovanja nekih materijala u mazivom sloju ili okolini. Kako je poznato, za proticanje hemijske reakcije dovoljno je prisustvo metala, kiseonika, vode i samo prisustvo bilo kakve kiseline.

Rezultati delovanja korozije su odvođenje materijala sa kontaktne površine ili stvaranje prevlake (jedinjenje nastalo kao rezultat hemijskih reakcija) na kontaktnoj površini (sl. 91).

Verovatno da su najrasprostranjeniji izvori korozivnog delovanja oksidacioni produkti, formirani

sami u mazivom sloju ležišta. Reakcijom sa kiseonikom iz vazduha, ulje se postepeno transformiše u različite organske kiseline i perokside koji nagrizaju brojne, najčešće korišćene ležišne materijale, kao što su: olovo, bakar, kadmijum i cink.

Seli metal sa kalajem, aluminijum i srebro su u normalnim uslovima ređe napadnuti oksidacionim produktima. Najneugodnija je korozija olovnih ležišnih materijala, tim više što se olovo dosta koristi u belom metalu i ležištima od bakar-olova legure. Reakcija olova sa oksidacionim produktima ulja je veoma brza i opasna. Olovna površina veoma spremno oksidira sa organskim peroksidima u oksidiranom ulju i tada se rastvara sa organskim kiselinama.

Korozija predstavlja dosta čest i opasan vid habanja kliznih ležišta. Zato je i borba protiv korozije svakodnevni i uvek prisutni zadataka.

Danas se u borbi protiv korozije najviše koriste dodavanja oksidacionih inhibitora ulju, zaštitni legirajući elementi u olovnom belom metalu, kao 7 ili 8% kalaj, inidijumske prevlake preko bakra i periodične promene ulja. Ove mere su veoma uspešne tako da je olovo danas najčešće korišćeni element u brojnim ležišnim legurama. Naravno, ovo ne isključuje primenu kalajnog belog metala ili aluminijuma, tamo gde je pojava korozije poseban i teško odstranjiv problem.

Aditivi u ulju takođe doprinose pojavi korozije. Tako primena sumpornih jedinjenja u mnogim uljima da se poboljšaju svojstva i otpornost na visoke pritiske i spreči pojava scoringa, ubrzava i pospešuje korozivna delovanja ulja na čelična i bronzana ležišta. Novoformirani kontaktni sloj korozije, zbog svoje male otpornosti na smicanje, nesposobna je da spreči pojavu scoringa i teška oštećenja kontaktne površine. Iz tih razloga, ulja za ekstremno visoke pritiske treba primenjivati samo u posebnim i nužnim slučajevima.

Korozivni kontaminatori iz okoline i okolne atmosfere, mogu .biti takođe uzroci korozije. Hlorne i sumporne kiseline, naročito u prisustvu vlage, uzrokuju pojavu korozije mnogih ležišnih materijala.

Na nastajanje i intenzitet korozije, suštinski utiču karakteristike materijala. Korozija je intenzivnija tamo gde postoje putevi prodiranja elektrolita, kao na pr. mikropukotine, oblasti narušenog reda kristala i sl. Osim toga, na proces korozije veoma značajno utiču sastav i stepen obrade kontaktnih površina, a takođe i struktura naprezanja.

113

6.2.4. ABRAZIVNO HABANJE

Abrazivno habanje je karakterističan vid habanja kliznih ležišta koja rade u uslovima zagađenih sredina i sa visokim sastavom čestica prašina u mazivu. Nastaje kako zbog tvrđih čestica koje se kreću među elementima površina u kontaktu i izazivaju uglavnom habanje mekih površina (belog metala), tako i zbog metalnih čestica uključenih u beli metal koje deluju kao rezni alat i izazivaju prekomerno habanje rukavca.

Ustanovljeno je da u slučaju da je koeficijent trenja između vratila i abrazivne čestice manji od koeficijenta trenja između posteljice i .abrazivne čestice, abrazivne čestice se zadržavaju i utvrđuju na površinu nepokretne posteljice i klize po površini pokretnog rukavca.

Vratilo kliznog ležišta haba se u osnovi usled elastoplastičnih deformacija. Pri tome, mehanizam razaranja kontaktnih površina je zamornog karaktera, prouzrokovan delovanjem plastičnih deformacija. Habanje usled elastičnih deformacija se može zanemariti.

Habanje posteljice zavisi uglavnom od pređenog puta klizanja abrazivnih čestica do njihovog potpunog pričvršćivanja za kontaktnu površinu posteljice. Trag abrazivnih čestica je oblika usečenog konusa, elastično i plastično deformisanog materijala, sa jasno uočljivim tragovima mikrorezanja.

Izgled i dubina tragova definisani su pričvršćenim i izdrobljenim abrazivnim česticama. Drobljenje čestica dešava se pri određenoj dubini utvrđivanja:

HRh a

2⋅

=σ (101)

gde su:

aσ - čvrstoća abrazivnih čestica Mpa

R - radijus abrazivnih čestica mμ

H - tvrdoća materijala.

Na karakter i intenzitet abrazivnog habanja utiče veći broj parametara, od kojih je veoma značajan uticaj materijala i karakteristike abraziva.

Uticaj materijala je neposredno vezan za dve fizičke karakteristike materijala: plastičnost i tvrdoću. Plastičnost kontroliše osetljivost materijala na zadržavanje i utvrđivanje abrazivnih čestica, a tvrdoća neposrednu otpornost na probijanje i razaranje abraziva.

Uticaj abraziva na efekte abrazivnog habanja zavisi pretežno od: forme, veličine i tvrdoće abraziva. U slučaju da su veličine abraziva manje od debljine mazivog sloja, postoji mogućnost njihovog nesmetanog kretanja između elemenata kliznog ležišta, pa je i njihov uticaj na razvoj abrazivnog habanja mali. U suprotnom, efekti uticaja abraziva su daleko opasniji.

Uticaj tvrdoće abraziva zavisi od uzajamnog odnosa tvrdoće kontaktnih površina i abraziva. Ukoliko je tvrdoća kontaktnih površina veća, delovanje abraziva je kratkovremeno i sa neznatnim efektima. Delovanje abraziva veće tvrdoće od tvrdoće kontaktnih površina je dužeg veka i sa težim posledicama.

Po mišljenju mnogih autora, poseban uticaj na intenzitet abrazivnog habanja ima opterećenje. Pri velikim opterećenjima, bez obzira na vreme delovanja, dolazi do veoma intenzivnog habanja.

6.2.5. WIPING I SCORING

Preopterećenja i prekidi podmazivanja, odnosno razaranja uljnog filma, dovode do veoma intenzivnog habanja i oštećenja kontaktnih površina. Najčešći oblici habanja koji se tom prilikom javljaju su wiping i scoring.

Wiping je vrsta habanja kod koje se materijal na jednoj oblasti kontaktne površine razliva, odstranjuje i transferuje u drugu oblast (sl. 92). Oštećena površina je svetle, karakteristične boje. Najčešće se javlja kod mekših materijala, osobito kod zalivaka od belog metala. Trenutna

114

preopterećenja i trenutni prekid mazivog sloja dovode do veoma plitkih oštećenja u kojima radne karakteristike ležišta nisu značajno oštećenje.

Wiping se najčešće sreće u periodu uhodavanja kod iskošenih ležišta, ležišta nedovoljnog zazora

ili drugih geometrijskih grešaka. Zato se periodu uhodavanja, kao i kod drugih mašinskih sistema, mora posvetiti dovoljna i posebna pažnja.

Savremena teorija o nastajanju i razvoju wipinga koristi tri moguća mehanizma nastajanja u objašnjavanju ove pojave. U dva od ovih mehanizama neophodan je direktan dodir kontaktnih površina. U jednom od njih, wiping je prouzrokovan otapanjem belog metala na kontaktnoj površini, a u drugom smicanjem se oštećuje kontaktna površina, a smičuće oblasti se rukavcem plastično deformišu. Treći mehanizam se predlaže za objašnjavanje wipinga koji nastaje kod ležišta koja rade u uslovima hidrodinamičkog podmazivanja i kod kojih nema direktnog kontakta metala. U tom slučaju pritisak koji se razvija u uljnom filmu prouzrokuje lokalne plastične deformacije belog metala, ukoliko je prekoračena dozvoljena čvrstoća. Deformisani materijal teče kroz zazore.

U slučajevima većih preopterećenja, dužeg prekida uljnog filma i tvrđih materijala za klizna ležišta, nastaje scoring, teža forma povreda ležišta. Scoring se karakteriše dubokim risevima i brazdama kontaktnih površina. Razlikujemo, kao i kod zupčanika, athezioni i režući scoringa, a o njihovim mehanizmima nastajanja i razvoja bilo je više govora u prethodnim poglavljima.

6.2.6. EROZIJA

Erozija je verovatno najređa vrsta habanja koja se sreće kod kliznih ležišta. Karakteriše se pojavom udubljenja na kontaktnoj površini, nastalom kao rezultat odvođenja materijala dugotrajnim delovanjem mazivog fluida. Sreće se najčešće u mehanizmima i aparaturama koje rade u uslovima velikih brzina. Nastaje i kao rezultat udaranja abrazivnih čestica u fluidnom toku po kontaktnoj površini.

Drugi tip erozije je kavitaciona erozija, koja je rezultat nastajanja i raspadanja vazdušnih ili

gasnih mehurića u ulju. Njihovim nastajanjem stvaraju se ekstremno visoki lokalni pritisci koji su glavni uzrok lokalnom zamoru i nastajanju pitinga. Po svom spoljašnjem izgledu kavitaciona erozija podseća na piting razornog stadijuma (sl. 93).

Najefikasniji put za smanjenje erozije su konstrukcione izmene ožljebljenja kontaktne površine. Primenom ožljebljenja, kao i drugih geometrijskih karakteristika ležišta, može se smanjiti brzina strujanja ulja i neočekivane promene fluidnog toka, a što sve skupa smanjuje verovatnoću pojave erozije.

115

6.3. MATERIJALI ZA KLIZNA LEŽIŠTA

Jedna od najvažnijih etapa pri projektovanju kliznih ležišta je pravilan izbor materijala. Racionalna i optimalna konstrukcija usko je vezana za karakteristike odabranog materijala, a posebno i više nego kod drugih mašinskih sistema za tribološka svojstva materijala. Pravilnim izborom materijala otpornih na habanje, može se znatno produžiti vek trajanja ležišta i znatno smanjiti energetski gubici snage u osloncima.

Danas se u industrijskoj primeni koriste četiri osnovne grupe materijala za klizna ležišta |87|:

I. Homogene metalne legure

II. Višeslojni materijali na metalnoj osnovi

III. Homogeni nemetali

IV. Nemetali sa puniocem

6.3.1. HOMOGENE METALNE LEGURE:

A. Sinterovani materijali sa osnovom gvožđa ili bronze

Sintermetali se dobijaju tehnologijom metalurgije praha. Posle mešanja i oblikovanja, sinterovanjem, tj. termičkim procesom koji omogućava površinsku reakciju omekšavanja čestica praha, difuzijom se spajaju čestice i dobijaju komadi potrebne mehaničke i fizičke osobine. Struktura materijala je porozna do 30%. Posle završenog procesa, materijal se potapa u ulje (na pr. SAE 30 W), što omogućava da se pri radu, usled rada sila trenja i zagrevanja kontaktnih površina obrazuje mazivi sloj. Materijal se koristi pri niskim temperaturama i brzinama klizanja jer već pri temperaturama većim od o65 moguće je prevremeno isticanje ulja. Aluminijumske bronze se mogu koristiti u uslovima dvostruko većih pritisaka od baraknih bronzi i sinterovanih materijala na bazi gvožđa. Materijali ove grupe mogu se koristiti i u uslovima rada visokih brzina sklopova pod uslovom da su ležišta potopljena. Poželjna je zaštita od zagađenja. Sve kontaktne površine ležišta motaju imati hrapavost (Ra) manju od 0.2 mμ .

B. Sinterovani materijali sa osnovom gvožđa ili bronze sa tvrdim puniocem

Kao punilac u ovim materijalima koristi se praškasti grafit, umesan u praškaste metale pre sinterovanja. Materijali ove grupe poznati su kao grafitizirane bronze i mogu se koristiti pri temperaturama većim od Co260 . Čak i pri malim i srednjim brzinama, rukavac hrapavosti

mRa μ 8.04.0 −= skida grafit sa kontaktne površine posteljice i formira mazivi sloj. U istu kategoriju materijala spadaju i sinterovane bronze u kojima su zapresovani grafitni čepovi.

C. Livene bronze i druge legure bez gvožđa

Ove se legure upotrebljavaju za ležišta koja zahtevaju obilna spoljna podmazivanja. Najčešće se koriste legure sastava 80-90% bakra i 10% kalaja. Dodavanjem olova poboljšavaju se antifrikciona svojstva i mogućnosti rada pri većim brzinama. Aluminijumska bronza sa 85% Cu i 10% Al poseduje veću nosivost ali zahteva i manje brzine. Legure cinka su istih karakteristika kao i bronze sa olovom, ali bolje otpornosti na habanje.

D. Kaljeni i nekaljeni čelici

Ovo su materijali koji zahtevaju obavezna spoljna podmazivanja. Čelici tvrdoće 60 HRC, dopuštenog računskog pritiska od 280 MPa, koriste se u osloncima podvrgnutim udarnim opterećenjima. Materijali od sinterovanog gvožđa poseduju takođe visoku tvrdoću i dopušteni pritisak do 140 |MPa|.

116

6.3.2. VIŠESLOJNI MATERIJALI NA METALNOJ OSNOVI

A. Porozni materijali sa tvrdim puniocem

Materijali ove podgrupe nanose se u vidu tankog sloja na čvrstu metalnu osnovu, najčešće čelik. Struktura ležišta sastoji se iz tri sloja: čelične osnove koja obezbeđuje visoku nosivost, sinterovane bronze debljine reda 0.025 mm, koja obezbeđuje dobro odvođenje toplote sa kontaktne površine i homogenog sloja tvrdog punioca. Obično je to smeša politetrafluoretilena (PTFE) i olova debljine 2.5

mμ . Relativno meki materijali, PTFE i olovo, prenose se sa kontaktne površine ležišta i razmeštaju u mikroneravnine kontaktne površine vratila. Pri tome se usled izdvajanja toplote pri klizanju u vazdušnoj sredini formira prevlaka oksidnog tipa. Trenje između rukavca i bronze započinje sa razaranjem prevlake koja obično ima formu sfernih čestica, što obezbeđuje dalji porast izdvojene toplote. Zahvaljujući visokom koeficijentu toplotnog širenja PTFE i olova, obezbeđuje se dopunsko dovođenje maziva u radnu zonu i dalje uspostavljanje mazivog sloja. Ležišta ovog tipa najefikasnije se koriste dovođenjem dopunskog tečnog maziva.

B. Materijali sa lepljenom tkanom strukturom

Jedna od najčešće korišćenih tkanina za materijale ove grupe je tkana struktura dobijena vlaknima PTFE i staklenim vlaknima ili poliefirama. Armiranjem staklenim vlaknima dobijaju se plastične mase velike čvrstoće. Ovako dobijena tkana struktura lepi se za trake srednjeugljeničnih ili nerđajućih čelika pri povećanoj temperaturi i pritisku. Veliki uticaj na mehanička svojstva imaju sastav i raspored staklenih vlakana. Zbog toga se na stranu radnog zazora postavljaju pretežno vlakna PTFE, a na stranu čelika armirajuća staklena vlakna. Materijali ove grupe koriste se pri niskim i visokim pritiscima, ali pri malim brzinama.

C. Materijali sa lepljenim slojem plastične mase

Osnova strukture ležišta od ovih materjala su tanke čelične trake za koje su zalepljene trake od termoplastičnih i termoreaktivnih smola, u koje je nanesen PTFE koji ima ulogu maziva. Povećanje čvrstoće plastične mase, postiže se armiranom tkaninom, na pr. vlakna teflona isprepletana žicom. Forma tkanine je takva da su sa jedne strane razmeštena žica koja se vari za čeličnu osnovu, a sa druge strane vlakna teflona ispunjena termoreaktivnom smolom (na pr. fenolnom), za povećanje otpornosti na habanje. U nekim slučajevima se spajanje termoplastičnih smola sa čeličnom osnovom ostvaruje lepkom koji ograničava dopuštenu temperaturu i pogoršava otpornost na koroziju. Razrađeno je više materijala ovog tipa, dozvoljenog računskog pritiska 14-70 MPa.

D. Materijali sa slojem zasićene bronze

Kao osnova ovih materijala koristi se čelik na koji se nanosi sloj sinterovane bronze. Bronza je zasićena acetalnom smolom, pri čemu se na kontaktnoj površini obrazuje sloj čiste smole, debljine oko 0.2 mm. Važna funkcija bronze je odvođenje temperature sa kontaktnih površina. Acetalne smole obezbeđuju visoku otpornost na habanje i malo trenje u prisustvu čak i malih količina ulja. Pri odsustvu maziva, radne karakteristike su osrednje. Za uspešno podmazivanje, na radnoj površini ležišta buše se udubljenja, prečnika 2.5 mm, koja se pre početka eksploatacije pune plastičnim mazivom. Materijali ovog tipa spadaju u grupu prethodno podmazivanih jer zahtevaju uvođenje maziva pre montaže. Za produženje veka ležišta preporučuje se ponovo podmazivanje posle određenog perioda rada. Kod nekih tipova ležišta od ovog materijala predviđa se završna obrada posle montiranja čaure u kućište. Ovo omogućava tačno postizanje zadatog zazora i smanjenje iskošenja. Materijali se mogu koristiti i sa tečnim mazivom.

E. Materijali sa radnom površinom od sinterovane ili livene bronze

Ovo su bimetalni materijali: čelična osnova sa antifrikcionim slojem od bronze. Debljina ovog sloja može biti 0.25-0.75 mm, pri debljini čelične osnove 0.75-3 mm, a u zavisnosti od dimenzija kućišta. Materijal zahteva čista maziva i veći broj dobro konstrukciono rešenih žljebova za uspešno podmazivanje.

Da bi se poboljšale antifrikcione karakteristike bronze, često se posteljica zaliva unutrašnjim zalivkom belog metala (babit). Babit je legura kalaja, antimona, bakra i olova često korišćena u

117

industriji.

F. Materijali sa umetnutom radnom površinom

Ležišta od ovakvih materijala sastoje se od čeličnog omotača (prstena) u kome su u čvrstom sklopu postavljeni elementi od najlona ili drugih materijala; Materijali ovog tipa imaju lošije radne karakteristike od ranije navedenih, ali im je dobra strana što se umetci mogu zamenjivati.

6.3.3. HOMOGENI NEMETALI

A. Smole bez punioca

U ovu grupu materijala prvenstveno spadaju čestice termoplastične i termoreaktivne smole: najlon, acetalne smole, polietilen, poliamidi i teflon. Teflon bez punioca ima slabu otpornost na habanje ali odlične protivkorozione osobine i najmanji koeficijent trenja. Oblast primene ovakvih materijala je veoma uska i ograničena.

B. Plastične mase sa puniocem-mazivom

Materijali ove grupe izrađuju se na bazi termoplastičnih i termoreaktivnih smola u koje se zbog podmazivanja dodaje PTFE, disulfid molibden ili grafit, čime se unekoliko smanjuje trenje.

C. Plastične mase sa -puniocem kao armaturom

Osnovni punioc ove grupe materijala je stakleno vlakno koje se dodaje u razmeri 10-30%, čime se povećava čvrstoća, temperaturna stabilnost, a u nizu slučajeva i otpornost na habanje. Materijali se uspešno koriste kod visokoopterećenih oslonaca male brzine klizanja.

D. Plastične mase sa više punioca

Primena nekoliko punioca poboljšava svojstva mnogih plastičnih masa, a naročito: trenje, habanje, čvrstoću. Danas se u praksi koriste kompoziti:

acetalna smola-PTFE 15% - stakleno vlakno 30%

najlon-PTFE 15% - stakleno vlakno 30%

Razrađeni su i mnogi drugi sastavi za rad u različitim uslovima .

E. Tkani sastavi sa puniocem

Osnova ove grupe materijala su presovane fenolne smole u koje se kao punioc dodaje PTFE ili disulfid molibdena. Kao armirajući materijal koriste se tkani sastavi, najčešće staklenih vlakana. Oblast primene su oslonci malih opterećenja, a materijali ove grupe se uspešno primenjuju kao prevlake za sprečavanje freting-korozije.

6.3.4. NEMETALI SA PUNIOCIMA

Osnova ovih materijala su tkana staklena vlakna, određene orijentacije, Pogodnim rasporedom staklenih vlakana postiže se koeficijent toplotnog širenja koji odgovara koeficijentu širenja čelika, čime se uklanjaju moguće toplotne deformacije.

A. Materijali sa slojem vlakana

Materijali ove podgrupe uglavnom se izvode na dva načina. Po prvom se vlakna PTFE u formi užeta navijaju na poseban okvir i zalivaju epoksidnim smolama. Po drugom, materijali se sastoje iz dve grupe vlakana: vlakana PTFE i vlakana visoke čvrstoće, savijenih zajedno.

B. Materijali sa lepljenim tkanim slojem

Tkani materijali osnove PTFE, dakrona ili drugih plastičnih masa, namotavaju se na okvir pored namotaja od staklene vune. U sastav tkanog materijala mogu ulaziti i vlakna za lepljenje,

118

C. Materijali sa lepljenom trakom

Trake debljine 0.38 mm, sa dodatkom PTFE, namotavaju se u vidu spirale i lepe na osnovu od staklenih vlakana. Ležišta od ovih materijala karakterišu se visokom čvrstoćom i velikom otpornošću na habanje.

Kao što se moglo primetiti, danas se u savremenom konstruisanju kliznih ležišta koristi veliki broj metalnih, nemetalnih i kompozitnih materijala, različitih po svojim svojstvima i karakteristikama.

Za racionalan izbor materijala i optimalno konstruisanje ležišta, za konkretne eksploatacijske uslove, neophodno je raspolagati odnosom između specifičnog habanja pShk ⋅= / (h-debljina pohabanog sloja, S-put trenja, p-pritisak), temperature površine (T) i pritiska (p). Za izbor i proveru izabranog materijala, kao i ocenjivanje celokupne konstrukcije, neophodno je znati i maksimalni dopušteni pritisak. Na dijagramu (sl. 94) dati su uporedni podaci maksimalnog dopuštenog pritiska, karakterističnih materijala nabrojanih grupa |87|.

Dozvoljene vrednosti maksimalnog dopuštenog pritiska date su bez uzimanja u obzir uticaja temperature i brzine. Pri korišćenju termoplastičnih materijala, povećanje temperature kontaktnih površina smanjuje nosivost kliznih ležišta. Za takve materijale opravdanije je koristiti dijagrame sl. 95, na kojima je pokazana zavisnost dopuštenog pritiska 2/ mMN od srednje površinske temperature

ležišta |90 |.

119

Grafici sl. 95. mogu biti korisni za izbor materijala za ležišta poznatih vrednosti pritiska i temperature. Za nemetale i kompozicione materijale, primenjivane u vidu tankih slojeva na metalnoj osnovi, granične vrednosti pritiska mogu se nešto povećati u odnosu na podatke dobijene sa grafika.

Za racionalan izbor materijala i optimalno konstruisanje ležišta, od suštinskog značaja je i poznavanje triboloških svojstava korišćenih materijala.

Na sl. 96. dati su rezultati ispitivanja otpornosti na habanje nekih materijala koji se primenjuju u

konstruisanju ležišta |87|. Podaci su dobijeni pri laboratorijskim ispitivanjima čaura unutrašnjeg prečnika 25.4 mm i dužine 25.4 mm, pri oscilatornom kretanju frekvencije 10 ciklusa/min i temperaturi ispitivanja 30°C.

Jasno se uočava preimućstvo plastičnih masa nad metalima i velika uloga podmazivanja.

Na sl.97. predstavljene su zavisnosti specifičnog habanja Nmk /2 od pritiska 2/ mMN za

materijale polimernih osnova |90|. Podaci su dobijeni eksperimentalnim ispitivanjima ležišta male brzine klizanja, pri normalnoj temperaturi okoline.

120

Kao što je poznato, temperatura kontaktnih površina suštinski utiče na tribološka ponašanja

elemenata trenja, što u svakom slučaju treba uzimati u obzir pri projektovanju ležišta i ispitivanju materijala za ležišta.

Uticaj temperature na otpornost na habanje ležišta i1ustrovan je grafikom, pokazanim na sl. 98, |90|. Za većinu materijala podaci su dobijeni pri normalnoj temperaturi, eksperimentalnim ispitivanjem modela: rukavac-disk, i ležišta (krive 12 i 13).

Analiza grafika (sl. 98) pokazuje da je za sve materijale polimerne osnove karakterističan porast habanja sa povećanjem temperature, a što je uslovljeno omekšavanjem materijala i povećanjem stvarne površine kontakta.

Grafitna ležišta pokazuju osobinu porasta habanja sa povećanjem temperature. Pri niskim temperaturama (ispod Co100 ), apsorpcija vodene pare grafitne površine uzrokuje smanjenje koeficijenta trenja i specifičnog pritiska. U intervalu od Co500100 − slaba je zavisnost habanja od temperature. Sa daljim porastom temperature habanje naglo raste i vezano je za intenzivnu oksidaciju.

Za polimere sa grafitnim puniocem karakterističan je porast specifičnog habanja sa porastom temperature.

Tribološka ponašanja metala i metalokeramičkih legura (kermeta) principski se razlikuje od ponašanja plastike: habanje se smanjuje sa povećanjem temperature usled intenzivnog obrazovanja oksidnih prevlaka. Specifično habanje ovih materijala je visoko ali za razliku od plastičnih masa ovi materijali mogu da rade pri visokim temperaturama. Optimalno je koristiti ih za ležišta koja rade pri temperaturi većoj od Co350 . Tribološke karakteristike ležišta od metala mogu se suštinski poboljšati korišćenjem tvrdih maziva.

Prevlake tvrdih maziva ( 2MoS , PbO 32OSb ), na kontaktnoj površini, obezbeđuju mala

specifična habanja ( Nm /1010 21613 −− − ) . Nedostatak im je malo dopušteno habanje (~0.03 mm).

Kobaltove legure, armirane karbidom volframa, imaju veliku otpornost na habanje pri temperaturama Co550200 − , ali samo pri malim opterećenjima. Sa porastom opterećenja specifično habanje naglo raste .

121

6.4. PODMAZIVANJE KLIZNIH LEŽIŠTA

U radu kliznih ležišta, neminovno nastaju sile trenja klizanja između ležišta i rukavca, koje na sve načine pokušavamo maksimalno umanjiti i tako smanjiti neproizvodne gubitke energije, a habanje dovesti na najmanju moguću meru. Zbog toga se klizna ležišta podmazuju.

U zavisnosti od konstrukcionih i eksploatacijskih parametara, ležišta rade u uslovima:

- hidrodinamičkog podmazivanja

- hidrostatičkog podmazivanja

- graničnog podmazivanja

Posebnu vrstu podmazivanja predstavlja mešovito podmazivanje, kao prelazan proces uslova graničnog podmazivanja ka hidrodinamičkom podmazivanju.

Trenje, habanje i toplota usled trenja su pojave koje prate ljudski rod od nastajanja. Oni koštaju sadašnju svetsku ekonomiju bezbroj miliona dolara svake godine u izgubljenom vremenu, izgubljenoj proizvodnji, izgubljenom materijalu i izgubljenoj energiji. Osnovni zadatak podmazivanje je da maksimalno moguće podpomogne smanjivanju ovog koštanja.

6.4.1. HIDRODINAMIČKO PODMAZIVANJE

Hidrodinamičko podmazivanje elemenata tribomehaničkih sistema je takvo podmazivanje u kome su kontaktne površine razdvojene kontinualnim slojem maziva dovoljne debljine da onemogući čist kontakt metala po metalu, izuzev u periodu pokretanja i zaustavljanja. Opterećenje se prenosi slojem maziva određene moći nošenja, a otpori usled trenja su određeni veličinom unutrašnjeg trenja u mazivu.

Hidrodinamičko podmazivanje postiže se zahvaljujući pritisku u sloju maziva kao prirodna posledica određenih radnih uslova (geometrije i relativnog kretanja) i svojstava maziva.

Klasično rešavanje problema hidrodinamičkog podmazivanja, pa i hidrodinamičkih kliznih ležišta zasniva se na određivanju zakona raspodele pritiska u mazivom sloju po Reynolds-ovoj jednačini:

dxdhV

zph

zxph

xη633 =⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

∂∂

∂∂

+⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

∂∂

∂∂ (102)

Ovde su: h - debljina sloja maziva, p - pritisak u sloju maziva, η - dinamička viskoznost maziva na radnoj temperaturi, V - brzina pokretne površine, zx, - koordinate kretanja.

Opšte analitičko rešenje Reynolds-ove jednačine za direktna korišćenja nije ostvarljivo, zato su neophodna dalja uprošćenja koja se svode na dve osnovne teorije:

A) Teoriju ležišta neograničene dužine, za koju jednačina (102) ima oblik:

dxdhV

xph

xη63 =⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

∂∂

∂∂ (103)

a izraz za pritisak:

306

hhhV

dxdp −

= η (104)

( 0h - debljina sloja maziva na kome je 0/ =dpdp ).

B) Teoriju kratkog ležišta (nulte dužine):

dxdhV

zph

zη63 =⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

∂∂

∂∂ (105)

čijim se rešenjem dobija funkcija pritiska:

122

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−=

43 2

23

lzdxdh

hVp η ( l -dužina ležišta) (106)

Mada je Reynolds-ova jednačina jednako primenljiva za ležišta bilo kog tipa, najčešće se koristi za dva najčešće korišćena hidrodinamička ležišta: radijalno hidrodinamičko ležište i aksijalno hidrodinamičko ležište.

6.4.2.1. Radijalna hidrodinamička ležišta sa statičkim opterećenjem

Radijalna hidrodinamička ležišta su najčešće korišćena hidrodinamička ležišta, podmazivana različitim vrstama tečnog fluida. Razlika unutrašnjeg poluprečnika ležišta i poluprečnika rukavca naziva se radijalni zazor (c) i ispunjen je uljem za podmazivanje. Unutrašnji poluprečnik ležišta je nešto veći od prečnika rukavca. Najčešće su konstrukcije u kojima je rukavac obrtan, a ležište miruje.

Delovanjem opterećenja na rukavac dolazi do njegovog pomeranja iz centra ležišta,

uspostavljanja ekscentrične ravnoteže i formiranja konvergentnog zazora, neophodnog za razvoj pritiska u sloju maziva. Položaj rukavca i raspored pritiska kod hidrodinamičkog ležišta prikazan je na sl. 99.

Debljina sloja maziva (h) u proizvoljnom položaju ugaone koordinate, merene od linije centara (θ ) u aproksimativnom obliku je:

( )θεθ cos1cos +=+= cech (107)

Veličina e je ekscentritet ležišta, a odnos ε=ce / relativni ekscentritet. Tipično za ležišta podmazivana tečnim fluidom je 002.0/ ≈rc pa se tako jednačina (107) sa dovoljnom tačnošću može koristiti u mnogim praktičnim problemima.

Minimalna debljina mazivog sloja ( minh ) data je izrazom:

( )ε−= 1min ch (l08)

Bezdimenzionalna veličina S, poznata kao Sommerfeld-ov broj se široko koristi kao karakteristika performansi kliznih ležišta, a posebno modi nošenja:

2

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

rc

npSη

(109)

gde su: dl

Fp⋅

= - opterećenje po jedinici projektovane površine

d - prečnik ležišta

l - dužina ležišta

n - broj obrtaja

123

Jednačina (109) uspostavlja odnos između opterećenja (F), konstrukcionih parametara i karakteristika maziva. Hidrodinamička debljina sloja maziva je takođe funkcija veličine S i opada sa porastom njene vrednosti.

Za nesmetani rad hidrodinamičkog ležišta neophodno je dovođenje određene količine ulja s obzirom da ulje ističe na krajevima ležišta. Ukupan protok maziva ( uQ ) se u opštem slučaju sastoji iz protoka maziva uslovljenog kretanjem rukavca ( rQ ) i protoka uslovljenog pritiskom pod kojim se mazivo dovodi ( pQ ):

pru QQQ += (110)

Komponenta rQ se najčešće određuje kao:

εω ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−=

dl

dlcrQr 223.02 2 (111)

gde je: ω - ugaona brzina rukavca

Izraz za komponentu pQ zavisi od konstrukcionih rešenja kanala za dovođenje maziva. Za slučaj radijalnog kanala:

( )2

1

35.11047.1 ε

η+=

lrpcQ s

p (112)

( 1l - dužina dela ležaja bez kanala, sp - pritisak snabdevanja).

Sprovedena analiza definisanja osnovnih parametara radijalnih hidrodinamičkih ležišta važi za slučajeve statičkog opterećenja. Korišćenjem navedenih izraza i dostupnih dijagrama moguće je relativno jednostavno i sa dovoljnom tačnošću definisati osnovne radne karakteristike. Problemi su znatno složeniji ali ne i nerešivi kod ležišta koja rade u uslovima dinamičkih opterećenja.

Pored tečnih maziva koja su najčešće u upotrebi, ležišta se mogu podmazivati i gasovitim mazivima, vazduhom, kao i polutekućim mazivima.

6.4.1.2. Aksijalna hidrodinamička ležišta

Za razmatranje hidrodinamičkog podmazivanja aksijalnih ležišta najčešće se u literaturi koristi prototip aksijalnog ležišta sa pokretnim klizačem i nepokretnim segmentom (sl. 97), pod nagibom.

Relativnim kretanjem klizača u odnosu na segment postiže se pritisak u ulju čiji je raspored takođe prikazan na sl. 100. podmazivanje i radne karakteristike ležišta zavise od konvergentnog ili klinastog zazora koji se obezbeđuje samim konstrukcionim rešenjem. Zbog toga se i segmenti aksijalnih hidrodinamičkih ležišta izvode u više različitih varijanti.

Debljina mazivog sloja kao funkcija položaja klizača data je izrazom:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ += m

lxhh 10 (113)

124

gde je:

10

1 −=hhm

Uobičajene vrednosti parametra m su od 0.5-2.0 pa za najčešće vrednosti 1=m odnos debljine mazivog sloja na krajevima je: 02hh =

6.4.2. HIDROSTATIČKO PODMAZIVANJE

Hidrostatičko podmazivanje je u principu najprostiji oblik tečnog podmazivanja. Nosivost mazivog sloja se ostvaruje i podržava uvođenjem maziva pod pritiskom iz spoljašnje sredine. Najbitnija svojstva ovakvog podmazivanja su razdvojenost elemenata ležišta mazivim slojem pri svim uslovima rada, uključujući i brzinu 0=V .

Shema na sl. 101. ilustruje suštinu hidrostatičkog podmazivanja aksijalnog ležišta. Pre dovođenja

maziva, čeona površina rukavca lezi na kontaktnoj površini ležišta (sl. 101.a). Mazivo se pod pritiskom sp dovodi u kružni žljeb, bilo pumpom ili razvodnikom i prigušnicom. Rukavac će ležati na

kontaktnoj površini ležišta sve dok je pritisak u dovođenom mazivu manji od vrednosti rAF / ( rA -površina žljeba). Kad pritisak sp postane veći od rAF / , rukavac će se podići i elementi tribomehaničkog sistema će biti razdeljeni mazivim slojem (sl. 101.b). U žljebu vlada pritisak

ppp sr Δ−= ( pΔ -gubici u sistemu podmazivanja). Mazivo ističe radijalno kroz zazor debljine h i na krajevima dostiže pritisak 1p , koji je obično blizu atmosferskog.

Mesna brzina maziva u radijalnom pravcu se može matematički definisati kao:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= 2

22 418 h

zdrdphV

η (114)

gde su: z - koordinata u pravcu upravnom na pravac strujanja

η - dinamička viskoznost

h - debljina mazivog sloja

drdp / - gradijent pritiska u radijalnom pravcu.

Izraz (114) se može koristiti kako u slučaju istiskivanja maziva iz zazora ( )zrhVV ,,= tako i za hidrostatičke ležišta u kojima je ( )zrVV ,= samo funkcija položaja.

Srednja brzina tečenja maziva je 3/2 0VV = gde je 0V maksimalna vrednost dobijena stavljanjem 0=z u izraz (114). Korišćenjem navedenih relacija moguće je postaviti izraz za protok maziva na poluprečniku r, kao:

125

drdprhVrhQ

ηππ6

23

−== (115)

Integraljenjem izraza (115) po r i korišćenjem graničnih uslova 0=p pri Rr = i rpp = pri

0Rr = , dobijamo:

rR

hQp ln63π

η= pri RrR ≤≤0 (116)

i:

( )0

3

/ln6 RRhpQ r

ηπ ⋅⋅

= (117)

Jednačina (116) opisuje raspodelu pritiska na svakom poluprečniku kontaktne površine ležišta, a formula (117) protok maziva neophodan za održavanjem hidrostatičkog mazivog sloja (h) kao i pritisak dovođenog maziva ( rp ).

Opterećenje F uravnotežava se pritiskom napajanja rp na površini ožljebljenja ( 0R ), sl. 101.b. i promenljivim pritiskom p koji deluje na ostalu površinu kontakta, tj.:

∫ ⋅+⋅⋅=R

Rr rdrppRF

0

220 ππ (118)

Postavljanjem p iz izraza (116), moguće je dobiti izraz za moć nošenja, kao:

( )0

20

2

/ln2 RRRRpF r −

=π (119)

Formule (117) i (119) omogućavaju dimenzionisanje ležišta pri unapred zadatim vrednostima opterećenja i protoka maziva.

Potrebna snaga dovođenja i podmazivanja ležišta može se odrediti kao zbir snage pumpanja ( pP ) i izgubljene snage trenja ( tP ), ne računajući gubitke u razvodniku ili prigušnici:

hAVQpPPP t

stp

2η+=+= (120)

gde je: tA - nominalna površina kontakta.

Nosivost hidrostatičkih ležišta zavisi od pritiska maziva i obično ne prelazi vrednosti 2/ 160 cmdaN .

Čvrstoća mazivog sloja je ograničena veličinom pritiska koju ostvaruje pumpa, dimenzijama ležišta i minimalnim vrednostima radijalnog zazora. U svakom slučaju ne bi trebala da prelazi vrednost čvrstoće elemenata kućišta.

Hidrostatička ležišta održavaju radnu sposobnost pri brzini klizanja ravnoj nuli. Pri obimnim brzinama sm / 15 mogu nastati oscilovanja rotora pod dejstvom hidrodinamičkih sila. Za smanjenje hidrodinamičkih sila pri maloj dubini žljeba, zidovi žljeba se opremaju unutrašnjim otvorima. Veličina hidrodinamičkih sila zavisi od radijusa zaobljenja ivica žljeba.

Porast temperature maziva proporcionalna je kvadratu obimne brzine vratila i potrošnji maziva. ,

Tačnost obrtanja vratila hidrostatičkih ležišta može biti veća od tačnosti obrade elemenata ležišta. Mazivi sloj delimično kompenzuje neravnine rukavca. Povećanjem zazora smanjuje se uticaj neravnina.

126

Primena hidrostatičkih ležišta je višestrana. Dobre strane ovakvih .ležišta su: mogućnost rada pri brzinama bliskih nuli, malo i postojano trenje pri malim brzinama klizanja, visoka tačnost, malo habanje, dobro hlađenje, mala potrebna snaga pogona, mogućnost regulisanja.

Hidrostatička ležišta se uspešno primenjuju u servomehanizmima za tačna regulisanja pomeranja, u glavnim vretenima bušilica i brusilica.

Maziva hidrostatičkih ležišta mogu biti tečna ili gasovita. Tečna maziva se sa uspehom koriste pri velikim opterećenjima. Dobar primer su ležišta teleskopa Mount Palomer čija je težina 500 tona, a koeficijent trenja 6104 −⋅ , kao i grandioznog radio-teleskopa Green Bank, čija je težina suporta 2000 tona.

Gasna maziva su prikladna za mala opterećenja (bušilice velikih brzina, žiroskopi).

6.4.3. GRANIČNO PODMAZIVANJE

Bez obzira na konstrukciju ležišta, postoje periodi u eksploataciji u kojima se ne može održati mazivi sloj između elemenata tribomehaničkog sistema. Pri startovanju hidrodinamičkih ležišta, na pr. dolazi do direktnog kontakta spregnutih površina pre nego što se uspostavi nosivi mazivi sloj. Analogna pojava prisutna je i u periodu zaustavljanja. U drugim slučajevima, opterećenje, može biti tako veliko ili brzine tako male, da nije moguće postići hidrodinamički film pod bilo kojim uslovima.

Takvo podmazivanje u kome se ne može obezbediti potpuno odvajanje kontaktnih površina mazivim slojem, naziva se graničnim podmazivanjem. Granično podmazivanje je stanje takvog podmazivanja kada konstrukcija, opterećenje, način podmazivanja i dovođenja maziva ne obezbeđuju formiranje mazivog sloja hidrodinamičkim delovanjem, sloja koji će u potpunosti razdvojiti površine u kontaktu.

Pri ovakvom podmazivanju, adsorpcija maziva ili nekih od aktivnih komponenata maziva i kontaktnih površina, kao i formiranje graničnih slojeva maziva male čvrstoće na smicanje, smanjuje direktan kontakt metala i u mnogome određuje karakteristiku otpornosti na habanje.

Debljina filma pri graničnom podmazivanju je od 10 cm 10 4− do debljine molekula.

Na ovom mestu treba napomenuti da je granično podmazivanje veoma složeno i da je mehanizam nastajanja i ponašanja trenja u uslovima graničnog podmazivanja podrobnije opisan u poglavlju o trenju i kliznim ležištima. Istovremeno treba naglasiti da je habanje u uslovima graničnog podmazivanja veoma intenzivno i da vek trajanja ležišta u mnogome zavisi od dužine rada ležišta u uslovima graničnog podmazivanja.

Na pojavu graničnog podmazivanja mogu uticati i: visoka opterećenja, male brzine, mala viskoznost maziva, pogrešna montaža, nedovoljni zazori, nepravilne i hrapave kontaktne površine. Broj uticajnih faktora je veliki, što pokazuje da je minimiziranje uticaja graničnog podmazivanja veoma složen i osetljiv postupak.

Jedna od najčešće korišćenih metoda u cilju smanjenja trenja i habanja u periodu graničnog podmazivanja je pravilan izbor materijala. Kombinacija materijala ležište-rukavac mora biti isto tako odgovarajuće dobra kao i korišćeno mazivo.

Primena polarnih aditiva, aditiva za smanjenje habanja i aditiva za visoke pritiske, potpomaže formiranje graničnih slojeva koji smanjuju habanje i produžavaju vek trajanja ležišta. O ovim i drugim aditivima bilo je više reci u poglavlju o kotrljajnim ležajima.

6.4.4. IZBOR MAZIVA Klizna ležišta se najčešće podmazuju mineralnim uljima i mastima. Sintetička ulja je korisno

primenjivati u uslovima visokih i niskih temperatura. Voda i procesni fluidi se takođe- mogu koristiti kao maziva u izvesnim i određenim uslovima.

Opšte karakteristike navedenih maziva, date su u tabeli 15.

127

Tabela 15:

Vrsta maziva Oblast radnih uslova Napomena

Mineralna ulja Za opterećenja i brzine u svim uslovima

Upotrebljiva u širokom opsegu viskoznosti . Mogući problemi pojave korozije pri korišćenju određenih aditiva (na pr. aditiva za visoke pritiske

Sintetička ulja Za sve uslove upotrebljive viskoznosti Oblast upotrebljive viskoznosti je ograničena

Masti Za radne brzine ispod

sm / 21− Pogodna za slučajeve neophodnog zaptivanja kao prekidnog kretanja

Procesni fluidi Zavisi od svojstva fluida Neophodno sprečavanje kontaminacije okolnih materija (prehrambenih proizvoda, hemikalija, itd.). Specijalni zahtevi pri konstruisanju i izboru materijala

Najvažnije svojstvo maziva za klizna ležišta je viskoznost. U slučaju male viskoznosti nosivost ležišta je nedovoljna. Velika viskoznost pri radnim temperaturama istovremeno znači i nepotrebno povećanje gubitaka snage, odnosno manji stepen iskorišćenja.

Na sl. 102, prikazan je dijagram zavisnosti minimalno potrebne viskoznosti od brzine i

opterećenja koji se može koristiti pri izboru ulja. Treba primetiti da se navedene vrednosti odnose na fluide koji rade u uslovima srednjih temperatura. Kako viskoznost mineralnih ulja opada sa porastom temperature, na sl. 103. je prikazana zavisnost viskoziteta od temperature tipičnih mineralnih ulja.

Maziva svojstva masti koja se koriste za podmazivanje ležišta u mnogome zavise od viskoznosti osnovnog ulja kao i od vrste i tipa sredstva za zgušnjavanje. Osnovne karakteristike najčešće korišćenih masti date su u tabeli 16.

Tabela 16:

Maziva mast Temperat. oblast Osnovne karakterist.

Litijumova -30 do 135°C Opšte nainene Kalcijumova -5 do 60°C Relativno jeft.

Bentonitna -30 do 200°C Široka temper.oblast Klizna ležišta ne zahtevaju previše korišćenje aditiva kao dodatka uljima, izuzimajući ležišta

koja rade u posebnim i strogo definisanim uslovima. Aditivi i izvesni kontaminatori mogu predstavljati potencijalnu opasnost pojave korozije i mnogih problema vezanih za ovu vrstu habanja.

128

6.4.5. SAMOPODMAZUJUĆA LEŽIŠTA

Samopodmazujuća klizna ležišta koriste se u tri osnovna slučaja:

1) Kada ne mogu biti stvoreni uslovi obrazovanja hidrodinamičkog mazivog sloja.

2) Kada uslovi rada (vakum, jonizirajuća radijacija, ekstremne temperature, korišćenje u prehrambenoj industriji) ne dopuštaju primenu klasičnih maziva i

3) Kada uslovi rada i tehnički zahtevi ne omogućavaju uspostavljanje sistema podmazivanja i prečišćavanja.

U nekim slučajevima samopodmazujuća ležišta primenjuju se i pri postojanju podmazivanja, kada se podmazivanjem smanjuje trenje i obezbeđuje hlađenje, a takođe kada mazivo (voda na pr.) ne obezbeđuje dovoljna maziva svojstva.

Danas se u osnovi koriste dve grupe samopodmazujućih ležišta: ležišta koja rade na suvo (izrađena od PTFE, molibden disulfida, grafita, i drugih nemetala) i ležišta koja sadrže tečna maziva u svojoj poroznoj strukturi.

O osobinama i svojstvima materijala od kojih se izrađuju samopodmazujuća ležišta bilo je više reci u poglavlju o materijalima.

6.5. FAKTORI UTICAJA I HABANJE KLIZNIH LEŽIŠTA

Nastajanje i brzina razvoja triboloških procesa, kao i stepen intenziteta habanja kliznih ležišta zavise od velikog broja kompleksno povezanih faktora. Uticaj materijala, podmazivanja, opterećenja, topografije, strukture površinskih slojeva, atmosferskog okruženja, konstrukcionih parametara, zagađenja maziva i dr. je veoma veliki i suštinski predodređuje eksploatacijska ponašanja i vek trajanja.

U daljem tekstu biće reči o nekim faktorima koji pored materijala i podmazivanja značajno utiču na habanje kliznih ležišta.

Radna sposobnost ležišta sa tečnim podmazivanjem suštinski zavisi od veličine radijalnog zazora. Pri većim zazorima smanjuje se nosivost ležišta ali se zato poboljšava razmena toplote. Ležišta sa malim zazorom rade pri višim temperaturama, zato se njihova povećana nosivost u određenom stepenu smanjuje zbog opadanja viskoznosti maziva.

Sa povećanjem zazora u procesu eksploatacije, menjaju se i uslovi obrazovanja mazivog sloja, pa prema tome i uslovi habanja elemenata ležišta. Na sl. 104. je šematski prikazana izmena intenziteta habanja (I) kliznih ležišta pri promenljivom opterećenju, usled povećanja zbog habanja radijalnog zazora (c), a što dovodi do nastajanja dopunskih dinamičkih opterećenja. Neophodno je primetiti da nastajanje dopunskih dinamičkih opterećenja usled habanja utiče na proces smanjenja radne sposobnosti i drugih sklopova, kinematski vezanih sa datim ležištima.

Veza intenziteta habanja i veličine radijalnog zazora kod hidrodinamičkih ležišta ima nasledni

karakter |81|.

Izbor relativnog radijalnog zazora ( rc /=ψ ) zavisi od zahtevane izlazne tačnosti parametara

129

ležišnog sklopa, tačnosti izrade, mogućih elastičnih i temperaturnih deformacija, itd. Što su veći zahtevi za tačnost to i radijalni zazori moraju biti manji a nosivost veća. Pri određivanju minimalne vrednosti relativnog radijalnog zazora u obzir se moraju uzimati i pojave temperaturnog širenja elemenata ležišta, tj. mora biti zadovoljen uslov tΔ>αψmin , gde je α - koeficijent linearnog širenja vratila, a tΔ moguća razlika temperatura rukavca i posteljice, dobijena rešenjem jednačine toplotnog bilansa.

Teško opterećena ležišta (ležišta turbina, motora sa unutrašnjim sagorevanjem i dr.) u većini slučajeva stradaju zbog pojave skoringa ili zamornog habanja.

Precizna hidrodinamička ležišta (glavna vretena mašina alatki i dr.) rade pri relativno manjim opterećenjima i postupno se habaju u periodima startovanja i zaustavljanja, kada se javlja granično trenje.

Habanje hidrostatičkih ležišta pri graničnom trenju i periodima startovanja i zaustavljanja je praktično isključeno. Ali u slučajevima projektovanja ležišta kada je nedovoljno analizirana osobenost konstrukcije mašine ili agregata, a takođe i eksploatacioni uslovi, granično trenje može nastati i u procesu rada.

Da bi se ustanovila eksperimentalna zavisnost uticaja broja startovanja i zaustavljanja, kao i ocena uticaja zagađenja mazivog materijala na intenzitet habanja, vršena su brojna ubrzana ispitivanja kliznih ležišta |80|. Merenje habanja je vršeno metodom površinske aktivacije, a uslovi i karakteristike režima ispitivanja svih etapa date su u tabeli 17.

Na sl. 105. je predstavljena zavisnost habanja od nivoa zagađenosti mazivog materijala. Oblik

krive habanja jasno pokazuje uticaj startovanja i zaustavljanja, pošto se ležište haba veoma intenzivno. Povećanje koncentracije abrazivnih čestica u ulju vodi ka povećanju brzine habanja, pri čemu se pri svakoj većoj koncentraciji abraziva uočava novi period uhodavanja. Eksperimentalna ispitivanja potvrđuju pretpostavku da intenzitet habanja hidrodinamičkih ležišta suštinski zavisi kako od broja ciklusa startovanja-zaustavljanja, tako i od stepena zagađenja mazivog materijala.

U cilju izbora optimalne kombinacije materijala vratilo-ležište, a naročito ispitivanja uticaja hrapavosti rukavca vratila na ležišta, u uslovima graničnog podmazivanja, vršena su uporedna ispitivanja na realnim ležištima i tribometru |91|. Osnovni podaci ispitivanih legura za ležišta dati su u tabeli 18.

Materijal vratila pri svira ispitivanjima je bio isti čelik, podvrgnut cementaciji i kaljenju do tvrdoće 27 / 10680 mN⋅ , različitog srednjeg kvadratnog odstupanja profila (Rq).

130

Rezultati ispitivanja dati su na sl. 106, u vidu. dijagrama. Analiza dijagrama pokazuje da početna

topografija čeličnog rukavca znatno utiče na intenzitet habanja ležišnih legura. Intenzitet habanja u ovim ispitivanjima je izražen preko specifičnog intenziteta habanja (k), tj. veličine težinskog habanja po jedinici opterećenja i jedinici puta trenja. Intenzitet habanja raste u svim slučajevima sa porastom veličine Rq. Najbolji rezultati su dobijeni sa legurom CuSn6 (kalajna bronza), najgori sa legurom AlSn6. Potvrđeni su i neki raniji zaključci o nepovoljnom uticaju zaostalog fosfora, sadržanog u kalajnoj bronzi.

Analiza sastava pohabanih površina i produkata habanja pokazuje da je kod prvih sedam legura (tab. 18) dimenzija čestica habanja krajnje neznatna (do 0.1μ ), da su nemetalnog karaktera, što svedoči o habanju režućeg tipa kada se mekše legure habaju tvrdim neravninama čelične površine. Opiti sa poslednje dve legure (tab. 18) pokazuju da u produktima habanja ima znatne količine metalnih čestica, dimenzija do 1μ , a na čeličnoj površini rukavca primećuju se tragovi transfera metala, što svedoči da je habanje u ovim slučajevima imalo i athezioni karakter.

Ispitivanja su takođe pokazala da neke od ispitivanih legura (1,2,3,5,8,9) poseduju sposobnost snižavanja početne hrapavosti čeličnog rukavca, tj. poliraju vratilo. Isti efekat se nije zapazio u legurama 4,6,7 iako je legura 4 znatno tvrđa od mekih legura 1 i 2. Pretpostavke su da je u uslovima sprovedenih ispitivanja poliranje mikroneravnina čeličnog rukavca bilo vezano za elektrohemijske procese u zoni kontakta.

Usporavanje razvoja triboloških procesa, smanjenje habanja, povećanje nosivosti i konačno produženje veka trajanja, moguće je postići i racionalnim režimima uhodavanja, kojima se formira optimalna topografija i struktura kontaktnog sloja.

Optimalno uhodavanje omogućuje stabilizaciju temperaturnog režima i karakteristika trenja, smanjuje kritičnu debljinu mazivog sloja i povećava granično opterećenje pri kome nastaje skoring. Pravilnim uhodavanjem moguće je povećati nosivost ležišta i više od 2 puta |92|.

131

7. KARAKTERISTIKE TRIBOLOŠKIH PROCESA LANČANIH PRENOSNIKA

Lančani prenosnici su mehanički prenosnici kod kojih se prenos snage ostvaruje gibkim elementima-lancima. U sastavu jednog lančanog prenosa su i lančanici, kao i uređaji za zatezanje i podmazivanje.

Danas se u mašinskoj tehnici primenjuje veliki broj različitih lanaca. Prema osnovnim karakteristikama koje ispoljavaju u eksploataciji , moguće ih je podeliti u tri osnovne grupe: pogonski, teretni i vučni.

Pogonski lanci su najrasprostranjeniji. Oni u većini slučajeva prenose snagu i ostvaruju kretanje od izvora energije. Primenjuju se kako pri malim tako i pri većim brzinama (do 30-35 m/s). Jedan lanac može prenositi snagu na više vratila istovremeno, pri različitim osnim rastojanjima lančanika. Stepen korisnog dejstva ove grupe lanaca uglavnom zavisi od rada sile trenja u zglobu i pri najboljim uslovima dostiže vrednost 0.97-0.99. U grupu pogonskih lanaca spadaju: valjkasti, čaurasti i zupčasti lanci.

Teretni lanci služe za vešanje, dizanje i premeštanje tereta kod koturača, vitla, dizaličnih uređaja, hidrotehničkih objekata i drugih mehanizama periodične primene. Rade u uslovima malih brzina, 0.25-0.5 |m/s|. Veoma im je retka upotreba kod lančanih prenosnika i lančanih uređaja neprekidnog dejstva.

Vučni lanci služe za transport i premeštanje tereta kod transportnih mašina: konvejera, dizalica, eksalatora, elevatora i drugih lančanih uređaja. Brzina kretanja ove grupe lanaca obično ne prelazi 2 |m/s|.

Analizom primene lančanog prenosa u konstrukcijama, kao i godišnjom proizvodnjom lanaca kod nas i u svetu, može se zaključiti da su u upotrebi najčešće pogonski lanci: valjkasti i čaurasti (skoro 90% ukupne produkcije). U nastavku ove knjige razmatraće se uglavnom tribološki problemi vezani za ove dve vrste lanaca.

Ispitivanja triboloških karakteristika lanaca, a posebno zgloba kao vitalnog sklopa, pokazuju da se lanac povlači iz eksploatacije najčešće usled prekomernog povećanja srednjeg koraka. Dopušteno izduženje koraka lanca %3=Δh pri normalnom veku trajanja od 15000 časova.

7.1. MEHANIZAM SPREZANJA I KARAKTERISTIKE HABANJA LANCA

Ispitivanja su pokazala da se lanac povlači iz eksploatacije najčešće usled prekomernog povećanja srednjeg koraka (3%), Povećanje koraka nastupa uglavnom kao rezultat habanja elemenata zgloba (osovine, čaure i valjka) ali može nastati i kao rezultat slabljenja ili narušavanja čvrstoće sklopa osovine i čaure sa spoljašnjom i unutrašnjom lamelom.

Habanje elemenata zgloba najvećim delom nastaje pri nailaženju i silaženju lanca sa lančanika. Na intenzitet habanja veliki uticaj imaju oscilovanja lanca, a naročito poprečne oscilacije, kao i uzdužni i poprečni udari pri nailaženju članka na zub lančanika.

I pored velikog broja radova posvećenih habanju lanaca, osobine habanja elemenata zgloba pri njegovom prolaženju po konturi su nedovoljno proučene. Obično se pretpostavlja da je put trenja-stalna veličina za osovinicu i čauru i da je određen uglom uzajamnog obrtanja elemenata zgloba. Pri tome se izostavlja da se sila pritiska zuba lančanika menja po veličini i pravcu, a da je put trenja definisan osobinama relativnog pomeranja osovinice i čaure i uslovima kontakta zgloba i zuba lančanika.

Razmotrićemo osobine sprezanja i habanje elemenata zgloba pogonskog lanca pri njegovom kretanju po konturi lančanog prenosa. Periodom nailaska članka u spregu nazivaćemo vreme od početka ulaska u spregu zgloba koji ide napred do trenutka kontakta sa zubom lančanika narednog zgloba, a period izlaska iz sprege-vreme od izlaženja iz sprege zgloba koji ide napred do kraja kontakta narednog zgloba sa zubom lančanika. Period nailaženja i silaženja zgloba određuje se ugaonim korakom lančanika i njegovom ugaonom brzinom i usled razlike koraka je slučajna veličina.

Za ocenu puta trenja elemenata zgloba u kontaktu i promenu sile u kontaktu razmotrimo sl. 107. na kojoj je šematski pokazan presek zglobova u krajnjem trenutku njihovog nailaženja i silaženja sa

132

lančanika. Pri obrtanju, lančanika ugaonom brzinom ω , zaokretanje kontaktne površine je ugao ωτ (τ - vreme zaokretanja). Prihvatajući da je prečnik osovinice ( 1d .) i čaure ( 2d ) približno jednak, tj.

ddd == 21 , put trenja se određuje relativnim uglom zaokretanja elemenata u kontaktu.

Pri nailaženju spoljašnjeg članka na pogonski i gonjeni lančanik, čaura zgloba zajedno sa spoljašnjim člankom zaokreće se u odnosu na osovinicu za neki ugao Sγ (sl. b i f). Veličina ugla zaokretanja je slučajna veličina, funkcija razlike koraka lanca i lančanika, tačnosti oblika profila lančanika, razlike veličina poluprečnika razmeštanja zglobova na zube lančanika i krede se u granicama vrednosti ugaonog koraka ( z/2π ) do nule. Pošto je u slučajevima normalnog sprezanja korak lanca nešto veći od koraka lančanika, ulazeći u sprezanje zglob lezi na aktivnim delovima profila (ne na dnu međuzublja) i održava taj položaj u toku celog perioda sprezanja. Put trenja čaure jednak je dužini luka koji pređu površine u kontaktu pri zaokretanju za navedeni ugao. Između čaure i osovinice javlja se trenje klizanja. Pri ovom zaokretanju javlja se istovremeno i klizanje između valjka i čaure, upresovane u unutrašnji članak.

U konstrukcijama lančanika proširenog međuzublja dolazi do klizanja zgloba ka udubljenju ali

zglob i dalje ostaje na radnom delu profila zuba. Tom prilikom dolazi do kotrljanja valjka kod valjkastih i klizanja čaure kod čaurastih lanaca. Na taj način prisustvo valjka u konstrukciji lanca sprečava habanje zuba lančanika usled klizanja.

Pri ulaženju u spregu spoljašnjeg članka, opterećenje se prenosi preko valjka i čaure na osovinicu. Habanje čaure se vrši u oblasti najvećeg opterećenja, čija se linija delovanja sa savijanjem članka premešta. Oblast habanja je simetrična osi spoljašnjeg članka. Habanje osovinice se vrši po luku koji definiše ugao zaokretanja čaure zgloba. Sila koja deluje na čauru pri nailaženju spoljašnjeg članka menja se od vrednosti sile u vučnom ogranku do veličine sile definisane koeficijentom sprezanja za pogonski lančanik. Kod gonjenog lančanika sila delovanja je konstantna i jednaka sili zatezanja u vučnom ogranku.

Pri nailaženju unutrašnjeg članka na zube pogonskog (sl. c) i gonjenog lančanika (sl. g) dolazi do zaokretanja osovinice zajedno sa unutrašnjim člankom u odnosu na čauru. Put trenja osovinice ravan je luku po kome se premešta površina pritiska. Habanje valjka se dešava po površini kontaktnog pritiska, a čaure po luku puta trenja.

Pri silaženju spoljašnjeg zgloba sa pogonskog (sl. d) i gonjenog lančanika (sl. h), osovinica se

133

zajedno sa unutrašnjim člankom zaokreće u čauri za neki ugao slučajne veličine. Put trenja osovinice jednak je dužini luka koji opisuje površina kontaktnog pritiska osovinice po unutrašnjoj površini čaure. Između osovinice i čaure javlja se klizanje, a pritisak zuba lančanika preko čaure prima samo osovinica. Osovinica se haba samo po površini pritiska, a čaura po luku zaokretanja.

Pri silaženju unutrašnjeg zgloba sa pogonskog (sl. e) i gonjenog lančanika (sl. f), čaura se zajedno sa spoljašnjim zglobom i lančanikom zaokreće u odnosu na osovinicu. Put trenja čaure jednak je dužini luka pređenog pri kontaktu i zaokretanju oko osovinice. Pritisak zuba lančanika prima čaura. Osovinica se haba po putu trenja nastalog usled zaokretanja čaure, a čaura po površini kontaktnog pritiska.

Analiza habanja elemenata zgloba pri radu lančanog prenosnika pokazuje da habanje u svakom momentu zavisi od položaja zgloba u konturi lanca. Na habanje elemenata zgloba utiče veliki broj faktora pri čemu veliki uticaj ispoljavaju put trenja i intenzitet sile u zglobu. Maksimalno habanje osovinice i čaure opaža se na mestima njihovog kontakta i trenja u periodima nailaženja na pogonski i silaženja sa gonjenog lančanika. Ovo se objašnjava intenzitetom i položajem sile u zglobu koja zavisi od ugaonog koraka zuba lančanika, položaja zgloba u sprezi i ugla profila zuba lančanika. Pri nailaženju zgloba na lančanik kao i pri silaženju sa gonjenog lančanika,intenziteti ovih sila su najveći i približavaju se vrednosti sile u vučnom ogranku. Ove sile suštinski utiču na intenzitet habanja.

Analiza većeg broja pohabanih zglobova, uz dopunu prethodnih razmatranja, pokazuje da je zona maksimalnog habanja čaure smeštena duž ose simetrije članka, usmerena ka periferiji članka i u stranu zaokretanja članka. Maksimalno habanje osovinice je usmereno ka unutrašnjem delu članka, u suprotnu stranu od pravca zaokretanja članka. Na pohabanim elementima zgloba jasno se uočavaju i zone manje intenzivnog habanja u kojima preovlađuje trenje kotrljanja.

7.2. UDAR LANCA O LANČANIK

Osobenosti sprezanja lančanog prenosa uslovljavaju kretanje zgloba,i zuba lančanika jedan ka drugom u susret, određenim brzinama. Pri njihovom sprezanju dolazi do udara. Ti udari razarajuće deluju na lanac, elemente lanca, zub lančanika i uzrok su specifičnog šuma kojim je praćen rad lančanog prenosa. Eksploatacijska i laboratorijska iskustva pokazuju da pogonski lanci, pri većim brojevima obrta, relativno često stradaju usled udarno-cikličnih razaranja njihovih elemenata.

Analiza konstrukcionih parametara i eksploatacijskih ponašanja pokazuje da u zglobu pred sudar postoji određeni zazor između valjka i čaure ( 1δ ) na strani udara, kao i zazor između čaure i osovinice ( 2δ ) u zglobu unutrašnjeg članka. Zazori se u procesu udara naizmenično smenjuju.

Pri ulasku u spregu zgloba spoljašnjeg članka, najpre valjak udari o zub lančanika, a zatim se čaura i osovinica sudaraju sa valjkom kao jedna celina. Položaj i mesto kontakta zgloba sa aktivnim delom profila zuba zavisi od odnosa koraka lanca i lančanika. Po završenom udaru, zglob se nakratko pomera (premešta) po profilu zuba lančanika, pri čemu nastaje kotrljanje valjka po zubu i istovremeno klizanje između valjka i čaure. Karakteristike daljeg kretanja elemenata lanca i osobine habanja elemenata zgloba kao posledice opterećenja i relativnog kretanja date su u prethodnom poglavlju.

Na sl. 108. dati su oscilogrami raspodele opterećenja zgloba spoljašnjeg članka pri sprezanju sa zubima pogonskog (vreme sprezanja - PT ) i vođenog (vreme sprezanja - GT ) lančanika, vršeni metodom tenzometrije |110|.

Pri ulasku u spregu zgloba, prvo valjak udari o zub lančanika silom Fu , zatim osovinica i čaura o valjak. Kako osovinica i čaura u zglobu spoljašnjeg članka pri sudaru deluju kao celina, maksimalna vrednost sile udara ( maxFu ) zgloba je za 10-15% veća. od maksimalne sile udara unutrašnjeg članka. Prisustvo valjka ne povećava veličinu maxFu .

134

Posle udara, pri daljem obrtanju lančanika, na zglob deluje opterećenje (pritisak zuba lančanika

na zglob) uslovljeno zatezanjem lanca i oscilovanjem ogranka i lančanika izazvanim sudarom. Srednja vrednost takvog opterećenja menja se od 0 do maksimalne vrednosti max1NF na kraju ulaska u spregu zgloba (linija mn na sl. 108.a). Pri tome se promena opterećenja podvrgava zakonu raspodele opterećenja.

Udar sledećeg zgloba (2-gog)povećava max1NF za veličinu 2NFΔ . To povećanje zavisi od promene sile zatezanja ogranka lanca, izazvane sudarom zgloba 2. Pri daljem obrtanju lančanika, opterećenje zgloba 1 se smanjuje, da bi pri izlasku iz sprege postalo jednako 0. Udari sledećih zglobova koji ulaze u spregu (3,4,...) takođe deluju na opterećenje zgloba 1.

Ulazak u spregu zgloba 1 sa zubom vođenog lančanika takođe je praćeno udarom, ali je pri tome sila udara maxFu 1.5÷2 puta manja nego pri ulasku tog zgloba u sprezanje sa pogonskim lančanikom. U toku vremena 3T, do izlaska zgloba iz sprege, na zglob deluje opterećenje izazvano zatezanjem vučnog ogranka. Pri tome treba imati u vidu da se zglob spreže sa drugom stranom zuba (drugim profilom), u odnosu na sprezanje sa pogonskim lančanikom.

Osim sile max1'NF na zglob deluje još i opterećenje NkF 'Δ , izazvano dinamičkim silama u vučnom ogranku, kao posledica nailaženja na lančanik k-tog zgloba.

Iz sprovedene analize moguće je zaključiti da u zavisnosti od parametara prenosnika i veličine sile u lancu, maksimalne vrednosti opterećenja u zglobu postižu se ili neposredno pri sudaru sa pogonskim lančanikom ili pri silaženju sa gonjenog lančanika.

Očigledno da je jedan od prioritetnih zadataka minimizirati do granice mogućeg silu udara u zglobu. Na silu udara veći uticaj pokazuje brzina udara koja je proporcionalna ugaonoj brzini i koraku lanca. Brzina udara je manja ukoliko je veći broj zuba lančanika i manji ugao kosog udara.

Kod prenosnika sa velikim brojem obrtaja, smanjenje sile udara i produženje veka trajanja se postiže ostvarivanjem normalnog sprezanja, pri čemu je korak lančanika na podeonom krugu manji od koraka.lanca.

Ispitivanja su pokazala da se najpre razara valjak i čaura onih zglobova koji ulaze u spregu sa udubljenim delovima aktivnog profila zuba.

Specijalna ispitivanja |98| su pokazala da u udaru učestvuje masa pojedinih elemenata članka. Smanjivanjem međuosnog rastojanja povećava se masa koja učestvuje u udaru, ali povećanje međuosnog rastojanja ne izaziva proporcionalno smanjenje sile udara. Takođe je ustanovljeno da sa povećanjem sile zatezanja lanca sila udara raste i da po dostizanju određene veličine dalje ostaje konstantna.

Neophodno je imati u vidu da na radnu sposobnost elemenata zgloba lanca silno utiče frekvencija udara, što je veći broj udara u sekundi to je i zglob više podvrgnut razaranju.

135

7.3. KARAKTERISTIČNI OBLICI HABANJA I POVREDA POGONSKIH. LANACA

Valjkasti lanci (sl. 109) sastoje se iz niza uzastopno povezanih zglobova vezanih spoljašnjim, unutrašnjim i spojnim člancima.

U otvor unutrašnje lamele (1) upresovana je čaura (2) na koju je u cilju smanjenja habanja

lančanika slobodno navučen valjak (3). U otvor spoljašnje lamele (4) upresovana je osovinica (5).

Postoji četiri tipa spojnih članaka, u zavisnosti od koraka, kao i od toga da li je broj članaka u lancu paran ili neparan.

Valjkasti lanci se mogu praviti kao jednoredni i višeredni lanci, na bazi elemenata jednorednog lanca (sl. 110). Vezivanje višerednih lanaca se ostvaruje pomoću produžene osovinice. Višeredni lanci primenjuju se u širokom dijapazonu snage i brzine. Oni rade pri istim brojevima obrta kao i jednoredni lanci istog tipa. Zahvaljujući tome, sa njima je moguće smanjiti gabaritne dimenzije lančanih prenosnika, izborom manjeg koraka lanca.

Analiza velikog broja pohabanih lanaca u eksploataciji i laboratorijskim uslovima pokazuje da se na elementima tribomehaničkih sistema lančanog prenosa mogu javiti različiti oblici habanja i povreda. Uticaj velikog broja međusobno povezanih faktora, pri čemu izmena samo jednog faktora može povući sa sobom i izmenu uticaja drugog ili čak nekoliko drugih faktora, uslovljava da se na kontaktnim površinama elemenata lanca najčešće javljaju više oblika habanja istovremeno.

Treba napomenuti da je jedan od oblika habanja uvek najizrazitiji i da on u mnogome predodređuje razvoj habanja i konačno vek trajanja lanca.

U tabeli 19. dat je pregled tribomehaničkih sistema lančanih prenosa i oblici habanja koji se na njima najžešće javljaju |116|.

Najčešće identifikovani oblik habanja osovinice i čaure je abrazivno habanje. Tipično je za otvorene prenosnike, mada se javlja i kod zatvorenih prenosnika koji rade u atmosferi punoj prašine (poljoprivredne, rudarske, građevinske mašine), Karakteriše se zarezivanjem, a delimično i rezanjem aktivnih površina, tvrdim česticama-abrazivima (sl. 111. i 112). Zatvorena konfiguracija sistema osovinica-čaura otežava odvođenje produkata habanja i čestica dospelih iz zagađene okoline, što uslovljava veoma intenzivno habanje. Produkti habanja će ostati pretežno metalni, ili će. što je češće usled otežanog podmazivanja oksidisati nakon oslobođenja. Pošto je tvrdoća oksida ( 43OFe ) veća od tvrdoće pohabane osovinice, oksidi na kontaktnoj površini ostavljaju zareze i žljebove.

Interesantno je primetiti da prisustvo čestica u zglobu i u ma kom obliku smanjuje trenje. Veće i čvršće čestice se ponašaju kao kotrljajni elementi, a prisustvo oksidnih čestica obezbeđuje malu otpornost na smicanje i smanjuje athezivna međusobna delovanja.

136

Tabela 19:

Atheziono habanje će biti smanjeno, ali je proces abrazivnog, čisto mehaničkog habanja veoma

jako izražen.

Prisustvo mekih, nemetalnih čestica u zglobu često ima i pozitivan efekat. U toku dugotrajnog kontakta, čestice se melju, postaju veoma sitne i imaju ulogu neke vrste maziva, sprečavajući direktan kontakt metala po metalu.

Geometrija zgloba, relativna kretanja elemenata sa manjim oscilatornim pomeranjima u sistemu osovinica-čaura i prisustvo vibracija, uslovljavaju česte pojave freting habanja kontaktnih površina osovinica i čaura.

Prisustvo oksidacione spoljnje sredine koja hemijskim reakcijama izaziva oksidisanje kontaktnih površina i njihovo dalje razaranje, uslovljava pojavu freting-korozije. Freting procesi su praćeni athezionim delovanjima, oksidacijom, korozijom i zamornim razaranjem kontaktnih površina.

Kontaktna površina obuhvaćena freting-korozijom obično je pokrivena prevlakom crvenog oksida ( 32OFe ), koja najpre izbija iz zgloba i koju je lako uočiti i na spoljnim lamelama članka. Kontaktna površina osovinice i čaure je obuhvaćena površinskim mikropukotinama i jamicama,

137

ispunjenim produktima habanja.

Zatvorena kontura zgloba, teško prodiranje maziva i granično podmazivanje kontaktnih površina, uz prisustvo veoma visokih opterećenja su izvrsni preduslovi za čestu pojavu athezionih habanja na kontaktnim površinama osovinice i čaure. Nasuprot očekivanju, skoring i drugi vidovi athezionog habanja su manje izraženi no što bi se očekivalo. Teže odvođenje produkata habanja i prisustvo oksidacionih čestica u zglobu smanjuju athezivna međusobna delova i uslovljavaju pojavu manje izraženog scoringa, scuffing-a, galling-a i drugih athezionih habanja.

7.4. FAKTORI HABANJA LANCA

Mehanizam sprezanja lančanog prenosa, kao i konfiguracija tribomehaničkih sistema, uslovljavaju da na habanje lanaca utiče veliki broj faktora. Njihov uticaj je veoma složen, pa je to jedan od glavnih razloga što je i dan danas u tehničkoj literaturi nedovoljno informacija iz ove oblasti.

Faktori uticaja se mogu podeliti na: faktore lanca, faktore lančanika, faktore uzajamnog delovanja i faktore eksploatacionih uslova.

O uticaju nekih značajnih faktora (opterećenje i podmazivanje) biće reci docnije. U daljem tekstu biće reci o faktorima čiji je uticaj na habanje lanaca dosta izražen. Iz velikog broja faktora i izvučeni su oni čiji je uticaj unekoliko veći i čije delovanje uslovljava intenzivnije habanje lanaca.

Pogonski lanci se najčešće izrađuju od čelika za cementaciju ili čelika za poboljšanje, prema izboru proizvođača. Da bi im se povećala otpornost na habanje, elementi lanaca se termički obrađuju. Ispitivanja su pokazala da pri abrazivno zagađenom podmazivanju, pri pritiscima u zglobu lanca

2/ 5245 cmdaN− , termoobrada smanjuje habanje na više od 2 puta |102|. Pri većim pritiscima,

2/ 565155 cmdaN− , termičkom obradom se pri istim uslovima može smanjiti habanje i do 10 puta.

Pri abrazivnom zagađenju nepodmazivanih lanaca, termička obrada (cementacija, HRC 58-62) povećava otpornost na habanje približno 4 puta.

Povećanje otpornosti na habanje elemenata lanaca se najčešće postiže povećanjem tvrdoće kontaktnih površina, a što se postiže sledećim oblicima termičke i hemijsko-termičke obrade: kaljenjem, cementacijom, azotiranjem, hromovanjem i dr. Hromovanjem se može dobiti tvrdoća i do HRC 70-72. Dalje povećanje tvrdoće je neopravdano pošto materijal postaje krt, a i obrada kontaktnih površina otežana.

Ispitivanja vršena u VNIIPTMAŠ-u pokazuju da pri prisustvu abraziva u zglobovima podmazivanih lanaca, kaljenje čaura i osovinica od čelika za poboljšavanje povećava njihovu otpornost na habanje ne više od 80%. Cementacijom se povećava otpornost 3-3.5 puta, a nitrocementacijom 4-10 puta pri opterećenju zgloba 2/ 560150 cmdaN− .

Značajno je napomenuti da najmanje habanje elemenata lanaca nalazimo u slučajevima kada kontaktne površine imaju podjednaku i najveću tvrdoću. Takođe i da struktura materijala značajno utiče na habanje kao i ostale fizičko-mehaničke karakteristike materijala.

Ispitivanja su pokazala da na habanje lanaca imaju uticaj i greške pri izradi lanca i montaži. Pri tome treba težiti ka optimumu između povećanja troškova izrade i montaže sa jedne strane i dužeg vremena eksploatacije, sa druge strane.

Bacanje lanca i greška koraka utiču na ravnomernost kretanja, pa tako i na oscilovanje prenosnika. Dopunska dinamička opterećenja koja se tom prilikom javljaju utiču na povećanje habanja lanaca. Sa povećanjem ekscentriteta, progresivno raste i habanje.

Ukoliko lančanici ne leže tačno u istoj ravni, to po pravilu ne izaziva znatna povećanja dinamičkih opterećenja. Povećanje habanja se u prvom redu javlja usled nastalih pogoršanih uslova kontakta u zglobu. Istovremeno, povećava se intenzitet habanja zuba lančanika.

Ispitivanja su pokazala da habanje naglo raste sa povećanjem greške koraka |102|. Na sl. 113 su pokazani rezultati ovakvih ispitivanja. Sa povećanjem greške koraka ( hh %=Δ ) raste intenzitet

138

habanja ( SI - odnos procentualnog izduženja koraka prema putu trenja s, zgloba). Navedeni rezultati pokazuju da je uticaj greške u koraku do 0.3% zanemarljiv i da je opravdano korišćenje normalnog sprezanja, odnosno sprezanja u kome je korak lanca veći od koraka lančanika. Dobre osobine ovakvog načina sprezanja omogućile su da standardi i tehnički uslovi mnogih zemalja zahtevaju od novih lanaca pozitivno odstupanje srednjeg koraka od nominalnog, na veličinu koja ne prelazi 0.3%. Za lančanike se preporučuje samo negativno odstupanje u koraku.

Greške u osnom rastojanju (do 6% u odnosu na nominalno osno rastojanje) ne utiču suštinski na

povećanje izduženja lanca, ukoliko se lanac pravilno podmazuje.

Besprekorna montaža zgloba lanca je jedan od uslova dugotrajno pouzdanog rada lanaca. U slučaju nekvalitetne montaže moguće je: 1) nesimetrično upresovanje čaure u unutrašnju lamelu i pomeranje čaure ka jednoj od lamela; 2) ekscentrični položaj čaure prema osovinici, što otežava dovođenje maziva i stvaranje uljnog filma; 3) neparalelnost spoljašnjih i unutrašnjih lamela, zbog necilindričnosti osovinice.

Kao rezultat nekvalitetne montaže javlja se nedovoljna čvrstoća sklopova između osovinice, čaure i lamela. Nedovoljna čvrstoća sklopova brzo dovodi do njihovog razaranja i deformacija otvora koji gube svoju pravu formu. Kao rezultat ovakvog stanja, osovinica i čaura dobijaju mogućnost obrtanja u otvorima lamela, što neizbežno dovodi do povećanja habanja elemenata. Ispitivanja su pokazala da je habanje ovakvih lanaca 2-3.5 puta veće od normalnog habanja. Vek trajanja nekvalitetno montiranih lanaca je znatno krađi, ukoliko u lancu ne nastupe i prevremeni lomovi pojedinih elemenata.

Ispitivanja lančanih prenosnika su pokazala da intenzivno habanje i razaranje elemenata lanaca može nastupiti i pri pogrešnoj montaži oslonaca vratila. Neparalelnost vratila koja se tom prilikom najčešće javlja izaziva iskošenje lanca, usled čega dolazi do dopunskog habanja lamela, posebno unutrašnjih i opterećenja lamela i osovinica silama savijanja. Usled iskošenja dolazi do koncentracije specifičnog pritiska i intenzivnog habanja čaura i osovinica. Habanje lamela dovodi do slabljenja njihovog preseka, što uslovljava prevremeno razaranje lanca.

Intenzivno habanje lanaca moguće je znatno usporiti i promenom tehnologije izrade njegovih elemenata |101|. Pri klasičnom štancovanju lamela na krivajnim presama, kontaktna površina otvora lamele se javlja na 15-30% njene debljine. Probojac gura ispred sebe metal što onemogućava dovoljno kvalitetno formiranje kontaktnih površina. Istovremeno na probojcu se obrazuju naslage metala koje se prekidaju tek u slučaju pojave visokih naprezanja. Na cilindričnoj površini otvora lamela obrazuju se mikropukotine, naročito u poslednjoj zoni kretanja probojca.

U slučaju izrade lamela štancovanjem sa preciznim isecanjem otvora, dobijena cilindrična površina je glatka i obuhvata 80-90% debljine lamele. Korišćenjem ovakvih tehnologija izrade, nosivost lanaca se povećava za 48%, a sila istiskivanja osovinice i čaure za 200% u poređenju sa klasičnim štancovanjem.

Čaure valjkastih lanaca pri klasičnoj izradi savijanjem iz čelične trake, nose na sebi i grešku oblika koja nije manja od 50-90 mμ . Savremena tehnologija po kojoj se čaure posle savijanja podvrgavaju kalibrisanju na istoj automatskoj liniji smanjuje grešku na 20-50 mμ .

139

Primenom nove tehnologije isecanja otvora lamela i kalibrisanjem čaura posle savijanja smanjuje

se habanje i produžava vek lanaca. Na sl. 114. je prikazan dijagram zavisnosti izduženja lanca izrađenog klasičnom tehnologijom (kriva 1) i novom tehnologijom (kriva 2) od vremena rada. Sa dijagrama se može videti da se korišćenjem nove tehnologije period uhodavanja skraćuje skoro dva puta (tačka A). Habanje lanca 2 je manje, a vek trajanja lanca duži za skoro 25%. Istovremeno je i održavanje jednostavnije, pošto je broj zatezanja lanca u eksploataciji manji.

Pri projektovanju lančanog prenosa, često se ne predviđaju uređaji za zatezanje lanca. Nepostojanje uređaja za zatezanje omogućava nepravilno sprezanje lanca i lančanika, prouzrokovano povećanjem koraka lanca. Lanac se razmešta iznad podeonog prečnika lančanika, a sa izduženjem lanca nastaje i preskakanje članka lanca, tj. on ulazi u naredno međuzublje lančanika. U trenutku kad se lanac razmesti na glavu lančanika, dolazi do njegovog intenzivnog istezanja koje najčešće dovodi do kidanja. Ovakav način razmeštanja lanca uzrokuje povrede valjka, a preko njega i povrede unutrašnjeg članka. Neblagovremena zamena unutrašnjeg članka izaziva povrede i razaranje čaura, lamela i osovinica susednih članaka, a kao rezultat nastalih povreda nastaje i prevremeno kidanje lanca, pre nego što istezanje dostigne dopuštenu granicu od 3%.

7.5. UTICAJ OPTEREĆENJA NA HABANJE LANACA

Analiza mehanizma prenošenja opterećenja i uzajamnih delovanja elemenata tribo-mehaničkih sistema zgloba lanca, pokazuje da se u zglobu javljaju povratno-obrtna kretanja, uz prisustvo veoma visokih pritisaka i relativno malih brzina klizanja. Zatvorena konstrukcija zgloba čak i pri obilnom podmazivanju uslovljava polusuvo trenje, tj. trenje sa nepotpunim podmazivanjem i neposrednim kontaktom spregnutih površina. Pri tome, opterećenje koje se prenosi predstavlja jedan od osnovnih faktora koji utiče na habanje zgloba, pritisak u zglobu koji se javlja, utiče na veličinu stvarne površine kontakta, mehanizam habanja i konačno, intenzitet habanja.

Složenost problema izučavanja zakonitosti habanja, veliki broj faktora koji utiču na habanje elemenata zgloba, kao i dugotrajnost eksperimentalnih ispitivanja, mogu donekle objasniti razliku u mišljenjima pojedinih istraživača o uticaju specifičnog pritiska na habanje lanaca.

U opštem obliku, zavisnost intenziteta habanja pogonskih lanaca od specifičnog pritiska i brzine klizanja u zglobu, može se predstaviti kao |109 | :

nm vpkI ⋅⋅= (121)

gde su:

I - intenzitet habanja

k - koeficijent proporcionalnosti

p - srednji pritisak u zglobu

v - srednja brzina klizanja u zglobu

nm i - eksponenti proporcionalnosti

Autori rada |126| predlažu sledeću zavisnost:

constSpm =⋅ (122)

gde su:

140

p - specifični pritisak u zglobu

S - put trenja

Desni deo navedene jednačine je konstantna veličina proporcionalna habanju. Eksponent m zavisi od karakteristike trenja i uslova podmazivanja. Za lance koji rade u uslovima dobrog podmazivanja 2=m , a za uslove oskudnog podmazivanja 21−=m (srednje 1.5).

Zavisnost između habanja lanca (izduženja srednjeg koraka) i specifičnog pritiska se po Stolbin-u može predstaviti kao:

xpaI ⋅= I = a.px (123)

gde su:

I - habanje lanca

a - koeficijent proporcionalnosti

p - specifični pritisak u zglobu

Konstanta x je približno 1.3-1.5, a postojanje linearne zavisnosti između pritiska i habanja prisutno je samo pri abrazivnom habanju.

Za uspostavljanje zakonitosti uticaja specifičnog pritiska na abanje valjkastih i čaurastih lanaca, karakteristična su ispitivanja Filimonov-a |111| , vršena na većem broju lanaca različitih proizvođača. Na sl. 115. su prikazani rezultati ispitivanja uticaja specifičnog pritiska na habanje lanaca pri odsustvovanju abrazivnog zagađenja. Prave 1 i 2 predstavljaju ovu zavisnost za lance dva različita proizvođača u uslovima podmazivanja kapanjem. Prave 3 i 4 se odnose na uslove periodičnog podmazivanja. Kako se sa dijagrama može uočiti, pri periodičnom i podmazivanju kapanjem, a u uslovima odsustva abrazivnog zagađenja, habanje valjkastih i čaurastih lanaca u dijapazonu normalnih opterećenja i brzina je upravo proporcionalno specifičnom pritisku u zglobu.

Za uspostavljanje zavisnosti između specifičnog pritiska i habanja lanaca pri periodičnom

podmazivanju i abrazivnom zagađenju, vršena je serija ispitivanja pet različitih proizvođača lanaca. Rezultati ispitivanja prikazani su na sl. 116. U slučaju abrazivnog zagađenja, zavisnost habanja od specifičnog pritiska može se izraziti jednačinama pravih linija koje ne prolaze kroz koordinatni početak. Uočena zakonitost uočava se i pri veoma malim opterećenjima lanca.

141

Dugogodišnja ispitivanja pogonskih lanaca Industrije FKK |116|, vršena u uslovima periodičnih

podmazivanja i bez prisustva zagađenja potvrđuju uspostavljene zavisnosti Filimonova (sl. 117).

Sprovedena analiza uticaja opterećenja na habanje valjkastih i čaurastih pogonskih lanaca,

pokazuje da pri dovoljnom i oskudnom podmazivanju, u slučajevima prisustva i odsustvovanja abrazivnog zagađenja, postoji linijska ili bliska linijskoj zavisnost između ukazanih veličina. U većini slučajeva izduženje srednjeg koraka lanca je upravo proporcionalno specifičnom pritisku u zglobu. Navedena zavisnost je veoma vredna karakteristika jer omogućava iznalaženje važnih parametara pogonskih lanaca.

7.6. PODMAZIVANJE LANACA

Pravilno, pravovremeno i podmazivanje odgovarajućim mazivima lančanih prenosnika u eksploataciji je jedan od bitnih uslova za dugi vek lanaca. Normalni uslovi rada određeni su prisustvom maziva u zglobu lanca i na zubu lančanika.

Pravilnim podmazivanjem povećava se otpornost na habanje i ublažava udar članka o zube lančanika. Dobro podmazivanje povećava stepen korisnog dejstva, smanjuje zagrevanje lanaca, šum lančanog prenosa i povećava vek trajanja.

Statistička istraživanja pokazuju da skoro 60% svih oštećenja lanaca je uglavnom izazvano nepodesnim sistemom podmazivanja i podmazivanjem neodgovarajućim mazivom.

Za uspešno podmazivanje neobično je važno da mazivo prodre kroz zazore spoljašnje i unutrašnje lamele u prostor između osovinice i čaure, kao i kroz zazore unutrašnje lamele i valjka u prostor između čaure i valjka (sl. 118). Zatvorena konstrukcija zgloba otežava prodiranje maziva u oblast kontaktnih površina, tako da čak i pri obilnom dovođenju maziva elementi tribomehaničkih

142

sistema rade u uslovima graničnog podmazivanja.

U zavisnosti od uslova rada i dimenzija lanaca, danas se primenjuju sledeći načini podmazivanja:

I - periodično podmazivanje ručnom mazalicom ili četkom

II - neprekidno podmazivanje kapanjem

III - kartersko i centrifugalno podmazivanje

IV - podmazivanje pod pritiskom

Pri izboru načina podmazivanja moguće je koristiti dijagram na sl. 119. u kome se preporučuju načini podmazivanja u zavisnosti od koraka lanca i brzine.

Veoma važno i interesantno pitanje je i određivanje položaja i mesta dovođenja maziva u zatvorenu konturu lanca pri neprekidnom podmazivanju kapanjem i podmazivanju pod pritiskom. Podmazivanje se može vršiti na vučnom ogranku, slobodnom ogranku, u blizini pogonskog ili gonjenog lančanika. Na sl. 120. su prikazani rezultati ovakvih ispitivanja |107|, pri čemu je u zglob dovođeno mineralno ulje kinematske viskoznosti cSt6040 =ν , parafinske osnove bez aditiva, količine

min/200mlq = . Najbolji rezultati i najmanje habanje dobija se podmazivanjem zglobova na mestu neposrednog napuštanja sprezanja i silaska sa pogonskog lančanika (tačka C). Mala oscilovanja u kontaktu osovinica-čaura, kao i prisustvo centrifugalnih sila u sprezi sa lančanikom omogućavaju unošenje maziva u zglobove kroz zazore ovog sklopa.

143

7.6.1. PODMAZIVANJE LANACA TEČNIM MAZIVIMA ■

Lanci se najčešće podmazuju tečnim mazivima, zato što je njihova sposobnost prodiranja u zglob lanca najveća. Najbolja su mineralna ulja čija viskoznost zavisi od pritiska u zglobu, brzine lanca i temperature .okoline. U tabeli 20. date su kinematske viskoznosti preporučenih ulja za uslove: osno rastojanje hA 50≤ , 2≤i i temperaturu okoline oko Co20 |100|.

Tabela 20:

RUČNO I PODMAZIVANJE KAPANJEM

NEPREKIDNO I KARTERSKO PODMAZ.

Pritisak u zqlobu

Brzina lanca

Kinematska viskoz.: 50ν

Pritisak u zglobu

Brzina lanca

Kinematska viskoz.: 50ν

2/ mmN sm / m/s ( )smmcSt /2 2/ mmN sm / m/s ( )smmcSt /2

do 1 17-23 do 5 17-23 1-5 28-33 5-10 28-33 do 10

preko 5 35-45 do 10

preko 10 28-33 do 1 28-33 do 5 28-33 1-5 35-45 5-10 35-45 10-20

preko 5 47-5510-20

preko 10 35-45 do 1 35-45 do 5 35-45 1-5 47-55 5-10 47-55 20-30

preko 5 65-75 20-30

preko 10 47-55 do 1 47-55 do 5 47-55 1-5 65-75 5-10 65-75 preko 30

preko 5 90-118 preko 30

preko 10 90-118

Kako temperatura okoline utiče i na fizičko-mehaničke karakteristike maziva, pri izboru ulja korisno je koristiti i preporuke date u tabeli 21.

Tabela 21:

Tepm. okoline Kinemat. viskoznost

40ν

Co ( )smmcSt /2 Do -7 28.8 – 35.2

-7 do –4 41.4 – 50.6 -4 do 35 90 – 110 35 do 50 135 – 165 50 do 60 198 - 242

Habanje lanaca i konačno vek trajanja lanaca zavise od količine ulja koja se dovodi u zglobove u jedinici vremena. Na dijagramima sl. 121. su prikazani rezultati ovakvih ispitivanja |107|. Sa opadanjem količine dovođenog ulja, pogoršavaju se uslovi podmazivanja, sve je neposredniji kontakt metala po metalu i veća količina odvojenih čestica.

Potrebna zapremina ulja za podmazivanje lanaca se aproksimativno može predstaviti kao funkcija koraka:

( ) cm 2.01.0min/ hlq ⋅−= (124)

gde se faktor 0.1 može koristiti u slučajevima podmazivanja ubrizgavanjem ulja pomoću cevi, a 0.2 za podmazivanje mlaznicom.

144

Viskoznost ulja pokazuje veliki uticaj na habanje lanaca. Na si. 122. je prikazan uticaj ulja

različite viskoznosti na procentualno izduženje koraka lanca. Korišćenjem ulja veće viskoznosti (ulje II) smanjuje se habanje za skoro 45%.

Uticaj viskoznosti ulja na habanje lanaca potvrđuje i dijagram sl. 123. Nagib krive habanja opada pri promeni i korišćenju maziva veće viskoznosti. Pri dovoljnom podmazivanju veća viskoznost potpomaže formiranju uljnog filma između osovinice i čaure, minimizira direktni kontakt metala po metalu i smanjuje količinu odvojenih čestica, pozitivan efekat viskoznosti uočen je i pri podmazivanju kapanjem (sl. 124).

Generalno gledano, za podmazivanje lanaca preporučuju se ulja viskoznosti cSt 20015050 −=ν ,

pošto je ova viskoznost dovoljna da obezbedi prodiranje maziva u zglob lanca kroz uske zazore sklopa.

Za određivanje približnog broja kapi u minuti, pri podmazivanju kapanjem, potrebnih za dovoljno podmazivanje lanaca, preporučuje se izraz |107|:

( ) smvcmhnk / 50.025.0 ⋅⋅−= (125)

gde su:

kn - broj kapi u minuti

h - korak lanca

v - brzina lanca

Faktor (0.25-0.5) zavisi od radnih uslova.

Savremena tehnologija podmazivanja postavlja sve oštrije zahteve mazivima koji se više ne mogu ispoštovati samo prirodnim svojstvima ulja. Zato se danas sve više koriste mešane kombinacije osnovnih mineralnih ulja i aditiva, da bi se podigao opšti nivo njihovih mazivih osobina.

Za povećanje otpornosti na habanje u uslovima graničnog podmazivanja, anti-habajne komponente i komponente koje se dodaju za uslove visokih pritisaka imaju poseban značaj. Reaktivne

145

supstance ovih aditiva stvaraju tanke slojeve otporne na atheziju koji smanjuju habanje i otežavaju pojavu scoringa i gallinga na kontaktnim površinama

U radu |107| prikazani su rezultati uticaja tri grupe aditiva na habanje pogonskih lanaca:

- anglamol 99 (Al)

- cinkdialkilditiofosfat (A2)

- gotovi aditivi (AP5 i AP6)

Anglamol spada u grupu aditiva koji se često koriste kao dodaci uljima za zupčanike i koji je organsko jedinjenje fosfora i sumpora. Aditivi AP5 i AP6 spadaju u grupu efikasnih supstanci koje na kontaktnim površinama zgloba stvaraju okside gvožđa, prekrivaju vrhove kontaktnih površina i povećavaju stvarnu površinu kontakta. Osnovni aktivni elementi ovih aditiva su: cink, fosfor, sumpor, molibden i olovo.

Na intenzitet habanja (izduženje lanca) veliki uticaj ima i koncentracija aditiva. Sl. 125. pokazuje uticaj aditiva i koncentracije aditiva. Sa porastom koncentracije habanje opada. Interesantno je da intenzitet habanja ostaje isti čak i po zameni ulja i daljem podmazivanju čisto mineralnim uljima. Ulje sa aditivom formira mazivi sloj na kontaktnim površinama koji se zadržava i posle zamene ulja. Tek po razaranju ovakvog sloja uočava se nagla promena u intenzitetu habanja. Sličnu pojavu zapažamo i pri podmazivanju aditivima AP5 i AP6.

7.6.2. PODMAZIVANJE LANACA TVRDIM MAZIVIMA

Podmazivanje lanaca tvrdim mazivima se koristi u uslovima kada je u radnoj sredini primetno prisustvo abrazivnih čestica i otežano podmazivanje tečnim mazivima.

Ovakva vrsta podmazivanja se koristi i u slučajevima maksimalnih opterećenja ili visokih brzina. Tvrda maziva u nizu slučajeva poseduju bolje osobine i od mazivih ulja. U grupu tvrdih maziva spadaju grafiti i različiti sulfidi (na pr. molibden disulfid), selenidi i teluridi. Kao tvrda maziva koriste se i plastmase: fluorisani niskomolekulari etilena i propilena, PTP, hlorirana jedinjenja, a takođe i metali (na pr. olovo).

Lanci se podmazuju i kombinacijom tvrdih maziva u mineralnom ulju. Na sl. 126. su prikazani rezultati uticaja tri grupe maziva (čisto mineralno ulje. čisto mineralno ulje sa 10% grafita, čisto mineralno ulje sa 10% 2MoS ) na intenzitet habanja lanca. U strukturi grafita leže čestice dimenzija reda 5 mμ , koje zapušavaju zazore zgloba i onemogućavaju dalje prodiranje maziva u oblast kontaktnih površina. Habanje je pri ovakvom podmazivanju najintenzivnije. Sa druge strane, molibdendisulfid sadrži čestice znatno manjih dimenzija (oko 1 mμ ), Čije prodiranje u oblast tribomehaničkih sistema zgloba je znatno lakše, pa zato i kriva habanja ima manji nagib, odnosno

146

habanje je manje.

Po završenoj izradi, a pre isporuke, lanci se konzerviraju posebnim sredstvima-konzervanima.

Uloga konzervana je veoma važna jer sprečavaju koroziju lanaca, a istovremeno služe i kao sredstva za podmazivanje u periodu uhodavanja. Ovo je posebno značajno kod otvorenih prenosnika gde konzervani služe za podmazivanje lanaca u toku cele eksploatacije.

Podmazivanje lanaca konzervanom od strane proizvođača se vrši u specijalnim postrojenjima, vakumski, gde se sredstvo za konzerviranje uvlači kroz zazore u kontaktne površine lanaca.

Danas se u svetu koristi više sredstava za konzerviranje lanaca, koja moraju da ispunjavaju niz složenih zahteva. Veoma dobre osobine pokazao je i domaći konzervan (GL), u čijoj osnovi kao nosač leži vazelin i sintetski voskovi, sa dodatkom aditiva i inhibitora protiv korozije.

7.6.3. UTICAJ PODMAZIVANJA LANACA NA UDAB ZGLOBA 0 ZUB LANČANIKA

Pri radu lančanog prenosa, kretanje lanaca je definisano kretanjem zgloba članka. Svaki članak vuče lanac pri obrtanju lančanika za jedan ugaoni korak, a zatim ustupa svoje mesto sledećem članku. Pri ravnomernom obrtanju pogonskog lančanika, obrtanje gonjenog lančanika je neravnomerno, a neravnomerna je i brzina lanca.

Posledica ovakvog načina kretanja je i svojstvo lanaca da pri prenosu opterećenja rade sa vibracijama, pri neravnomernom obrtanju gonjenog lančanika.

Vibracije lančanog prenosa moguće je podeliti u tri grupe:

1. Niskofrekventne vibracije lančanika, gde lanac igra ulogu opruge male krutosti.

2. Vibracije čija frekvenca odgovara najnižim frekvencijama sopstvenih oscilacija lanca.

3. Visokofrekventne vibracije nastale pri sudaru valjka sa zubom pogonskog lančanika, koje se prenose preko gonjenog lančanika.

Osim navedenih javljaju se i poprečne oscilacije kao posledica sila poprečnog udara.

Najviše su izražene svakako vibracije izazvane sudarom valjka sa lančanikom, koje dostižu frekvencu i preko 600 Hz i koje su osnovni uzrok veoma karakterističnog šuma koji se javlja pri radu.

Rezultati ispitivanja |108| pokazuju da se vibracije lanaca mogu prigušiti (amortizovati) primenom odgovarajućeg podmazivanja. Koristeći kao kriterijum intenziteta udara valjka zgloba o lančanik pri ulasku u sprezanje, amplitudu prvog pika na krivoj ugaonog ubrzanja posle sudara

2/ srad , sl. 127. pokazuje uticaj količine maziva min/ml na veličinu maksimalnog ugaonog

ubrzanja pri različitim brojevima obrtanja pogonskog lančanika. Sa dijagrama se uočava da pri

147

brojevima obrtanja do 1min 700 − ima smisla povećavati količinu maziva samo do min/ 200 ml , jer

je dalje povećavanje maziva bezkorisno.

Smanjenje ugaonog ubrzanja praćeno je i smanjenjem šuma. Tako na pr. prelazak sa

podmazivanja kapanjem na podmazivanje mazivom od oko min/ 3000 ml , dovodi do smanjenja šuma za 3 db, mereno na rastojanju 200 mm od pogonskog lančanika.

Vibracije lanaca se mogu delimično regulisati i primenom odgovarajućih načina podmazivanja. Na sl. 128. su prikazani uporedni rezultati opita podmazivanja različitim načinima, gde je na osi apscise broj obrta lančanika 1min − , a na ordinati maksimalna ugaona ubrzanja pri sudaru sa valjkom

2/ srad .

Krive 4 (a,b) su dobijene pri strujnom podmazivanju cilindričnim uljem velike viskoznosti ( cSt60040 =ν ). Ugaono ubrzanje pri svim brojevima obrta je znatno manje nego pri podmazivanju

uljima male viskoznosti, a pri brojevima obrta ispod 1min 500 − je zanemarljivo malo, tj. lanac radi

praktično bez udara. Nasuprot tome, rastu gubici u prenosu, a stepen korisnog dejstva se smanjuje za 1%. Očigledno je i to da podmazivanje lanca u vučnom ogranku, neposredno pre ulaska u spregu (kriva 4,b), poboljšava prigušna svojstva ulja koja se ne odražavaju na nivo šuma prenosnika, pošto je on ostao neizmenjen.