Uticaj kontaminirajućih čestica na smanjenje radnog veka kotrljajnih ležaja pregled istraživanja

Uticaj kontaminirajudih čestica na smanjenje radnog veka kotrljajnih ležaja; pregled istraživanja

Ristid Marko1 91/09

Sažetak: Kontaminacija kontakata mašinskih elemenata od strane čvrstih čestica je ozbiljan problem u svim industrijskim sektorima. Čestice čija se veličina krede od nekoliko nanometara do nekoliko mikrometara su odgovorne za povedanje habanja i katastrofalne otkaze ležajeva, zupčanika, bregastih mehanizama, semeringa, i mašina. Habanja koja mogu da prouzrokuju takve kontaminacije su abrazija, površinski urezi, ljuspanje, zamor materijala, pa čak i struganje u zavisnosti od operacionih uslova i mehaničkih karakteristika čestica. Ulja i maziva često sadrže takve kontaminante, koji su ili generisani unutar mašine ili su uneti iz spoljnjeg okruženja. Kontaminirajude čestice mogu biti unesene u kontakt između kotrljajnih elemenata i oštetiti dodirne površine elemenata unutar ležaja. Veliki broj takvih pojedinačnih oštedenja može naneti veliku štetu kotrljajnim elementima i ležaju.

Ključne reči: čestice, krhotine, kontaminacija, habanje, podmazivanje, kotrljajni ležajevi

1 UVOD Poslednjih decenija, čestična kontaminacija se smatra jednim od glavnih inženjerskih problema koja utiče na pouzdanost mehanizama i mašina od nano do makro razmera *1-3]. Ni jedan industrijski sector nije imun na ovaj problem, a pogotovu oni sektori industrije koji zahtevaju čisto okruženje za neometan rad. Primeri gde se zahteva veoma čisto okruženje su svi elementi koji se podmazuju i koji se nalaze međusobno u relativnom kretanju (ležajevi, zupčanici, klipovi u motoru, semerinzi, itd), minijaturni uređaji kao što su mikroelektromehanički sistemi, ventili, mehanizmi, mašine u prehambrenoj industriji, mašine u farmaceutskoj industriji, elektronska industrija, aeronautička industrija, kao i mnoge druge inženjerske primene. Ulje u sistemu za podmazivanje uvek sadrži neki nivo čestične kontaminacije. Ulje može biti kontaminirano još u početku. Čestice takođe u toku rada mogu udi u sistem kroz oduške. Osim toga, čestice mogu biti generisane unutar mašinskog sistema habanjem ili korozionim procesom. Tokom perioda uhodavanja kotrljajnih i kliznih komponenata, čestična generacija moše biti vrlo visoka čak i u veoma čistom sistemu *4+. Zbog toga je važna efikasna filtracija tokom ovog perioda. Eksperimentalni rezultati pokazuju da jedan sat filtracije sa filterom od 3 µm tokom uhodavanja kotrljajnih ležajeva može smanjiti i habanje i količinu samogenerisanih čestica do 10 puta *5]. Ali takva filtracija je skupa i verovatno nebi bila najbolje ekonomsko rešenje *6+. Ležajevi sa kotrljajnim elementima su pogotovo osetljivi na oštedenja prouzrokovana krhotinama koje se nalaze u ulju. Ovo je zbog toga što se kotrljaju po glatkim

1 [email protected]

mailto:[email protected]


Ponašanje materijala u eksploataciji Ristid Marko 91/09 2

površinama i potreban im je tanki razdvajajudi uljni film kako bi pravilno funkcionisali. Krhotine su obično vede od debljine uljnog filma; pa kada budu uhvadene u kontakt ošteduju dodirne površine. Ovo dovodi do inicijacije pukotina koje kasnije dovode do zamora materijala ili do intezivnog abrazivnog habanja. Eksperimentalni rezultati Nilsson-a [7+ pokazuju da abrazivno habanje prouzrokovano tvrdim česticama može znatno izmeniti površinski profil prstena i kotrljajnih elemenata u ležaju. Čvrsti kontaminanti mogu poticati iz različitih izvora. Čestice mogu nastati u toku proizvodnih i montažnih procesa, mogu biti generisane habanjem, unete iz spoljne sredine, unete tokom održavanja i popravke. Nesredna je činjenica da se u svim kontaktima među mašinskim elementima neprekidno nalaze na hiljade miliona kontaminirajudih čestica, koje smanjuju radni vek dotičnih komponenata, mehanizama i mašina. Problem kontaminacije čvrstim česticama je počeo da privlači pažnju poslednjih decenija, naročito posle 1980-tih, što je dovelo do poboljšanja u čistodi i homogenosti čelika od kojih se izrađuju kotrljajni ležajevi, povedanja njihove nosivosti, smanjenja širine tolerancijskih polja kao i celokupnu minijaturizaciju uređaja. Prva činjenica se odnosi na to da je prerani otkaz ležajeva usled površinskih nesavršenosti i mikropukotina na površinama delova ležajeva i nehomogenosti materijala ležajeva stvar prošlosti, što dovodi u centar pažnje proučavanje drugih mehanizama otkaza kao što su oni koji su povezani sa česticama nečistode. Druga činjenica (opteredenja i širina tolerancije) znači da se uljni filmovi u koncentrisanim kontaktima kao što su između kuglice ležaja i kotrljajne staze generalno smanjeni, što čini kontakte ranjivijim na oštedenja usled delovanja čvrstih čestica. Treda činjenica (minijaturizacija) znači da male čestice sada imaju vedi uticaj zato što je njihov odnos veličine prema kontaktima uvedan. Moderna inženjerska praksa i istraživanje su dokazali štetan uticaj čvrstih čestica veličine od 0,1 do 100 µm u tipičnim hidrodinamičkim ili gasnim uljnim filmovima veličine od nekoliko nanometara do nekoliko mikrometara. Svaki put kada se čestica sabije u uzani procep između kontakata, ona napravi lokalne brazde na kontaktnim površinama, koje su u najboljem slučaju elastične (povratne) a u najgorem slučaju plastične (trajne). Svako oštedenje koje se napravi na površinama zavisi od veličine, tvrdode, i krtosti čestice, tvrdode površine, koeficijenta trenja između kontaktnog para čestica/površina, brzine, i tipa kontakta: kotrljanje, klizanje, obrtanje ili neka kombinacija od ovih. Do sada su identifikovani i različiti oblici oštedenja: izdubljenje, abrazija, lokalno termičko oštedenje, ljuspanje, raspadanje i trošenje. Površinsko izdubljenje je najčešda pojava koja se javlja usled dejstva čvrstih čestica *9-12] i proučavana je eksperimentalno *11, 12+ i teorijski uz pomod naponskih analiza *9, 10] i preko analize konačnih elemenata *13-15+. Površinska abrazija nastala od kontaminirajudih čestica je takođe veoma česta i privukla je dosta pažnje u literaturi *8, 16-25+. Otkriveno je i da neka termalna oštedenja od frikcionog zagrevanja, kao i izčezavanje uljnog filma u koncentrisanim kontaktima su takođe povezani sa prisustvom kontaminirajudih čestica. Specifično, spekulisano je a i eksperimentalno demonstrirano da akumulacija čestica na ulazu u kontakt koji se podmazuje može da smanji snabdevanje kontakta uljnim mazivom, izčezavanje elastohidrodinamičkog filma pa čak i raspadanje i trošenje kontaktnih površina *1, 3, 26-31+. Tipičan primer ove pojave je gomilanje i blokiranje ulaza elastohidrodinamičkog filma od strane čađi u dizel motorima *29-31] i motora koji koriste recirkulaciju izduvnih gasova. Osim toga kompresija i plastično smicanje čestica u elastohidrodinamičkom kontaktu se smatra odgovornim za frikciono zagrevanje i nastajanje termalnih brazdi [1, 3, 29, 30-37+, naročito kod kliznih kontakata. Frikciono zagrevanje je intezivnije kada veoma tvrde čestice prenose velike kontaktne pritiske *32-34+, čak i kada su čestice relativno male. Ipak, pokazano je teorijski da su metalne, elastične, meke čestice takođe opasne zbog velike efektivne zone trenja tokom njihove plastične deformacije *3, 29, 35-37]. Pored direktnog brazdanja i termalnog efekta od strane kontaminanata, takođe je i hemijska degradacija tečnih lubrikanata od strane čestica veoma važna. Ovo dovodi do promene u efektivnoj viskoznosti i takođe do promena u frikcionim performansama *38-40], ubrzanu oksidaciju ulja, koroziju, reakciju i neutralizaciju aditiva u lubrikantima kao što su ZDDP (Zn*(S2P(OEt)2]2) i drugi [31, 41-44]. Efekti kontaminacije na mehanizme mašina u smislu smanjenja radnog veka komponenata su intenzivno proučavane eksperimentalno *45-57+, i matematički *58-61+. Literatura koja se bavi čestičnom kontaminacijom je veoma velika, i najvedi deo istraživanja je obavljem nakon 1970-tih. Svaki pokušaj prezentovanja dobre revizije tog rada u razumnoj količini prostora je veoma zahtevan zadatak. Ipak, uprkos važnosti problema, ovakvih literalnih revizija ima veoma malo *1-3, 62-65].



2 POREKLO ČESTIČNE KONTAMINACIJE Čvrsti kontaminanti mogi poticati iz različitih internih ili eksternih izvora. Oni su obično sporedni proizvodi različitih procesa uključujudi habanje čvrstih tela u različitim oblicima i pod različitim uslovima. Mogu se navesti slededa četiri izvora kontaminanata (neke kategorije se preklapaju).

2.1 Unutrašnji izvori, izuzimajudi čestice nastale habanjem Veliki broj čestičnih fragmenata svih veličina i oblika obično ostaju u novo proizvedenom i novo sklopljenom sistemu mehaničkih komponenata, kao što je na primer motor sa unutrašnjim sagorevanjem. Primeri uključuju sporedne proizvode proizvodnih procesa kao što su metalni opiljci i keramika poput silicijum karbida od struganja ili izlivanja u peščanim kalupima, ljuspice farbe, rđa, i tako dalje *66]. Ove čestice su naročito opasne zato što su one obično poprilično velike (do nekoliko milimetara u veličini). Filtriranje ovakvih kontaminanata iz sistema je od velikog značaja, zbog čega na primer proizvođači automobila preporučuju prvu zamenu ulja u motoru ved nakon 1000 km. Nažalost ni nova ulja za podmazivanje nisu najbolji lek pošto i ona u sebi sadrže različite nečistode, uključujudi prljavštinu, prašinu, vlakna, metalne opiljke, metalne okside, itd *41+. Ovo potiče od tipičnog procesa proizvodnje ulja koje uključuje mešanje sirovih materijala od različitih dobavljača koji se dopremaju u rezervoarima, istakanje u kontejnere, skladištenje, isporučivanje, itd. Najvedi proizvođač kotrljajnih ležajeva SKF, je izjavio 1991. *67+ da tipični rezervoar od 200 litara novog ulja u sebi sadrži više od 1,1 milijarde čestica vedih od 5 µm; što je koncentracija od 5,5 miliona čestica po litru ulja (pod predpostavkom jednake preraspodele čestica u ulju). Šta više, po skorašnjem radu Dwyer Joyce-a [65], industrijska ulja sadrže 0,1-1,0 g/l čestica.

Slika 1: Čestice u nekorišdenom motornom ulju (Kjer [68])

Problem kontaminacije novog ulja je primeden barem od 1980-tih. Na primer, 1981. Kjer [68] je izneo rezultate ferografske analize novog motornog ulja gde se primeduje veliki broj metalnih i nemetalnih čestica. To je uključivalo sferne čestice do 30 µm u veličini (slika 1(a)), metalne opiljke do 50 µm (slika 1(b)), i nemetalne čestice nepravilnog oblika do 100 µm (slika 1(c)). Jones [69+ je 1983. pronašao gvozdene opiljke uz pomod ferografije u normalnim čistim lubrikantima za dizel motore i izneo da je njihovo poreklo verovatno od katalizatora koji se koriste u procesu rafinacije, mada su slične čestice ponovo dedektovane u ponovno prečišdenom ulju. Leng i Davies *70] 1988. su identifikovali više varijanata opiljaka uz pomod ferografske i spektrometrijske analize korišdenog ulja iz dizel motora proizvedenog i pakovanog u Južnoj Africi. Opiljci koji su pronađeni su bili od minerala kalcijuma veličine 30 µm (slika 2(a)), minerala silicijuma do 25 µm (slika 2(b)), čestice dobijene habanjem (slika 2 (c)), čestice na bazi gvožđa 3-20 µm (slika 2 (d)), čestice od čistig hroma (slika (e)), veliki organski otpaci (slika 2 (f)), i ostalo. Stachowiak je takođe u elaboratu *71+ 1991. opisao veliki broj raznovrsnih kontaminanata nađenih u nekorišdenim uljima.



Slika 2: Čestice u nekorišdenom mazivnom ulju za

Dizel motore (Leng i Davies [70])

2.2 Unutrašnje generisane, čestice koje potiču od habanja Unutrašnje generisane čestice koje potiču od habanja su nastale kao deo raznoraznih procesa habanja [72-75+. To uključuje abraziju ( tvrde, grube i oštre čestice skidaju materijal sa mekše površine uz pomod mehanizma koji uključuje brazdanje, sečenje, cepanje, istiskivanje, udubljivanje i ostalo), odvajanje delida materijala sa površine uz pomod adhezije, erozija, površinski zamor kao kod ležajeva, piting kod zupčanika i forme katastrofalnog raspadanja usled zaribavanja. Primeri ovih čestica i njihovih izvora uključuju čelične čestice nastale od pužnog zupčanika, aluminijum, bronza i bakar nastalih od puža i kudišta reduktora; silikati (prašina i pesak) nastali od livačkih kalupa itd.

2.3 Spoljni izvori Velike čestice (do milimetra u veličini) često ulaze u mehanički sistem zbog neefikasnog zaptivanja između mehaničkog sistema i spoljnjeg okruženja, na taj način u sistem ulaze vazduh, prašina, pesak, balast sa železničkih šina, metalni opiljci, stakleni opiljci i drugo.

2.4 Čestice unete tokom popravke i održavanja sistema Raznovrsne velike čestice ulaze u sistem tokom procesa popravke i održavanja kao što je na primer zamena ulja, promena filtera, semeringa, itd.



3 TIPOVI KRHOTINA, MORFOLOGIJA I KLASIFIKACIJA Veliki deo literature je posveden identifikaciji krhotina i čestica dobijenih habanjem radi svrhe pradenja stanja i analize habanja. Za čestice iz spoljnjeg izvora, ovo pomaže radi predviđanja rizika od oštedenja kao i donošenja mera radi prevencija otkaza. Za čestice dobijene habanjem, automatska klasifikacija u smislu oblika, veličine, i površinske teksture može biti važna za pradenje stanja mašinskih elemenata, zakazivanja remonta, dijagnozu problema. Klasifikacija čestica je uglavnom zasnovana na ferografiji [76] i kompjuterski podržanoj vizualizaciji i indedifikaciji *77+ sa numeričkom karakterizacijom morfologije čestica *71, 78]. Morfologija čestica može biti specifikovana u funkciji oblika čestica, veličine, površinske topografije, boje i debljine [73+. Ovo obično zahteva skenirajudu elektronsku mikroskopiju (SEM) radi detaljne vizuelne inspekcije. Korisni morfološki vodiči *79, 80+ mogu razvrstati sledede tipove čestica (pogledati takođe tabelu 1): sferne, nepravilne glatke ovalne, zdepaste i pločaste, vijugaste, spiralne, rascepke, rolne, niti i vlakna. Jednostavna klasifikacija u smislu oblika i detalja ivica je prezentovana od strane Roylance-a u elaboratu [77] (slika 3).

Slika 3: Karakteristike oblika čestica i karakteristike

ivica čestica (Roylance *77])



Tabela 1 Oblici i moguda porekla čestica (Trevor *79], Knowandy [80])

Oblik čestice Tipičan naziv Neka moguda porekla

Loptaste Zamor, trošenje metala

Nepravilne glatke ovalne Atmosferska prašina

Zdepaste Metalni opiljci; delidi ležaja, krhotine kamena

Pločaste Metalni delidi; farba; bakar u mazivu

Vijugave Metalni opiljci dobijeni tokom rezanja na visokim temperaturama u proizvodnji

Rolne Verovatno slično kao i pločaste samo u rolovanoj formi

Niti i vlakna Polimeri, pamuk, vunena vlakna; povremeno metal

SEM je nezavisni alat za ocenjivanje čestica i on je naporan, skup, nedosledan i zahteva ekspertsko znanje. Ipak, SEM se obično kombinuje sa metodama numeričke karakterizacije, koje su bazirane na protokolima za automatizaciju i kompjuterizaciju klasifikacije. Pogodni numerički opisi čestica koji se odnose na veličinu (prividnu površinu, dužinu, perimetar, i ekvivalentan prečnik) i spoljni oblik (odnos strana, faktor oblika, konveksnost, izduženje, uvijenost, hrapavost, itd.) *77-83]. Razvijeno je nekoliko tehnika za analizu slika kao što je opis granica čestica sa fraktalnom topografijom *69, 78] radi kvantifikacije važnih karakteristika čestica, i radi predviđanja njihovog potencijalnog uticaja kao što je na primer abrazivnost. Ipak, preliminarna, empirijska ocena na osnovu porekla čestica može dati dovoljno podataka za procenu njihove veličine i oblika.

Tabela 2 Tipovi čestica prema tvrdodi (dobijeno iz referenci [2], [67] iz tabele 6.1 iz [112])

Tip čestice Tvrdoda *HV+ Tip Izvor

Veoma meke

Do 40 Plastika, papir, drvo, tekstil, biljna vlakna, čisti metali poput zlata, srebra, bakra, olova, kalaja, aluminijuma, nikla

Eksterni za nemetalne materijale; eksterni i interni za metalne materijale

Meke, metalne

55-280 Meki čelik, mesing, bronza, aluminijum, bakar

Kudišta, ležišne posteljice

Tvrde, metalne

700 Čelik (ležajevi i zupčanici); liveno gvožđe

Otvrdnute površine

Tvrde, krte Obično do 1300 za keramiku mada može biti i više

Keramika (silicijum-karbid i silicijum-nitrid) i korund

Proizvodnja (pasta za lepovanje, tocila za brušenje, itd)

Karakterizacija čestica i pradenje stanja radi razumevanja generisanja čestica *84, 86] je dostiglo zadovoljavajudi nivo. Razvijeni su automatizovani sistemi za prepoznavanje obrazaca korišdenjem ekspertskih baza podataka. Ipak, to ne može biti potpuno tačno zbog sličnosti nekih čestica koje su



nastale u različitim procesima. Na primer, čestice sličnog izgleda mogu nastati pod uticajem različitih adhezivnih procesa habanja [87+. Mada ipak, čestice se mogu povezati sa specifičnim procesima habanja, ili zaptivnim neefikasnostima i pomodi u dijagnozi operacionih problema i prevenciji katastrofalnih oštedenja *73+. Nekoliko primera uključuju (a) strugotina ili trakasti metalni otpadak koji može nastati u procesu mašinske obrade povezan sa abrazivnim habanjem, koji može biti rezultat delovanja tvrdih grubih oštrica i/ili tvrdih i oštrih otpadaka koji abrazivno deluju na mekšu površinu: (b) veliki, blokasti i nepravilni delidi, koji nastaju usled trošenja materijala *73+ (tabele 1 i 2): i (c) sferni metalni delidi, koji su karakteristika procesa mašinske obrade kao što su brušenje, mada takođe mogu nastati usled nekoliko drugih različitih procesa kao što de biti objašnjeno. Sferni delidi objašnjavaju nemogudnost automatskog sistema za prepoznavanje obrazaca da potpuno zameni stručnog inženjera u toj oblasti. Specifično, nekoliko mehanizama je povezano sa nastajanjem sfernih čestica nastalih habanjem *88-92+ uključujudi trošenje kotrljajnih kontakata *84, 93-95], abrazija [91-96], habanje usled klizanja [97-99], kontaktna korozija [89, 100-102+, glačanje *103, 104], kavitaciona erozija [105], erozija usled električnog pražnjenja *98], i hemijske reakcije ( na primer, glikol (sredstvo za hlađenje) u reakciji sa aditivima u motornom ulju kao što su kalcijum-sulfat i ZDDP formira tvrde ‘uljane lopte’ u dizel motorima *106, 107+). Vedina od ovih procesa imaju zajedničke elemente, kao što su klizanje sa plastičnim deformacijama, frikciono zagrevanje pradeno naglim hlađenjem, velika brzina, oksidacija, i drugi. Izgleda da sferične čestice obično nastaju od primarnih čestica nastalih habanjem, koje su postale sferične usled termohemijskih akcija i/ili hemijskih reakcija. Uključujudi da su sferične čestice nosioci upozorenja procesa trošenja i nadolazedih otkaza, njihova karakterizacija u procesu pradenja je veoma važna. Ipak, kao što je predhodno objašnjeno, otkrivanje njihovog porekla zahteva više informacija osim izgleda, boje ili teksture. Dodatne informacije koje su potrebne je vrsta materijala. Različite metode *73, 75, 108+ se koriste za utvrđivanje materijala čestica uključujudi ferografiju [70, 76, 109-111], spektroskopiju sa disperzijom energije, analizu emisije infra-crvenim i X zracima, itd. Morfologija čestica i indentifikacija materijala bi trebali, naravno da budu pradeni evaluacijom tvrdode čestica, što je glavna komponenta potencijala čestica da nanesu štetu. Generalno sposobnost čestica da nanesu štetu je analogna njihovoj tvrdodi. Odnosno, čestice mekše od 40 HV se smatraju bezopasnim u mnogim aplikacijama [63+ (mada ne i uvek po iskustvu nekih istraživača, što de kasnije biti objašnjeno). Korisna, generalna klasifikacija u pogledu tvrdode čestica je prikazana u Tabeli 2, koja je napravljena od referenci [2] i [67] i Tabeli 6.1 reference [112].

4 ŠKODLJIVI UTICAJI ČVRSTIH KONTAMINANATA NA KONCENTRISANE KONTAKTE Velika količina istraživačkog rada je opisala rizike kontaminacije čvrstim česticama u radu mašinskih elemenata. Ovo je dovelo do usavršavanja standarda o čistodi ulja, koji se zasnivaju na količini čestica i gravimetrijskim analizama kao i usavršavanje protokola za formalizovanje ispitnih procedura, kako bi se izbegli otkazi hidrauličkih sistema pogotovo u avio industriji *113, 114+. Najvedi obim istraživanja su izvršili inženjeri u industriji kotrljajnih ležaja, jer su kotrljajni ležajevi jedni od najoštedenijih elemenata zbog kontaminacije ulja. Istraživanje uticaja efekata čestica krhotina proteže se nekoliko decenija. Još 1927. godine, McKee [115+ je izmerio povedanje trenja u hidrodinamičkim ležajevima koje prouzrokuje kontaminacija ulja. Kako se trenje povedava tako se povedava i radna temperatura i habanje ležajeva, što su dokazali 1951. Roach [116], 1952. Rylander [117], 1965. Broeder i Heijnekamp [118]. Hirano i Yamamoto [119+ su 1959. Izvršili nekoliko testova sa kuglama i kontaminiranim uljem u kome su bile različite vrste mekih i tvrdih čestica. Pronašli su da čestive povedavaju habanje i da meke čestice (kao što je metalni prah) povedavaju trošenje tako što se nagomilavaju na ulazu u procep između kliznih ili kotrljajnih površina i blokiraju cirkulaciju i zamenu ulja. U istraživanju obavljenom 1977, Fitzsimmons i Clevenger *120] su objavili da je habanje koničnih kotrljajnih ležajeva u kontaminiranom ulju proporcionalno količini kantaminanata. U nepogodnoj situaciji, čestice krhotina mogu da blokiraju ulaznu zonu kontakta i smanje doturanje ulja kod kontakta kod koga se ostvaruje elastohidrodinamičko podmazivanje [121]. Kako se nedostatak ulja kroz kontakt povedava tako se i pritisak povedava sve do maksimuma na izlaznoj zoni iz kontakta gde



je uljni film najtanji (slika 4), površina prenošenja opteredenja je manja što takođe utiče i na mogudnost prenošenja opteredenja [122].

Slika 4 Kontaktni pritisak i debljina uljnog filma [123]

Problem habanja kotrljajnih ležajeva od strane delida krhotina je stavljen u inženjersko razmatranje u automobilskoj industriji od strane General Motors-a 1971. sa slededom izjavom *2, 62, 124+: ‘Prisustvo nečistoda u kotrljajnim ležajevima je odgovorno za više od 90% otkaza kod kotrljajnih ležajeva; tamo gde se ležajevi održavaju čistim tokom montaže i podmazuju čistim uljem, gde su zaštideni preporučenim zaptivnim elementima, nebi trebalo očekivati ovakve probleme’. Avionska industrija je u još rizičnijoj situaciji. Wedeven *125] je u studiji 1979. godine izneo da je čestična kontaminacija glavni uzrok otkaza komponenata kod propulzionih sistema. U studiji objavljenoj 1979. godine od strane Cunningham-a i Morgan-a [126+, iznešeno je da je uzročnik približno 20% svih otkaza ležajeva kod avionskih motora, transmisije i pomodnih uređaja kontaminacija od čestičnih krhotina. SKF je 1991. godine izneo da je 14% svih otkaza kod ležajeva prouzrokovano kontaminacijom *67]. Jasna izjava o efektu kontaminacije ulja na smanjenje radnog veka ležaja je izneta na 64. strani SKF-ovog generalnog kataloga: ‘Nekoliko kugličnih ležajeva 6305 sa i bez zaptivača je testirano u visoko kontaminiranoj sredini (zupčasi prenosnik u kudištu sa pozamašnom količinom krhotina). Kod zaptivenih ležajeva se nije javio otkaz, a testiranja su prekinuta iz praktičnih razloga nakon što su zaptiveni ležajevi radili i do 30 puta duže nego li što je bio eksperimentalni radni vek nezaptivenih ležajeva. Radni vek nezaptivenih ležajeva bio je 0,1 od izračunatog L10…’ Konačno 2001. godine objavljeni rad od strane Ai-a [56+ uz pomod Timken Kompanije (USA), jednog od najvedih proizvođača kotrljajnih ležajeva, u kome je izneto da je kontaminacija bila uzročnik otkaza u procenjenih 75% svih ležajeva koji su otkazali pre nego što su dostigli svoj garantovani radni vek.



Slika 5 Šematski prikaz Stribekove krive i njena povezanost sa režimima podmazivanja,

vibracijama, i mehanizmina habanja; gornja slika: opisi vibracija i šeme, u kojima isprekidana linija pokazuje rotacione vibracije ( npr. neravnoteža, savijeno vratilo, odstupanje od saosnosti), puna linija pokazuje tranzitne vibracije (udari i rezonantni talasi); sredina: šematski prikaz mehanizma habanja; dole: Stribekova kriva sa koeficijentom trenja , brzina , viskoznost , opteredenje

Inzvarendni rezultati u vezi smanjenja radnog veka ležajeva i hidrauličnih sistema od strane kontaminiranih mazivnih ulja su prezentovani u mnogim publikacijama – videti na primer slučajeve date na stranama 76-77 reference [41+. Na primer eksperimenti koji je izvršio Okamoto u elaboratu [127] 1972. godine pokazuju 80-90% smanjenja radnog veka kotrljajnih ležajeva kada se keramičke, silikonske i gvozdene čestice konstantno dovode u sistem za podmazivanje ležajeva (brzinom od 12 mg/h). Pozamašan rad je posveden istraživanju efekata kontaminirajudih čestica na habanje motora sa unutrašnjim sagorevanjem, naročito uticajima koji imaju pesak i prašina usisani zajedno sa vazduhom na klipne prstenove, košuljice cilindra, rukavce ležišta, i bregasta vratila *128, 129]. Rezultati pokazuju da kontaminirajude čestice različitih veličina i oblika, unete kroz filtere za vazduh ili ulje, kao i one generisane unutar motora usled habanja i sagorevanja su veoma odgovorne za habanje motora. Takve studije su postavile još od 1960. godine u centar pažnje problem pravilne filtracije, kao glavni način smanjenja kontaminacije od čvrstih čestica *130]. I zaista, benefiti pravilne filtracije ulja i vazduha su neosporivi (mada postoje određeni problemi sa ultra-finom filtracijom zbog povečanja gubitka energije prilikom pumpanja ulja i odstranjivanja nekih aditiva iz sintetičkih ulja). U eksperimentalnom istraživanju objavljenom 1974. godine od strane Dalal-a u elaboratu [131] u saradnji sa SKF-om, pokazano je da se



radni vek kotrljajnih ležajeva povedao nekoliko puta prilikom prelaska sa 10 µm filtracije na ultračisti sistem. Povedanje radnog veka korišdenjem ultra fine filtracije takođe su pokazali 1979. Loewenthal i Moyer [46]; nekoliko godina kasnije (1982), Loewenthal je u elaboratu [48] koristio dvostepenu filtraciju na grupe jednorednih kugličnih ležajeva i došao do slededih zaključka u vezi sa njihovim otkazom: ‘ Ultra fina filtracija dovela je do dvostrukog povedanja radnog veka kotrljajnih ležajeva u odnosu kada je korišdeno ulje filtrirano filtrima od 3 µm, i otprilike povedanje radnog veka tri puta nego li kada su korišdeni filteri od 49 µm’. Jasno je da prema istraživanjima filtracija igra glavnu ulogu u smanjenju habanja mašinskih delova od strane kontaminirajudih čestica i krhotina, i izbegavanju preranih otkaza. Šta više filteri se mogu koristiti u dijagnostičke svrhe i pradenju stanja mašine u realnom vremenu uz pomod analize krhotina, i pradenje razlika pritiska [132+. Pad pritiska u filtru znači njegovo zapušenje od strane čvrstih kontaminanata; ovo je obično 0,2 bara kod novog ulja i novog filtra, a može dostidi vrednosti od 2,5 bara pre nego što dođe do neophodnosti promene filtra u hidrauličkom sistemu. Odgovajajuda finoda filtra za određenu namenu je od velike važnosti. Česta greška u ovoj oblasti je pogrešno razumevanje ocene efikasnosti filtera i njegove posledice na filtraciju. Prema ISO 4572

standardu, filtar se može rangirati prema slededem odnosu:

, gde su

i

brojevi čestica po jedinici zapremine (100 ml) fluida vedeg od µm u veličini koji ulaze i izlaze iz filtera, respektivno. Očigledno, ovaj odnos se odnosi na specifičnu veličinu čestica u mikrometrima, što je naglašeno u indeksu u . Na primer, filter karakteristike znači da za svakih 200 čestica veličine 14 µm ( ) koje ulaze u filtar, očekuje se da od tih čestica samo jedna iz njega i izađe iz filtera. Ono što se češde komercijalno primenjuje je efikasnost filtera (u procentima), koji se definiše kao =(broj zadržanih čestica)/(broj čestica na ulazu) = . Na primer, efikasnost filtriranja za predhodni primer od je =99,5%. Ovo nekome možda zvuči dosta dobro, ko može predpostaviti da je efikasnost od 99,5%, što u nekom slučaju možda i nije potrebno. Ipak, koristedi =99,9% i tražedi beta, dobija se , što je pet puta bolje (ekvivalentno pet puta čistijem mazivu) nego li kod . Generalno korišdenjem date jednačine može se pokazati da filter sa efikasnošdu od 99,9% je deset puta efikasniji u nego li filtar sa 99,0% efikasnošdu. Zbog čega se mora biti obazriv jer mala razlika u procentualnoj efikasnosti može značiti veliku razliku u kontaminaciji. Kao rezultat mnogih sličnih istraživanja, ISO je razvio univerzalni standard za merenje i označavanje nivoa kontaminacije u fluidima poznat kao ISO KOD čistode *137, 138], kao na primer kod 4406:99. Ovo na merenje broja i veličine čestica u uzorku fluida, pradeno dodavanjem ISO koda tome iz tabele. Kod se zatim upoređuje sa zadatim kodom za dati mehanički sistem, koji je određen na osnovu dozvoljenog stebena habanja i optimalnog radnog veka [139].



5 FAZE HABANJA I VIBRACIJE TOKOM RADNOG VEKA KOTRLJAJNIH LE@AJEVA Proces habanja i zamora materijala kod kotrljajnih kontakata u kotrljajnim ležajevima tokom različitih faza radnog veka šematski je prikazan na slici 6.

Slika 6 Gornja slika: količina istrošenog materijala u ležaju počevši od faze

uhodavanja pa do otkaza prouzrokovanog prevelikim trošenjem ili zamorom materijala. Donja slika: odgovarajuda evolucija rada ležaja počevši od perioda uhodavanja pa do otkaza prouzrokovanog zamorom materijala na kotrljajnim površinama i podpovršinama (fotografija: otkaz usled zamora materijala)

5.1 Početak rada kotrljajnih ležajeva (uhodavanje) Pod pogodnim uslovima tokom početka rada, dolazi do efekta kotrljajnog poliranja ležajeva, uglavnom uz pomod plastične deformacije površinskih nepravilnosti. Efekat kotrljajnog poliranja se polako gubi kako se smanjuje površinska hrapavost i dolazi do prelaska između mešovitog podmazivanja u elastohidrodinamičko podmazivanje. Proces uhodavanja može se ponovo aktivirati promenom radnih



uslova [122, 140, 141, 142, 143+. Svaka deformacija neravnine u kotrljajnom ležaju tokom uhodavanja predstavlja izvor vibracija. Mikro-abrazivno i klizno habanje kod kotrljajnih kontakata su delom odgovorni za izmene na kontaktnim površinama, za habanje kod kotrljajnih kontakata, i za formiranje čestičnih krhotina tokom uhodavanja [144+. Plastična deformacija prouzrokovana abrazijom i mikropukotine prouzrokovane zamorom materijala su slabi izvor vibracija. Abrazivno habanje i površinska udubljenja prouzrokovani su česticama koje se nalaze u ulju tokom perioda uhodavanja ležaja *145]. Abrazivno habanje od strane kontaminirajudih čestica tokom uhodavanja obično dovodi do povedanja hrapavosti i proizvodi još vedu količinu čestica i zbog toga smanjuje mogudnost za stabilan rad ležaja *140+. Lomljenje čestica, abrazija koju izazivaju čestice, i pogoršanje kontaktne dinamike zbog povedanja hrapavost površina dovode do povedanja vibracija u kotrljajnom kontaktu. Tokom uhodavanja, naprezanja koja dovode do lokalnog trošenja u hrapavim oblastima, mogu dovesti do pojave još vede hrapavosti. Mala dubina mikroudubljenja dovodi do malog zapreminskog gubitka materijala, ali proizvode puno malih krhotina. Mikropiting povedava nivo vibracija u ležaju, preko dinamike kontakta, zbog povedanja hrapavosti površina i povedanog sadržaja čestica u kontaktu. U zavisnosti od uslova kotrljanja tokom uhodavanja početna glatkoda površina se može ili povedati ili smanjiti.

5.2 Habanje i zamor materijala kod kotrljajnih ležajeva pod stabilnim uslovima rada Vedi deo radnog veka ležaja bi trebao da traje tokom perioda njegovog stabilnog rada, nakon perioda uhodavanja. Uhodane površine imaju najvedu glatkodu i vibracije su na svom najnižem nivou. Radni uslovi tokom perioda stabilnog rada konačno de odrediti da li de ležaj doživeti samo habanje kotrljajnih kontakata, ili de mehanizam habanja uznapredovati do zamora materijala (slika 6). Kao i kod uhodavanja, mikro-klizanje kod kotrljajnog kontakta je odgovorno za deo abrazivnog habanja i klizajudeg trošenja i odvajanja čestica materijala, kao i formiranje čestičnih krhotina tokom perioda stabilnog rada [144]. Abrazivno habanje i površinska udubljenja mogu povedati hrapavost kotrljajnih površina i smanjiti radni vek ležaja *121, 146-150]. Lomljenje čestica, abrazija koju izazivaju čestice i povedana dinamika kontakta kao rezultat povedanja hrapavosti doprinose povedanju vibracija tokom perioda stabilnog rada. Kada ležaj radi iznad graničnih uslova habanja, ležaj de doživeti zamor materijala, odnosno naglo povedanje prskotina stvorenih od početnih mikropukotina. Dislokacija i formiranje pukotina kao i kasnije relativno kretanje između naprslih površina dovode do povedanja vibracija.

5.3 Ubrzano habanje i povedanje pukotina kod kotrljajnog kontakta i otkaz rada kotrljajnog ležaja Choi i Liu [151] su podelili poslednju fazu procesa zamora materijala kod kotrljajnog kontakta na dva perioda. Kod prvog perioda ne postoji značajan porast amplitude vibracija, kako se inicijacije pukotina i njihovo širenje pojavljuju ispod površine. Drugi period pokazuje značajno povedanje amplitude vibracija, zbog formiranja i napredovanja ljuštenja materijala sa površine. Jednom iniciran i razvijen u lokalni otkaz usled pitinga, uslovi rada ležaja se pogoršavaju kroz formaciju krhotina dobijenih habanjem, povedanje hrapavosti površina, povedanja dinamičkih opteredenja i dolazi do faze progresivnog pitinga i razvoja otkaza. Proces ubrzanog pitinga je praden povedanjem nivoa vibracija, povedanjem brzine stvaranja krhotina, i povedanjem veličine krhotina *152].



Povedanje hrapavosti povedava tangencijalne sile na kotrljajnim elementima u ležaju. Povedanje u nivou vibracija, površinske hrapavosti, i tangencijalnih sila u ležaju mogu dovesti do sekundarnih oštedenja kao što su pukotine kotrljajnih staza, koje obično potiču od vedih jama i udubljenja postepeno dobijenih zbog zamora materijala, kao i lomove kaveza. U najgorem scenariju, lom kaveza dovodi do blokade kretanja kotrljajnih elemenata. Kotrljajni ležajevi koji rade u ulju kontaminiranom sa čvrstim česticama emituju šum i vibracije. Što znači da se njihovo propadanje može akustički detektovati. Zapravo, analize vibracija se koriste kao alat za pradenje i zakazivanje remonta kako bi se izbegli katastrofalni kvarovi. Tipični primeri vibracija koji se javljaju kod ležajeva koji rade u kontaminiranom ulju i mazivu mogu se videti na slici 7, uzeto iz referenci [133, 134]. Slični efekti zbog prisustva kontaminanata, kao što su povedano habanje i vibracije, pradeni su i kod drugih mašinskih elemenata kao što su zupčanici *135]. Sari je u elaboratu [136] eksperimentisao sa cilindričnim zupčanicima koji rade u kontaminiranom ulju sa veoma finim česticama prašine, simulirajudi uslove koji postoje u pustinjama, kamenolomima i rudnicima. Ovi rezultati su pokazali povedano abrazivno habanje i povedanje površinskih temperatura na bokovima zubaca, gde se javlja veliko klizanje kao što je u blizini podnožja zubaca. Ovakvi efekti su posmatrani u različitim mašinskim elementima, i pokazano je da je habanje vede ukoliko postoji klizanje.

Slika 7 (a) Vibracije kod ležajeva nakon 60 minuta rada sa: (a) novim uljem; (b)

ista kao (a) samo sa kontaminantnim česticama veličine 40 µm; (c) amplituda akustičnih šumova sa kontaminiranom masdu koja sadrži 0,02 masenih procenata kvarcne prašine; (d) isto kao (c) osim sa 10 puta vedom količinom prašine nego li u (c); (e) isto kao (c) osim sa 100 puta više prašine u odnodsu na (c). Slučajevi (c) i (e) uzeti od Akagaki [133]. Slučajevi (c) do (e) uzeti od Miettnen i Andersson *134]



6 PONAŠANJE ČESTICA U KONCENTRISANIM KONTAKTIMA

Ponašanje kontaminirajudih čestica u koncentrisanim kontaktima dosta zavisi od njihove veličine i mehaničkih karakteristika, uklučijudi njihovu tvrdodu i krtost. Takođe to zavisi i od tvrdode dodirnih površina, njihovog koeficijenta trenja, kinematskih uslova kontakta (kotrljanje, klizanje, obrtanje ili kombinacija ovih). Na primer, kod kontakta kod koga dominira kotrljanje, izolirane čestice se ponašaju kao na slici 8, prema eksperimentalnom i teorijskom radu Dwyer-Joyce [2], Sayles [64], Ville i Nelias-a [11] između ostalih. Specifično, (a) elastične čestice (slika 8 (a)) se deformišu i postaju pljosnate njhova novodobijena debljina se smanjuje dok se ne izjednače pritisne sile deformanije i otpornosti materijala ( kod kontakta koji se podmazuju, ta debljina je obično ista kao i srednja vrednost debljine uljnog filma neporemedenog kontakta, prema eksperimentalnim rezultatima Wan-a i Spikes-a [26+); (b) lomljive čestice male tvrdode (slika 8 (b)) se rano lome još u zoni zahvata i proizvode male fragmente, koji mogu udubiti površine što zavisi od njihove maksimalne veličine u odnosu na prosečnu debljinu uljnog filma u tom kontaktu; (c) krte čestice velike tvdode (slika 8 (c)) se mogu slomiti kasnije u ulaznoj zoni i da proizvedu velike fragmenta, koji mogu potom udubiti kontaktne površine; i (d) male i tvrde (nekrte) čestice se ponašaju kruto (slika 8 (d)), deformišudi elastično ili elastoplastično kontaktne površine ukoliko su te čestice vede od prosečne debljine uljnog filma u tom kontaktu.

6.1 Elastične čestice Eksperimentalni rad na ponašanju elastičnih čestica u koncentrisanim kontaktima je fokusiran na elastohidrodinamičke, kotrljajne i kotrljajno/klizne kontakte *2], [11], [12], [50+. Ponašanje elastičnih čestica u dominirajude kotrljajnim kontaktima je predstavljeno na slici 9. Čestice malih modula elastičnosti (meke) se izdužuju pod pritiskom, a rezultujude trenje sa kontaktom dovodi do povedanja kontaktnog pritiska. To može dovesti do velikog, plitkog udubljenja čak i sa veoma mekim česticama, na primer sa tvrdodom od samo 40 HV, u zavisnosti od konačne veličine zazora kod kontakta *64+. Drugačije, kontaktne površine mogu primiti čestice elastično. Tvrde čestice, sa druge strane, obično de udubiti površine sa

Slika 8 Ponašanje čestica u kotrljajnim

kontaktima u zavisnosti od karakteristika materijala od kojih potiču (napravljeno iz referenci [2] i [64])



kojima su u kontaktu (slika 9) sa ulegnudem koje se pojavljuje u oblasti gde je tvrdoda kontaktne površine manja. Eksperimentalne dokaze spomenutih jamica dali su Ville i Nelias [11, 12+ čak i u kontaktu sa malim kliznim kretanjem. U svakom slučaju, udubljenje prouzrokovano elastičnim česticama zavisi od odnosa klizanje/kotrljanje u kontaktu, pri čemu se kod vedeg klizanja dobijaju i tanje čestice koje se deformišu.

Slika 9 Mehanizmi deformacija kontaktnih površina od

strane mekih elastičnih čestica (levo) i tvrdih elastičnih čestica (desno) u kotrljajnim kontaktima [2/2]

Detaljno analitičko modeliranje ponašanja elastičnih čestica u kotrljajnim kontaktima je dato u elaboratu Hamer-a [9, 10] u drugoj polovini 1980-tih. Hamerov model je prosto i efikasno analizirao kompresiju idealno plastičnog , kružnog diska (čestice) u elastičnom, asimetričnom, frikcionom kontaktu sa ravnim površinama između kontaktnih delova i korišden je za predviđanje početka ulegnuda. Dobijena je jednostavna jednačina, uz predpostavku nepokretnih kontaktnih površina, koja služi za procenu kritične veličine čestice ili njene tvrdode, što bi dovelo do plastične deformacije kontaktnih površina delova *63]

( √

) (1)

gde su i efektivni prečnik i debljina spljoštene čestice, je koeficijent trenja između čestice i kontaktnih površina dela, je tvrdoda dela, je tvrdoda čestice. Jednačina (1) daje kritični odnos ⁄

čestice. Pored ovoga se mogu napraviti i mape bezbednih i nebezbednih područja rada – na primer, Sayles u elaboratu [63+. Ova analiza je manje tačna za vede kritične odnose D/t. Sličnu jednačinu je dao i Ai *56], ponovo uz predpostavku nepokretnih kontaktnih površina

(

)

[

( √

)]

(2)



gde je donja granica prečnika čestice sa kojim se izbegava udubljenje a je debljina uljnog filma (slično veličini u jednačini (1)). Poređenje rezultata jednačine (1) *63+ i jednačine (2) *56], i Harmera u elaboratu [10+ izvršio je Underwood (slika 2.13 reference *153]), koji je otkrio da jednačina (1) precenjuje a jednačina (2) potcenjuje kritično gledište odnosa u poređenju sa Hamerovim elastičnim modelom u elaboratu [10+, očigledno zato što su prve dve bazirane na nepokretnim kontaktnim površinama. Hamer-ov model je kasnije proširen kako bi pokrio plastične deformacije kontaktnih površina kotrljajnih kontakta [154] uz primenu Johnson-ovog kavitacionog modela (videti sekciju 6.3 reference [155+) kao i preko FEA analize. I ovaj prošireni model je ponovo korišden za konstruisanje mapa bezbedne/nebezbedne zone rada sobzirom na zadatu maksimalnu tvrdodu čestica radi izbegavanja oštedenja u odnosu na relativnu veličinu čestica (prečnik neformirane čestice podeljen sa debljinom uljnog filma (slika 10)) [154]. Numeričko modeliranje ponašanja mekih čestica je znatno poboljšano korišdenjem FEA analize. Ovo je učinjeno početkom 1990-tih od strane Hamer-a i Hutchinson-a [154] i Dwyer-Joyce-a [2]. Nekoliko godina ranije, Ko i Ioannides [13+ su ved izvršili FEA analizu asimetričnog kontakta sfere (čestice) na ravnoj površini a takođe i problem linijskog kontakta cilindra na ravnoj površini. Ipak, oni su koristili kontaktni pritisak izračunat preko Hamer-ovog modela za zadato opteredenje umesto da preko FEA analize reše distribuciju pritiska. Ipak njihovi izračunati profili udubljenja su se dobro podudarili sa izmerenim tokom eksperimenta.

Slika 10 Tipična mapa bezbedne/nebezbedne zone rada za

elastične meke čestice u kontaktu sa kotrljanjem/klizanjem [3], [36]

U drugoj polovini 1990-tih, Nikas [3+ je proširio teorijsko istraživanje Hamer-a, Dwyer-Joyce-a, Saayles-a, sa novim analizama elastoplastičnih udubljenja sa sferičnim elastičnim česticama, u linijskim elastohidrodinamičkim kontaktima kod kojih se javlja kotrljanje/klizanje. Uključeno je nekoliko novih elemenata kao što su sile u fluidu koje deluju na čestice kao i prelazno frikciono zagrevanje kada se čestica plastično deformiše između elastičnih površina koristedi teoriju termoelastičnosti i pomerajudi izvore toplote [29, 35, 36]. Nikas-ov teorijski pristup analiza u vezi frikcionog zagrevanja elastičnih čestica u koncentrisanim kontaktima potvrdio je teorijske rezultate Khonsari-a i Wang-a [33+, koji je izračunao temperaturne flaševe od nekoliko stotina stepeni Celzijusa sa prostim modelom neelastičnih, abrazivnih čestica.



Prema teorijskim rezultatima Nikas-a u elaboratu [3, 29, 35, 37], kada sferična elastična čestica uđe u elastohidrodinamički kontakt, momentalno se lepi za površinu u kontaktu koji ima vedi koeficijent trenja. Statičke i dinamičke sile u fluidu su dominantne od momenta kada čestica uđe u zazor između kontakta. Ipak, one brzo bivaju savladane od strane normalnih i frikcionih sila koje deluju na česticu od strane kontaktnih površina elemenata i čestica biva spljoštena. Kako se čestica vuče prema kontaktu, ona se praktično kompresuje i izdužuje. Deformisanje čestice dovodi do frikcionog zagrevanja između čestice i površina koncentrisanog kontakta kao i unutar čestice. Ovo lokalizovano zagrevanje se prenosi na površine kontaktnih elemenata kondukcijom i konvekcijom preko okolnog fluida. Zatim se maksimizira kako čestica ulazi u Hercovu zonu kontakta, što je takođe pradeno maksimizacijom kontaktnog pritiska na česticu *3, 29, 35, 37]. Ova analiza pokazuje da se toplota koja se prenosi na kontaktne površine rasipa u dubinu koja je jednaka radijusu izvučenog (finalnog) diska čestice i da je toplota koja se prenosi na fluid zanemarljiva, kao i toplota koja je generisana unutar čestice od strane plastičnog smicanja. U tipičnom kontaktu sa klizanjem i kotrljanjem koji se javlja među mašinskim elementima kao što su ležajevi i zupčanici, čestici je potreban deo milisekunde do nekoliko milisekundi da prođe kroz kontakt. Prema tome, frikciono zagrevanje dovodi naglih temperaturnih fleševa i kratkotrajnih termičkih napona. U matematički kompleksnom modelu koji uključuje trodimenzionalan termoelastični, tranzitni prenos toplote, temperaturno zavisne mehaničke i termičke osobine, i termička anizotropija, Nikas je u elaboratu [3, 37+ izračunao da temperaturni fleševi od elastičnih čestica premašuju 1000°C dobijeni za vreme jedne polovine milisekunde (slika 11). Kao rezultat toga dobijaju se vrela mesta, naročito na površinama na kojima se lepe čestice (grafik na slici 11), što može dovesti do, po Nikas-ovom terminu ‘lokalnog struganja’ *35+. Takva vrela mesta, koja su pradena sa plastičnim deformacijama, mogu izgledati kao glatka i sjajna (belo obojena) udubljenja, koja su tako nastala zbog naglog zagrevanja do visokih temperatura što je pradeno naglim hlađenjem u kontaktu sa uljem. Eksperimentalni dokazi ove pojave mogu se nadi u odeljku 12.4 (slučaj 4) Talliana *159], Ville-a i Nelias-a [11, 12], i Ville-a u elaboratu [160] na izgledu udubljenja dobijenih od krhotina; eksperimentalni rezultati Zantopulos-a [161+ o habanju koničnih valjčanih ležajeva imaju takođe sličnosti sa ovim.

Slika 11 Distrubucije temperaturnih fleševa na dodirnim

površinama, kontakta sa kotrljanjem/klizanjem, elastohidrodinamičkim kontaktom, 0,52 nakon hvatanja sferne meke elastične čestice od 20 , tvrdode 100 HV. Čestica je osam puta mekša od kontaktnih površina delova. Brzina klizanja : 1 ; odnos klizanje/kotrljanje=1; debljina filma 0,7 . Čestica se lepi za kontaktnu površinu 1, koja ima vedi koeficijent trenja, i klizi do površine 2. *3], [37]



Termička naprezanja dobijena kao rezultat frikcionog zagrevanja mogu oštetiti kontaktne površine i mogu potpuno dominirati među ostalim mehaničkim naponima *3, 36, 37], u zavisnosti od radnih uslova. Generalno, dominantnost termičkih napona nad mehaničkim naponima pokazana je u nekoliko studija, na primer kao u referencama [162] i [163+. Kao što je predpostavljeno od strane Nikas-a u elaboratu [3, 37], visoko frikciono zagrevanje od strane čestičnih krhotina može dovesti do strukturnih promena kao što je transformacija martenzita u austenit na 700-800°C. Ovo u kombinaciji sa brzim hlađenjem u kontaktima koji se podmazuju dovešde do zaostalih napona i mogudnosti da se na površini pojave termo-pukotine. Površinske pukotine, kada se izlože tipičnom visokom pritisku elastohidrodinamičkih kontakta, mogu naglo da napreduju. Zapravo, u analitičkoj analizi termo-mehaničkih efekata u kontaktima sa visokim brzinama klizanja, Marscher [164+ je spekulisao da veliki pritisni termički naponi mogu objasniti pojavu površinskih pukotina sa talozima, koje mogu dovesti do ubrzanog habanja i trošenja. Osim toga, termički naponi od frikcionog zagrevanja dovode područje sa maksimalnim naponima bliže površini *165, 166+, što dovodi do inicijacije termo-pukotina kao što su one koje su posmatrane na ostruganim površinama. Nedavno je sproveden pokušaj eksperimentalne verifikacije rezultata koje je dobio Nikas u elaboratu [3, 29, 35-37] od strane Underwood-a [153] i Ruddyhoff-a u elaboratu [167] u kolaboraciji sa Nikas-om. Ispostavilo se da je zadatak veoma zahtevan, i pored napora i sredstava koji su uloženi. Razvijena je aparatura za testiranje koja se sastojala od modifikovanog prstena u kome je ostvarivano elastohidrodinamičko trenje, postavljenog na skupoj infracrvenoj kameri kako bi se pratilo zagrevanje čestica. Nažalost, nisu mogli da se postignu potrebni uslovi tokom testiranja (čestice su bile isuviše tvrde, brzine čestica tokom zahvata su bile previše male, razmak frejmova na kameri je bio previše dugačak (6 ms)). Ipak, zbog tehničkih razloga objašnjenih u referenci *153] (poglavlje 9) i [167] izmerene temperature su bile osetno niže od onih predviđenih. I pored toga, dalja poboljšanja u tehničkoj opremi i uzorcima čestica se priželjkuju kako bi se izvršila korektna komparacija između teorije i eksperimenata.

6.2 Tvrde čestice Čestice čija je tvrdoda oko ili iznad tvrdode površina delova koji su u kontaktu se smatraju tvrdim. Takve čestice su obično odgovorne za abrazivno habanje na površinama, koje se javlja tako što se čestice urezuju, klizaju i izrezaju brazde u materijalu. Generalno, razlikuju se dva tipa abrazivnog habanja [168]: habanje izbeđu dva i između tri tela. Kod abrazije između dva tela, čestice se utiskuju u mekšu površinu i grebu tvrđu površinu u kontaktu. Čestice koje se kotrljaju ili se tumbaju u klizajudim kontaktima i izazivaju seriju udubljenja su odgovorne za abraziju između tri tela. Utvrđeno je u nekoliko eksperimentalnih studija [2, 8, 21, 22, 65] da u kontaktima sa jednom dodirnom površinom koja je mekša od druge, tvrde čestice se uglavnom utiskuju u mekšu površinu; osim toga ako postoji bilo kakvo klizanje između kontaktnih površina, utisnute čestice de ogrebati tvrđu površinu. Ovakva posmatranja pomažu u predviđanju tipa habanja i utvrđivanju koja komponenta de biti pod vedim rizikom da dođe do otkaza. Primer ovakvog habanja je abrazivno habanje železničkih šina: prema dokazima koje je izneo Grieve [24+, čestice koje se utiskuju u mekše točkove i grebu tvrđu železničku šinu su odgovorne za habanje šina koje je 2,5 puta brže nego li habanje točkova. Ponašanje tvrdih (nekrtih) čestica u elastohidrodinamičkim kontaktima je generalno različito nego li ponašanje elastičnih, zato što se tvrde čestice više opiru deformaciji. Pokazano je *2, 8+ da tvrde čestice teže da se otkotrljaju u centralnu ravnu zonu elastohidrodinamičkog kontakta pravedi udubljenja a da se zatim otkotrljaju do ivice kontakta pravedi brazde i ogrebotine (slika 12(b)). Oštedenje površine prouzrokovano u ovom slučaju zavisi od odnosa prosečne veličine čestica i prosečne debljine uljnog filma; prema Williams-u i Hyncica [21, 169], to kotrljanje se događa kada je pomenuti odnos manji od 2 (veličina čestica mora biti manja od dvostruke debljine uljnog filma). Šta više, intenzitet kotrljanja i brazdanja kod abrazije sa tri tela u kontaktu zavisi i od oblika čestica *170+, sa uticajnim parametrima kao što su odnos stranica, oštrina, i ispupčenost *171+. Prirodno, oštrije čestice imaju vedu verovatnodu da zaseču površinu delujudi kao rezni alat.



Mehanička akcija tvrdih čestica u koncentrisanim kontaktima je jasna za vizuelizaciju i shvatanje, ali termički efekti prouzrokovani njihovim frikcionim zagrevanjem, slični onima opisanim u predhodnom odeljku, nebi trebali da budu zanemareni. Ovo je podržano eksperimentalnim dokazima [32, 34, 156-158] i teorijskim izračunavanjima *1, 3, 29, 33-37+. Prema izračunavanjima (referenca [37]), temperaturni fleševi reda veličine nekoliko stotina stepeni Celzijusa mogu se očekivati u mnogim slučajevima veoma opteredenih, kliznih kontakata kod kojih se kotrljaju tvrde i čvrste čestice. Međutim, akcija tvrdih čestica nije uvek škodljiva. Primer za to je tipična pasta za zube, koja sadrži abrazivne čestice kako bi se ostvario bolji efekat čišdenja *172]. Literatura je puna studija o abrazivnom habanju, jer ova tema ima ozbiljne implikacije na proučavanje pouzdanosti mašina.

6.3 Krte čestice Krte čestice male čvrstode kao što su kvarc, staklo, i čestice prašine se uglavnom raspadaju u početnoj zoni zahvata koncentrisanog kontakta (slika 8 (b)) pre nego što kontaktne površine stupe u zahvat. Mali fragmenti koji nastanu ulaze u kontakt, prouzrokujudi udubljenja, abraziju, a dešava se i da ne prouzrokuju nikakvu štetu što zavisi od veličine *2, 173+. Ako dođe do nastanka štete, onda je ono obično u obliku plitkih udubljenja sa stepenastim kosinama, koje su rezultat malih i oštrih fragmenata. Zbog plitkode i male veličine takvih udubljenja, njihovi zaostali naponi bide lokalizovani blizu površine. Ipak, stepenaste kosine mogu biti inicijalni početak prskotina zato što primaju koncentraciju napona prilikom kotrljanja.

Slika 12: Šema abrazivnog habanja u podmazanim kontaktima

prouzrokovana česticama krhotina. (a) Dužine ogrebotina kod valjaka ležaja i spoljnjeg prstena *25]. (b) Vizuelizadija šeme abrazivnog habanja koje je prouzrokovano od krhotina [2], [8+ uz pomod testova kugle-na-disku koristedi abrazivni dijamantski prah 0,5-100 µm.



Krte čestice velike čvrstode kao što su bor-karbid, aluminijumovi oksidi ili čestice silicijum-karbida razbijaju se kasnije u zoni zahvata (slika 8(c)), proizvodedi vede fragmente koji mogu dovesti do vedih udubljenja ili žlebova, u zavisnosti od minimalnog zazora u kontaktu i brzine površina delova u kontaktu *2, 173]. Krte čestice velike čvrstode mogu plastično deformisati kontaktne površine pre nego što se raspadnu. Jednom kada se desi inicijalna prskotina, fragmenti de udi u kontakt gde mogu da prouzrokuju još vede oštedenje što zavisi i od njihove veličine, čvrstode lomljenja, i tvrdode kontaktnih površina. Nažalost, velike količine krtih čestica, uglavnom keramičkih i silikatnih, pronađene su u uzorcima maziva iz različitih mehaničkih sistema *63+. U praksi, skoro sve keramičke krhotine izazvade štetu otvrtnutom čeliku [64+. Osim tvrdode čestica koje proizvode inicijalnu prskotinu na površini, dalja šteta zavisi od veličine čestice.



7 ZAMOR MATERIJALA KOD POVRŠINA OŠTE]ENIH USLED DELOVANJA KRHOTINA Površinska udubljenja i ogrebotine prouzrokovani usled delovanja čestičnih krhotina predstavljaju zone plastične deformacije. Zbog toga su površinske ogrebotine okružene poljima sa zaostalim naponima sa područjima koncentracije napona na ivicama tih udubljenja. Osim toga ogrebotine i udubljenja predstavljaju geometrijske defekte, što znači da je njihova površina koja je pre toga bila glatka sada poremedena. Kao rezultat toga, naponski maksimumi su daleko iznad normalnih maksimalnih napona koji se javljaju na tim površinama. Ovo je pokazano u mnogim eksperimentalnim istraživanjima, kao na primer Sayles i Loannides [62] 1980. godine. Slika 13 pokazuje kontaktni pritisak i podpovršinski raspored smicajnih napona kada valjak prođe preko udubljenja dubine 50 µm na suvom kontaktu. Maksimumi pritiska koji se javljaju na ramenima udubljenja vidljivi su na gornjem grafiku, sa maksimalnom vrednošdu koja prelazi maksimalni Hercov pritisak na glatkom kontaktu za otprilike 150%. Donji grafik na slici 13 pokazuje konture normalizovanog smicajnog napona ispod kontaktne površine. Upoređujudi područje gde je kontaktni pritisak blizak kao

onom na glatkom kontaktu sa područjem gde je pritisak veoma drugačiji zbog postojanja udubljenja, koncentracija smicajnog napona blizu površine i blizu ramena udubljenja je očigledna. Posmatrana koncentracija smicajnog napona je u najčešdem broju slučajeva odgovorna za pojavu inicijalnih površinskih pukotina i njihovo kasnije širenje nakon određenog broja ciklusa promene naprezanja.

Slika 13 Teorijski pritisak kod suvog kontaktan (gornji grafik) i

odgovarajudi normalizovani napon smicanja u podpovršini

(konturne linije, donji grafik) kada valjak pređe preko udubljenja od 50 µm u prečniku *62]



Lokacija maksimalnog smicajnog napona tokom kotrljanja iznad udubljenja zavisi od intenziteta i smera trakcije (frikcije). Ville i Nelias [53+ eksperimentalno su otkrili da je kod klizajudih kontakta, maksimalni smicajni napon je lociran ispred udubljenja gledano u odnosu na smer klizanja ukoliko je udubljenje na sporijoj površini, a obrnuto ukoliko je udubljenje na bržoj površini. Slični rezultati su kasnije prezentovani od strane Ville-a [160]. Efekat udubljenja na koncentraciju napona je velik ne samo kod suvih ili graničnih kontakata nego takođe i kod elastohidrodinamičkih kontakata, uprkos prigušnom efektu od strane uljnog filma. Ova pojava je analizirana u nekoliko numeričkih analiza i dobijeni su slični rezultati. Kod analize koju je sproveo Xu *58], na primer, konačni elementi su korišdeni za analizu udubljivanja površine od strane sfere, rezultujude topološke promene su zatim unete u numerički solver sa tranzitnom, termičkom, elastohidrodinamičkom tačkastom kontaktu sa kotrljanjem/klizanjem, kome su dati kontaktni pritisak, debljina filma kako bi se izračunali naponi tokom prelaska preko udubljenja. Rezultati su pokazali nagle skokove pritiska na mestima gde se uljni film stanjuje odnosno na ivicama udubljenja. Veliki naponi ispod površinskog sloja su uzrokovani zbog skokova pritiska, i maksimalni efektivni (Mises-ov) napon je približen površini, što je očigledno povedalo rizik od ljuspanja i raspadanja i smanjenja očekivanog radnog veka pogođene komponente. Osim toga, maksimalna temperatura izračunata u prisustvu udubljenja je bila nekoliko puta veda od one izračunate na glatkoj površini. Eksperimentalni dokazi ovakvih rezultata dati su od strane Nelias-a i Ville-a [55+. Interesantno, pronašli su da se koncentracija pritiska u udubljenim, podmazanim površinama javlja na prvoj ivici udubljenja kod gonjenih površina, a na zadnjoj ivici kod pogonskih površina. Uzimajudi obično veliki elastohidrodinamički pritisak, naročito na krajevima udubljenja. Pod veoma visokim pritiscima, uljni filmovi su poznati po tome da imaju veoma visoku viskoznost, ponašajudi se kao da su skoro u staklastom stanju, odnosno veoma kruto. Zato u ovom slučaju uljni film ne može biti najbolji prigušivač.

Jednom kada se površinska pukotina pojavi blizu udubljenja kod podmazanog kontakta na metalnoj površini, ona de se ili još više otvoriti, ili de biti naterana da se zatvori, što zavisi od smera trakcije u kontaktu. Ako je trakcija u istom smeru kao i kretanje površine, pukotina se zatvara pre nego se drugi deo u kontaktnom paru prekotrlja preko nje. Ako je trakcija u suprotnom smeru, pukotina se još više otvara. U ovom drugom slučaju ulje može udi u pukotinu i dovesti do kapilarne akcije i prenošenja elastohidrodinamičkog pritiska unutar pukotine što još više dovodi do njenog širenja [174] do [178].

Slika 14 Mehanizam otvaranja ili zatvaranja pukotine

kod kontakta sa kotrljanjem/klizanjem, u zavisnosti od površinske trakcije. Kada je trakcija u istom smeru kao i smer kretanja kontakta (pogonska površina), pukotine se zatvaraju, u suprotnom (gonjena površina) pukotine se otvaraju [176]



8 ABRAZIVNO HABANJE KOTRLJAJNIH LE@AJEVA OD STRANE KONTAMINIRAJU]IH ČESTICA

PRISUTNIH U ULJU ZA PODMAZIVANJE (EKSPERIMENTALNO ISPITIVANJE)

Modeliranje procesa abrazivnog habanja od strane tvrdih čestica je veoma kompleksno. Mora se uzeti u obzir zarobljavanje čestica u kontaktu i kako one individualno i kolektivno uklanjaju materijal. Williams i Hyncica [184+ razvili su geometrijski model čestice uhvadene između dve površine i pokazali kako se može dobiti ravnotežna orijentacija čestice. Dwyer-Joyce [179+ je koristio sličan pristup za predviđanje čestične abrazije kod kugličnih ležajeva koristedi seriju empirijskih faktora kako bi modelirao zarobljavanje čestica i formiranje ogrebotina. Ovaj rad uzima u obzir dva aspekta ovog problema. Prvo, izvršena je eksperimentalna studija korišdenjem testiranja ležajeva pri dugotrajnom i kratkotrajnom radu. Testovi pri dugotrajnom radu su korišdeni za dobijanje podataka o habanju; dok su testovi pri kratkotrajnom radu korišdeni za proučavanje mehanizma hvatanja čestica, njihovo kretanje, i kako proizvode abrazivne ogrebotine. Drugo, model habajudih procesa je razvijen na osnovama ove observacije. 8.1 EKSPERIMENTALNI PRISTUP 8.1.1 Uzorci za testiranje Dva konična valjčana ležaja (SKF 29412 E) korišdeni su za proučavanje abrazivnog habanja (slika 15). Kretanje kod ovog ležaja se velikim delom sastoji od klizanja, pa je veoma podložan na oštedenja i habanje od strane čestica. Prvi ležaj je testiran pri dugotrajnom radu kako bi se dobila merljiva distribucija habanja preko cele kontaktne površine. Drugi ležaj je testiran pri kratkotrajnom radu. Ovaj test je izveden radi proučavanja mehanizma zarobljavanja čestica, prirode ponašanja zarobljenih čestica, i formacije abrazivnih ogrebotina.

Slika 15 Valjčani kotrljajni ležajevi korišdeni u ispitivanju

Da bi se dobilo abrazivno habanje ulju za podmazivanje dodata je prašina od sintatičkih dijamanata. Ulje je upumpavano prinudnom cirkulacijom u ležajeve. Veličina dijamantskih čestica bila je 6-8 µm sa kockastim oblikom. Ovakve čestice su odabrane kao kontaminant iz dva razloga: prvo, zato što su



dostupne u fino granulisanim veličinama, opsegu i obliku i drugo, zato što se nedeformišu prilikom prolaska kroz kontakt. 8.1.2 Procedura testiranja Oba ležaja su testirana u režimu graničnog podmazivanja; aksijalno opteredenje je bilo 70 kN a rotaciona brzina 5,4 min-1. Pre testiranja, ležajevi su očišdeni u ultrazvučnom kupatilu. Kao dodatak, ulje u cirkulacionom sistemu je filtrirano filterom kapaciteta . Posle filtracije, filter je uklonjen i dodato je 4 mg dijamantskih čestica po litru. Sistem je imao 6 litara ulja koje cirkuliše brzinom od 4 l/min. Temperatura ulja je držana na 40°C. Crtež aparature za testiranje se može nadi u referenci *185]. Površine prstenova kod nekorišdenih ležajeva su relativno hrapave; nebi bilo mogude razlikovati abrazivne ogrebotine od tragova dobijenih tokom mašinske obrade ležajeva. Zbog ovog razloga, testirani ležajevi su prvo podvrgnuti kratkom periodu uhodavanja od 150h sa finom prašinom od 0-5 µm u količini od 4 µg/l [187+. Ovo je omogudilo izglađivanje površina prstenova *186]. Ulje je zatim kontinualno filtrirano ostalih 50 sati rada. Procedura je prekidana radi merenja površinskih mikroneravnina i njihovih profila. Konačno, ležaj je montiran na ispitni sto radi dodatnih 25 sati rada sa kontinualnom filtriranjem pre konkretnog testa. Testiranje pri dugotrajnom radu ležaja izvršeno je u 8 ciklusa koji su trajali po 23,5 sati. Testiranje pri kratkotrajnom radu izvršeno je u jednom ciklusu koji je trajao 8 sati. 8.1.3 Metrologija uzorka Pre i posle testa, izmeren je oblik dodirnih površina oba ležaja na istoj poziciji, kako bi mogla da se izračuna dubina habanja. Skenirajudi elektronski mikroskop (SEM) je korišden nakon testa radi ispitivanja kontaktnih površina na ležaju koji je podvrgnut kratkotrajnom radu. Ispitivanje je korišdeno za brojanje i merenje dužina ogrebotina. Za merenje oblika individualnih ogrebotina korišden je AFM – Atomic Force Microscope. Sva merenja i izračunavanja su izvršena u skladu sa slikom 16.

Slika 16 Koordinatni sistem i orijentacija

korišdena za merenje i računanje. Radi izračunavanja, valjak i spoljnji prsten su podeljeni na preseka upravno na -osu



8.2 KINEMATIKA KOTRLJAJNIH LE@AJA U slučaju kontakta valjak-spoljni prsten, izračunati su i klizanje i odvajanje materijala sa površina. Olofsson-ova metoda [188+ korišdena je za izračunavanje raspodele normalnog opteredenja, analizu tangencijalnog kontakta i tangencijalno pomeranje. Izračunata je minimalna debljina uljnog filma po metodi Dowson i Higginson [189]. U oba kontakta valjak-spoljnji prsten i valjak-unutrašnji prsten, dolazi do klizanja. U kontaktu, postoje dve tačke sa čistim kotrljanjem kao što je prikazano na slici 15. Ove tačke su locirane na kotrljajnom konusu kotrljajnog valjka. Sa obe strane kotrljajnih tačaka, dodi de do klizanja u jednom pravcu dok de između njih, dodi do klizanja u suprotnom pravcu. Šematski prikaz hvatanja čestice kod kontakta između prstena i valjka prikazan je na slici 17. Čestica veličine prvo biva uhvadena od strane kotrljajnih elemenata na polovini kontakta označenog sa . Može se takođe videti na toj slici da zona hvatanja zavisi i od deformacija površina. Ako je čestica uvučena u kontakt, doživede relativno klizanje i između prstena i valjka. Čestica de zbog toga klizati ili uz jednu ili uz drugu površinu, respektivno. Veličina te klizajude distance zaviside od lateralne pozicije u kojoj je čestica uhvadena.

Slika 17 Šematski diagram čestice koja je uhvadena u kontakt između

prstena i valjka, planski pogled (levo) i presek (desno)

Dužina klizanja na kontaktnoj površini izračunata je kao | |, gde je polovina širine kontakta i je klizanje. Dužina klizanja uhvadene čestice, , izračunata je preko | |. Slika 18 pokazuje izračunatu dužinu klizanja za kontakt spoljnji prsten-valjak kod SKF 29412 E ležaja. Dužina klizanja zavisi i od toga na kojoj površini se lepi čestica. Ako se čestica zalepi na bržoj površini, provešde krade vreme u kontaktu i zbog toga napraviti manju ogrebotinu na kontrapovršini. Maksimalna razlika u dužini klizanja između valjka i spoljnjeg prstena je 7%, na unutrašnjim i spoljnjim ivicama zone hvatanja. Za poziciju između njih, razlika je značajno manja. Zbog toga, prilikom izračunavanja u ovom istraživanju, iz razloga što nije uvek jasno za koju površinu se lepi čestica, korišdena je samo dužina klizanja na spoljnjem prstenu.

Slika 18 Dužina klizanja i za zonu hvatanja i za zonu kontakta na

spoljnjem prstenu. Prilikom računanja zone hvatanja, predpostavljeno je da je veličina čestica 7 µm u prečniku



Broj pojava kontakata po obrtaju vratila, , za svaki kotrljajni element određen je iz broja valjaka ( ), i radijusa na tačkama čistog kotrljanja( , , ; za unutrašnji prsten, valjak, i spoljašnji prsten, respektivno) (slika 19). Ovi radijusi su dobijeni merenjem i dati u tabeli 3, zajedno sa rezultatima ovih izračunavanja.

Tabela 3 Podaci i rezultati broja kontaktnih događaja

Komponenta Unutrašnji prsten Valjak Spoljnji prsten

Radius [mm] =37,6 =8,3 =48,2 Broj kontaktnih događaja, [-]

8,4 5,1 6,6

Slika 19 Geometrija za izračunavanje

broja kontakta po obrtaju

Za unutrašnji prsten, valjak, i spoljnji prsten, respektivno, broj kontaktnih događaja je dat izrazima

(

) (3)

(

) (4)

(

) (5)

8.3 EKSPERIMENTALNI REZULTATI 8.3.1 Distribucija habanja Uklanjanje materijala kod ležaja koji je podvrgnut dugotrajnom radu prikazano na slici 20. Na mestima čistog kotrljanja, dubina habanja je mala, dok je kod područja sa maksimalnim klizanjem, habanje najvede. Slične distribucije se vide kod sva tri elementa.



Slika 20 Dubina habanja na unutrašnjem prstenu, valjku, i

spoljnjem prstenu kod dugotrajnog testa

Profil habanja na valjku je neobičan. Iznenađujude je to što je habanje valjka na spoljnjoj strani kontakta približno pet puta vede nego na unutrašnjoj (dok su očekivane dužine klizanja kod ta dva iste). Takođe postoji znatno manje habanje spoljnjeg prstena na spoljnjoj strani kontakta. Ovo sugeriše da se vedi deo abrazije odigrao na valjku. Kako grafici dužina ogrebotina opisanih kasnije (slika 25) pokazuju slične dužine i na valjku i na spoljnjem prstenu, ovo onda verovatno zavisi od broja čestica koje ulaze u kontakt, koliko materijala čestica odstranjuje, ili da li se čestica može utisnuti u suprotnu površinu. Može se videti da spoljnja strana profila habanja spoljnjeg prstena u boljoj korelaciji sa kontaktnom zonom nego li sa zonom hvatanja. Osim toga takođe se vidi da spoljnja strana profila habanja za unutrašnji prsten u boljoj korelaciji sa profilom habanja valjka. Ovo indicira da čestice imaju tendenciju da se utisnu na površinu spoljnjeg prstena i da zatim ogrebu valjak. U referenci *189], izneto je da se utisnute čestice javljaju veoma proređeno na unutrašnjem prstenu a da se uopšte ne javljaju na valjcima. Utisnute čestice na spoljnjem prstenu su mnogo češde, pogotovu na spoljnjoj strani izvan spoljnje tačke čistog kotrljanja. Slika 21 pokazuje dubinu habanja profila kod ležaja podvrgnutog kratkotrajnom radu. Svrha ovog testa je brojanje i karakterizacija abrazionih ogrebotina. Prema tome je osmišljen da bude test kod koga površine nisu okrnjene daljim habanjem. Slika pokazuje da je habanje minimalno na valjku i spoljnjem prstenu. Habanje je relativno veliko na unutrašnjem prstenu. Zbog toga je za ovaj element nemogude koristiti metod brojanja ogrebotina da bi se odredila količina čestica koje su učestvovale u habanju (zato što je veliki broj ogrebotina ishaban nakon njihovog nastajanja).



Slika 21 Dubina habanja na unutrašnjem prstenu, valjku, i

spoljašnjem prstenu kod kratkotrajnog testa

8.3.2 Morfologija ogrebotina Slika 22 pokazuje SEM slike izgrebane površine na tri lokacije na površini valjka kod ležaja podvrgnutog dugotrajnom radu. Regije reaguju na različite nivoe klizanja unutar kontakta ležaja. U svakoj regiji, dužina ogrebotina su skoro konstantne. Ovo je očekivano, pošto je odstupanje veličina čestica dijamanata uska. Dužina ogrebotina uglavnom zavisi od pozicije na kojoj se čestica kliza u kontaktu (kao što je prikazano na slici 18). Ipak na slici 23(c), vide se neke veoma dugačke ogrebotine. One su mnogo duže od izračunate dužine klizanja. Ove ogrebotine mogu poticati od dijamantskih čestica koje su zarobljene između valjka i kaveza ili od ponovljenih kontakata sa trajno utisnutim česticama na nekom od prstenova pod predpostavkom da je valjak fiksiran u lateralnoj poziciji.

Slika 22 Slike dobijene SEM mikroskopom. Ogrebotine nastale usled abrazionog

habanja na površini valjka kod ležaja podvrgnutog dugotrajnom radu na tri lateralne pozicije: (a) , (b) , (c)

Nekoliko ogrebotina na valjku i spoljnjem prstenu kod ležaja podvrgnutog kratkotrajnom radu izmereno je sa AFM mikroskopom. Izabrane su one ogrebotine koje su izgledale najvede na toj lateralnoj lokaciji. Zbog toga, one bi trebalo da budu napravljene od strane vedih diamantskih čestica, i takođe da ne budu istrošene od naknadnog habanja nakon što su napravljene. Slike 23 i 24 pokazuju AFM slike za tri lokacije na valjku i na spoljnjem prstenu respektivno. Poprečni preseci svih ogrebotina su otprilike V oblika. Ogrebotine su dublje bliže kraju svog putovanja. širina ogrebotina je otprilike polovine veličine dijamantskih čestica. U svim slučajevima žlebovi su plitki (manje od 1 µm u dubini) što je iznenađujude sobzirom da su napravljeni od čestica veličine 6-8 µm. Odnos između izmerenog poprečnog preseka i veličine čestica je dalje analiziran u odeljku 8.4.3. Veličina ramena materijala sa obe strane ogrebotine je mala, najviše je 20% dubine žleba.



Slika 23 Slike dobijene AFM mikroskopom i profili (poprečni preseci) ogrebotina

dobijenih abrazivnim habanjem na tri različite pozicije valjka kod ležaja podvrgnutog kratkotrajnom radu. Razmak između horizontalnih linija je 100 nm kod sve tri slike

Slika 24 Slike dobijene AFM mikroskopom i profili (poprečni preseci) ogrebotina

dobijenih abrazivnim habanjem na tri različite pozicije spoljnjeg prstena kod ležaja podvrgnutog kratkotrajnom radu. Razmak između horizontalnih linija je 50 nm za slike sa pozicijom profila na 66 i 68 mm. Za sliku sa pozicijom profila na 74 mm razdaljina je 200 nm.



8.3.3 Transverzalna distribucija dužina ogrebotina Na slici 25 je prikazan grafik dužina ogrebotina snimljen u oblasti transverzalnih pozicija valjka i prstenova. Ovi rezultati su dobijeni korišdenjem slika dobijenih SEM mikroskopom. Merene su one ogrebotine koje su izgledale neporemedene od naknadnog grebanja i habanja. Tipično, ovo je značilo snimanje dužih ogrebotina sa naglašenim i čistim poprečnim presekom. Ogrebotine su takođe izabrane tako da budu okružene ogrebotinama sličnih dužina, kako bi se izbegla greška selektovanja i merenja ogrebotina koje su nastale usled dejstva ekstremnih čestica. U svim slučajevima, dužina ogrebotine je povezana sa količinom klizanja na toj lokaciji. Kod linija čistog kotrljanja, ogrebotine su najkrade, krade čak i od veličine jedne čestice. Ogrebotine se kod spoljnjeg prstena javljaju izvan zone kontakta i izvan zone hvatanja čestice. Ovo se može objasniti dejstvom čestica vedih od 7 µm korišdenih za izračunavanje ulaza u kontaktu valjak-spoljnji prsten. Ili alternativno, kontakt i izračunavanje klizanja odstupaju od realnog kontakta valjak-prsten. Ogrebotine se javljaju na sva tri elementa ležaja. Zbog toga, nije samo slučaj da se čestice lepe na jednu površinu i grebu drugu (u situacijama habanja između tri tela, čestica se lepi za mekšu površinu i grebe tvrđu).

Slika 25 Dužina ogrebotina na unutrašnjem prstenu, valjku, i

spoljnjem prstenu kod ležaja podvrgnutom kratkotrajnom radu

8.3.4 Transverzalna distribucija broja ogrebotina Slika 26 pokazuje grafike broja ogrebotina snimljenih na različitim transverzalnim lokacijama na valjku i spoljnjem prstenu kod ležaja podvrgnutog kratkotrajnom radu. Cilj ovog merenja je odrediti da li određena lokacija u ležaju favorizuje hvatanje čestica. Podaci su korišdeni samo kao vodič mehanizma hvatanja pošto je mogude da su neke ogrebotine izlizane ili narušene od naknadnih promena. Iz ovog razloga, brojanje nije izvršeno na unutrašnjem prstenu, pošto se on istrošio na dubljem nivou od nivoa dubine pojedinačne ogrebotine (slika 20). Spoljni prsten je



takođe imao malo vede habanje tokom kratkotrajnog rada. Najbolje rezultate dao je valjak. Važno je napomenuti da nije samo zona kontakta ta koja postaje ogrebana nego se šteta javlja takođe i u zoni hvatanja čestice (slika 17). Interesantno je broj udubljenja na spoljnjem prstenu malo niži kod linija čistog kotrljanja. Ovo je neobično zato što vedina očekuje da je kotrljajni kontakt skloniji hvatanju čestica *190, 191] nego li kontakt sa kotrljanjem i klizanjem.

Slika 26 Broj poprečnih ogrebotina na valjku i spoljnjem prstenu

kod kratkotrajnog rada

8.4 ANALIZE EKSPERIMENTALNIH REZULTATA 8.4.1 Hvatanje čestica Poznati su, i koncentracija čestica i broj kontakata ostvaren u svakoj tački na površinama kotrljajnih elemenata. U osnovama ovog i eksperimentalnih rezultata datih u sekciji 8.3.4, mogude je izračunati visinu hvatanja, koja opisuje debljinu uljnog filma koji sadrži čestice koje su uvučene u kontakt. Ovo je opisano u smislu odnosa hvatanja, . Ipak, sve čestice sadržane u sloju ulja debljine su uvučene u kontakt (prikazano šematski na slici 27).

Slika 27 Visina hvatanja za valjak i prsten

Broj ogrebotina po jedinici oblasti, , je onda dat preko

(6) Gde je broj čestica po jedinici zapremine i je ukupni broj doživljenih kontakata. Masa individualne dijamantske čestice je određena uz pomod predpostavke da je čestica kubična sa dijagonalnom dužinom . Onda



⁄ ⁄ (7)

Gde je gustina dijamanta, je masena koncentracija čestica. Tokom jednog obrtaja vratila, sve površine dožive broj kontaktnih događaja, rotaciona brzina, , i dužina trajanja ispitnog rada, . Iz ovoga odnos hvatanja se može izračunati kao

(

)

⁄

(8)

Korišdenjem jednačine (6) i izračunavanjem srednje vrednosti broja udubljenja po jedinici površine za valjak i spoljnji prsten, na osnovama rezultata datim na slici 26, mogude je izračunati srednji odnos hvatanja za svaku komponentu. Za valjak i spoljnji prsten, podaci i rezultati takvog izračunavanja dati su u tabeli 4.

Tabela 4 Podaci i izračunavanja za srednji odnos hvatanja, ̅ , za valjak i spoljnji prsten (koristedi , ⁄ , , , )

Komponenta ̅

Valjak 2876 5,1 1,8 Spoljnji prstem 414 6,6 0,2

Odnos hvatanja se uzima sa predpostavkom da sve čestice u nadolazedem uljnom sloju debljine bivaju uhvadene u kontakt. Ovo pojednostavljuje zadatak pošto su ova merenja teška za ostvarivanje i mogu se samo smatrati približnim. Kako god, odnos hvatanja trebao bi da bude isti za obe komponente, kako de čestica koja ulazi u kontakt napraviti udubljenje na obe komponente. Prilikom ovog računanja predpostavlja se da su uslovi hvatanja isti za oba kontakta: valjak/unutrašnji prsten i valjak/spoljnji prsten. Pošto je spoljnji prsten više istrošen od valjka (slika 21), verovatnije je da de se rezultat u realnosti bolje slagati sa valjkom nego li sa spoljnjim prstenom. Broj čestica po jedinici zapremine ulja u cirkulacionom sistemu je . Zona kontakta između valjka i spoljnjeg prstena je , izračunato prema sekciji 8.2. Korišdenjem metoda računanja opisanog u ovoj sekciji, broj uhvadenih čestica u bilo kom trenutku je poznat. Rezultati su dati u tabeli 5 za odnose hvatanja, , od 1,0 i 1,8. Ako predpostavimo de se celokupno opteredenje ležaja prenosi preko ovih zarobljenih čestica, onda bi normalni pritisak bio barem 10 TPa. Ovo je daleko više od tvrdode i površinske otpornosti koju može preneti čelik od kog je naprevljen ležaj, što indicira da bi čestice bile potpuno utisnute u metal. Prema tome pri ovim koncentracijama čestica skoro svo opteredenje se prenosi preko uljnog filma i nije mogude da čestice izvrše promenu u debljini uljnog filma.

Tabela 5 Broj dijamantskih čestica prisutnih u svakom trenutku u kontaktnom području i području hvatanja za dva različita odnosa hvatanja

Broj čestica prisutnih u svakom trenutku

Zona kontakta 0,5 0,9 Zona hvatanja 4,0 7,2



8.4.2 Dužina klizanja Slika 28 pokazuje dužine ogrebotina nađenih na valjku i spoljnjem prstenu upoređenih sa teorijskim izračunavanjem dužine klizanja za taj kontakt.

Slika 28 Dužine ogrebotina na valjku i spoljnjem prstenu. Izračunata

dužina klizanja čestice na površini spoljnjeg prstena je nacrtana preko njih

Postoji razumno slaganje, mada su ogrebotine duže (naročito u centralnom području) i pojavile su se preko vede poprečne širine od predviđene. Ovo je verovatno zbog toga što se valjci ne kredu uvek centralno u odnosu na prstenove. Postoje određena aksijalna odstupanja i šetanja, što takođe znači i da linije čistog kotrljanja nisu uvek na istoj lokaciji. Neke od izmerenih ogrebotina na valjku prouzrokovane su kontaktom sa unutrašnjim prstenom, ali distribucija klizanja kod ovog kontakta je u sličnom redu pa treba očekivati i ogrebotine slične dužine. Takođe je poučno ispitai dužine ogrebotina na dva elementa. Blizu ivica kontakta, dužine ogrebotina na valjku i prstenu su približno iste. U centru, ogrebotine valjka su duže. Valjak je malo tvrđi od spoljnjeg prstena. Primedeno je da se čestica obično lepi za mekšu površinu i onda grebe tvrđu površinu u kontaktu [184, 192+, ovo je takođe tačno i kada postoji neznatna razlika u tvrdodi *182]. Malo je verovatno da de se klizanje simultano pojaviti na obe površine (granični napon smicanja na jednoj površini de uvek biti manji nego kod druge). Ono što je mogude je da se čestica kliza jednim delom na jednoj površini, a zatim nađe novu orijentaciju ili se utisne dublje u materijal, što onda znači da je ona onda podložnija lepljenju u toj poziciji i grebanju suprotne površine. Ovo na primeru znači da žleb počinje kao plitak i onda postaje dublji (dok čestica ne dostigne tačku kada postane energetski podložnija da klizne na drugu površinu). Ispitivanje ogrebotina AFM mikroskopom (kao na slici 10) pokazuje da se ovo javlja kao slučaj. 8.4.3 Uklanjanje materijala Analizirano je deset individualnih ogrebotina na valjku i spoljnjem prstenu kod testiranja pri kratkotrajnom radu. Širina i dubina su izmerene uz pomod AFM mikroskopa. U tabeli 6 date su srednja i standardna devijacija dubine ogrebotina, širine, i izračunate površine poprečnog preseka ogrebotina.



Površina poprečnog preseka ogrebotine procenjena je kao 1/2 širine pomnožena sa dubinom ogrebotine. Ove ogrebotine su napravljene od strane čestica koje su utisnute podjednako u obe dodirne površine koje su razdvojene uljnim filmom debljine . Ovo znači da je poprečna površina kojom čestica prodire u obe površine je data preko . U tabeli 6, dat je i odnos površine ogrebotine prema površini prodiranja čestice u materijal.

Tabela 6 Dimenzije ogrebotina na valjku i spoljnjem prstenu tokom testiranja pri kratkotrajnom radu. Površina oblasti poprečnog preseka ogrebotine upoređena je sa površinom kojom čestica prodire u površinu

Širina

Dubina

Površina

Odnos: Površina ogrebotine/površina

prodiranja čestice

Valjak Srednja 2,93 0,49 0,75 0,03 Standardna

devijacija

0,84

0,17

0,40

0,02 Spoljnji prsten Srednja 3,78 0,30 0,61 0,02 Standardna

devijacija

1,15

0,15

0,43

0,02

Površina ogrebotina je mala kada se uporedi sa površinom prodiranja čestice u materijal. Izgleda da se vedi deo oblasti koji se poremeti prodiranjem čestice se nakon toga vrati u prvobitno stanje usled elastičnog delovanja ili usled plastične redistribucije materijala. Deo materijala uklonjen habanjem je relativno mali. 8.4.4 Model abrazivnog habanja Može se uzeti empirijski pristup radi procene abrazivnog habanja korišdenjem izmerenih veličina ogrebane dužine, ogrebane površine, i prodiranja čestice. Očekivano habanje se onda može uporediti sa izmerenim habanjem. Empirijska dubina habanja za svaki presek na stvarnoj komponenti kod testa prilikom dugotrajnog rada izračunata je prema

(9)

Izraz je broj ogrebotina u posmatranoj površini, je dužina ogrebotina, i je približna površina poprečnog preseka ogrebotine kod kratkotrajnog rada. je faktor skaliranja jednak dužini trajanja dugotrajnog rada podeljen sa dužinom trajanja kratkotrajnog rada. Podaci za su dati na slici 26 i za na slici 25. Površina poprečnog preseka ogrebotine je uzeta kao srednja vrednost data u tabeli 6. Rezultati računanja habanja za valjak i spoljnji prsten su prikazani na slici 29.

Slika 29 Empirijski profil habanja predviđen kod dugotrajnog

rada ležaja na osnovama parametara ogrebotina dobijenih iz testiranja prilikom kratkotrajnog rada ležaja



8.5 RAZMATRANJA Glavna razlika između blagog i abrazivnog habanja je, da kod blagog habanja promene oblika nisu merljive na tvrđim valjcima, ali značajno abrazivno habanje, zbog habanja između dva tela, može biti primedeno na valjku (slika 20). Za oba, abrazivno i blago habanje, dubina habanja je veoma mala kod tačaka kod kojih se javlja čisto kotrljanje, dok u području maksimalnog klizanja, habanje je najvede. Ovo indikuje na to da je dužina klizanja glavni faktor koji uzrokuje abrazivno habanje između dva tela i ovo je takođe u dobroj saglasnosti sa observacijama dužina ogrebotina prezentovanih na slici 25. Na unutrašnjoj i spoljašnjoj strani tačaka čistog kotrljanja, suma dužina ogrebotina na spoljnjem prstenu i valjcima su u dobroj korelaciji sa izračunatim dužinama klizanja (slika 28). Ali ipak na pozicijama maksimalnog klizanja, dužine ogrebotina su vede od dužina klizanja. Ogrebotine se takođe javljaju i izvan zone hvatanja. Ove ogrebotine su rezultat prisustva vedih čestica u abrazivnom uzorku ili rezultat nekih devijacija u kontaktnom modelu od realnih uslova. Između tačaka čistog kotrljanja, suma dužina ogrebotina na spoljašnjem prstenu i valjku duže su od izračunatih. Jedan od razloga koji doprinosi ovome je da se različite čestice lepe za kotrljajne valjake i prsten i grebu suprotne površine. Prilikom merenja upravo su merene ove duže ogrebotina. Kada se saberu dužine ogrebotina na obema površinama, suma je onda previše visoka. Obično očekujemo da se čestice lepe na mekšoj površini i grebu tvrđu. Ovo nije uvek slučaj ovde pošto se ogrebotine pojavljuju na obema površinama. Kao što se može videti u tabeli 6, proporcija uklonjenog materijala nije velika kada se uporedi sa površinom prodiranja čestice. Takođe kada se proučavaju AFM fotografije na slikama 23 i 24, izgleda da su ogrebotine napravljene na površini plitke u poredenju sa veličinom dijamantskih abrazivnih čestica. Jedan deo udubljenja koje čestica napravi se elastično i/ili plastično absorbuje ili redistribuira. Brojanje broja ogrebotina na površini se može koristiti samo kao indikacija umešanosti čestica u kontaktu. U pitanju je teško merenje a takođe je i mogude da su ogrebotine koje su napravljene nestale ili su izlizane sa nastavkom testiranja. Valjak je najbolji uzorak za ovo merenje, pošto je pretrpeo najmanje habanje tokom testiranja pri kratkotrajnom radu. Upoređivanje broja čestica sa koncentracijom čestica u ulju, i brojem obrtaja indicira da kontakt koncentriše čestice, kao što je slučaj kod tačkastih kontakata *190]. Svaka čestica koja se nađe u uljnom filmu debljine kolika je i veličina čestice, biva zarobljena od strane elemenata u kontaktu. Sve ove čestice se tako nađu u kontaktu dok okolno ulje biva istiskano iz koncentrisanog kontakta. Empirijsko računanje trošenja valjka između tačaka čistog kotrlanja dobro se slaže sa izmerenim habanjem (upoređujudi slike 20 i 29). Unutar unutrašnje tačke čistog kotrljanja, devijacija između izračunatog i izmerenog habanja je veoma mala. Velika devijacija između izračunatog i izmerenog habanja valjka izvan spoljnje tačke čistog kotrljanja je najverovatnije uzrok abrazije koja je uzrokovana od strane čestica utisnutih u površinu prstena. Empirijsko izračunavanje trošenja spoljnjeg prstena ima veliku devijaciju u odnosu na izmereno. Ovo je najverovatnije zbog prisustva velike količine krhotina generisanih od strane čestičnih kontaminanata, koje nije uzeto u obzir prilikom izvođenja empirijskog izračunavanja. Pošto su površine prstenova mekše od površine valjaka, verovatnije je da de krhotine generisanje trošenjem i habanjem da izazovu vede habanje površina prstenova nego li površini valjaka.



9 ZAKLJUČAK

Nakon nekoliko dekada istraživanja efekata koje imaju čestice krhotina u uljima i mazivima za podmazivanje na pouzdanost mašina i mehanizama, postalo je apsolutno jasno sa čvrsti kontaminanti mogu predstavljati ozbiljan problem u vedini mašinskih sistema. Čestice svih oblika i veličina, sa različitim stepenima tvrdode, čvrstode i krtosti nalaze se mašinskim sistemima u svakom mogudem trenutku tokom njegovog radnog veka. Takvi kontaminanti ubrzavaju proces habanja i smanjuju očekivani radni vek pogođenih sistema što dovodi do ekonomskih i drugih troškova. Čak i gore od toga, katastrofalni kvarovi poput kvarova kotrljajnih ležajeva na kritičnim pozicijama (na primer, prenosnik snage kod helikoptera) inicirani od strane čvrstih kontaminirajudih čestica mogu dovesti i do gubitka ljudskih života. Održavanje sistema i ulja za podmazivanje čistim koliko je to potrebno uz pomod adekvatne filtracije trebalo bi da bude glavni prioritet. Izvršena je serija eksperimenata radi proučavanja habanja kotrljajnih valjkastih ležajeva podmazivanih uljem sa kontaminirajudim česticama. Merenje geometrije individualnih ogrebotina pokazuje da veoma mali deo materijala koji je poremeden delovanjem abrazivnih čestica biva uklonjen habanjem. Broj ogrebotina na površinama kotrljajnih elemenata indicira na to da kontakt koncentriše čestice. Ovo se javlja zbog toga što kad čestica bude uhvadena od strane kotrljajnih elemenata, sile trenja je vuku unutar kontakta. Zbog toga i sve ostale čestice u posmatranom sloju ulja slične veličine kao i debljina uljnog filma bivaju uvučene u kontakt. Empirijski podaci dužine ogrebotina, površine poprečnog preseka, i umešanosti čestica su sklopljeni radi predviđanja gubitka materijala usled habanja. Upoređivanje rezultata simulacije sa eksperimentalnim rezultatima pokazuje kvalitativnu saglasnost oko promene forme površine prstenova kod ležaja.



LITERATURA

Vedi deo rada preveden je od radova: Nikas, G. K. A state-of-the-art review on the effects of particulate contamination and related topics in

machine-element contacts, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part J: Journal of Engineering Tribology 224 (5), (2010) p. 453-479; DOI: 10.1243/13506501JET752

Halme, J. and Andersson, P. Rolling contact fatigue and wear fundamentals for rolling bearing diagnostics – state of the art, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part J: Journal of Engineering Tribology 224 (4), (2010) p. 377-393; DOI: 10.1243/13506501JET656

X Ai. Effect of debris contamination on the fatigue life of roller bearings, Proceedings of the Institution of

Mechanical Engineers , Part J : Journal of Engineering Tribology (2001); DOI: 10.1243/ 1350650011543808

Nilsson, R. Dwyer-Joyce, R. S. and Olofsson, U. Abrasive Wear of Rolling Bearings by Lubricant Borne

Particles, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part J: Journal of Engineering Tribology

220 (5) (2006) p. 429-439; DOI: 10.1243/13506501J00205

REFERENCE

1

2

3

4

5

6 7

8

9

10

11

12

13

14

15

16 17

18 19

Nikas, G. K. Review of studies on the detrimental effects of solid contaminants in lubricated machine element contacts. In Reliability engineering advances (Ed. G. I. Hayworth), 2009, pp. 1–44 (Nova Science Publishers, New York, USA). Dwyer-Joyce, R. S. The effects of lubricant contamination on rolling bearing performance. PhD Thesis, Department of Mechanical Engineering, Imperial College London, UK, 1993. Nikas, G. K. Theoretical modelling of the entrainment and thermomechanical effects of contamination particles in elastohydrodynamic contacts. PhD Thesis, Department of Mechanical Engineering, Imperial College London, UK, 1999. Olofsson, U. and Svedberg, G. Low concentration level contaminant-related wear in sliding and rolling contacts. 2nd World Tribology Congress, Vienna, Austria, 3–7 September, 2001, p. 79. Nilsson, R., Olofsson, U., and Sundvall, K. Filtration and coating effects on self-generated particle wear in boundary lubricated roller bearings. Tribol. Int., 2005, 38/2, 145–150. Svedberg, G. Optimized filtration in hydraulic systems, SAE Technical paper series, 1999-01-2836, 1999. Nilsson, R., Olofsson, U., and Sundvall, K. Low contaminant concentration level related to wear in roller bearings, Nordtrib 2002, The 10th Nordic Symposium on Tribology, Stockholm, Sweden, 9–12 June 2002, p. 134. Dwyer-Joyce, R. S., Sayles, R. S., and Ioannides, E. An investigation into the mechanisms of closed three-body abrasive wear.Wear, 1994, 175(1–2), 133–142. Hamer, J. C., Sayles, R. S., and Ioannides, E. Deformation mechanisms and stresses created by 3rd body debris contacts and their effects on rolling bearing fatigue. In Proceedings of the 14th Leeds–Lyon Symposium on Tribology, Elsevier Tribology and Interface Engineering Series, Lyon, France, 1987, vol. 12, pp. 201–208. Hamer, J. C., Sayles, R. S., and Ioannides, E. Particle deformation and counterface damage when relatively soft particles are squashed between hard anvils. STLE Tribol. Trans., 1989, 32(3), 281–288. Ville, F. and Nelias, D. Influence of the nature and size of solid particles on the indentation features in EHL contacts. In Proceedings of the 24th Leeds–Lyon Symposium on Tribology, Elsevier Tribology and Interface Engineering Series, London, UK, 1997, vol. 34, pp. 399–409. Ville, F. and Nelias, D. An experimental study of the concentration and shape of dents caused by spherical metallic particles in EHL contacts. STLE Tribol. Trans., 1999, 42(1), 231–240. Ko, C. N. and Ioannides, E. Debris denting – the associated residual stresses and their effect on the fatigue life of rolling bearings: an FEM analysis. In Tribological design of machine elements (Eds D. Dowson, C. M. Taylor, M. Godet, and D. Berthe), 1989, pp. 199–207 (Elsevier, Amsterdam, The Netherlands). Kang, Y. S., Sadeghi, F., and Hoeprich, M. R. A finite element model for spherical debris denting in heavily loaded contacts. ASME J. Tribol., 2004, 126(1), 71–80. Antaluca, E. and Nélias, D. Contact fatigue analysis of a dented surface in a dry elastic–plastic circular point contact. Tribol. Lett., 2008, 29(2), 139–153. Larsen-Badse, J. Influence of grit size on the groove formation during sliding abrasion. Wear, 1968, 11(3), 213–222. Larsen-Badse, J. Influence of grit diameter and specimen size on wear during sliding abrasion.Wear, 1968, 12(1), 35–53. Rabinowicz, E. andMutis, A. Effect of abrasive particle size on wear.Wear, 1965, 8(5), 381–390. Richardson, R. C. D. The wear of metals by relatively soft abrasives.Wear, 1968, 11(4), 245–275.



20

21 22

23 24

25

26

27

28

29

29

30

31

32

33 34

35

36

37

38

39

40

41 42

43

44

45

46

47

48

49

Xuan, J. L., Hong, I. T., and Fitch, E. C. Hardness effect on three-body abrasive wear under fluid film lubrication. ASME J. Tribol., 1989, 111(1), 35– 40. Williams, J. A. and Hyncica, A. M. Abrasive wear in lubricated contacts. J. Phys. D Appl. Phys., 1992, 25(1A), 81–90. Hamilton, R. W., Sayles, R. S., and Ioannides, E. Wear due to debris particles in rolling bearing contacts. In Proceedings of the 24th Leeds–Lyon Symposium on Tribology, Elsevier Tribology and Interface Engineering Series, London, UK, 1997, vol. 34, pp. 87–93. Dwyer-Joyce, R. S. Predicting the abrasive wear of ball bearings by lubricant debris.Wear, 1999, 233–235, 692–701. Grieve, D. G., Dwyer-Joyce, R. S., and Beynon, J. H. Abrasive wear of railway track by solid contaminants. Proc. IMechE, Part F: J. Rail and Rapid Transit, 2001, 215(3), 193–205. DOI: 10.1243/0954409011531512. Nilsson, R., Dwyer-Joyce, R. S., and Olofsson, U. Abrasive wear of rolling bearings by lubricant borne particles. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2006, 220(5), 429–439. DOI: 10.1243/13506501J00205. Wan, G. T. Y. and Spikes, H. A. The behaviour of suspended solid particles in rolling and sliding elastohydrodynamic contacts. STLE Tribol. Trans., 1987, 31(1), 12–21. Nikas, G. K. Particle entrainment in elastohydrodynamic point contacts and related risks of oil starvation and surface indentation. ASME J. Tribol., 2002, 124(3), 461–467. Enthoven, J. C. and Spikes, H. A. Visual observation of the process of scuffing. In Proceedings of the 21st Leeds–Lyon Symposium on Tribology, Elsevier Tribology and Interface Engineering Series, Leeds, UK, 1994, vol. 30, pp. 487–494. Nikas, G. K., Sayles, R. S., and Ioannides, E. Effects of debris particles in sliding/rolling elastohydrodynamic contacts. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 1998, 212(5), 333–343. DOI: 10.1243/ 1350650981542146. Sato, H., Tokuoka, N., Yamamoto, H., and Sasaki, M. Study of wear mechanism by soot contaminated in engine oil. SAE paper 1999-01-3573, 1999. Green, D. A., Lewis, R., and Dwyer-Joyce, R. S. The wear effects and mechanisms of soot contaminated automotive lubricants. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2006, 220(3), 159–169. DOI: 10.1243/ 13506501JET140. Green, D. A. and Lewis, R. The effects of sootcontaminated engine oil on wear and friction: a review. Proc. IMechE, Part D: J. Automobile Engineering, 2008, 222(9), 1669–1689. DOI: 10.1243/09544070JAUTO468. Chandrasekaran, S., Khemchandani, M. V., and Sharma, J. P. Effect of abrasive contaminants on scuffing. Tribol. Int., 1985, 18(4), 219–222. Khonsari, M. M. and Wang, S. H. On the role of particulate contamination in scuffing failure. Wear, 1990, 137(1), 51–62. Khonsari, M. M., Pascovici, M. D., and Kucinschi, B. V. On the scuffing failure of hydrodynamic bearings in the presence of an abrasive contaminant. ASME J. Tribol., 1999, 121(1), 90–96. Nikas, G. K., Ioannides, E., and Sayles, R. S. Thermal modelling and effects from debris particles in sliding/ rolling EHD line contacts – a possible local scuffing mode. ASME J. Tribol., 1999, 121(2), 272–281. Nikas, G. K., Sayles, R. S., and Ioannides, E. Thermoelastic distortion of EHD line contacts during the passage of soft debris particles.ASME J. Tribol., 1999, 121(2), 265–271. Nikas, G. K. An advanced model to study the possible thermomechanical damage of lubricated sliding– rolling line contacts from soft particles. ASME J. Tribol., 2001, 123(4), 828–841. Mizuhara, K., Tomimoto, M., and Yamamoto, T. Effect of particles on lubricated friction. STLE Tribol. Trans., 2000, 43(1), 51–56. Tomimoto, M.,Mizuhara, K., and Yamamoto, T. Effect of particles on lubricated friction – theoretical analysis of friction caused by particles in journal bearing. STLE Tribol. Trans., 2002, 45(1), 47–54. Tomimoto, M.,Mizuhara, K., and Yamamoto, T. Effect of particles on lubricated friction – verification of dead time phenomenon and friction theory. STLE Tribol. Trans., 2002, 45(1), 94–102. Moon, M. How clean are your lubricants? Trends Food Sci. Technol., 2007, 18(suppl. 1), S74–S88. Masuko, M., Suzuki, A., and Ueno, T. Influence of physical and chemical contaminants on the antiwear performance of model automotive engine oil. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2006, 220(5), 455–462. DOI: 10.1243/135065005X34053. Yamaguchi, E. S.,Untermann, M., Roby, S. H., Ryason, P. R., and Yeh, S. W. Soot wear in diesel engines. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2006, 220(5), 463–469. DOI: 10.1243/13506501J00505. Booth, J. E., Nelson, K. D., Harvey, T. J., Wood, R. J. K.,Wang, L., Powrie, H. E. G., and Martinez, J. G. The feasibility of using electrostatic monitoring to identify diesel lubricant additivesandsoot contamination interactions by factorial analysis. Tribol. Int., 2006, 39(12), 1564–1575. Tallian, T. E. Prediction of rolling contact fatigue life in contaminated lubricant, part II: experimental. ASME J. Lubr. Technol., 1976, 98(3), 384–392. Loewenthal, S. H. and Moyer, D. W. Filtration effects on ball bearing life and condition in a contaminated lubricant. ASME J. Lubr. Technol., 1979, 101(2), 171–176. Ronen, A., Malkin, S., and Loewy, K. Wear of dynamically loaded hydrodynamic bearings by contaminant particles. ASME J. Lubr. Technol., 1980, 102(4), 452–458. Loewenthal, S. H., Moyer, D. W., and Needelman, W. M. Effects of ultra-clean and centrifugal filtration on rolling-element bearing life. ASME J. Lubr. Technol., 1982, 104(3), 283–291. Hamer, J. C., Lubrecht, A. A., Ioannides, E., and Sayles, R. S. Surface damage on rolling elements and its subsequent effects on performance and life. In Proceedings of the 15th Leeds–Lyon Symposium on Tribology, Elsevier Tribology and Interface Engineering Series, Leeds, UK, 1988, vol. 14, pp. 189–197.



50

51

52

53 54

55 56

57

58

59

60

61

62

63

64

65

66

67

68 69 70

71

72

73

74 75 76

77

78

79

80

81

Dwyer-Joyce, R. S., Hamer, J. C., Sayles, R. S., and Ioannides, E. Lubricant screening for debris effects to improve fatigue and wear life. In Proceedings of the 18th Leeds–Lyon Symposium on Tribology, Elsevier Tribology and Interface Engineering Series, Lyon, France, 1991, vol. 21, pp. 57–63. Nixon, H. P. and Zantopulos, H. Fatigue life performance comparisons of tapered roller bearings with debris-damaged raceways. STLE Lubr. Eng., 1995, 51(9), 732–736. Chao, K. K., Saba, C. S., and Centers, P. W. Effects of lubricant borne solid debris in rolling surface contacts. STLE Tribol. Trans., 1996, 39(1), 13–22. Ville, F. and Nelias,D. Early fatigue failure due to dents in EHL contacts. STLE Tribol. Trans., 1999, 42(4), 795– 800. Kahlman, L. and Hutchings, I. M. Effect of particulate contamination in grease-lubricated hybrid rolling bearings. STLE Tribol. Trans., 1999, 42(4), 842–850. Nelias, D. and Ville, F. Detrimental effects of debris dents on rolling contact fatigue. ASME J. Tribol., 2000, 122(1), 55 64. Ai, X. Effect of debris contamination on the fatigue life of roller bearings. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2001, 215(6), 563–575. DOI: 10.1243/ 1350650011543808. Nilsson, R., Olofsson, U., and Sundvall, K. Filtration and coating effects on self-generated particle wear in boundary lubricated roller bearings. Tribol. Int., 2005, 38(2), 145–150. Xu, G., Sadeghi, F., and Cogdell, J. D. Debris denting effects on elastohydrodynamic lubricated contacts. ASME J. Tribol., 1997, 119(3), 579–587. Xu, G., Sadeghi, F., and Hoeprich, M. Residual stresses due to debris effects in EHL contacts. STLE Tribol. Trans., 1997, 40(4), 613–620. Tallian, T. E. Prediction of rolling contact fatigue life in contaminated lubricant, part I: mathematical model. ASME J. Lubr. Technol., 1976, 98(2), 251–257. Lubrecht, A. A., Dwyer-Joyce, R. S., and Ioannides, E. Analysis of the influence of indentations on contact life. In Proceedings of the 18th Leeds–Lyon Symposium on Tribology, Elsevier Tribology and Interface Engineering Series, Lyon, France, 1991, vol. 21, pp. 173–181. Sayles, R. S. and Ioannides,E.Debris damage in rolling bearings and its effects on fatigue life. ASME J. Tribol., 1988, 110(1), 26–31. Sayles, R. S., Hamer, J. C., and Ioannides, E. The effects of particulate contamination in rolling bearings – a state of the art review. Proc. IMechE, Part G: J. Aerospace Engineering, 1990, 204(1), 29–36. DOI: 10.1243/PIME_PROC_1990_204_206_02. Sayles, R. S. Debris and roughness in machine element contacts: some current and future engineering implications. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 1995, 209(J3), 149–172. DOI: 10.1243/PIME_ PROC_1995_209_421_02. Dwyer-Joyce, R. S. The life cycle of a debris particle. In Proceedings of the 31st Leeds–Lyon Symposium on Tribology, Elsevier Tribology and Interface Engineering Series, Leeds, UK, 2004, vol. 48, pp. 681–690. Khonsari, M. M. and Booser, E. R. Effect of contamination on the performance of hydrodynamic bearings. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2006, 220(5), 419–428. DOI: 10.1243/13506501J00705. SKF Maintenance Products B.V. Oil cleanliness control course. In Notes of the Seminar, 9–13 September 1991, SKF-ERC, The Netherlands. Kjer, T. Particles in new motor oils. Wear, 1981, 69(3), 395–396. Jones, M. H.Wear debris associated with diesel engine operation.Wear, 1983, 90(1), 75–88. Leng, J. A. and Davies, J. E. Ferrographic examination of unused lubricants for diesel engines. Wear, 1988, 122(1), 115–119. Stachowiak, G. W., Kirk, T. B., and Stachowiak, G. B. Ferrography and fractal analysis of contamination particles in unused lubricating oils. Tribol. Int., 1991, 24(6), 329–334. Glaeser, W. A. Wear debris classification. In Modern tribology handbook (Ed. B. Bhushan), 2001, vol. 1, pp. 301–315 (CRC Press, New York, USA). Roylance, B. J., Williams, J. A., and Dwyer-Joyce, R. Wear debris and associated wear phenomena – fundamental research and practice. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2000, 214(1), 79–105. DOI: 10.1243/1350650001543025. Roylance, B. J. and Hunt, T. M. Wear debris analysis, 1999 (Coxmoor Publishing Company, Oxford, UK). Williams, J. A. Wear and wear particles – some fundamentals. Tribol. Int., 2005, 38(10), 863–870. Barwell, F. T. The role of particle analysis – a review of ferrography. In Proceedings of the 10th Leeds–Lyon Symposium on Tribology (1983), Lyon, UK, 1984, pp. 3– 10, paper I(i) (Butterworth). Roylance, B. J., Albidewi, I. A., Laghari, M. S., Luxmoore, A. R., and Deravi, F. Computer-aided vision engineering (CAVE) – quantification of wear particle morphology. Lubr. Eng., 1994, 50(2), 111–116. Stachowiak, G. W. Numerical characterisation of wear particles morphology and angularity of particles and surfaces. Tribol. Int., 1998, 31(1–3), 139–157. Trevor, M. H. (Ed.) Handbook of wear debris analysis and particle detection in liquids, 1993, English edition (Kluwer Academic Publishers, London, UK). Kowandy, C., Richard, C., Chen, Y.-M., and Tessier, J.-J. Correlation between the tribological behaviour and wear particle morphology – case of grey cast iron 250 versus graphite and PTFE. Wear, 2007, 262(7–8), 996–1006. Roylance, B. J. and Raadnui, S. The morphological attributes of wear particles – their role in identifying wear mechanisms.Wear, 1994, 175(1–2), 115–121.



82 83 84

85

86

87

88 89 90 91

92

93 94

95

96

97

98

99

100 101 102 103 104

105

106

107

108

109

110

111 112 113

114 115 116 117 118

119 120

121

122

Raadnui, S. and Roylance, B. J. The classification of wear particle shape. Lubr. Eng., 1995, 51(5), 432–437. Peng, Z. and Kirk, T. B. Wear particle classification in a fuzzy grey system. Wear, 1999, 225–229(Pt 2), 1238– 1247. Anderson, D. P. Wear particle atlas (revised). Report NAEC-92-163, Naval Air Engineering Centre, Advanced Technology Office, Support Equipment Engineering Department, Lakehurst, New Jersey, USA, 1982. Khan,M. A., Starr, A. G.,and Cooper,D. A methodology for online wear debris morphology and composition analysis. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2008, 222(J7), 785–796. DOI: 10.1243/13506501JET449. Rigney, D. A. The role of characterization in understanding debris generation. In Proceedings of the 18th Leeds–Lyon Symposium on Tribology, Lyon, France, 1991, pp. 405–412 (Elsevier). Stachowiak, G. P., Podsiadlo, P., and Stachowiak, G.W. Shape and texture features in the automated classification of adhesive and abrasive wear particles. Tribol. Lett., 2006, 24(1), 15–26. Jones Jr,W. R. Spherical artifacts on ferrograms.Wear, 1976, 37(1), 193–195. Rabinowicz, E. The formation of spherical wear particles. Wear, 1977, 42(1), 149–156. Smith,M.C.andSmith,R. A.Theformation of spherical wear debris in mode II fatigue cracks.Wear, 1982, 76(1), 105–128. Balogh, I. The formation of spherical particles under abrasive conditions. Periodica Polytech. Ser.Mech. Eng., 2002, 46(1), 29–35. Gebarin, S. and Fitch, J. Origin of spherical particles in lubricants. Practising Oil Analysis Magazine, March 2005 (Noria Corporation). Loy, B. andMcCallum, R.Mode of formation of spherical particles in rolling contact fatigue.Wear, 1973, 24(2), 219–228. Scott, D. and Mills, G. H. Spherical debris – its occurrence, formation and significance in rolling contact fatigue.Wear, 1973, 24(2), 235–242. Jones, W. R. and Loewenthal, S. H. Analysis of wear debris from full-scale bearing fatigue tests using the ferrograph. ASLE Trans., 1980, 24(3), 323–330. Broszeit, E. and Hess, F. J. Diskussion zu: a scanning electronmicroscope study of fracturephenomenaassociated with rolling contact surface fatigue failure.Wear, 1971, 17(4), 314–315. Odi-Owei, S. and Roylance, B. J. An experimental study of initial scuffing and recovery in sliding wear using a four-ball machine.Wear, 1987, 117(3), 267–287. Jin,Y.andWang,C. Spherical particles generated during the running-in period of a diesel engine. Wear, 1989, 131(2), 315–328. Conor, P. C. and McRobie, D. E.Wear debris generated during high velocity sliding contact.Wear, 1981, 69(2), 189–204. Goss, G. L. and Hoeppner, D. W. Characterization of fretting fatigue damage by SEM analysis. Wear, 1973, 24(1), 77–95. Stowers, I. F. and Rabinowicz, E. Spherical particles formedin the fretting of silver. J. Appl. Phys., 1972, 43(5), 2485–2487. Hurricks, P. L. The occurrence of spherical particles in fretting wear.Wear, 1974, 27(3), 319–328. Komanduri, R. and Shaw, M. C. Formation of spherical particles in grinding. Phil. Mag., 1975, 32(4), 711–724. Kleis, I.,Muiste, U., Pilvre, U., Uuemois, H., and Uetz, H. The physical mechanism of the formation of metal microspheres in the wear process. Wear, 1979, 53(1), 79–85. Doroff, S. W., Miller, R. S., Thiruvengadam, A. P., and Westcott, V. C. Spheroidal particles produced by cavitation erosion. Nature, 1974, 247, 363–364. Patel, M. Influence of oil balls on premature overlay removal of diesel engine connecting rod bearings. SAE paper 810501, 1981 (Society of Automotive Engineers, USA). McGeehan, J. A., ChevronTexaco, and Ryason, P. R. How glycol causes corrosion and oil ball damage – in diesel engines. Practising Oil Analysis Magazine, May 2005 (Noria Corporation). Raadnui, S.Wear particle analysis – utilization of quantitative computer image analysis: a review. Tribol. Int., 2005, 38(10), 871–878. Jin,Y. andYang, Q. Ferrographic analysis of wear debris generated in locomotive diesel engines. Wear, 1984, 93(1), 23–32. Jones,W. R. and Loewenthal, S. H. Ferrographic analysis of wear debris from full-scale bearing fatigue tests. NASA technical paper 1511, September 1979 (USA). Roylance, B. J. Ferrography – then and now. Tribol. Int., 2005, 38(10), 857–862. Hutchings, I. M. Tribology – friction and wear of engineering materials, 1992 (Butterworth-Heinemann, Oxford, UK). Sasaki, A. Contaminants in used oils and their problems. Proc.IMechE,Part J: J.EngineeringTribology, 2006, 220(5), 471–478. DOI: 10.1243/135065005X33955. Sasaki, A. Contaminants in used oils and their behaviour. J. ASTM Int., 2009, 6(2), paper JAI101672. 4 McKee, S. A. Effect of abrasive in lubricant. SAE Trans., 1927, 22, 73–77. Roach, A. E. Performance of oil-film bearings with abrasive containing lubrication. ASME Trans., 1951, 73, 677–686. Rylander, H. G. Effects of solid inclusions in sleevebearing oil supply.Mech. Eng., 1952, 74, 963–966. Broeder, J. J. and Heijnekamp, J. W. Abrasive wear of journal bearings by particles in the oil. Proc. InstnMech. Engrs, 1965–66, 180(3k), 21–31. Hirano, F. and Yamamoto, S. Four-ball test on lubricating oils containing solid particles. Wear, 1959, 2(5), 349–363. Fitzsimmons, B. and Clevenger, H. D. Contaminated lubricants and tapered roller bearingwear. ASLE Trans., 1977, 20(2), 97–107. Nikas, G., Sayles, R., and Ionnodes, E. Effects of debris in sliding/rolling elastohydrodynamic contacts. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 1998, 212, 333–343. DOI: 10.1243/135065098154216. Hamrock, B. Fundamentals of fluid film lubrication, 1994 (McGraw-Hill, Singapore).



123 124 125 126

127

128

129 130 131

132 133

134

135

136 137

138

139

140 141

142

143 144

145

146

147 148 149 150 151

152

153

154

155 156

157

158

159 160

Hamrock, B. and Dawson, D. Ball bearing lubrication, 1981 (JohnWiley, New York, USA). GeneralMotors Corporation.Newdeparture handbook, 7th edition, 1971 (GeneralMotors Corporation, USA). Wedeven, L. D. Diagnostics of wear in aeronautical systems. NASA TM-79185, 1979. Cunningham,J. S. andMorgan,M. A. Review of aircraft bearing rejection criteria and causes. ASLE Lubr. Eng., 1979, 35(8), 435–441. Okamoto, J., Fujita, K., and Toshioka,T. Effects of solid particles in oil on the life of ball bearings. J. Mech. Eng. Lab. (Tokyo), 1972, 26(5), 228–238 (NASA technical translation; NASA TT F-15, 653, June 1974). Khorshid,E. A. andNawwar, A. M. A review of the effect of sand dust and filtration on automobile engine wear. Wear, 1991, 141(2), 349–371. Fodor, J. Improving utilisation of potential i.c. engine life by filtration. Tribol. Int., 1979, 12(3), 127–129. Frith, R. H. and Scott, W. Control of solids contamination in hydraulic systems – an overview.Wear, 1993, 165(1), 69 74. Dalal, H., Cotellesse, G., Morrison, F., and Ninos, N. Progression of surface damage in rolling contact fatigue. Final report for SKF Industries Inc., King of Prussia PA Research Lab, February 1974. Day, L. The secret’s in the filter. Tribol. Lubr. Technol. (STLE), 2008, 64(2), 32–37. Akagaki,T.,Nakamura, M.,Monzen,T., and Kawabata, M. Analysis of the behaviour of rolling bearings in contaminated oil using some condition monitoring techniques. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2006, 220(5), 447–453. DOI: 10.1243/13506501J00605. Miettinen, J. and Andersson, P. Acoustic emission of rolling bearings lubricated with contaminated grease. Tribol. Int., 2000, 33(11), 777–787. Peng, Z.,Kessissoglou, N. J., and Cox, M. A study of the effect of contaminant particles in lubricants using wear debris and vibration condition monitoring techniques. Wear, 2005, 258(11–12), 1651–1662. Sari,M.R.,Haiahem,A.,andFlamand,L.Effect of lubricant contamination on gear wear. Tribol. Lett., 2007, 27(1), 119 126. Day,M. Clarifying the new ISO contamination filtration standards. Practicing Oil AnalysisMagazine, September 2001 (Noria Corporation). Badal, L., Whigham, J., and Minnick, T. The importance of ISO cleanliness codes. Machinery Lubrication Magazine, September 2005 (Noria Corporation). Pavlat, M. R. Total cleanliness control for hydraulic and lubricating systems in the primary metal industry. Lubr. Eng., 1997, 53(2), 12–19. Jacobson, B. Thin film lubrication of real surfaces. Tribol. Int., 2000, 33, 205–210. Lugt, P. M., Severt, R.W. M., Fogelström, J., and Tripp, J. H. Influence of surface topography on friction, film breakdown and running-in in the mixed lubrication regime. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2001, 215, 519–533. DOI: 10.1243/1350650011543772. Olver, A. The mechanism of rolling contact fatigue: an update. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2005, 219, 313–330. DOI: 10.1243/135065005X9808. Tasan, Y., Rooji, M., and Schipper, D. Changes in the micro-geometry of a rolling contact. Tribol. Int., 2007, 40, 672 679. Olofsson, U., Andersson, S., and Björklund, S. Simulation of mild wear in boundary lubricated spherical roller thrust bearings.Wear, 2000, 241, 180–185. Hunt,T. M.Handbook of wear debris analysis and particle detection in liquids, 1993 (Elsevier Applied Science, London, UK). Harris, T. A. and Barnsby, R. M. Life ratings of roller bearings. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2001, 215, 577–595. DOI: 10.1243/1350650011543817 Dwyer-Joyce, R. S. Predicting the abrasive wear of ball bearings by lubricant debris.Wear, 1999, 233–235, 692– 701. Sayles, R. and Ionnides, E. Debris damage in rolling bearings and its effects on fatigue life. J. Tribol., 1988, 110, 26–31. Nilsson, R., Svahn, F., and Olofsson, U. Relating contact conditions to abrasive wear. Wear, 2006, 261, 74–78. Ioannides, E. Contamination and the SKF new life theory for rolling bearings. NLGI Spokesman, 1990, 54, 14–19. Choi,Y. and Liu, C. Spall progression life for rolling contact verified by finish hard machined surfaces. Wear, 2007, 262, 24–35. Day, M. J. Condition monitoring of hydraulic systems. InHandbook of condition monitoring (Ed. B. K. N. Rao), 1996 (Elsevier Advanced Technology, Oxford, UK). Underwood, R. J. The tribological effects of contamination in rolling element bearings. PhD Thesis, Department of Mechanical Engineering, Imperial College London, UK, 2008. Hamer, J. C. and Hutchinson, J. Denting of rolling element bearings by third body particles. PCS report for SKF, Tribology Group, Department of Mechanical Engineering, Imperial College London, UK, 1992. Johnson, K. L. Contact mechanics, 1985 (Cambridge University Press, UK). Hou, Z.-B. and Komanduri, R. Magnetic field assisted finishing of ceramics – part I: thermal model. ASME J. Tribol., 1998, 120(4), 645–651. Hou, Z.-B. and Komanduri, R. Magnetic field assisted finishing of ceramics – part II: on the thermal aspects of magnetic float polishing (MFP) of ceramic balls. ASME J. Tribol., 1998, 120(4), 652–659. Hou, Z.-B. and Komanduri, R. Magnetic field assisted finishing of ceramics – part III: on the thermal aspects of magnetic abrasive finishing (MAF) of ceramic rollers. ASME J. Tribol., 1998, 120(4), 660–667. Tallian, T. E. Failure atlas for Hertz contact machine elements, 1992 (ASME Press, New York, USA). Ville, F., Coulon, S., and Lubrecht, A. A. Influence of solid contaminants on the fatigue life of lubricated machine elements. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2006, 220(5), 441–445. DOI: 10.1243/ 135065005X34062.



161 162

163

164 165

166

167

168 169 170

171

172

173

174 175

176

177

178

179 180

181

182

183

184 185

186

187 188 189 190

191

192

Zantopulos, H. Some observations on scuffing in tapered roller bearings. ASME J. Tribol., 1998, 120(3), 427–435. Ju, F. D. and Huang, J. H. Heat checking in the contact zone of a bearing seal (a two-dimensional model of a single moving asperity). Wear, 1982, 79(1), 107–118. Tseng, M.-L. and Burton, R. Thermal stress in a twodimensional (plane stress) half-space for a moving heat input.Wear, 1982, 79(1), 1–9. Marscher,W. D. Thermal versus mechanical effects in high speed sliding.Wear, 1982, 79(1), 129–143. Roylance,B. J.,Siu, S.W.,andVaughan,D. A.Thermallyrelated stress behaviour in concentrated contacts and the implications for scuffing failure. In Proceedings of the 12th Leeds–Lyon Symposium on Tribology (1985), Mechanisms and Surface Distress, Lyon, France, 1985, pp. 117–127 (Butterworth). Ting, B.-Y. and Winer, W. O. Friction-induced thermal influences in elastic contact between spherical asperities. ASME J. Tribol., 1989, 111(2), 315–322. Reddyhoff, T., Underwood, R. J., Nikas, G. K., Sayles, R. S., and Spikes, H. A. Thermal aspects of debris in EHL contacts. In Proceedings of the Fourth World Tribology Congress, Kyoto, Japan, 6–11 September 2009, p. 308. Burwell, J. T. Survey of possible wear mechanisms. Wear, 1957, 1(2), 119–141. Williams, J. A. and Hyncica, A. M.Mechanisms of abrasive wear in lubricated contacts. Wear, 1992, 152(1), 57–74. Fang, L., Kong, X., and Zhou, Q. A wear tester capable of monitoring and evaluating the movement pattern of abrasive particles in three-body abrasion. Wear, 1992, 159(1), 115–120. De Pellegrin, D. V., Corbin, N. D., Baldoni, G., and Torrance, A. A. Diamond particle shape: its measurement and influence in abrasive wear. Tribol. Int., 2009, 42(1), 160–168. Lewis, R. and Dwyer-Joyce, R. S. Interactions between toothbrush and toothpaste particles during simulated abrasive cleaning. Proc. IMechE, Part J: J. Engineering Tribology, 2006, 220(8), 755–765. DOI: 10.1243/ 13506501JET96. Dwyer-Joyce, R. S.,Hamer, J. C., Sayles, R. S.,and Ioannides, E. Surface damage effects caused by debris in rolling bearing lubricants, with an emphasis on friable materials. In Proceedings of the IMechE Symposium on Rolling element bearings – towards the 21st century, London, UK, 1990, pp. 1–8. Way, S. Pitting due to rolling contact. J. Appl. Mech., 1935, 2, 49–58. Bower, A. F. The influence of crack face friction and trapped fluid on surface initiated rolling contact fatigue cracks. ASME J. Tribol., 1988, 110(4), 704–711. Kaneta, M., Yatsuzuka, H., and Murakami, Y. Mechanism of crack growth in lubricated rolling/sliding contact. ASLE Trans., 1985, 28(3), 407–414. Murakami,Y.,Kaneta,M.,andYatsuzuka,H. Analysis of surface crack propagation in lubricated rolling contact. ASLE Trans., 1985, 28(1), 60–68. Kaneta, M., Suetsugu, M., and Murakami, Y. Mechanism of surface crack growth in lubricated rolling/ sliding spherical contact. ASME J. Appl. Mech., 1986, 53(2), 354–360. Dwyer-Joyce, R. S. Predicting the abrasive wear of ball bearings by lubricant debris. Wear, 1999, 233–235, 692–701. Kusano, Y. and Hutchings, I. M. Modelling the entrainment and motion of particles in a gap: application to abrasive wear. J. Eng. Tribol., 2004, 217, 427–433. Fang, L., Liu, W., Du, D., Zhang, X., and Xue, Q. Predicting three-body abrasive wear using Monte Carlo methods. Wear, 2004, 256, 685–694. Dwyer-Joyce, R. S., Sayles, R. S., and Ioannides, E. An investigation into the mechanisms of closed three body abrasive wear. Wear, 1994, 175, 133–142. Fang, X., Kong, X. L., Su, J. Y., and Zhou, Q. D. Movement patterns of abrasive particles in three-body abrasion. Wear, 1993, 162–164, 782–789. Williams, J. A. and Hyncica, A. M. Mechanisms of abrasive wear in lubricated contacts. Wear, 1992, 152, 57–74. Nilsson, R., Olofsson, U., and Sundvall, K. Filtration and coating effects on self-generated particle wear in boundary lubricated roller bearings. Tribol. Int., 2005, 38/2, 145–150. Olofsson, U. and Svedberg, G. Low concentration level contaminant-related wear in sliding and rolling contacts. 2nd World Tribology Congress, Vienna, Austria, 3–7 September, 2001, p. 79. Fitch, E. C. Fluid contamination control, 1988 (FES Inc., Stillwater, Oklahoma). Olofsson, U. Characterisation of wear in boundary lubricated spherical roller thrust bearings. Wear, 1997, 208, 194–203. Dowson, D. and Higginson, G. R. Elasto-hydrodynamic lubrication, 1966 (Pergamon Press, London). Dwyer-Joyce, R. S. and Heymer, J. The entrainment of solid particles into rolling elastohydrodynamic contact. Proceedings of 22nd Leeds–Lyon Symposium on Tribology, 1996, Elsevier Tribology Series, vol. 31, pp. 135–140. Wan, G. T. Y. and Spikes, H. A. The behaviour of suspended solid particles in rolling and sliding elastohydrodynamic contacts. Trans. ASLE, 1987, 31(1), 12–21. Adachi, K. and Hutchings, I. M. Wear-mode mapping for the micro-scale abrasion test. Wear, 2003, 255, 23–29.

Travel

Uticaj kontaminirajućih čestica na smanjenje radnog veka kotrljajnih ležaja pregled istraživanja