книги из ГПНТБ / Подшипники из алюминиевых сплавов

нения. Установлено методом замера электросопротивления, что металлическое контактирование начиналось раньше у сплавов с большим содержанием этих элементов.

При испытании по изложенной в работе [33] методике алю­

чены аналогичные результаты: увеличение содержания меди сни­ жает температуру нарушения сплошности масляного слоя и по­ явления граничного трения (рис. 130).

Увеличение содержания в алюминиевых сплавах мягкой струк­ турной составляющей облегчает режим трения. Объясняется это, как было показано в работе [33], образованием на сопряженной поверхности при тяжелых режимах трения пленки олова, препят­ ствующей схватыванию. Для проверки влияния количества олова в алюминиевых сплавах на температуру нарушения сплошности масляного слоя были испытаны по той же методике сплавы, со­ держащие 3; 9 и 12% Sn, по роликам из мягкой стали {НВ 145). Из результатов испытания (рис. 131) следует, что при увеличении содержания олова область низкого трения перемещается к более высоким температурам и снижается величина минимального мо­ мента трения. Это можно объяснить тем, что с увеличением со­ держания олова в сплаве повышаются защитные свойства обра­ зующейся на стальной поверхности пленки олова за счет ее более равномерного распределения и увеличения толщины.

В настоящее время как в Советском Союзе, так и за рубежом проводятся исследования по созданию алюминиевых сплавов, со­ держащих свинец в качестве мягкой структурной составляющей.

Рис. 130. Зависимость момента и коэффициента трения от температуры дизель­ ного масла М12В для:

1, 2, 3, 4 — алюминиевого сплава А9-2, содержащего соответственно 5, 3, 2 и 7% Си

233

Рис. 131. Зависимость момента трения от температуры дизельного масла М12В при испытании по мягкой стали алюминиевых сплавов, содержащих, кроме олова, 1 % Си и 1% Ni:

1 — 2,5% Si без олова; 2 — 2% Si и 3% Sn; 3 — 2% Si и 9% Sn; 4 — 2,5% Si и 12% Sn

По предварительным данным испытаний алюминиево-свинцо­ вых сплавов в подшипниках автомобильных двигателей установ­ лено [288], что они обладают исключительной задиростойкостью при ультратонких слоях масла и высоких скоростях, когда под­ шипники из любых других антифрикционных материалов рабо­ тают недостаточно надежно.

Поведение при нагреве алюминиево-свинцовых сплавов в срав­ нении с алюминиево-оловянным сплавом А09-2 проверялось при испытании в паре с мягкой сталью (Я 5 145), имеющей чистоту поверхности Ѵ9б.

Образцы алюминиево-свинцовых сплавов были получены двумя способами: прессованием гранул, отлитых с высокой ско­ ростью кристаллизации при температуре расплава 1200° С; ис­ пользованием ультразвука для перемешивания сплава с целью получения равномерного распределения свинца. Состав и твер­ дость испытанных сплавов приведены в табл. 43.

Т а б л и ц а 43

234

40 60 80 100 ПО Ѣ 0 160 180 ZOO Z10 t,°C

Рис. 132. Зависимость момента трения от температуры дизельного масла (МНВ)

3 — алюминиево-свинцового сплава, полученного из гранул

Более высокие температуры нарушения сплошности масляного слоя были получены при трении в паре с алюминиево-свинцовыми сплавами (рис. 132). Подмечено, что при низких температурах они воспринимают нагрузки при более высоких моментах трения, чем алюминиево-оловянный сплав. Вероятно, это можно объяс­ нить мелкодисперсным распределением свинца в алюминиево­ свинцовых сплавах, полученным в результате очень высокой ско­ рости их кристаллизации. Получающиеся при этом очень мелкие включения свинцовой составляющей обладают повышенной сопро­ тивляемостью пластической деформации, предшествующей про­ цессу схватывания, который определяет перенос мягких структур­ ных составляющих на сопряженную стальную поверхность. Это за­ трудняет образование сплошной защитной пленки.

На работу трущейся пары свойства материала вала оказы­ вают не меньшее влияние, чем материала подшипника. Испытание

жима нарушения сплошности масляного слоя (рис. 133), в то время как при трении по мягкой стали эта температура повыша­ лась) с увеличением количества олова в сплаве (см. рис. 131).

Такое поведение пары закаленная сталь — алюминиевый сплав можно объяснить высокой сопротивляемостью схватыванию закаленной стали, вследствие чего перенос олова затрудняется. За время испытаний защитная пленка олова на стальной поверх­ ности не образовалась.

С начала 60-х годов для тепловозных дизелей Д100 вместо хромо-никель-молибденового серого чугуна начали применять

235

Рис. 133. Зависимость момента трения от температуры дизельного масла (М14В) при испытании по закаленной стали алюминиевых сплавов с содержанием олова:

1 — 0%; 2 — 3%; 3 — 6%; 4 — 9%; 5 — 12%

высокопрочный магниевый чугун. Это значительно ухудшило усло­ вия работы подшипников.

Испытания по описанной выше методике различных сплавов в паре с роликами из различных материалов показали, что самые низкие температуры нарушения сплошности масляного слоя были получены при трении с роликами из высокопрочного чугуна. Так, самая низкая температура при испытании баббита БК.2 была по­ лучена при испытании пары баббит — чугун (рис. 134).

Рис. 134. Изменение момента трения в зависимости от температуры дизельного масла (М14В) при испытании баббита БК2 по роликам из:

1 — чугуна; 2 — закаленной стали; 3 — незакаленной стали

236

соответственно А9-2 и Бр СЗО

Лучшие результаты были получены при трении в паре с роли­ ками из высокопрочного чугуна со структурно свободным ферри­

237

Рис. 137. Схема образования наплывов металла над глобулями:

антифрикционные свойства высокопрочного чугуна объясняются неблагоприятным микрорельефом трущихся поверхностей. Такой рельеф образуется в процессе шлифовки, при которой мягкая ферритовая оторочка, расположенная вокруг глобулей, пласти­ чески деформируется. В результате над глобулями образуются наплывы наклепанного металла (рис. 136), которые полировкой полностью не устраняются. Даже при классе чистоты V9 на по­ лированной поверхности остаются шипы (рис. 137), высота кото­ рых в отдельных случаях достигает толщины масляного слоя. Это является причиной контактирования металлов и создает предпо­ сылки для образования задиров. И при суперфинишировании шеек валов, которое обеспечивает чистоту поверхности V 11— V 12, различная сопротивляемость схватыванию отдельных струк­ турных составляющих высокопрочного чугуна с мягкой фер­ ритовой оторочкой вокруг глобулей будет способствовать нару­ шению сплошности масляного слоя при более низких температу­ рах, чем при использовании валов из материалов с равномерными

без покрытия соответственно А09-2 и БрСЗО

238

свойствами составляющих фаз. Об образовании такого рельефа на сыром высокопрочном чугуне и о его низких антифрикционных свойствах сообщается во многих работах [243, 207, 142, 242, 81]. Так, И. Кэмпбелл [243] указывает, что при испытании на трение валов из различных материалов единственным материалом, вы­ зывавшим неприятные последствия, был чугун с шаровидной формой графита.

Испытания по азотированному чугуну и азотированной стали показали, что при отсутствии на подшипниковом материале (А09-2 и БрСЗО) поверхностного приработочного покрытия (рис. 138, кривые 3, 4, 5, 6) трение по стали дает более высокие температуры. При наличии свинцово-оловянного покрытия в про­ цессе трения по азотированному,чугуну переходные температуры были такими же, как и при трении этих же сплавов без покрытия по азотированной стали, причем худшие результаты дала свин­ цовистая бронза. Предположительное объяснение этому приве­ дено в работе [24].

Для получения высокопрочного чугуна без мягкой ферритовой оторочки вокруг глобулей в состав чугуна было введено около 1% Си. Структура металлической основы этого чугуна после тер­ мообработки с нагревом при 750—760° С в течение 1 ч представ­ ляет собой сорбитообразный перлит и сорбит, ферритовая ото­

рочка отсутствует (рис. 139).

Сравнительные испытания по определению влияния феррито­ вой оторочки в высокопрочном чугуне на температуру нарушения сплошности масляного слоя были проведены при трении сплава А09-2 в паре с роликами из высокопрочного чугуна без меди и

Рис. 139. Микроструктура медистого чугуна после нагрева при 750—760° С в течение 1 к (X 500)

239

Рис. 140. Кривые изменения момента трения в зависимости от температуры

Рис. 141. Микроструктура медистого чѵгуна после 4-часовой выдержки при 760° С (X 500)

•2 1 0

С П И С О К Л И Т Е Р А Т У Р Ы

1. А б р а м о в В. В., К а р а к о з о в Э. С., П е т р о в В. А. и др. Кинетика образования соединения при сварке в твердом состоянии с подогревом статиче­

очистки металлов. «Известия вузов. Цветная металлургия», 1962, № 4, с. 71—76. 3. А г р а н а т Б. А. Некоторые особенности конструирования ультразвуко­ вых магнитострикционных преобразователей. «Известия вузов. Цветная металлур­

гия», 1964, № 3, с. 65—68.

4. А йн б и н д е р С. Б., П р а н ч А. С. К вопросу о влиянии химического сродства на сцепление металлов при трении. «Физика металлов и металловеде­ ние», 1963, т. 16, вып. 5, с. 760.

5. А й н б и н д е р С. Б. Холодная сварка металлов. Изд-во АН СССР, 1957, 163 с. ^

6.Алюминиевые сплавы. Металловедение алюминия и его сплавов. М., «Ме­ таллургия», 1971, 352 с.

7.Алюминиевые сплавы. Плавка и литье алюминиевых сплавов. М., «Метал­ лургия», 1970, 415 с.

ствии твердых металлов с расплавленными и при совместном пластическом де­ формировании металлов. Сб. трудов Горьковского проектно-технолог. и науч.-ис- след. ин-та. Горький, обл. изд-во, 1963, № 3, с. 71.

стойкости и структурных изменений трущихся поверхностей медных сплавов. Труды ЦНИИ МПС, 1968, вып. 337, с. 96—108.

15.Биметаллический прокат. М., «Металлургия», 1970, 263 с, Авт.: П. Ф. 3 а-

су X а, В. Д. К о р щ и к о в, О. Б. Б у X в а л о в и др.

242