UNIVERZA V LJUBLJANI Fakulteta za strojništvo
Vpliv razmerja med drsenjem in kotaljenjem na koeficient trenja v mazanem kontaktu med
polimerom in jeklom
Andraž Žumer
Ljubljana, september 2021
Zaključna naloga Univerzitetnega študijskega programa I. stopnje
Strojništvo - Razvojno raziskovalni program
UNIVERZA V LJUBLJANI Fakulteta za strojništvo
Vpliv razmerja med drsenjem in kotaljenjem na koeficient trenja v mazanem kontaktu med
polimerom in jeklom
Zaključna naloga Univerzitetnega študijskega programa I. stopnje Strojništvo - Razvojno raziskovalni program
Andraž Žumer
Mentor: doc. dr. Marko Polajnar, univ. dipl. inž.
Somentor: prof. dr. Mitjan Kalin, univ. dipl. inž.
Ljubljana, september 2021
Zahvala
Najprej bi se rad zahvalil mentorju doc. dr. Markotu Polajnarju za priložnost, da sem lahko izdelal zaključno nalogo iz tematike trenja. Zahvala gre tudi somentorju prof. dr. Mitjanu Kalinu, ki je bil naš profesor pri predmetu Tribologija. Tematika predmeta me je toliko pritegnila, da sem se odločil tudi za pisanje zaključne naloge v tem laboratoriju.
Posebej bi se zahvalil asistentu Sebastjanu Matkoviču, ki mi je pomagal pri izvedbi laboratorijskih testov, pri zbiranju literature ter pri oblikovanju same zaključne naloge.
Na koncu bi se rad zahvalil še družini, ki me podpira pri študiju, mi stoji ob strani in verjame vame.
Izvleček
UDK 531.44/.45:621.89:669.14(043.2) Tek. štev.: UN I/1513
Vpliv razmerja med drsenjem in kotaljenjem na koeficient trenja v mazanem kontaktu med polimerom in jeklom
Andraž Žumer
Ključne besede: SRR
koeficient trenja POM
jeklo kontakt
PAO
debelina mazalnega filma
V tem delu smo raziskovali vpliv razmerja med drsenjem in kotaljenjem (SRR) na koeficient trenja. Obravnavali smo mazan kontakt med polimerno kroglico in jeklenim diskom. Za testiranje smo uporabili napravo Mini Traction Machine, ki je omogočala nastavitev poljubnih SRR in celo spreminjanje SRR tekom testa. Tako smo ves čas testa ohranjali ostale pogoje v kontaktu nespremenjene. Meritve testov smo numerično obdelali in rezultate predstavili v obliki diagramov. Ti so pokazali, da se v večini obratovalnih pogojev koeficient trenja povečuje, če povečujemo |SRR|. Izjema so bili testi, izvedenih pri nižji obremenitvi in negativnih vrednostih SRR. Pri njih se je koeficient trenja pri povečevanju |SRR| zmanjševal.
Kontakt med polimerom in jeklom je izkazoval nižji koeficient trenja pri višji obremenitvi v primerjavi s testi opravljenimi pri nižji obremenitvi. Na podlagi tega predvidevamo, da se na jekleni površini tvori več polimernega filma pri višji obremenitvi kakor pri nižji.
Abstract
UDC 531.44/.45:621.89:669.14(043.2) No.: UN I/1513
Effect of slide-to-roll ratio on coefficient of friction in lubricated polymer- steel contact
Andraž Žumer
Key words: SRR
coefficient of friction POM
steel contact
PAO
lubricating film thickness
In this paper, the effect of slide-to-roll ratio (SRR) on coefficient of friction was investigated.
Measurements were taken from a lubricated contact between polymer ball and steel disc.
The experiments were carried out on Mini Traction Machine, which allowed setting of any SRR and also managed to change SRR during tests. That way, all other parameters in the contact remained unchanged for full duration of tests. Raw data, measured in experiments was then numerically processed in order to present them in the form of graphs. Graphs showed that in most running conditions bigger |SRR| value resulted in higher coefficient of friction. However, there was one exception. When the contact was tested at lower load and at negative SRR values, growing of |SRR| reduced coefficient of friction. Additionally, the contact between polymer and steel showed lower coefficient of friction at higher load, compared to tests performed at lower load. These phenomena might indicate that there is increased formation of polymer transfer film on steel counterpart under higher load.
Kazalo
1 Uvod ... 1
1.1 Ozadje problema ... 1
1.2 Cilji ... 1
2 Teoretične osnove in pregled literature ... 2
2.1 Razmere pri zobniškem kontaktu ... 2
2.2 Mazanje v tribološkem kontaktu ... 3
2.3 Pregled predhodnih raziskav ... 5
3 Metodologija raziskave ... 8
3.1 Eksperimentalni del ... 8
3.1.1 Opis preizkuševališča ... 8
3.1.2 Mazivo, materiali in vzorci ... 9
3.1.3 Priprava vzorcev in potek testov ... 10
3.2 Preračuni ... 11
3.2.1 Numerična obdelava eksperimentalnih rezultatov ... 11
3.2.2 Računanje debeline mazalnega filma ... 12
3.2.3 Računanje λ parametra ... 13
3.2.4 Računanje teoretičnega koeficienta trenja ... 13
3.2.5 Računanje vpliva parametrov na debelino mazalnega filma ... 13
4 Rezultati in diskusija ... 14
4.1 Eksperimentalni del ... 14
4.1.1 Proces utekanja ... 14
4.1.2 Obremenitev ... 16
4.1.3 Vpliv hrapavosti ... 19
4.1.4 Primerjava kontaktov POM-jeklo in jeklo-jeklo ... 21
4.1.5 Vpliv negativnega in pozitivnega SRR (smer drsenja) ... 23
4.2 Računski del ... 27
4.2.1 Debelina mazalnega filma ... 27
4.2.2 Specifična debelina mazalnega filma (λ parameter) ... 28
4.2.3 Izračun koeficienta trenja ... 28
4.2.4 Vpliv parametrov na centralno debelino mazalnega filma ... 30
4.2.4.1 Dinamična viskoznost maziva ... 30
4.2.4.2 Obremenitev ... 31
4.2.4.3 Modul elastičnosti ... 32
4.2.4.4 Srednja hitrost ... 33
5 Zaključki ... 34
Literatura ... 36
Kazalo slik
Slika 3.1: Prikaz postopka obdelave meritev ... 11
Slika 4.1: Proces utekanja ... 14
Slika 4.2: Ponovitev testa, ki je predstavljen na sliki 4.1 ... 15
Slika 4.3: Odvisnost μ(|SRR|) pri hrapavosti Ra = 0,2 μm ter obremenitvi W = 8 N ... 16
Slika 4.4: Odvisnost μ(|SRR|) pri hrapavosti Ra = 0,2 μm ter obremenitvi W = 45 N ... 16
Slika 4.5: Odvisnost μ(|SRR|) pri kontaktu POM-jeklo in obremenitvi W = 8 N ... 19
Slika 4.6: Odvisnost μ(|SRR|) pri kontaktu POM-jeklo in obremenitvi W = 45 N ... 20
Slika 4.7: Odvisnost μ(|SRR|) pri hrapavosti Ra = 0,05 μm in obremenitvi W = 8 N ... 21
Slika 4.8: Odvisnost μ(|SRR|) pri hrapavosti Ra = 0,05 μm in obremenitvi W = 45 N ... 22
Slika 4.9: Odvisnost μ(|SRR|) pri kontaktu jeklo – jeklo in obremenitvi: (a) W = 8 N in (b) W = 45 N. ... 23
Slika 4.10: Odvisnost μ(|SRR|) pri kontaktu POM – jeklo, hrapavosti Ra = 0,05 μm in obremenitvi: (a) W = 8 N in (b) W = 45 N. ... 24
Slika 4.11: Odvisnost μ(|SRR|) pri kontaktu POM – jeklo, hrapavosti Ra = 0,20 μm in obremenitvi: (a) W = 8 N in (b) W = 45 N. ... 25
Slika 4.12: Prikaz debeline mazalnega filma za 4 različne obratovalne pogoje ... 27
Slika 4.13: Prikaz λ parametra pri 2 različnih hrapavostih in pri 4 različnih obratovalnih pogojih . 28 Slika 4.14: Primerjava teoretičnega in izmerjenega koeficienta trenja v odvisnosti od |SRR| pri obremenitvi W = 8 N ... 29
Slika 4.15: Primerjava teoretičnega in izmerjenega koeficienta trenja v odvisnosti od |SRR| pri obremenitvi W = 45 N ... 29
Slika 4.16: Vpliv dinamične viskoznosti olja na centralno debelino mazalnega filma pri kontaktu polimer - jeklo ... 30
Slika 4.17: Vpliv obremenitve na centralno debelino mazalnega filma pri kontaktu polimer - jeklo ... 31
Slika 4.18: Vpliv modula elastičnosti polimera na centralno debelino mazalnega filma pri kontaktu polimer - jeklo ... 32
Slika 4.19: Vpliv srednje hitrosti na centralno debelino mazalnega filma pri kontaktu polimer - jeklo ... 33
Kazalo preglednic
Preglednica 3.1: Lastnosti maziva ... 9 Preglednica 3.2: Materialne lastnosti testiranih materialov ... 9 Preglednica 3.3: Geometrijske lastnosti vzorcev ter pogoji testiranja ... 10
Seznam uporabljenih simbolov
Oznaka Enota Pomen
A / karakteristična točka na boku zoba pri zobniku B / karakteristična točka na boku zoba pri zobniku C / karakteristična točka na boku zoba pri zobniku D / karakteristična točka na boku zoba pri zobniku E / karakteristična točka na boku zoba pri zobniku
E Pa modul elastičnosti
E' Pa reducirani modul elastičnosti
h m debelina mazalnega filma
Rx' μm reducirani polmer teles v kontaktu
Ra μm parameter hrapavosti
Rq μm parameter hrapavosti
SRR / razmerje med drsno in kotalno hitrostjo
T °C temperatura
U m/s srednja hitrost
W N obremenitev
u m/s hitrost
η Pa s dinamična viskoznost maziva
λ / parameter λ (specifična debelina mazalnega filma)
μ / koeficient trenja
ν / Poissonov količnik
Indeksi
c centralni
d disk
k kroglica
min, izhod najmanjši na izhodu min, stran najmanjši ob strani
1 prvo telo v kontaktu
2 drugo telo v kontaktu
Seznam uporabljenih okrajšav
Okrajšava Pomen
MTM Mini traction machine
PA polyamide
PAO polyalphaolefin
PBT polybutylene terephthalate
PEEK polyether ether ketone
PMMA polymethyl methacrylate
POM polyoxymethylene
PPS polyphenylene sulfide
1 Uvod
1.1 Ozadje problema
Zobniki so kompleksni strojni elementi, ki se nahajajo v večini gonil. Klasične, kovinske zobnike v raznovrstnih aplikacijah vse bolj zamenjujejo zobniki iz polimernih materialov.
Ti se pojavljajo v avtomobilski, prehrambni industriji, gospodinjskih aparatih in farmaciji.
Tipičen sodobni zobniški par ima gonilni zobnik iz kovine ter gnani zobnik iz polimera.
Polimerni zobniki so se uveljavili, ker imajo kar nekaj prednosti v primerjavi s kovinskimi.
Sem spadajo cenejša proizvodnja, dušenje hrupa in vibracij, zmanjšanje mase gonila ter samo-mazalne lastnosti, ki omogočajo suh tribološki kontakt brez maziva. Ubiranje zobniškega para je kompleksen pojav, zato so razmere v kontaktu odvisne od velikega števila parametrov. Najpomembnejši so hrapavost obeh površin v kontaktu, materialna kombinacija, temperatura, drsna hitrost ter seveda mazanje.
Samo-mazalne lastnosti omogočajo polimernim zobnikom, da lahko uspešno obratujejo brez prisotnosti maziva, kar je bistvenega pomena za nekatere aplikacije, pri katerih ni prostora za mazalni sistem. V večini realnih primerov pa je mazivo prisotno, saj z uporabo le - tega povečamo življenjsko dobo obeh zobnikov, hkrati pa tudi zmanjšamo trenje in z njim direktno povezane izgube energije. Podroben vpliv mazanja kontakta za zobniški par polimer - jeklo pa še ni raziskan, saj še ni bilo izvedenih veliko raziskav na to temo.
1.2 Cilji
V eksperimentalnem delu je glavni cilj ugotoviti, kako na trenje v kontaktu polimer - jeklo vplivajo različna razmerja med drsenjem in kotaljenjem. Spremljali bomo tudi vpliv hrapavosti, zato bomo pri testih uporabili različne hrapavosti jeklenih diskov. Za primerjavo rezultatov pa bomo izvedli tudi nekaj testov za kontakt jeklo - jeklo. V računskem delu bomo na podlagi enačb, pridobljenih iz predhodnih raziskav, izračunali debelino mazalnega filma in teoretični koeficient trenja v naših testih. Poskušali bomo ugotoviti tudi, kako posamezni parametri (dinamična viskoznost olja, obremenitev, drsna hitrost in modul elastičnosti) vplivajo na debelino mazalnega filma in posledično na koeficient trenja v kontaktu polimer - jeklo.
2 Teoretične osnove in pregled literature
2.1 Razmere pri zobniškem kontaktu
Danes se na mnogih področjih v tehniki vse bolj uveljavljajo polimerne komponente. Tudi gonila niso izjema in tako se pri bolj zahtevnih aplikacijah uporabljajo predvsem prenosi, ki so sestavljeni iz gonilnega kovinskega zobnika in gnanega polimernega. Uvedba vsaj enega polimernega zobnika v paru namesto dveh kovinskih prinaša ogromno prednosti, ki so posledica drugačnih materialnih lastnosti polimerov od kovin. Zavedati pa se je potrebno, da mora biti gonilo skonstruirano na tak način, da bo obratovalo zanesljivo, predvidljivo in bo doseglo pričakovano življenjsko dobo. To pa je mogoče samo, če vemo, kateri so bistveni parametri, ki kontrolirajo razmere v kontaktu ter na kakšen način vplivajo na sam kontakt.
Izkaže se, da je teh parametrov mnogo, nekateri pomembnejši so: izbran materialni par, hrapavost drsnih površin, temperatura v kontaktu, suhi ali mazani kontakt, mazivo in razni dodatki mazivu, obremenitev, kotalna in drsna hitrost, itd. Veliko zgoraj naštetih dejavnikov še ni popolnoma raziskanih in zato ostaja še veliko odprtih vprašanj.
V tem delu se bomo osredotočili na en dejavnik in sicer na razmerje med drsno in srednjo hitrostjo (angl. slide-to-roll ratio), od tukaj naprej SRR, ki se izračuna po enačbi (2.1). Pri tem sta ud in ub hitrosti površin diska in kroglice v kontaktu, U pa je srednja hitrost, ki jo podaja enačba (2.2). Srednja hitrost je povprečna relativna hitrost obeh površin glede na mirujoč kontakt. SRR ima lahko pozitivno ali negativno vrednost, odvisno od tega ali se hitreje vrti disk ali kroglica. Relativno hitrost med obema površinama v kontaktu določa absolutna vrednost |SRR|, zato predznak SRR nima vpliva na delež drsenja v kontaktu.
𝑺𝑹𝑹 = 𝒖𝒅− 𝒖𝒃
𝑼 (2.1) 𝑼 = 𝒖𝒅+ 𝒖𝒃
𝟐 (2.2) Pri zobnikih gre za poseben pojav in sicer pri ubiranju dveh zobnikov v paru se kontaktne razmere spreminjajo od točke do točke glede na to, kje na boku zoba se nahajamo. Samo v eni točki (kinematična točka) je prisotno čisto kotaljenje (0 % SRR), kjer se oba zoba v kontaktu premikata z enako relativno hitrostjo glede na mirujoč kontakt. Ko se oddaljujemo od kinematične točke proti temenu ali proti vrhu zoba, se v teh točkah eden izmed zob v
Teoretične osnove in pregled literature
kontaktu premika hitreje kot drugi, zato med njima obstaja razlika v hitrosti oziroma se pojavi drsenje. V teoriji linijo vzdolž kontakta na zobu popišemo s 5 karakterističnimi točkami [1]. Točka C je kinematična točka, kjer teoretično obstaja le kotaljenje in ni prisotnega nič drsenja, zato se tam pričakuje najmanjši koeficient trenja. V točki C so tlaki zelo visoki. Če se premikamo od kinematične točke proti vrhu zoba oziroma proti temenu zoba, pridemo do točk B oziroma D. To sta najvišja in najnižja točka, kjer je v kontaktu samo en zob vsakega zobnika v zobniškem paru. Območji B - C in C - D sta izpostavljeni najvišjemu tlaku in največji obrabi, saj sta v tem območju v stiku samo po en zob vsakega zobnika. Poleg kotaljenja je prisotno še malo drsenja, zato so razmerja SRR relativno majhna. Obraba se kaže tako, da se pojavijo deformacijska slemena pravokotno na smer kotaljenja (površina se naguba). Če se premikamo še bolj proti vrhu oziroma temenu zoba, pridemo do točke A oziroma E, ki predstavljata prvi in zadnji kontakt posameznega zoba.
Območji A - B in D - E sta izpostavljeni nizkim tlakom, saj v takem položaju zobnikov hkrati ubirata dva para zob v zobniški dvojici. Prisotno je veliko drsenja (visok SRR), obrabni mehanizem pa je abrazija, ki se kaže v velikem številu prask. Zaradi različnih razmerij SRR na boku zoba pričakujemo različno trenje in različno obrabo na posameznih odsekih zoba.
Ena izmed najpomembnejših materialnih razlik med kovinami in polimeri je modul elastičnosti E. Ta je pri polimerih mnogo nižji, tudi do 100 - krat nižji od modula elastičnosti za jeklo [2]. Poleg tega je pri kovinah temperaturno stabilen, medtem ko pri polimerih močno variira s temperaturo. Dodatno imajo polimeri tudi nižjo toplotno prevodnost od jekla (približno 100 - krat) [2], zato se toplota pri polimeru ne odvede tako hitro kot pri jeklu [3, 4]. To je tudi eden od razlogov, zakaj se pri zahtevnih sistemih raje uporablja zobniški par polimer - jeklo kot polimer - polimer, saj bi v slednjem primeru temperatura v kontaktu zaradi trenja preveč narasla. Previsoka temperatura bi povzročila zmehčanje ali celo taljenje polimernih zobnikov in s tem trajno deformacijo.
2.2 Mazanje v tribološkem kontaktu
Eden izmed ključnih dejavnikov v tribološkem kontaktu je mazanje. Velika prednost kontaktov, ki vsebujejo polimer, proti kovinskim kontaktom, je zmožnost obratovanja v suhem. Med obratovanjem kontakta se s polimernega telesa prenese tanek film na kovinsko telo [5, 6], s tem pa se vzpostavi kontakt polimer - polimer. Na ta način polimerni film ločuje neposredni stik obeh površin ter zmanjšuje trenje in obrabo.
Za suhi kontakt med polimerom in jeklom je bilo izvedenih precej raziskav, glavni trud za doseganje čim nižjega trenja in obrabe pa je bil usmerjen v izboljšanje materialnih lastnosti polimera. Tako so testirali različne vrste polimerov, med katerimi so najpogostejši PA, POM, PBT, PEEK in PPS. Naštetim osnovnim materialom so dodajali različne delce [7] za izboljšanje materialnih lastnosti ter tako ustvarili najrazličnejše kompozite [8] . Zanimivo pa je to, da je bilo izvedenih bistveno manj raziskav z mazanim kontaktom med polimerom in jeklom. Mazanje predstavlja še dokaj neraziskano smer, kako zmanjšati trenje in obrabo za kontakt polimer - jeklo.
Če želimo podaljšati življenjsko dobo zobnikov, jih moramo mazati. Mazalni film v kontaktu prevzame nekaj obremenitve in ločuje površini obeh teles, zato zmanjšuje trenje in obrabo.
Teoretične osnove in pregled literature
Kot je opisano že v poglavju 2.1, so polimeri zaradi svojih materialnih lastnosti zelo temperaturno občutljivi, zato je mazanje koristno tudi z vidika temperature v kontaktu.
Mazivo hladi kontakt in s tem preprečuje pregrevanje polimernega zobnika. Skratka, mazivo pozitivno vpliva na tribološki kontakt, saj zmanjšuje zahtevnost mehanskih in toplotnih obremenitev.
Ker imajo polimeri nižji modul elastičnosti od kovin, se posledično spremeni tudi vrsta mazalnega režima, v katerem kontakt obratuje. Poznamo 4 hidrodinamične režime [9]:
1. Izo-viskozno togo hidrodinamično mazanje (angl. isoviscous rigid hydrodynamic lubrication) je režim, v katerem nastopata dve površini, ki se po obliki medsebojno prilegata (npr. drsni ležaj). Zato je kontaktna površina zelo velika, tlaki pa majhni (1 - 50 MPa) in posledično ne spremenijo viskoznosti maziva. Prav tako ne spremenijo gometrije kontakta.
2. Piezo-viskozno togo hidrodinamično mazanje (angl. piezoviscous rigid hydrodynamic lubrication) je režim, v katerem nastopata dve zelo trdi površini, zato ne pride do elastične deformacije, ampak zgolj do velikega lokalnega tlaka v kontaktu. Zato se mazivu močno poveča viskoznost.
3. Piezo-viskozno elastično hidrodinamično mazanje (angl. piezoviscous elastic hydrodynamic lubrication) je režim, v katerem nastopata dve med seboj neprilegajoči se površini, pri čemer se zaradi tlaka v kontaktu elastično deformirata. Tlak je lokalno dovolj visok (0,5 – 4 GPa), da se poveča tudi viskoznost maziva v kontaktu. Ta režim se imenuje tudi hard EHL in je značilen za kontakt med kovinskimi ali keramičnimi komponentami. Klasičen primer je zobniški par iz dveh kovinskih zobnikov.
4. Izo-viskozno elastično hidrodinamično mazanje (angl. isoviscous elastic hydrodynamic lubrication) je režim, v katerem nastopata dve med seboj neprilegajoči se površini, pri čemer se zaradi nizkega elastičnega modula eno ali obe telesi elastično deformirata. Tlak je dovolj nizek, da se viskoznost maziva bistveno ne spremeni. Ta režim se imenuje tudi soft EHL in je značilen za kontakt, kjer ima vsaj eno telo nizek modul elastičnosti.
Klasičen primer je zobniški par s polimernim zobnikom.
Za mazanje kontakta s polimerom ne veljajo popolnoma enake zakonitosti kot za mazanje kovinskega kontakta. To se lepo kaže na primeru vodnega mazanja. Pri kovinah vodno mazanje izboljša kontaktne razmere (znižuje trenje in obrabo), saj voda prevzame del obremenitve namesto kontaktnih površin. Za kontakt polimer - jeklo so Kurdi in sodelavci [10] v svoji raziskavi ugotovili, da je mazanje z vodo zmanjšalo trenje, a hkrati povečalo obrabo glede na suh kontakt. To so pripisali temu, da voda preprečuje tvorjenje polimernega filma na jeklenem telesu. Zaključili so z ugotovitvijo, da zaradi prisotnosti vode ni stabilnega polimernega filma. O podobnem povečanju obrabe pri vodnem mazanju sta v svoji raziskavi poročala tudi Yamamoto in Takashima [11].
Teoretične osnove in pregled literature
2.3 Pregled predhodnih raziskav
V tem poglavju so predstavljene raziskave, ki so s svojimi ugotovitvami pomembno vplivale na našo raziskavo. V njih so bili pridobljeni rezultati, ki jih lahko tudi mi uporabimo pri izboru metodologije raziskave in razlagi rezultatov. V računskem delu lahko uporabimo enačbe, ki so jih avtorji v teh raziskavah potrdili s svojim eksperimentalnim delom.
Ko so v aplikacije začeli uvajati polimerne zobnike, je njihova uporabnost trpela zaradi pomanjkanja razumevanja tribološkega obnašanja [1]. Testi se morajo namreč izvajati pod kontroliranimi, a hkrati realnimi pogoji obratovanja. Najbolj konvencionalen tribološki test za vrednotenje trenja in obrabe za materialni par v tribološkem kontaktu je pin na disk test.
Ta test obravnava čisto drsenje in je zato neprimeren za obravnavo ubiranja zobnikov, kjer je prisotno v kinematični točki čisto kotaljenje, v ostalih točkah pa različna količina drsenja poleg kotaljenja (različni SRR). Kljub netočnemu oponašanju realnih razmer v zobniških kontaktih pa so taki testi vseeno odgovorili na nekatera pomembna vprašanja. Pokazali so, da so tribološke lastnosti polimerov odvisne od hrapavosti kovinskega protitelesa, drsne hitrosti, kontaktnega tlaka, temperature in materialne kombinacije [12]. Nekateri znanstveniki so poskušali izdelati kontakt polimernega zobnika bolj realistično od pin na disk testa, zato so uporabili tribološko napravo z dvema diskoma. Takšna naprava omogoča variacijo SRR, vendar samo do vrednosti približno 30 % SRR, kar je manj kot pri realnem ubiranju zobnikov [13]. Z nadaljnjimi raziskavami se je za najboljšega izkazal kroglica - disk testni aparat, ki omogoča velik razpon SRR in je bil tekom številnih raziskav tudi razpoznan kot ustrezen pri obravnavi kovinskih zobnikov.
Izvedena je bila zelo uporabna raziskava [1] o ne-mazanem kontaktu POM - jeklo, ki je pokazala, da je test z variirajočim SRR bistveno bolj primeren za obravnavo ubiranja zobnikov kot pa standardni pin na disk test. Primerjali so tribološki test z variirajočim SRR s testom zobnikov v pravi velikosti. Pri tem so parametre v kontaktih nastavili tako, da so se v največji možni meri ujemali pri obeh testih. Rezultati so pokazali, da je tribološki test pokazal približno 10 - krat večji koeficient obrabe kakor pri testu s pravimi zobniki v realni velikosti. To je zelo dober približek, še posebej ob dejstvu, da je iz predhodnih študij znano, da so standardni pin na disk testi dajali rezultate koeficienta obrabe, ki so bili za 2 - 4 rede (102 - 104) višji od tistih, pri pravih zobnikih. Ta raziskava je pokazala na še eno pomembno lastnost polimerov, ki jo je potrebno upoštevati pri izvajanju testov. Polimeri imajo v primerjavi s kovinami bistveno nižji modul elastičnosti, ki se poleg tega še hitro zmanjšuje z naraščanjem temperature, zato imajo manjšo mehansko moč ter dodatno še nižjo termično stabilnost. Zato pri bolj zahtevnih pogojih hitro pride do termične preobremenitve, kar se kaže v spremembi oblike zoba v kontaktu ter lokalnem taljenju. K temu dodatno še prispeva nižja toplotna prevodnost polimerov, saj toplota, generirana zaradi trenja ostaja dlje časa v samem kontaktu. Rezultati njihovih testov so pokazali, da se mehanizem obrabe pri testu s temperaturo 50 °C povsem ujema s pozicijo teoretičnih karakterističnih točk na kontaktni liniji pri ubiranju zob. To pa ni veljalo za test pri 80 °C, kjer je bil mehanizem obrabe zamaknjen glede na teoretične točke. Slednje nakazuje na to, da je toplota spremenila materialne lastnosti polimernega zobnika. Avtorji so za ta primer zaključili, da je tudi za obratovanje pri 80 °C bolj smiselno testirati pri 50 °C ter samo narediti numerične korekcije zaradi razlike v temperaturi, saj testiranje pri 80 °C ni relevantno, ker je kontakt toplotno spremenjen.
Teoretične osnove in pregled literature
Tudi v splošnem velja, da je potrebno testirati pri nekaj nižji temperaturi, kot je pričakovana kontaktna temperatura v realni aplikaciji. Pogoji so v tribološkem testu zaradi stacionarnosti kontakta hujši kot pri realnem ubiranju zobnikov, kjer se kontakt seli iz zoba na zob. Ob tem ima ob prisotnosti relativne hitrosti glede na okoliški zrak en obrat časa, da se ohladi, preden spet isti del površine pride v kontakt z drugim zobnikom v paru. Tudi zaradi same geometrijske oblike (razčlenjenost) se zobnik lahko bolje hladi kot pa disk oziroma kroglica, kjer je kontaktu izpostavljena samo ena sklenjena površina. Potrebno pa je poudariti, da je zgoraj opisana raziskava obravnavala suhi kontakt in so razmere pri mazanem kontaktu, kot je razloženo v poglavju 2.2, lahko toplotno precej manj zahtevne.
Za izračun debeline mazalnega filma smo uporabili enačbe, ki so jih izpeljali avtorji [9] v svoji raziskavi. V tej raziskavi so se ukvarjali z debelino mazalnega filma v izo-viskoznem elastičnem hidrodinamičnem režimu (soft EHL). Za omenjeni režim sicer obstaja nekaj eksperimentalno pridobljenih enačb, vendar njihova veljavnost zaradi majhnega števila izvedenih testov na tem področju ni povsem potrjena. Ravno nasprotno pa velja za piezo- viskozni elastični hidrodinamični režim oziroma hard EHL, za katerega je bilo izvedenih ogromno testov in je posledično veliko bolj raziskan. Pri slednjem se za debelino mazalnega filma uporablja metoda optična interferometrija. Glavni razlog za pomanjkanje raziskav o debelini mazalnega filma v kontaktu v soft EHL režimu je ta, da je v takem kontaktu težko meriti debelino mazalnega filma z optično interferometrijo. V soft EHL režimu je namreč kontaktna površina bistveno večja od tiste v hard EHL kontaktu, kot posledica nizkega elastičnega modula polimerov.
V omenjeni raziskavi so uporabili prozoren polimerni disk ter jekleno kroglico, pri čemer so disk na strani, kjer se nahaja kontakt s kroglico, preplastili z delno prepustnim plaščem. Z uvedbo delno prepustnega oplaščenja se uporabnost optične interferometrije prenese iz hard EHL tudi na soft EHL režim za polimerni disk in jekleno kroglico. Za večino testiranih pogojev se je izkazalo, da se absolutna minimalna debelina mazalnega filma nahaja ob strani kontakta, edino pri testih z najnižjimi obremenitvami se je minimalna debelina mazalnega filma premaknila proti izhodu kontakta. Ti rezultati se skladajo tudi s Hookovim opažanjem, da se minimalna debelina mazalnega filma ob povečani kotalni hitrosti ali ob zmanjšani obremenitvi pomakne od strani proti izhodu kontakta [9].
V svoji raziskavi so merili debelino mazalnega filma pri različnih kombinacijah polimera, maziva in obremenitve pri različnih kotalnih hitrostih. Z uporabo numeričnih orodij so potem primerjali že obstoječe enačbe iz prejšnjih raziskav s svojimi rezultati ter na ta način pridobili nove koeficiente pri obstoječih enačbah, ki so z najmanjšim možnim odstopanjem popisali vse rezultate z njihovih testov. Z njihovo raziskavo verjamemo v veljavnost teh enačb, ki bodo v računskem delu te zaključne naloge služile za teoretični izračun debeline mazalnega filma za razmere v naših testih. Zavedamo se, da v naših testih testiramo kontakt POM-jeklo, medtem ko so oni opazovali kontakta PMMA - jeklo in PU - jeklo. Vendar so materialne lastnosti (modul elastičnosti in Poissonov količnik) za vse 3 polimere dovolj podobni, da menimo, da so njihove enačbe uporabne tudi za kontakt POM - jeklo.
V neki drugi raziskavi so avtorji [14] naleteli na zanimiv pojav, ko so primerjali suh kontakt z mazanim, pri tem pa se obraba ni enolično zmanjšala ob uporabi maziva. Pri večji od testiranih obremenitev je bila obraba v mazanem kontaktu pričakovano manjša od tiste v suhem kontaktu, nepričakovano pa je bila pri nižji obremenitvi celo večja.
Teoretične osnove in pregled literature
Testirali so 4 kontaktne razmere med polimernim diskom iz materiala PEEK in jekleno kroglico. Primerjali so suhi kontakt z mazanim, pri čemer so kot mazivo uporabili olje PAO.
Oba kontakta so testirali pri dveh različnih SRR (50 % SRR in 100 % SRR). Medtem, ko je bilo očitno, da mazanje s PAO bistveno zmanjša trenje v primerjavi s suhim kontaktom ne glede na SRR, je bilo rezultate za obrabo mnogo težje razložiti. Pri mazanju s PAO so pri 100 % SRR izmerili nižjo obrabo kot v suhem kontaktu, presenetljivo pa je bila obraba pri 50 % SRR celo bistveno večja kot v suhem kontaktu. Po pregledu jeklenih kroglic so ugotovili, da je ravno pri testu s PAO 50 % SRR prisotna najmanjša debelina PEEK prenosnega filma, kar je očitno povezano z največjo obrabo. Izvedli so dodatne raziskave, da bi preverili, če mazanje s PAO zavira nastajanje in odstranjevanje PEEK prenosnega filma, kakor so Tatsumi in sodelavci [14] navajali v svoji raziskavi. V ta namen so izvedli 10 minutni test v suhem s 50 % SRR. S tem se je na jeklene kroglice prenesel uniformni PEEK prenosni film. Potem so še enkrat izvedli testa za suh 100 % SRR ter za PAO 50 % SRR kontakt, pri čemer so primerjali rezultate pri uporabi nove jeklene kroglice (brez filma) in pred pripravljene kroglice (s prisotnim PEEK prenosnim filmom).
Pri suhem kontaktu pred-pripravljena kroglica ni imela bistvenega vpliva na potek trenja.
Nastajanje in odstranjevanje PEEK prenosnega filma poteka hitro, zato se koeficient trenja za novo in pred-pripravljeno kroglico izenači po samo nekaj minutah testa.
Pri mazanem kontaktu s PAO je situacija povsem drugačna. Prvih 20 minut testa je bilo trenje pri pred-pripravljeni kroglici približno 2 - krat nižje kot pri novi kroglici, kasneje se je koeficient trenja sicer počasi povečeval, vendar se je potem stabiliziral na nižji vrednosti kot pri novi kroglici. Obraba se je pri testu s PAO 50 % SRR ob uporabi pred-pripravljene kroglice zmanjšala za več kot polovico. Slednji test jasno pokaže na dejstvo, da mazanje s PAO zavira/otežuje odstranjevanje PEEK prenosnega filma, saj se je film, prisoten na začetku testa zaradi pred-pripravljene kroglice relativno stabilen obdržal skozi celotno dolžino testa. Mnogo nižja obraba pri pred-pripravljeni kroglici glede na novo kroglico potrjuje tudi to, da mazanje s PAO otežuje nastajanje PEEK filma.
Z izvedenimi dodatnimi testi je postalo jasno, da je vzrok za nepričakovano veliko obrabo pri testu PAO 50 % SRR pomanjkanje PEEK prenosnega filma. Ob tem, da je test PAO 100 % SRR izkazoval najnižje trenje in obrabo izmed vseh testov, so potrdili tudi to, da SRR ključno vpliva na procesa tvorjenja in odstranjevanja PEEK filma. Pri večjem SRR se pospešuje tvorjenje in odstranjevanje PEEK filma, to pa zagotavlja bolj stabilen film ter manjšo obrabo.
3 Metodologija raziskave
Vsebino naše raziskave lahko razdelimo na eksperimentalni in računski del. V eksperimentalnem delu smo v laboratoriju izvajali teste, katerih osnovni namen je bil, da ugotovimo, kako različne SRR razmere vplivajo na koeficient trenja. V vseh testih se je SRR spreminjal na enak način, medtem ko so bili v posameznih testih prisotne različne kombinacije ostalih parametrov, kot so materialni par, hrapavost kontaktnih površin in obremenitev. S tem smo želeli izvedeti, kako se pri različnih obratovalnih pogojih, kontroliranimi z naštetimi parametri, korelacija med SRR in koeficientom trenja spreminja.
Zadnji testi so bili izvedeni tako pri negativnih kot pri pozitivnih vrednostih SRR, kar pomeni, da se je v prvem primeru hitreje premikala površina kroglice, v drugem primeru pa površina diska. S tem smo želeli ugotoviti, če različni smeri drsenja v kontaktu dajeta različne koeficiente trenja.
V računskem delu smo najprej z uporabo enačb za soft EHL kontakt izračunali debelino mazalnega filma. Nato smo izračunali še specifično debelino mazalnega filma, ki nam pove, v katerem mazalnem režimu se kontakt nahaja. Sledil je teoretični izračun koeficienta trenja v odvisnosti od SRR, kar smo tudi eksperimentalno testirali, zato smo lahko neposredno primerjali teoretične in eksperimentalne rezultate. Nazadnje smo z uporabo enačbe za izračun debeline mazalnega filma izrisali diagrame, ki prikazujejo, kako posamezni parametri v kontaktu vplivajo na debelino mazalnega filma. Preverjali smo vpliv dinamične viskoznosti maziva, obremenitve, modula elastičnosti polimernega telesa in srednje hitrosti.
3.1 Eksperimentalni del
3.1.1 Opis preizkuševališča
Tribološke teste smo izvajali na napravi MTM (angl. Mini traction machine), proizvajalca PCS Instruments, ki omogoča poljubno spreminjanje SRR. Naprava vsebuje dve ločeni gredi, na katerih sta nameščeni kroglica iz polimernega materiala POM ter disk iz jekla.
Vsako gred poganja svoj elektromotor, katerima lahko nastavljamo poljubne vrtilne hitrosti, zato se gredi lahko vrtita poljubno hitro neodvisno druga od druge. Na ta način ob
Metodologija raziskave
upoštevanju premera kroglice in radija na disku, kjer se bo kotalila/drsela kroglica, lahko nastavljamo točno določeno hitrost površine diska in kroglice v točki kontakta ter posledično tudi željen SRR. V naših testih je bila srednja hitrost ves čas enaka U = 370 mm/s. Za 0 % SRR tako kroglica kot disk vrtela s hitrostjo U, tako da ni bilo relativnega gibanja med njima. Za večje vrednosti SRR pa se je eno telo vrtelo hitreje, drugo pa za enako razliko počasneje od U, tako da se je ustvarila relativna hitrost med površinama oziroma drsna hitrost. V MTM, uporabljenem v testih, se je nahajalo tudi temperaturno tipalo, opremljeno s povratno zanko, ki je zagotavljalo konstantno, predhodno nastavljeno temperaturo 80 °C tekom celotnega testa.
3.1.2 Mazivo, materiali in vzorci
V triboloških testih smo za mazivo uporabljali sintetično olje Polyalphaolefin (PAO), natančneje PAO65, lastnosti katerega so prikazane v preglednici 3.1. Pri tem moramo omeniti, da je bila pri vseh eksperimentalnih testih temperatura 80 °C, podatek o viskoznosti za 25 °C pa bomo potrebovali v računskem delu.
Preglednica 3.1: Lastnosti maziva
V raziskavi smo testirali dva različna materialna para in sicer POM - jeklo ter jeklo - jeklo.
Pri tem je bil disk vedno jeklen – DIN 100Cr6, kroglica pa iz POM (Delrin 500P) ali iz jekla.
Preglednica 3.2 prikazuje materialne lastnosti materialov, uporabljenih v testih. Tudi tukaj velja, da so bili vsi eksperimentalni testi izvedeni pri temperaturi 80 °C, lastnosti pri 25 °C pa bomo upoštevali v računskem delu.
Preglednica 3.2: Materialne lastnosti testiranih materialov
Vzorci in njihove lastnosti, prav tako pa tudi pogoji, katerim so bili vzorci izpostavljeni med testi, so povzeti v preglednici 3.3.
MAZIVO
Dinamična viskoznost η pri 25 °C
[Pa s]
Dinamična viskoznost η pri 80 °C
[Pa s]
PAO65 0.09604 0.09274
MATERIAL
Elastični modul E pri 25 °C
[MPa]
Elastični modul E Pri 80 °C
[MPa]
Poissonov količnik ν
[/]
Jeklo 210 000 210 000 0,3
Polimer POM 3200 1350 0,37
Metodologija raziskave Preglednica 3.3: Geometrijske lastnosti vzorcev ter pogoji testiranja
3.1.3 Priprava vzorcev in potek testov
Pred posameznimi testi smo vzorce pripravili tako, da smo jeklene diske z brusnim papirjem zbrusili na dve različni hrapavosti in sicer na Ra = 0,2 μm ter 0,05 μm. Zatem smo hrapavost brušenih vzorcev preverili z digitalnim mikroskopom HIROX RX - 1, ki ima konfokalno lečo, katera omogoča merjenje hrapavosti. Pripravljene diske z ustrezno hrapavostjo smo pred vsakim testom razmastili v ultrazvočni posodi z medicinskim benzenom in potem še obrisali z etanolom. Slednje velja tudi za POM kroglice, ki so imele hrapavost Ra = 0,2 μm.
Potek testov je bil tak, da se je SRR enako spreminjal v vseh testih. Spreminjanje SRR je bilo vnaprej zapisano v računalniškem programu, zato je računalnik sam ustrezno spreminjal SRR tekom testa. Tako za različne vrednosti SRR nismo nič ustavljali MTM ali kako drugače spreminjali pogoje. Testi so bili zasnovani tako, da smo najprej čakali, da se temperatura ustali pri 80 °C, šele nato je program začel z meritvami. Pri vsaki meritvi smo najprej nekaj minut namenili temperiranju tako, da smo kontakt pustili neobremenjen z namenom, da se v tem času vzpostavi homogena temperatura materiala in olja. Potem je program na MTM dodal predhodno nastavljeno obremenitev (8 N ali 45 N) in začel se je tisti del meritve, ki smo ga kasneje upoštevali pri predstavitvi rezultatov. Meritve, zajete v fazi temperiranja smo izbrisali. Prva stopnja testa je trajala 10 minut in se je odvijala pri 0 % SRR, pri čemer je program vsakih 10 sekund zabeležil meritev vseh parametrov, ki smo jih spremljali. Med njimi je bil za namen te raziskave najpomembnejši koeficient trenja, med ostalimi pa so bili še temperatura, kotalna in drsna hitrost, obremenitev in SRR. Po 10 minutah se je meritev na prvi stopnji zaključila in sledilo je nekaj sekund premora, da so se po predhodno napisanem programu spremenile hitrosti vrtenja obeh elektromotorjev v MTM oziroma se je vzpostavil 25 % SRR. Nato se je začelo merjenje na drugi stopnji in potekalo na povsem enak način kot v prvi stopnji. Tako se je test ponavljal za različne SRR po 25 % SRR navzgor vse do 150 % SRR, nakar je vedno sledila še zadnja stopnja, ko je test spet potekal pri 0 % SRR. Zadnja stopnja je služila za potrditev veljavnosti testa oziroma za spremljanje morebitnih sprememb na kontaktnih površinah, ki bi lahko nastale zaradi drsenja med testom. V vseh testih, izvedenih v okviru naše raziskave se je hitreje vrtela kroglica, zato je imel SRR negativen predznak. V poglavju 4.1.5 pa smo primerjali vpliv predznaka SRR na koeficient trenja, zato smo teste izvedli tako z negativnim kot pozitivnim SRR.
VZORCI
material Radij telesa v kontaktu
[mm]
Hrapavost Ra
[μm]
Obremenitev
[N] Temperatura [ °C]
Disk jeklo ∞ 0,20
8 in 45 80
Disk jeklo ∞ 0,05
Kroglica POM POM 9,525 0,20
Kroglica jeklo jeklo 9,525 0,05
Metodologija raziskave
3.2 Preračuni
V tem poglavju sledi opis postopkov za obdelavo in predstavitev eksperimentalnih rezultatov v poglavju 4.1 ter zapis enačb, ki bodo uporabljene v poglavju 4.2 za izračun rezultatov v računskem delu te zaključne naloge.
3.2.1 Numerična obdelava eksperimentalnih rezultatov
Iz triboloških testov smo dobili rezultate, ki so časovno odvisni in imajo posamezno vrednost SRR na intervalu, ki traja10 minut. Ker zaključna naloga obravnava vpliv SRR na koeficient trenja v kontaktu med polimerom in jeklom, smo morali rezultate prikazati v obliki odvisnosti koeficienta trenja od SRR. To smo storili na sledeči način, ki je prikazan tudi na sliki 3.1.
Slika 3.1: Prikaz postopka obdelave meritev
Testi so bili sestavljeni iz 8 stopenj, pri čemer je vsaka stopnja trajala 10 minut. Vsaka od stopenj je imela svoj SRR. Za obdelavo rezultatov smo upoštevali meritve koeficienta trenja v zadnjih 4 minutah vsake stopnje. Te meritve koeficienta trenja smo povprečili in tako dobili vrednosti koeficienta trenja μ za posamezni SRR. Tako smo imeli na koncu dva različna μ za 0 % SRR, ki smo ju še enkrat povprečili in tako dobili končne rezultate. Ti so po ena vrednost koeficienta trenja za vsak SRR od 0 % SRR do 150 % SRR po 25 % SRR navzgor, kot je prikazano na sliki 3.1. Tukaj lahko pojasnimo še, da na sliki 3.1 faze temperiranja ne vidimo, ker je bil ta del meritve izbrisan še pred numerično obdelavo rezultatov.
Končni rezultati meritev so prikazani v diagramih v poglavju 4.1 in so označeni s simbolom zvezdice. Čez te točke smo napeljali še interpolacijsko funkcijo drugega reda, ki je označena s črtkano črto na istih diagramih kakor same meritve. V poglavju 4.1.2 so na slikah diagrami opremljeni še s standardno deviacijo, ki prikazuje raztros meritev. Vsak test je bil izveden
Metodologija raziskave
večkrat, zato smo po zgoraj opisanem postopku za vsako od meritev enakih testov (pri identičnih pogojih) izračunali koeficiente trenja pri izbranih vrednostih SRR, nato pa izračunali povprečni koeficient trenja med meritvami pri posameznem SRR. Odstopanje posameznih meritev pri posameznem SRR pa smo določili na podlagi standardne deviacije.
3.2.2 Računanje debeline mazalnega filma
Za izračun debeline mazalnega filma v soft EHL bomo uporabili 3 enačbe, povzete po raziskavi [9], katere delo smo že podrobno opisali v poglavju 2.3. Z njimi bomo tudi sami glede na parametre v naših testih, izračunali debelino mazalnega filma. Centralno debelino mazalnega filma podaja enačba (3.1), minimalno debelino mazalnega filma pri strani kontakta enačba (3.2) ter minimalno debelino mazalnega filma na izhodu iz kontakta enačba (3.3).
𝒉𝒄 = 𝟐, 𝟕 ∙ 𝒈𝒆𝟎,𝟕𝟐𝟓∙ 𝑹𝒙′ (𝑾′
𝑼′)𝟐
(3.1)
𝒉𝒎𝒊𝒏, 𝒔𝒕𝒓𝒂𝒏= 𝟐, 𝟗 ∙ 𝒈𝒆𝟎,𝟔𝟗 ∙ 𝑹𝒙′ (𝑾′
𝑼′)𝟐
(3.2)
𝒉𝒎𝒊𝒏, 𝒊𝒛𝒉𝒐𝒅= 𝟐, 𝟏 ∙ 𝒈𝒆𝟎,𝟕𝟐𝟓∙ 𝑹𝒙′ (𝑾′
𝑼′)𝟐
(3.3)
V enačbah nastopajo veličine W', U', ge in Rx', ki so pojasnjene v nadaljevanju.
Rx' je reducirani radij v kontaktu, ki ga podaja enačba (3.4), kjer sta Rx1 in Rx2 radija obeh površin teles v kontaktu.
𝟏
𝑹𝒙′ = 𝟏
𝑹𝒙𝟏+ 𝟏
𝑹𝒙𝟐 (3.4) U' se izračuna po enačbi (3.5), kjer je U kotalna hitrost, η je dinamična viskoznost olja in E' je reducirani modul elastičnosti, ki ga podaja enačba (3.6).
𝑼′= 𝑼 ∙ 𝜼
𝑬′∙ 𝑹𝒙′ (3.5)
𝟐
𝑬′= (𝟏 − 𝝂𝟏𝟐)
𝑬𝟏 + (𝟏 − 𝝂𝟐𝟐)
𝑬𝟐 (3.6) Parametra E1, E2 sta modula elastičnosti, ν1 in ν2 pa Poissonova količnika za oba materiala teles v kontaktu. W' se izračuna po enačbi (3.7), kjer je W obremenitev v kontaktu.
Metodologija raziskave
𝑾′= 𝑾
𝑬′∙ 𝑹𝒙′𝟐 (3.7) ge se izračuna po enačbi (3.8)
𝒈𝒆= 𝑾′(𝟖𝟑)
𝑼′𝟐 (3.8)
3.2.3 Računanje λ parametra
Po enačbi (3.9) se izračuna še λ parameter oziroma specifično debelino mazalnega filma. Ta predstavlja s hrapavostjo kontaktnih površin normirano debelino mazalnega filma. V praksi si želimo, da je λ približno enaka 2, saj so takrat obratovalne razmere najbolj ugodne s stališča kombinacije trenja in obrabe. Če je λ manjša od 2, kontakt obratuje v mešanem mazalnem režimu, kar zaradi premajhne debeline mazalnega filma vodi do direktnega kontakta med vršički obeh površin in posledično do več trenja in obrabe. Če je λ bistveno večja od 2, je debelina mazalnega filma večja od potrebne, kar je sicer ugodno z vidika obrabe, vendar se trenje s tem povečuje, kar pa vodi do izgub energije.
𝝀 = 𝒉𝒄
√𝑹𝒒,𝟏𝟐+ 𝑹𝒒,𝟐𝟐
(3.9)
V enačbi (3.9) sta Rq,1 in Rq,2 parametra hrapavosti Rq za obe površini v kontaktu.
3.2.4 Računanje teoretičnega koeficienta trenja
Tudi koeficient trenja μ se lahko izračuna na podlagi tega, kakšni so parametri pri testiranju.
Koeficient trenja bomo napovedali na podlagi enačbe (3.10), ki je vzeta iz raziskave [3].
𝝁 = 𝟏. 𝟒𝟔 ∙ (𝜼∙𝑼)𝟎,𝟔𝟓∙ 𝑾−𝟎,𝟕𝟔
𝑬′𝟏,𝟑𝟓∙𝑹𝒙′𝟐,𝟎𝟓 + + 𝑺𝑹𝑹 ∙ (𝟑, 𝟖 ∙ (𝜼∙ 𝑼)𝟎,𝟕𝟏∙ 𝑾−𝟎,𝟕𝟔
𝑬′𝟏,𝟒𝟕∙ 𝑹𝒙′𝟐,𝟐𝟑 + 𝟎, 𝟗𝟔 ∙ (𝜼 ∙ 𝑼)𝟎,𝟑𝟔∙ 𝑾−𝟎,𝟏𝟏
𝑬′𝟎,𝟒𝟕∙ 𝑹𝒙′𝟎,𝟓𝟖 ) (3.10)
3.2.5 Računanje vpliva parametrov na debelino mazalnega filma
V tem poglavju želimo izvedeti, kakšna je korelacija med posameznimi parametri v mazanem kontaktu in centralno debelino mazalnega filma. V ta namen smo fiksirali vse ostale parametre, ki nastopajo v enačbi (3.1), tako da je centralna debelina mazalnega filma postala funkcija samo enega obravnavanega parametra. Pri tem smo v izračunih upoštevali takšne fiksne parametre, kot so bili prisotni pri naših testih. Zato smo za temperaturo vedno izbrali 80 °C (posledično tudi dinamična viskoznost in modul elastičnosti POM za 80 °C), za obremenitev pa smo se odločili, da jo fiksiramo pri 45 N, ker so bili rezultati vseh izvedenih testov pri 45 N bolj predvidljivi kot pri 8 N.
4 Rezultati in diskusija
4.1 Eksperimentalni del
4.1.1 Proces utekanja
Preden začnemo z dejanskim merjenjem določenih parametrov v tribološkem kontaktu, se mora kontakt uteči. Pomen utekanja prikazujeta sliki 4.1 in 4.2, na katerih diagrama prikazujeta ne-utečeni in utečeni kontakt. Kljub temu, da pred meritvijo vzorce pripravimo na določeno hrapavost in jih očistimo, njihovo tribološko obnašanje takoj na začetku obratovanja v kontaktu še ni stabilno, kar je razvidno iz diagrama na sliki 4.1.
Slika 4.1: Proces utekanja
Rezultati in diskusija
Slika 4.2: Ponovitev testa, ki je predstavljen na sliki 4.1
Iz slike 4.1 vidimo, da se takoj po vsaki spremembi obratovalnih pogojev (spremembi SRR) trenje v kontaktu precej spreminja in se ustali šel po nekaj minutah ali pa se sploh ne. To lahko pripišemo medsebojnemu prilagajanju obeh površin. Ko jih postavimo v kontakt, začneta pritiskati ena na drugo in vršički se deformirajo oziroma polomijo, tako da se obliki površin deloma prilagodita ena drugi. Med utekanjem sta kontaktni površini prvič izpostavljeni tlaku, zato se medtem tudi utrjujeta.
To dogajanje pojasnjuje tudi diagram na sliki 4.2, ki prikazuje ponovitev testa iz slike 4.1.
Pogoji v obeh testih so bili identični, edina razlika je bila v tem, da je bil tokrat kontakt že predhodno utečen. Iz diagrama na ponovljenem testu vidimo, da je koeficient trenja za vsako vrednost SRR približno konstanten, kar nakazuje na to, da sta kontaktni površini s predhodnim utekanjem dosegli stabilno obliko in materialne lastnosti. S tem pa so se tudi ustalile razmere v kontaktu. Na prikazanih diagramih prva in zadnja stopnja (prvih in zadnjih 600 sekund) predstavljata enake razmere in sicer 0 % SRR. Pri predhodno utečenem testu sta koeficienta trenja enaka. To nakazuje, da so bile v tem testu razmere v kontaktu že ustaljene, saj vmesno drsenje (višje vrednosti SRR) niso povzročile nobene spremembe pogojev med prvo in zadnjo stopnjo testa. Na drugi strani pa diagram ne-utečenega testa kaže, da imata prva in zadnja stopnja testa (kljub enakem razmerju SRR) zelo različna koeficienta trenja.
Ta pojav lahko pojasnimo tako, da se je stanje kontaktnih površin med prvo in zadnjo stopnjo testa spreminjalo, kakor je bilo že prej opisano. Potrebno je poudariti, da se tribološki testi izvajajo z namenom, da bi dobili informacije o tem, kakšne bodo razmere (trenje, obraba, temperatura) v kontaktu pri uporabi v realnih aplikacijah. V teh imajo naprave načeloma dolgo življenjsko dobo in obratujejo pri ustaljenih pogojih. Zato nas tudi pri triboloških testih zanimajo samo rezultati, pridobljeni v ustaljenih pogojih, medtem ko nas samo utekanje ne zanima. Razmere med utekanjem niso povezane z razmerami v realnih kontaktih. Na tem mestu je utekanje predstavljeno zgolj kot pomemben faktor, ki ga moramo nujno upoštevati pri izvajanju triboloških testov. Le tako z njimi pridobimo relevantne rezultate za obratovanje posameznih kontaktov.
Rezultati in diskusija
4.1.2 Obremenitev
Eden izmed ključnih parametrov, ki vpliva na obratovalne razmere v kontaktu, je obremenitev. Sliki 4.3 in 4.4 prikazujeta rezultate testov, ki so bili izvedeni za kontakt med kroglico iz POM in jeklenim diskom višje hrapavosti, torej Ra = 0,2 μm pri dveh različnih obremenitvah, W = 8 N in W = 45 N. Vrednosti SRR so bile pri tem testu negativne, kar pomeni, da se je disk vrtel počasneje od kroglice.
Slika 4.3: Odvisnost μ(|SRR|) pri hrapavosti Ra = 0,2 μm ter obremenitvi W = 8 N
Slika 4.4: Odvisnost μ(|SRR|) pri hrapavosti Ra = 0,2 μm ter obremenitvi W = 45 N
Če primerjamo zgornja dva diagrama vidimo, da se med seboj zelo razlikujeta. Pri obremenitvi 8 N je koeficient trenja največji pri čistem kotaljenju oziroma pri 0 % SRR, nato pa z večanjem SRR koeficient trenja ves čas pada in doseže najnižji vrednosti pri največjih
Rezultati in diskusija
vrednostih SRR, ki sta 125 % SRR in 150 % SRR. Uporabljena kvadratična interpolacija rezultatov sicer nakazuje, da bi se trend pri nadaljnjem povečevanju SRR proti čistemu drsenju, ki je pri 200 % SRR, lahko obrnil in bi koeficient trenja začel naraščati, vendar so to zgolj predvidevanja. Naši testi so pokrivali SRR od 0 % pa do 150 % in v tem območju je za obremenitev 8 N zelo očitno, da se koeficient trenja zmanjšuje z večanjem SRR.
Ravno nasproten trend pa je opaziti pri testu z obremenitvijo 45 N. V tem primeru je najmanjši koeficient trenja pri čistem kotaljenju (0 % SRR) in se potem dokaj enakomerno zvišuje z večanjem SRR. Oblika diagrama nakazuje, da bi se koeficient trenja tudi pri nadaljnjem večanju SRR še naprej povečeval.
Rang velikosti koeficienta trenja za obe obremenitvi je povsem identičen. V obeh primerih je najnižja vrednost približno μ = 0,001 ter najvišja vrednost malenkost nad μ = 0,012.
Ker je bilo za vsako obremenitev izvedenih po več testov, sta grafa opremljena tudi s standardno deviacijo rezultatov. Tudi v tem pogledu se oba diagrama precej razlikujeta, saj je standardna deviacija pri testu z obremenitvijo 45 N mnogo večja kot pri testu z obremenitvijo 8 N.
Rezultati testov za 8 N in 45 N so nekoliko nepričakovani. Zanimivo je, da je trend obnašanja koeficienta trenja v odvisnosti od SRR ravno nasproten za obe obremenitvi, rang velikosti koeficienta trenja pa je enak. Pričakovali bi ravno obratno sliko, torej podoben potek diagramov za obe obremenitvi in nekoliko višje vrednosti koeficienta trenja za večjo obremenitev. Po drugi strani pa večanje obremenitve v skladu s Stribeckovo krivuljo zmanjšuje trenje z ozirom na manjšo debelino mazalnega filma.
Pričakovan potek koeficienta trenja bi bil, da bi se le - ta večal z večanjem SRR, saj večje razmerje SRR predstavlja več drsenja oziroma večjo relativno hitrost ene kontaktne površine glede na drugo. Tak potek koeficienta trenja smo dejansko tudi dobili pri obremenitvi 45 N, medtem ko je bil njegov potek pri 8 N ravno nasproten.
Nepričakovan potek koeficienta trenja v odvisnosti od SRR pri nižji obremenitvi 8 N si lahko razložimo z ugotovitvami iz raziskave, ki je bila podrobno opisana že v poglavju 2.3.
Pri tem moramo poudariti, da je bilo uporabljeno mazivo enako (PAO), medtem ko je bil polimer v njihovih testih PEEK, pri nas pa POM. V svoji raziskavi so ugotovili, da mazanje z oljem PAO otežuje tvorjenje PEEK transfernega filma na jekleni površini, zato bomo predpostavili, da enako velja tudi za POM transferni film. Analogno temu, da se film lažje tvori pri višji vrednosti SRR (bolj zahtevne razmere v kontaktu), se lažje tvori tudi pri višji obremenitvi 45 N kot pri nižji 8 N. Obremenitev 45 N je dovolj velika, de je POM transferni film prisoten in stabilen po celotnem območju SRR, zato se vrednost koeficienta trenja veča z večanjem SRR.
Na drugi strani pa kombinacija mazanja s PAO (zavira nastajanje transfernega filma) in nizke obremenitve 8 N ni sposobna zagotavljati stabilnega POM filma. Ob tem višja vrednost SRR pospešuje tvorjenje transfernega filma v kontaktu in zato se tvori bolj stabilen film, ki bolje preprečuje direkten kontakt med POM in jeklom. Ta razlaga pojasni trend obnašanja koeficienta trenja pri 8 N, ki se zmanjšuje z večanjem SRR.
Pri tem lahko še dodamo, da je, glede na interpolacijo pri testu 8 N možno, da se nekje med 125 % SRR in 150 % SRR že doseže zadostna debelina POM filma. Od tam naprej z večanjem SRR verjetno narašča tudi koeficient trenja, kakor v testu z obremenitvijo 45 N.
Rezultati in diskusija
V tem primeru bi lahko rekli, da diagrama za obremenitvi 8 N in 45 N prikazujeta 2 različna režima obratovanja. Diagram za 45 N v celoti prikazuje koeficient trenja pri stabilnem POM filmu, medtem ko večji del diagrama za 8 N prikazuje koeficient trenja pri nestabilnem POM filmu, ko se le - ta šele tvori.
Če je temu res tako, potem sploh ni smiselno primerjati teh dveh diagramov v prikazanem območju, v kolikor nas zanima, ali večja obremenitev povzroča tudi večji koeficient trenja.
Za odgovor na to vprašanje, bi diagrama morali primerjati v območju nad 150 % SRR (žal ni bilo mogoče testirati), kjer oba kontakta obratujeta pri stabilnem POM filmu. Tam bi rezultati, sklepajoč iz diagramov na slikah 4.3 in 4.4 verjetno pokazali, da je koeficient trenja vedno nekoliko višji pri večji obremenitvi, kakor je to tudi razvidno iz vrednosti koeficienta trenja za obe obremenitvi pri 150% SRR. Poleg tega pričakujemo, da bi grafa potekala približno vzporedno.
Trend odvisnosti koeficienta trenja od SRR se pri obeh obremenitvah zelo razlikuje, ob tem pa so kontaktna temperatura, viskoznost olja in hrapavost v kontaktu enaki pri obeh obremenitvah. To nakazuje, da različne obremenitve povzročajo delovanje vsaj dveh različnih mehanizmov in da je vpliv obremenitve kompleksen.
Da bi vpliv obremenitve na obnašanje koeficienta trenja v odvisnosti od SRR bolje razumeli, bi morali narediti dodatne raziskave. Glede na to, da je pri obremenitvah 8 N in 45 N trend ravno nasproten, bi bilo smiselno izvesti še teste za nekaj obremenitev v vmesnem območju, da bi videli, kako se odvisnost koeficienta trenja od SRR postopoma spreminja. V kolikor so naša predvidevanja o dveh režimih (stabilen in nestabilen polimerni film) pravilna, bi se verjetno z večanjem obremenitve od 8 N proti 45 N sprememba režima iz nestabilnega v stabilni POM film zgodila vedno pri nižji vrednosti SRR. Hkrati pa bi se verjetno naklon diagramov v prvem delu (nestabilni POM film) pri večanju obremenitve od 8 N navzgor ter manjšanju obremenitve od 45 N navzdol postopoma zmanjševal ter bi se negativni in pozitivni naklon pri neki mejni obremenitvi (nekje med 8 N in 45 N) srečala v najbolj položnem diagramu (samo levi del diagrama pri nižjih SRR, preden se vzpostavi stabilen POM film), kjer bi se delovanje različnih mehanizmov najbolj nevtraliziralo med sabo.
Lahko pa bi namesto obremenitve 8 N uporabili neko višjo obremenitev, še vedno manjšo od 45 N, da bi se morebitna sprememba režima iz nestabilnega v stabilni POM film zgodila nekje na sredini prikazanega območja SRR. Na ta način bi lahko pridobili več odgovorov, v primeru 8 N pa se sprememba zgodi ravno na robu grafa in zato lahko zgolj ugibamo, kaj se dejansko dogaja od te spremembe naprej.
Naj na tej točki izpostavim pomembno dejstvo, da ta razlaga sloni na predpostavki, da tudi v kontaktu POM - jeklo olje PAO zavira nastajanje polimernega transfernega filma, kakor je bilo to ugotovljeno za kontakt PEEK - jeklo. Sami smo zraven tega dodali še hipotezo, da obstajata dva režima, eden pri stabilnem in eden pri nestabilnem polimernim filmu. Pri tem se POM film hitreje tvori pri večji obremenitvi oziroma pri večjem SRR (oboje predstavlja bolj zahtevne obratovalne pogoje), kar se ujema tudi z zgoraj omenjeno raziskavo, kjer se je PEEK film hitreje tvoril pri večjem SRR.
Za eksperimentalno potrditev in veljavnost razlage o zaviralnem učinku olja PAO na tvorjenje in odstranjevanje POM transfernega filma z jeklene površine bi bilo potrebno izvesti podobne teste kot so bili izvedeni za PEEK. Da bi potrdili hipotezo o dveh režimih
Rezultati in diskusija
bi morali v naši raziskavi narediti vsaj še en (bolje več) test pri neki srednji obremenitvi. Če bi, kakor predvidevamo, nekje na sredi prikazanega območja SRR diagram dosegel minimalni koeficient trenja in bi se v okolici te točke naklon diagrama obrnil iz negativnega v pozitivnega, potem bi to že bila potrditev, da sta prisotna vsaj dva različna mehanizma, ki delujeta pri različnih zahtevnostih obratovalnih pogojev v kontaktu. Ti pogoji v kontaktu pa so kontrolirani s kombinacijo obremenitve in SRR, kar pa je neposredno povezano s hitrostjo tvorjenja polimernega filma.
4.1.3 Vpliv hrapavosti
V tem poglavju nas zanima, kako različne hrapavosti vplivajo na koeficient trenja. Opravili smo teste pri dveh različnih hrapavostih jeklenih diskov (Ra = 0,20 μm in Ra = 0,05 μm) za dve različni obremenitvi, 8 N in 45 N. Vsi testi so bili izvedeni pri negativnem SRR.
Rezultate prikazujeta sliki 4.5 in 4.6.
Slika 4.5: Odvisnost μ(|SRR|) pri kontaktu POM-jeklo in obremenitvi W = 8 N
Rezultati in diskusija
Slika 4.6: Odvisnost μ(|SRR|) pri kontaktu POM-jeklo in obremenitvi W = 45 N
Že na prvi pogled vidimo, da se situacija glede obnašanja koeficienta trenja v odvisnosti od SRR pri obremenitvah 8 N in 45 N ponovi iz poglavja 4.1.2, kjer je ta pojav tudi že podrobno razložen. Na diagramu pri nižji obremenitvi je presenetljivo za vrednosti do 100 % SRR koeficient trenja višji pri bolj hrapavem kontaktu, pri večjih vrednostih SRR pa je ravno obratno. Na diagramu pri večji obremenitvi so rezultati bolj pričakovani in je koeficient trenja ves čas višji pri večji hrapavosti jeklenega diska.
Pri obremenitvi 8 N vidimo tudi, da koeficient trenja pri bolj hrapavem kontaktu hitreje doseže svoj minimum in se kasneje začne večati. Kar smo v poglavju 4.1.2 zgolj predvidevali, se je tukaj pokazalo za dejansko stanje.
Da ponovimo, pri nižji obremenitvi 8 N se pri mazanju kontakta s PAO ne tvori stabilen POM film. Z večanjem SRR se pospešuje nastajanje POM filma, kar privede do tega, da se koeficient trenja zmanjšuje. Ta mehanizem se dogaja (po naših predvidevanjih) do trenutka, ko je SRR dovolj visok, da se vzpostavi stabilen POM transferni film. Od tam naprej pomanjkanje POM filma ne predstavlja več razloga za spreminjanje trenja in začne prevladovati mehanizem, da večji SRR pomeni bolj oster kontakt in s tem povzroča večji koeficient trenja.
V poglavju 4.1.2 smo predvidevali, da pri večji obremenitvi kontakt že pri nižjem SRR doseže stabilen POM film in se potem z nadaljnjim večanjem SRR začne višati tudi koeficient trenja. Diagrama na sliki 4.5 popolnoma potrjuje hipotezo, razvito v prejšnjem poglavju in jo še dopolnjuje s tem, da enako kot večja obremenitev na zgodnejšo vzpostavitev stabilnega POM filma (že pri nižjem SRR) vpliva tudi večja hrapavost v kontaktu.
Na diagramu pri obremenitvi 8 N je koeficient trenja pri nižjih vrednostih SRR manjši pri večji hrapavosti, kar je v nasprotju s pričakovanjem. Tudi razlaga tega rezultata je povezana s POM filmom. Sklepamo, da se v območju nestabilnega POM filma pri enaki obremenitvi (8 N) ter pri enakih vrednostih SRR bolj zahtevni obratovalni pogoji vzpostavijo pri večji
Rezultati in diskusija
hrapavosti, že prej pa smo razložili, da bolj zahtevni pogoji pospešujejo tvorjenje POM filma. Torej predvidevamo, da gre nižji koeficient trenja pri večji hrapavosti v območju nestabilnega POM filma pripisati hitrejšemu nastajanju POM filma.
Na tem mestu lahko strnemo do tukaj ugotovljene mehanizme v tej raziskavi.
PAO olje ima verjetno pri kontaktu med POM in jeklom zaviralni učinek na vzpostavitev POM filma na jeklu. Zato se pri blagih pogojih v kontaktu ne tvori stabilen POM prenosni film. Pomanjkanje filma je v tem območju glavni mehanizem, ki narekuje obnašanje koeficienta trenja v odvisnosti od SRR. Trend je tak, da večanje SRR pospešuje tvorbo POM filma, zato je filma vedno več, koeficient trenja pa vedno manjši. Za vzpostavitev stabilnega POM filma morajo biti razmere v kontaktu dovolj ostre. Glede na trenutne rezultate so trije parametri, ki zaostrujejo razmere v kontaktu. To sta poleg večanja SRR še večanje obremenitve ter večanje hrapavosti v kontaktu. To se kaže v tem, da pri večji obremenitvi (sklepamo) ali pri večji hrapavosti (razvidno iz slike 4.5) nastane stabilen POM prenosni film že pri nižjem SRR. Predhodno izvedena raziskava je pokazala, da mazanje kontakta PEEK - jeklo s PAO ob blagih pogojih v kontaktu (majhen SRR) celo poveča obrabo glede na suh kontakt. Ko se razmere v kontaktu dovolj ostre, da se tvori stabilen PEEK film na jeklu pa mazanje kontakta z oljem PAO kaže nižje trenje in obrabo. Glede na rezultate, pridobljene v naši raziskavi, enak trend velja tudi za kontakt POM - jeklo.
4.1.4 Primerjava kontaktov POM-jeklo in jeklo-jeklo
Izvedli smo teste za kontakt POM - jeklo in jeklo - jeklo pri dveh obremenitvah, 8 N in 45 N. Vsi jekleni diski so imeli hrapavost Ra = 0,05 μm, jeklena kroglica je imela hrapavost Ra = 0,05 μm, POM kroglica pa Ra = 0,20 μm. Testi so potekali pri negativnih SRR.
Rezultate navedenih testov prikazujeta sliki 4.7 in 4.8.
Slika 4.7: Odvisnost μ(|SRR|) pri hrapavosti Ra = 0,05 μm in obremenitvi W = 8 N
Rezultati in diskusija
Slika 4.8: Odvisnost μ(|SRR|) pri hrapavosti Ra = 0,05 μm in obremenitvi W = 45 N Pri obremenitvi 8 N ponovno opazimo že znano obnašanje kontakta POM - jeklo. Pri majhnih vrednostih SRR je koeficient trenja velik, nato se do 125 % SRR postopoma zmanjšuje in potem se začne večati. Zanimivo pa je, da se podoben trend kaže tudi pri kontaktu jeklo - jeklo za nižjo obremenitev. Koeficient trenja je pri 0 % SRR enak kot pri POM - jeklo, nato še bolj strmo pada do 30 % SRR, potem pa samo še narašča.
Na sliki 4.8 se pokaže velika razlika med koeficientoma trenja za oba kontakta pri obremenitvi 45 N. Tukaj je primerjava enostavnejša kot pri 8 N. Samo pri 0 % SRR sta koeficiente trenja skoraj enaka, v nadaljevanju pa pri obeh kontaktih koeficient trenja narašča s povečevanjem SRR. Pri tem pa so za kontakt jeklo - jeklo skozi celotno območje SRR bistveno večje vrednosti koeficienta trenja kot za kontakt POM - jeklo.
Z vidika koeficienta trenja je kontakt POM - jeklo bolj ugoden kot jeklo - jeklo, saj skoraj za vse testirane razmere izkazuje nižji koeficient trenja. Edina izjema je kombinacija nizke obremenitve in nizkega SRR, saj je v takšnih razmerah koeficient trenja višji pri kontaktu jeklo - jeklo. Iz rezultatov je razvidno tudi, da je razlika v vrednostih koeficienta trenja pri obeh kontaktih večja pri višji obremenitvi, kar nakazuje, da ima uporaba polimernega zobnika prednost pred uporabo jeklenega predvsem pri visokih obremenitvah.
Diagram pri nižji obremenitvi zahteva še malo komentiranja. Tudi pri kontaktu jeklo - jeklo se je pokazal podoben trend kot ga spremljamo že pri vseh testih za kontakt POM - jeklo pri obremenitvi 8 N. Za tako obliko diagrama pri kontaktu POM - jeklo smo že razvili hipotezo, ki sloni na polimernem prenosnem filmu. S tem, ko se je enak trend pokazal še pri kontaktu jeklo - jeklo, se o pravilnosti omenjene hipoteze poraja velik dvom. Pri kontaktu jeklo - jeklo namreč ni nobenega prenosnega filma. To pa napeljuje k razmisleku, da je pri nizkih SRR in majhni obremenitvi morda prisoten nek drug mehanizem, ki zmanjšuje koeficient trenja z večanjem SRR. Tak mehanizem bi vplival na oba kontakta, POM - jeklo in jeklo - jeklo in zato ne more biti povezan s prenosnim polimernim filmom.
