Andrzej KULCZYCKI
Radosław ZIEMKIEWICZ
Instytut Technologii Nafty, Warszawa

*Struktura warstwy granicznej a chropowatość smarowanych powierzchni

Structure of a boundary layer and roughness of lubricated surfaces

*TRYBOLOGIA 4-5, 1986 s.12-14.

The method of determination of lubricating properties of oils with load carrying additives [L. 8] consists in the experimental evaluation of the value of parameters aAW and aEP defining the relative ability of the tested lubricating oil to form a boundary layer. After measuring the seizing load Pt parameter aAW was calculated from formula (1) where n40 - kinematic viscosity of the tested oil, and Ep - energy put to the friction joint from the moment of starting measures till seizure. Parameter aEP was calculated from formula (2) where Pz - welding load [N].

Knowing parameters aAW and aEP one may prove the test result obtained with the aid of FZG machine (FIG. 1). On the basis of the dependence shown in this figure one may prove that test results on FZG machine (the so called degree of failure load SN) may be correlated with parameter a; [formula (3)]. This equation indicates that the stability of the boundary layer produced by the oil under working conditions of FZG machine in 75 per cent depends on the oil ability to form combinations characteristic for region AW and in 25 per cent - for region EP. Roughness of lubricated surfaces is the factor essentially affecting the participation of structures AW and EP in the boundary layer.

To confirm this conclusion one made profilograms in the direction normal to the sliding direction from the rubbing elements of Timken apparatus and from gear wheels of FZG machine (FIG. 2...4). Then with the aid of FZG machine one measured values of seizing load using gear wheels with higher roughness reached by corundum suspension in the oil. Gear wheels with higher roughness (FIG. 5) were used in standard tests of two hydraulic oils containing lubricating additives with the aid of FZG machine.
    In case of the two oils one gained 7th degree of the failure load. Tests results show that:
  • surface roughness affects the chemical structure of the boundary layer;
  • surface roughness may decide on boundary layer resistance to high loading;
  • effect of surface roughness on boundary layer resistance to failure is comparable to the effect of leading.
Podstawowym problemem teorii i praktyki smarowania jest powiązanie fizykomechanicznych własności olejów smarowych ze skutecznością ochrony przez nie urządzeń przed zużyciem i zacieraniem. Efektywność smarowania zależy od własności smarnych oleju, zakresu wartości wymuszeń działających na smarowany węzeł tarcia oraz od własności warstwy wierzchniej; jedną z nich jest chropowatość i falistość powierzchni współpracujących elementów maszyny. Decydują one o relacji między warunkami panującymi w mikroobszarach powierzchni a wymuszeniami działającymi na węzeł tarcia. Chropowatość powierzchni jest więc przyczyną różnic nacisków i temperatur, jakie występują między poszczególnymi mikroobszarami. Konsekwencją tego są różnice ilościowe, a również jakościowe w strukturze chemicznej warstwy środka smarowego. Świadczą o tym liczne informacje literaturowe. Dla przykładu Meyer, Sieber i Kloos [L. l] przedstawiają rozmieszczenie produktów przemiany dodatków smarnościowych na smarowanej powierzchni w powiązaniu z jej chropowatością.
Innym zjawiskiem, które świadczy o związku chropowatości z trwałością warstwy granicznej są zmiany topografii powierzchni podczas procesu zużywania. Kragielski wykazał [L. 2], że podczas zużywania chropowatość powierzchni współpracujących elementów ulega zmianie tak długo, aż ukształtowana zostanie tzw. chropowatość równowagi. Proces ten nie wynika z nadmiernych nacisków, jakie panują na wierzchołkach nierówności, gdyż ulegają mu także powierzchnie o dużym stopniu gładkości. Coy i Dyson [L. 3] przedstawili profilogramy zębów przekładni zębatej, których topografia w procesie zużywania zmienia się tak, żeby współpracujące powierzchnie „pasowały" do siebie. Fischer i Lutom [L. 4] oraz Schey [L. 5] stwierdzili, że środek smarowy wywiera wyraźny wpływ na kształtowanie chropowatości powierzchni w procesach trybologicznych.
Z wymienionych informacji literaturowych wynika, że chropowatość powierzchni decyduje o udziałach jakościowo różnych struktur chemicznych warstwy granicznej. Inaczej mówiąc - w zależności od topografii powierzchni, różny jest udział struktur chemicznych, charakterystycznych dla obszarów AW i EP w utrzymywaniu trwałości makroskopowo rozumianej warstwy granicznej. Określenie doświadczalne udziałów obu struktur w warstwie granicznej wytworzonej w danych warunkach pracy badanego urządzenia jest praktycznie niemożliwe. Pewne rezultaty uzyskano przez pomiar przewodnictwa elektrycznego, co umożliwiło określenie liczby punktów, w których kontakt metalowych elementów maszyny był bezpośredni [L. 6]. Wyniki tego typu badań były jednak obarczone poważnym błędem, na skutek modyfikowania struktury chemicznej warstwy granicznej przez przyłożone pole elektryczne. Znacznie lepsze rezultaty uzyskano na podstawie obliczenia rzeczywistych temperatur w poszczególnych mikroobszarach smarowanych powierzchni [L. 7].

Metody te jednak nie prowadzą do w pełni zadowalających rezultatów. Uznano więc za celowe znalezienie innej - skuteczniejszej - która pozwoliłaby na bardziej miarodajne określenie udziałów struktur AW i EP w warstwie granicznej.

Rys. l. Zależność obciążenia niszczącego od wartości ai (FZG)

Fig l. Dependence of failure load on value ai (FZG)

ILOŚCIOWE OKREŚLENIE POZIOMU WŁASNOŚCI SMARNYCH

Metoda określenia dopuszczalnego zakresu własności smarnych olejów z dodatkami uszlachetniającymi opisana w [L. 8], polega na doświadczalnym wyznaczeniu wartości parametrów aAW i aEP, które określają względną zdolność badanego oleju smarowego do tworzenia warstwy granicznej o strukturze chemicznej, charakterystycznej dla obszarów AW i EP. Parametry aAW i aAW mogą być wyznaczone na podstawie standardowych testów prowadzonych za pomocą aparatu czterokulowego [L. 10]. Wartość aAW wyznaczano przez pomiar obciążenia zatarcia Pt przy prędkości obrotowej górnej kulki 470 ±20 obr/min i jednostajnie wzrastającym z prędkością 45 N/s obciążeniu. Parametr aAW obliczano ze wzoru :

aAW = (0,000086 n40+0,01) EPt + (0,2-0,00073 n40) (1)
gdzie:

n40 - lepkość kinematyczna badanego oleju mierzona w temp. 40°C [mm2/s].
EPt - energia wprowadzona do węzła tarcia od chwili rozpoczęcia pomiaru do zatarcia.

EPt = 0,5 µ • Pt2 • vs • V -1
gdzie:

µ - współczynnik tarcia,
vs - prędkość poślizgu [m/s],
V - prędkość wzrostu obciążenia [N/s].

Parametr aEP wyznaczono z zależności:

aEP = 0,48 -1,21 • 10-4 Pz(2)

gdzie:

Pz - obciążenie zespawania [N].

ZASTOSOWANIE PARAMETRÓW aAW i aEP

Parametry aAW i aEP mogą być podstawą do korelowania wyników różnych testów tarciowych [L. 8]. Jednym z testów powszechnie stosowanych do oceny jakości olejów przekładniowych i hydraulicznych jest test na modelowej przekładni zębatej (test na maszynie FZG [L 11]). Znając parametry aAW i aAW można przewidzieć wynik testu uzyskany za pomocą maszyny FZG. Pokazana na RYS. 1 zależność wskazuje, że wyniki testu na maszynie FZG (tzw. stopień obciążenia niszczącego SN) mogą być skorelowane z parametrem ai

ai = 0,75 aAW +0,25 aEP(3)

Równanie to wskazuje, że trwałość warstwy granicznej, wytworzonej przez olej w warunkach pracy maszyny FZG w 75% -ach zależy od zdolności oleju do tworzenia połączeń charakterystycznych dla obszaru AW, a w 25% - dla obszaru EP. W podobny sposób określono udziały struktur AW i EP w warstwie granicznej wytworzonej za pomocą aparatu Timkena (pierścień-klocek) [L. 12]. Okazało się, iż w przypadku różnych testów udział struktur AW i EP jest różny, a różnice te wynikają nie tylko z warunków .pracy węzłów tarcia (prędkość poślizgu) oraz ich budowy. Stwierdzono, że udział obu struktur warstwy granicznej wytworzonej w przekładni zębatej FZG nie zależy od prędkości obrotowej (a w konsekwencji - od prędkości poślizgu). Uznano więc, że czynnikiem mającym istotny wpływ na udział struktur AW i EP w warstwie granicznej jest chropowatość smarowanych powierzchni.

Rys. 2. Chropowatość powierzchni pary trącej aparatu Timkena
Fig. 2. Surface roughness of the rubbing pair of Timkem apparatus

Rys. 3. Chropowatość powierzchni zębów maszyny FZG przed pracą
Fig. 3. Surface roughness ot FZG machine teeth before operation

Rys. 4. Chropowatość powierzchni zębów maszyny FZG po pracy
Fig. 4. Surface roughness ot FZG machine teeth after operation

Rys. 5. Chropowatość powierzchni zębów maszyny FZG przed pracą po obróbce korundem
Fig. 5. Surface roughness of FZG machine teeth before operation after corundum treatment

CHROPOWATOŚĆ POWIERZCHNI A UDZIAŁ STRUKTUR AW i EP

Zdjęto profilogramy w kierunku normalnym do kierunku poślizgu z elementów trących aparatu Timkena oraz z zębów kół zębatych maszyny FZG (RYS.2 i 3). Stwierdzono, że powierzchnie pary trącej aparatu Timkena są znacznie gładsze niż zęby kół zębatych maszyny FZG. Te ostatnie szlifowane są szlifem krzyżowym Magga, co jest przyczyną falistości ich powierzchni. Topografia powierzchni zębów nie ulega istotnej zmianie do momentu zatarcia (przerwania warstwy granicznej), na co wskazują profilogramy na RYS. 3 i 4. Z analizy tych profilogramów wynika, że w węźle tarcia aparatu Timkena przy dużej gładkości powierzchni współpracujących elementów, liczba mikroobszarów, w których - przy obciążeniach bliskich zatarciu - panują duże naciski i temperatury (warunki -EP), jest znacznie większe niż w maszynie FZG. Jednocześnie określony opisaną metodą udział struktury EP w warstwie granicznej wytworzonej za pomocą aparatu Timkena wynosi 50%, a w przypadku modelowej przekładni zębatej FZG tylko 25%.

Postanowiono potwierdzić wniosek o wpływie chropowatości powierzchni na strukturę chemiczną warstwy granicznej, która decyduje o trwałości powierzchni. W tym celu za pomocą maszyny FZG mierzono wartości obciążenia zatarcia, stosując koła zębate o zwiększonej chropowatości. Koła zębate, fabrycznie szlifowane szlifem krzyżowym Magga, zamontowano w maszynie FZG, a powierzchnię ich zębów pokryto zawiesiną korundu w oleju Hipol 15F (korund 180 wprowadzono do oleju w stosunku objętościowym l : 15). Następnie przykładano obciążenie równe czwartemu stopniowi i uruchamiano aparat na 5 s przy prędkości obwodowej 8,3 m/s. Operację tę powtarzano trzykrotnie. Koła demontowano i starannie myto benzyną ekstrakcyjną. Profilogramy tak obrobionych powierzchni pokazano na RYS. 5. Zawieszony w oleju korund spowodował znaczny wzrost chropowatości powierzchni zębów. Tak przygotowane koła zębate stosowano do standardowych badań za pomocą maszyny FZG dwóch olejów hydraulicznych, zawierających dodatki smarnościowe. W przypadku obu olejów uzyskano ten sam, 7 stopień obciążenia niszczącego. Wyniki uzyskane przy użyciu typowych kół zębatych były następujące: olej A - 11 stopień, olej B - 10 stopień. Wyznaczone na podstawie testów za pomocą aparatu czterokulowego wartości parametrów aAW i aEP są następujące:
olej AaAW= 0,123
aAW= 0,26
ai = 0,75 aAW + 0,25 aEP = 0,165

olej BaAW = 0,144
aEP = 0,24
ai = 0,75 aAW + 0,25 aEP = 0,170

Dane te wskazują na istotny wzrost udziału struktury EP w warstwie granicznej, spowodowany wzrostem chropowatości powierzchni (RYS. l).

WNIOSKI

    Na podstawie uzyskanych wyników można stwierdzić, że:
  • chropowatość powierzchni ma wpływ na strukturę chemiczną warstwy granicznej;
  • chropowatość powierzchni może decydować o odporności warstwy granicznej na działanie dużych obciążeń;
  • wpływ chropowatości powierzchni na odporność warstwy granicznej na przerwanie jest porównywalny z wpływem obciążenia.

    LITERATURA

    1. Meyer K., Sleber J., Kloos H.: Characterization of Boundary Layers in Friction Couples Investigated in the Four-Ball Apparatus; Materiały III Międzynarodowego Kongresu Trybologicznego ,,Eurotrib 81", Warszawa 1981, tom III, s. 180…193.
    2. Kragielskij J. W., Dobyczin M. N., Kombałow W. S.: Osnowy rascziotow na trienie i iznos, Izd. Maszinostrojenie, Moskwa 1977.
    3. Coy R. C., Dyson A.: A Rig to Simulate the Kinematics of the Contact Between Cam and Finger Followers. Lubricating Engineering, Vol. 39, No 3, 1983, s. 143…152.
    4. Fischer T. E., Luton M. J.: Effect of Simple Lubricants on Deformation and Wear in Concentrated Sliding Contact; ASLE Trans., Vol. 26 (l) 1983, s. 31…36.
    5. Schey J. A.: Surface Roughness Etfects in Metalworking Lubrication. Lubricating Engineering, Vol. 39 (6) 1983, s. 376…382.
    6. Nita J., Krawczyk K., Kajdas Cz.: Eksperymentalna metoda oceny własności trybologicznych substancji smarowej w warunkach tarcia hydrodynamicznego. Materiały IX Jesiennej Szkoły Trybologicznej, Zielona Góra - Lubiatów 1979, s. 250…256.
    7. Quinn T. F. J.: Review of Oxidational Wear, Part II. Tribology International, Vol. 16 (6) 1983, S. 305…315.
    8. Kulczycki A.: The Correlation between Results on Different Model Friction Tests in Terms of an Energy Analysis of Friction and Lubrication. Wear, Vol. 103, 1985, s. 67…75.
    9. Kulczycki A., Wachal A.: Problemy energetyczne trwałości warstwy granicznej. Trybologia, nr 3'85, s. 21.
    10. PN-76/C-04147.
    11. PN-78/C-04169.
    12. ASTM D-2782.