smar plastyczny
wypełniacze, granica ptynięcia

Ryszard CZARNY*

WPŁYW RODZAJU WYPEŁNIACZA W SMARZE PLASTYCZNYM NA WARTOŚĆ JEGO GRANICY PŁYNIĘCIA


Praca jest poświęcona badaniom nad wyznaczeniem granicy płynięcia litowego smaru plastycznego l S, do którego wprowadzono wypełniacze. W projektowaniu i budowie coraz powszechniej stosowanych układów centralnego smarowania nieodzowna jest znajomość oporów przepływu transportowanego tam środka smarowego. Jest to szczególnie istotne w momencie uruchomienia układu, bądź w chwili rozpoczęcia kolejnego taktu tłoczenia, gdyż lepkość smaru jest największa w momencie rozpoczęcia przepływu. Związane to jest z koniecznością wywołania w smarze naprężenia stycznego większego od granicy jego płynięcia i dlatego ważnym zagadnieniem staje się wyznaczenie tej granicy. Do tego celu wykorzystano reometr rotacyjny rheotest 2.1, a do liczbowego wyznaczenia granicy płynięcia wykorzystano zaproponowany we wcześniejszych publikacjach autora uogólniony model reologiczny Cassona. Przeprowadzone badania wykazały, że oba wypełniacze, tzn. zarówno grafit jak też PTFE, wpływają na wzrost wartości granicy płynięcia w masie smaru. Natomiast w warstwie przyściennej PTFE nie wpływa na zmianę wartości granicy płynięcia smaru, a grafit znacząco tę granicę obniża. Czyli że stosując w charakterze wypełniacza grafit można spowodować zmniejszenie oporów przepływu powstałej kompozycji w układzie smarowniczym.


* Politechnika Wrocławska, Instytut Konstrukcji i Eksploatacji Maszyn, ul. Łukasiewicza 7/9, 50-370 Wrocław.


l. WPROWADZENIE

Jak wynika z danych literaturowych [5], w ostatnim czasie zarówno w Europie jak i w USA obserwuje się wyraźne zmniejszenie przyrostu lub wręcz spadek zużycia środków smarowych. Dzieje się tak pomimo przyrostu liczby smarowanych maszyn i urządzeń, a szczególnie znacznego wzrostu liczby pojazdów. Ten spadek zużycia środków smarowych wskazuje na postępującą racjonalizację ich stosowania. Jest to z jednej strony wynik ciągłych poszukiwań przez firmy użytkujące smarowane maszyny i urządzenia sposobów obniżenia kosztów eksploatacji tych maszyn, a z drugiej coraz większej presji wywieranej na te firmy w kierunku zmniejszania przez nie zanieczyszczania środowiska. Racjonalizacja użytkowania środków smarowych powoduje, że dostarcza się je do węzłów tribologicznych w optymalnych co do objętości porcjach oraz w ściśle określonych przedziałach czasowych. Ta potrzeba racjonalizacji smarowania stała się powodem stosowania w coraz szerszym zakresie systemów smarowania centralnego o różnym poziomie automatyzacji. Jak podają niektóre źródła [l], zastosowanie zautomatyzowanego systemu smarowania centralnego przy smarowaniu układu jezdnego pojazdu może zmniejszyć zużycie smaru plastycznego nawet do 90%. Właśnie w pojazdach, ale także w prawie wszystkich dziedzinach przemysłu, stosuje się powszechnie smary plastyczne, wykazujące wiele zalet w porównaniu ze stosowanymi częściej od nich do smarowania maszyn olejami. Smarów plastycznych używa się na ogół do smarowania przelotowego, podczas którego smar przechodząc przez węzeł tribologiczny wypływa z niego i już nigdy do tego węzła nie wraca. Obok korzystnego wpływu na wytwarzanie (m.in. dzięki udziałowi wypełniacza) w węźle tribologicznym warstw przeciwzużyciowych (AW) i przeciwzatarciowych (EP) smar plastyczny, tworząc dzięki swej konsystencji wokół tego węzła kołnierz, zabezpiecza go również przeciwko szkodliwym wpływom otoczenia. Oprócz tej zalety smary plastyczne dzięki swej budowie strukturalnej wykazują zjawisko synerezy, tj. mniej lub bardziej intensywnie wydzielają olej bazowy w miarę upływu czasu. Jest to ich istotna cecha, szczególnie w odniesieniu do smarowania łożysk tocznych, gdzie w zależności od prędkości obrotowej, temperatury, a także obciążenia, ilość oleju niezbędna do zapewnienia smarowania elastohydrodynamicznego łożysku jest bardzo różna i dostarczanie oleju w nieraz bardzo małych ilościach byłoby utrudnione. Dlatego właśnie stosowanie smarów plastycznych dostarczanych do tych łożysk w optymalnych ilościach i w optymalnym czasie jest ze wszech miar pożądane.

2. DOTYCHCZASOWY PRZEBIEG BADAŃ ORAZ CEL PRACY

Te wymienione względy stały się powodem podjęcia już na początku lat 70. w ówczesnym Zakładzie Tarcia, Zużycia i Smarowania, kierowanym przez profesora Zbigniewa Lawrowskiego, badań nad przepływem smarów plastycznych w układach centralnego smarowania. Podjęto je na zlecenie CBKM Bytom i dotyczyły one układów w maszynach roboczych ciężkich, a ich efektem było m.in. zbudowanie stanowiska badawczego [4], na którym badania te były dalej kontynuowane i rozwijane. Pod koniec lat 70. z inicjatywy profesora Zbigniewa Lawrowskiego nawiązano współpracę naukową z Technische Hogeschool Twente w Holandii, gdzie w latach 1978/1979 autor niniejszej pracy podczas pobytu na stypendium naukowym w tym ośrodku, prowadził badania nad reologią smarów plastycznych wykorzystując bazę laboratoryjną THT-Enschede. W latach 1987-1990 tematyka ta była kontynuowana w ramach Centralnego Programu Badań Podstawowych 02.05. w zakresie tematu 04.02.11. kierowanego przez profesora Zbigniewa Lawrowskiego [6]. W latach 90. badania z tego zakresu były prowadzone w ramach dwu projektów badawczych finansowanych przez Komitet Badań Naukowych, a jednym z tych projektów kierował profesor Zbigniew Lawrowski. W roku bieżącym po przyznaniu przez KBN środków finansowych rozpoczęte zostały też w ramach projektu badawczego badania nad wpływem wypełniaczy smarów plastycznych na ich właściwości reologiczne. Tych zagadnień dotyczy niniejszy artykuł, poświęcony wstępnym badaniom nad wpływem tych wypełniaczy na wartość granicy płynięcia powstałych kompozycji smarowych.

3. ANALIZA TEORETYCZNA

Jak wiadomo, na właściwości reologiczne smaru plastycznego wywierają wpływ zarówno rodzaj oleju bazowego i zagęszczacza, jak i dodatków wprowadzonych do tego smaru, technologia jego wykonania, a także warunki w jakich jest on użytkowany. Czynniki te decydując stanie struktury smaru, stanowiącej układ złożony, w którym podstawowymi składnikami są zagęszczacz i olej bazowy. Według Bonera [2] istnieją optymalne wymiary cząsteczek dla każdego ze stosowanych rodzajów zagęszczacza, przy czym zagęszczacz, którego wymiary cząsteczek są mniejsze od optymalnych może nie wytworzyć przestrzennej struktury o wystarczająco dużych porach, które by utrzymały wymaganą ilość oleju bazowego. Jeżeli zaś średnie wymiary tych cząsteczek są większe od optymalnych, to niedostateczna liczba powiązań pomiędzy nimi może nie zapewnić powstania stabilnej struktury. Oddziaływanie pomiędzy poszczególnymi włóknami zagęszczacza wzrasta z jego udziałem procentowym, przy czym przy małym udziale procentowym wartość granicy płynięcia jest nieduża i mówi się wówczas o tzw. „smarach półpłynnych”. Ze wzrostem tego udziału wartość lepkości strukturalnej i granicy płynięcia w smarze wzrasta. Również temperatura w jakiej smar jest wytwarzany oraz intensywność chłodzenia podczas procesu wytwarzania mają wpływ na postać struktury smaru, a w następstwie również na wartość naprężenia stycznego granicznego. Mniej intensywne chłodzenie powoduje, że wymiary cząsteczek mydła są w przybliżeniu sobie równe i ułożone w sposób bardziej uporządkowany, podczas gdy szybsze chłodzenie powoduje powstawanie cząsteczek o wymiarach bardziej zróżnicowanych i ułożonych bardziej chaotycznie. Bardzo często aby wzmocnić tę strukturę i uczynić ją bardziej jednorodną oraz odporną na działanie czynników zewnętrznych stosuje się specjalne dodatki, które w wymaganym zakresie i stopniu modyfikują międzyfazową energię swobodną pomiędzy olejem bazowym oraz poszczególnymi cząsteczkami zagęszczacza. Jak podaje literatura, cząsteczki zagęszczaczy smarów plastycznych, będących w zasadzie roztworami koloidalnymi, mają wymiary jednego mikrometra lub niewiele od tej wartości odbiegające. Dlatego też dodatek smaru stałego w postaci płatków grafitu, dwusiarczku molibdenu albo proszku PTFE o wymiarach znacznie przekraczających l urn nie mogą w sposób istotny wpłynąć na lepkość strukturalną oraz granicę płynięcia tej kompozycji. Wprawdzie kształt tych drobin i aktywność ich powierzchni mogą zmieniać w pewnym stopniu wartość lepkości strukturalnej czy naprężenia stycznego granicznego, ale na wartości tych parametrów wpływa przede wszystkim udział procentowy wypełniacza w kompozycji. Bardziej złożonym zagadnieniem jest wpływ wypełniaczy na naprężenia styczne graniczne w warstwie przyściennej powstałej kompozycji smarowej.

Rys. l. Rozkład naprężeń i prędkości w smarze płynącym przez kapilarę

Fig. l. Distribution of stress and velocity in grease flowing through the capillary

Na rysunku l przedstawiono rozkład prędkości i naprężeń w smarze przepływającym przez przewód o przekroju okrągłym. W przepływającym smarze można wyróżnić strefę smaru ścinanego (zachodzi w tej strefie przepływ), w którym naprężenie styczne przekroczyło wartość graniczną z”o oraz strefę smaru nieścinanego, w której naprężenie to wartości granicznej nie przekroczyło. W strefie pierwszej smar płynie z różną intensywnością, przy czym wartość tej intensywności rośnie w miarę przybliżania się do powierzchni ścianki przewodu, zaś w strefie drugiej cała masa smaru w postaci nienaruszonej płynie w postaci korka (przepływ rdzeniowy). Naprężenie styczne osiąga największą wartość przy największej intensywności przepływu smaru, czyli tuż przy ściance. Natomiast w strefie smaru nieścinanego wartość tego naprężenia maleje od wartości naprężenia granicznego na granicy rdzenia, do zera w osi przewodu.
Na rysunku 2 przedstawiono rozkład naprężeń stycznych w szczelinie między dwoma współosiowymi cylindrami reometru rotacyjnego. Na rysunku tym przedstawiono rozkład tych naprężeń i gradienty prędkości ścinania smaru w poszczególnych jego warstwach z uwidocznionymi strefami smaru ścinanego oraz smaru pozostającego w bezruchu. Przedstawione na tym rysunku naprężenie styczne, które ma największą wartość na powierzchni ruchomego cylindra wewnętrznego, osiąga w pewnej odległości od tej powierzchni wartość naprężenia stycznego granicznego (granicy płynięcia). Okręg obejmujący te wartości rozdziela smar na dwie strefy: ścinaną i nieścinaną. Jeżeli rozpocznie się pomiary przy bardzo małej prędkości obrotowej tego cylindra, a więc przy bardzo małej wartości gradientu prędkości ścinania, a następnie zwiększa się tę prędkość, to uzyska się wzrost zewnętrznej średnicy pierścienia obejmującego strefę smaru ścinanego, aż do wewnętrznej średnicy nieruchomego cylindra zewnętrznego. Czyli wykorzystując prosty w obsłudze reometr rotacyjny można wyznaczyć zależność naprężenia stycznego od gradientu prędkości ścinania badanego smaru.

Rys. 2. Rozkład naprężeń i prędkości smaru plastycznego ścinanego w reometrze rotacyjnym

Fig. 2. Distribution of stress and velocity in grease subjected to shear in a rotational rheometer

4. BADANIA DOŚWIADCZALNE

Badaniom doświadczalnym poddano kompozycje smaru plastycznego l S z grafitem oraz z proszkiem PTFE. Prowadzono je zarówno nad smarem „czystym” (bez wypełniaczy) jak i nad kompozycjami smarowymi. Udziały procentowe grafitu oraz PTFE w tych kompozycjach wynosiły odpowiednio 3%, 6%, 9% i 12%. Badania te prowadzono na reometrze rotacyjnym z ruchomym cylindrem wewnętrznym - rheotest 2.1. produkcji byłej NRD. Do badań użyto zestawu cylinder-cylinder, których stosunek promienia cylindra wewnętrznego do zewnętrznego wynosił r/R = 0,81, a objętość próbki smaru użytego do badań wynosiła 17 cm3. Pomiary prowadzono przy wartościach gradientów prędkości ścinania w zakresie od D = 0,0167 do D = 145,8 s-1.
Wyniki badań zależności naprężenia stycznego od gradientu prędkości ścinania przedstawiono w układzie współrzędnych potęgowych na rysunkach 3-5. Dzięki przedstawieniu tej zależności w układzie potęgowym [3] (przy wykorzystaniu uogólnionego modelu reologicznego Cassona), można w bardzo prosty sposób odczytać wartości granicy płynięcia w masie smaru to i przy ściance tw.

Rys. 3. Zależność naprężenia stycznego od gradientu prędkości ścinania „czystego” smaru litowego l S

Fig. 3. Dependence of shearing stress upon the gradient of the velocity of shearing in noncompounded (pure) l S type lithium grease

Rys. 4. Zależność naprężenia stycznego od gradientu prędkości ścinania smaru litowego l S z wypełniaczem: (a) 3%, (b) 9% grafitu SKŁN. Temperatura pomiaru 21 °C

Fig. 4. Dependence of shearing stress upon the gradient of the velocity of shearing in 1S type lithium grease with a filler: (a) 3%, (b) 9% of SKŁN graphite, ambient temperature was 21 °C

Na rysunku 3 przedstawiono zależność naprężenia stycznego od gradientu prędkości ścinania „czystego” smaru litowego l S, zaś na rys. 4 identyczne zależności dla tego smaru z dodatkami grafitu odpowiednio 3% i 9%.

    Rys. 5. Zależność naprężenia stycznego od gradientu prędkości ścinania smaru litowego 1S z wypełniaczem: (a) 3%, (b) 12 % proszku PTFE. Temperatura pomiaru 21 °C

    Fig. 5. Dependence of shearing stress upon the gradient of the velocity of shear in l S type lithium grease with a filler: (a) 3%, (b) 12% of PTFE powder, ambient temperature was 21°C

Na rysunku 5 przedstawiono te zależności dla tego samego smaru z dodatkami 3% i 12% proszku PTFE. Wyniki pomiarów przedstawionych na tych rysunkach wskazują na różny wpływ obu rodzajów wypełniaczy na wartości naprężenia stycznego granicznego w masie smaru i przy ściance. W wypadku obu rodzajów wypełniaczy, tzn. zarówno grafitu jak i PTFE, wartość naprężenia stycznego granicznego (granicy płynięcia) w masie smaru % rośnie w miarę wzrostu procentowej zawartości wypełniacza. Dowodzi to, że dodanie wypełniacza do smaru nie osłabia przestrzennej struktury zespołów cząsteczek mydła, lecz odwrotnie - nieco wzmacnia ją. Trochę inny jest charakter zmian wartości naprężeń stycznych granicznych w warstwie przyściennej obu kompozycji. W wypadku grafitu wartość ta zmalała znacząco (przy 9% był to spadek trzykrotny), podczas gdy wypełniacz PTFE praktycznie nie wpłynął na zmianę wartości naprężenia stycznego granicznego przy ściance.
Znaczny spadek wartości granicy płynięcia w warstwie przyściennej smaru z dodatkiem wypełniacza grafitowego jest spowodowany przypuszczalnie silnym wzajemnym jego oddziaływaniem z metalową powierzchnią ścianki. Powoduje to „wyciąganie” tego grafitu z masy smaru, osadzanie się go (wspólnie z cząstkami mydła) na powierzchni ścianki, co osłabia lub być może niszczy przestrzenną strukturę mydła w tym obszarze, a to z kolei wpływa na znaczne obniżenie wartości granicy płynięcia w warstwie przyściennej. Przedstawiono to graficznie na rysunku 4.
Inny jest wpływ proszku PTFE na wartość granicy płynięcia w warstwie przyściennej powstałej kompozycji. Granulacja cząsteczek PTFE użytego do badań zawierała się w zakresie od 50 do 150 mikrometrów, a więc w porównaniu z wymiarami włókienek mydła litowego o grubości dziesiętnych części mikrometra, a długości jednego lub najwyżej kilku mikrometrów, są to cząsteczki o dużych wymiarach. Wpływ tych dużych cząsteczek PTFE na cząsteczki mydła zależy od ich wzajemnego współdziałania. Jak wiadomo, PTFE charakteryzuje się małą energią powierzchniową i dlatego nie zachodzi w ogóle lub zachodzi tylko w nieznacznym stopniu „wyciąganie” jego drobin z masy smaru, a także przypuszczalnie ma miejsce blokowanie „wyciągania” z tej masy również cząsteczek mydła. Skutkiem tego jest nieznaczny lub żaden spadek wartości granicy płynięcia w warstwie przyściennej, co graficznie przedstawiono na rysunku 5.

5. PODSUMOWANIE

Przedstawione badania, będące badaniami wstępnymi, prowadzono jedynie dla jednego smaru litowego oraz dwu wypełniaczy. Aby możliwe było uogólnienie tych wyników, należy prowadzić dalsze badania z zastosowaniem innych smarów i wypełniaczy. Niemniej jednak można stwierdzić, że wprowadzenie do smaru litowego l S sproszkowanego grafitu lub PTFE powoduje wzrost wartości granicy płynięcia w masie powstałej kompozycji. Natomiast różnie wpływają oba te wypełniacze na wartość tej granicy w warstwie przyściennej. Wprowadzenie proszku PTFE nie powoduje zmiany tej wartości, a dodanie sproszkowanego grafitu wpływa na znaczne zmniejszenie wartości granicy płynięcia w warstwie przyściennej. Ma to istotne znaczenie podczas doboru parametrów konstrukcyjnych oraz mocy pompy podczas projektowania układu centralnego smarowania kompozycjami smaru plastycznego z dodatkami grafitu.

    
LITERATURA
[ l]
.Auswahl einer optimalen Zentralschmieraniage für Nutzfahrzeuge. Materiały informacyjne firmy Lincoln.
[ 2]
BONER C. J., Modern Lubricating Greases. Scientific Publication (GB) Ltd (1976).
[ 3]
CASSON N., A Flow Equation for Pigment - Oil Suspensions of the Printing Ink Type. Rheology of Disperse Systems C. C. Mili, ed., Pergamon Press, London, 1959, s. 84-103.
[ 4]
CZARNY R., DOBIEJEWSKI Z., GAJEWSKA Z., Stanowisko do badań układów smarowania centralnego. Prace naukowe Instytutu Konstrukcji i Eksploatacji Maszyn PWr. Nr 13, Studia i Materiały 10,1971,s. 133-138.
[ 5]
FUCHS M., Der Weitschmierstoffmarkt. Materiały konferencyjne 10. Intemationales Kolloquium Tribologie der Technischen Akademie Esslingen, 9-11.01.1996 in Ostfildern.
[ 6]
LAWROWSKI Z., CZARNY R., KRAWIEC S„ Prace Naukowe Centralnego Programu Badań Podstawowych 02.05. Temat nr 04.02.11, Podstawy Doboru Materiałów i Smarowania dla Wysokoobciążonych Ślizgowych Węzłów Tarcia. Realizacja-Wyniki - Wnioski. Warszawa, Wyd. Politechniki Warszawskiej, 1990.

THE INFLUENCE OF TYPE OF A FILLER ON ITS FLOW LIMIT


The objective of this study is to determine the flow limit of l S lithium grease compounded with different fillers. Regarding a tendency for the automation of grease lubricating systems, the only choice are central lubricating systems. To design and implement such systems needed is the value of the resistance of flow of the transported grease. This is important, especially during the starting phase of operation or at the moment of each subsequent stroke of the grease gun, as the viscosity of grease is maximum at the beginning of the flow. The tangent stress in grease must be higher than the limiting flow stress: hence, the importance of the numerical value of the latter. A rotational rheometer, Rheotest 2.1 type, was employed for this purpose, and a generalised rheological Casson's model, worked out by the author in his earlier publications, was employed for the determination of the numerical value of this limit. It was proved that both graphite and PTFA fillers produce an increase in the value of the flow limit measured in the bulk of grease. In the layer adjacent to the wali, PTFA does not affect the value of the flow limit. On the other hand, graphite considerable reduces this limit. Consequently, the use of graphite as filler significantly contributes to the reduction of flow resistance.