Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ работ по методам изготовления и испытания деталей подшипников качения из керамических материалов 8
1.1. Общая характеристика керамических материалов применяемых для изготовления подшипников 8
1.2. Методы изготовления керамических подшипников 16
1.3. Методы и результаты исследований триботехнических характеристик керамических материалов для изготовления подшипников качения 19
1.4. Современное состояние промышленного производства и применения подшипников качения из керамических материалов 33
1.5.Применение керамики в оборудовании ЦБП 42
1.6.Выводы по анализу литературы 46
1.7.Постановка задачи исследования 48
2. Материалы и методы исследования 50
2.1.Выбор и подготовка исходных материалов 50
2.1.1. Подготовка материала на основе а-А120з 51
2.1.2. Подготовка материала на основе TiB2 52
2.2. Формование заготовок 54
2.3.Предварительный обжиг 55
2.4.Методика исследования спекания керамических материалов 57
2.5.Методика подготовки шлифов и определения размеров зерна опытных образцов :Я. 59
2.6. Определение микротвердости материала 60
2.7. Определение предела прочности при изгибе и сжатии 61
2.8.Расчет модулей упругости 62
2.9.Измерительный инструмент 63
2.10.Определение степени шероховатости поверхности 64
3. Исследование кинетики спекания и обжиг деталей подшипника из керамики на основе а-А1203 и TiB2 67
3.1.Общие сведения 67
3.2. Спекание деталей подшипника из керамики на основе а-А1203 68
3.3.Исследование спекания материалов на основе ТіВ2 70
3.4.Результаты исследования спекания материалов на основе ТіВ2 74
3.5.Кинетика процесса рекристаллизации 77
3.5.1. Исследование процесса рекристаллизации материала на основе а-А1203 79
3.5.2. Исследование процесса рекристаллизации материала на основе ТіВ2 82
3.6.Выводы и выбор материалов для изготовления подшипников качения из керамики 88
4. Механическая обработка деталей подшипников из керамики 90
4.1. Подготовка станочного оборудования и инструмента для механической обработки керамики 92
4.2. Режимы механической обработки 94
4.3.Последовательность обработки роликов 95
4.4. Последовательность обработки внутренних колец 96
4.5.Последовательность обработки наружных колец 96
4.6.Выводы 97
5. Испытание подшипников качения из керамических материалов на основе а-А1203 И ТіВ2 100
5.1. Обсуждение результатов испытания подшипников из керамики 100
5.2. Выводы 106
6. Анализ работоспособности подшипников 108
6.1. Применение метода конечных элементов для определения контактных напряжений в подшипниках 108
6.2. Выводы 121
Общие выводы 123
Литература 125
Приложения 135
- Методы и результаты исследований триботехнических характеристик керамических материалов для изготовления подшипников качения
- Исследование процесса рекристаллизации материала на основе ТіВ2
- Обсуждение результатов испытания подшипников из керамики
- Применение метода конечных элементов для определения контактных напряжений в подшипниках
Методы и результаты исследований триботехнических характеристик керамических материалов для изготовления подшипников качения
В ходе работ по созданию подшипников из различных материалов возникают трудности с определением предполагаемой их долговечности и износостойкости.
Основной целью проведения испытаний на износ является количественное определение характеристик процесса, под которым понимают численные данные об изменении конфигурации или массы изнашиваемого тела [22]. :
Применяемые в большинстве случаев методы испытаний на износ можно разделить на три основные группы:
- исследование общего износа. В отдельных случаях исследуют общий износ при оценке воздействия отдельных факторов и при сведении к минимуму общего числа других влияющих факторов;
- стендовые и эксплуатационные испытания на износ. В этом случае испытания проводятся на испытательных стендах, приближенно воспроизводящих практические условия нагружения и позволяющих варьировать эти условия в очень широких пределах. Эксплуатационные испытания на износ осуществляются на машинах и приборах при нагружении, фактически имеющим место на практике;
- модельные испытания на износ. Как правило, условия нагружения значительно ужесточают с тем, чтобы получить измеряемые величины износа в приемлемые сроки. И хотя при использовании этих методов характер испытаний сильно отличается от практических условий нагружения материала, испытания подобного рода используются довольно широко, поскольку необходимое для их проведения оборудование довольно простое по своей конструкции и обслуживанию.
В табл. 1.4 показаны принципиальные варианты установок для модельных испытаний керамики на износ.
В работе [8] приводятся результаты сравнительных испытаний долговечности керамики и стали М-50. Результаты испытаний показаны в табл. 1.5.
Для исследования влияния высоких скоростей вращения подшипников авторы работы [10] применяли схему испытания с тремя шарами.
В результате исследования было выяснено, что при высоких скоростях керамические шары выделяют тепла меньше, чем стальные. Это подтверждают результаты, показанные на рис. 1.1.
Авторы утверждают, что все керамические подшипники сохраняют свою работоспособность до температуры 1363К, в то время как стальные только до 813К.
В работе [23] исследовали износ при качении горячепрессованных опытных цилиндров из Si3N4 без смазки в паре с изостатически отпрессованными шарами из Si3N4 при комнатной температуре. На рис. 1.2, показана схема испытания.
Результаты исследований оценивались по величине износа в зависимости от числа оборотов и нагрузки. Данная схема обеспечивает режим качения ролика по ролику с проскальзыванием. Испытания проводились при комнатной температуре без смазки и при нагрузке 980 Н. Скорость вращения ведущего ролика была 800 об/мин. Износ определялся по изменению массы роликов до и после испытаний. Контактные поверхности "были предварительно отполированы с помощью алмазных шлифовальных кругов. Исследование поверхности износа выполнялось с помощью поляризационного микроскопа, сканирующего электронного микроскопа и рентгеновского метода анализа. Выделены четыре класса форм поверхности износа: 1 - окислительного типа; 2- -— с растрескиванием; 3 - высокотемпературным окислением; 4-е микроразрушениями. Для первых двух классов характерно образование чешуйчатых частиц, а для двух последних - мелкокристаллических. Эти частички богаты кислородом и кремнием, в них отсутствует азот. Авторы предполагают, что частички износа состоят из Si02. Поверхность износа существенно выглаживается, по сравнению с первоначальной. Величина износа ведомого образца больше, чем ведущего.
Построенные по результатам экспериментов диаграммы наглядно показывают увеличение объема износа при качении с проскальзыванием по сравнению с чистым качением ролика по ролику (рис. 1.4).
Для исследования несущей способности тел качения подшипника в работе [17] использовался метод JISB 1501 (для стали). В соответствии с этим методом были испытаны и шары из нитрида кремния (испытания на раздавливание). Результаты испытаний показаны нарис. 1.5.
Стальные шары и шары из Si3N4 имеют большую твердость и модуль упругости, и поэтому при одинаковых условиях нагружения шары из Si3N4 деі. формируются меньше, чем стальные. Если сравнивать керамические и стальные шары только по раздавливающей нагрузке, то можно сделать вывод о том, что керамические шары «хуже». Однако, рассматривая изменения формы шаров до и после испытаний, можно отчетливо увидеть наличие пластической деформа-ции (изменение формы) у стали, чего не наблюдается у шаров из Si3N4.
Кроме того, проводили испытания при статической нагрузке всего подшипника. Сделан вывод о том, что в случае малых деформаций (как у Si3N4) этот метод не подходит.
Более правильной является оценка статических напряжений, определенных при максимальных нагрузках на контакте в подшипнике в зависимости от типа подшипника качения. Стандарт Международной организации по стандартизации ISOC4 определяет максимальное напряжение на контакте 4120 МПа как стандартное для шариковых подшипников.
В табл. 1.6 приведены относительные данные максимальных напряжений на контакте в напряженном состоянии к разрушающей нагрузке для Si3N4 и стальных шаров (минимальная разрушающая нагрузка для стальных шаров).
Разрушающая нагрузка была очень различной, в то время как максимальные напряжения на контакте не сильно отличались для двух материалов.
Исследование процесса рекристаллизации материала на основе ТіВ2
Процесс формирования микроструктуры керамических материалов на основе ТіВ2, являющихся композиционными, не вступая в противоречие с основными закономерностями, свойственными процессу формирования микроструктуры «чистых» (однокомпонентних) керамических материалов, имеет свои особенности.
Физико-механические свойства композиционных материалов в большой степени зависят от объемно-пространственного распределения компонентов. Так как в исследуемых материалах диборид титана существенно превосходит по объему и является непрерывным (рис. 3.7.-3.9), то его можно считать матричным, а карбид титана, дисперсные частицы которого равномерно распределены и не взаимодействуют активно с матрицей, принято называть упрочняющими. В таких материалах основную силовую нагрузку несет матрица, а тонкодисперсные частицы, равномерно распределенные в ней, препятствуют движению дислокаций до температуры начала плавления и тем самым способствуют повышению всех прочностных и деформационных свойств. Профилирующее свойство обычно определяется по матричному компоненту.
Наличие в композиции исследуемых материалов карбида титана способствует повышению скорости усадки и позволяет тем самым получить более плотную микроструктуру при спекании. С другой стороны, увеличение скорости усадки приводит к интенсификации процесса рекристаллизации.
Поскольку процесс уплотнения протекает одновременно с процессом роста зерна керамических материалов, то взаимное влияние этих процессов оказывается существенным в том отношении, что, с одной стороны, наличие большого числа мелких зерен увеличивает способность к уплотнению, с другой стороны, наличие пор, расположенных по границам зерен, тормозит процесс роста зерен.
Зависимость (рис. 3.10), полученная в результате исследования процесса рекристаллизации исследуемых материалов, показывает, что материал И, имеющий более низкие по величине значения среднего размера зерна при одних и тех же температурах, в сравнении с материалами I и III, имеет и более низкие показатели усадки, плотности и пористости (рис. 3.2-3.4), что объясняется наличием в микроструктуре этого материала большого количества пор. Поры, препятствуя процессу роста зерна, не позволяют получить плотной, а, следовательно, и прочной структуры материала.
Анализ микроструктуры материалов I (рис. 3.7) и III (рис. 3.9) обнаружил наличие двух фаз: зерен диборида титана и равномерно распределенных между ними зерен карбида титана.
Микроструктура спеченных композиционных материалов характеризуется развитой сеткой межфазных границ. Благодаря взаимному блокированию зерен разноименных фаз в материалах I и III, а также наличию большого количества пор в материале II, средний размер частиц не превысил 7 мкм, тогда как средний размер зерен «чистых» диборидов и карбидов вследствие рекристаллизации достигает 12-15 мкм [85].
Исследования, проведенные с материалами на основе ТіВ2, выявили ряд преимуществ материала III в сравнении с материалами I и II. При одинаковых температурах этот материал имеет более плотную, а, следовательно, и более прочную микроструктуру, несмотря на несколько более высокие значения среднего размер зерна.
Микроструктура используемого в работе материала III, спеченного до конечной температуры Тк = 2050 К, представлена на рис. 3.11. В табл. 3.2. приведены свойства этого материала.
Обсуждение результатов испытания подшипников из керамики
Известно, что пары трения в том числе и керамические, могут взаимодействовать упруго, пластично или комбинированно. Поверхности трения могут изнашиваться за счет хрупкого разрушения, усталостных процессов, абразивного воздействия, прямого взаимодействия материалов, триботехнических реакций, в частности окисления и пр. На триботехнические характеристики систем влияют свойства материалов пар трения (их дефектность, зернистость, пористость), механические свойства (для керамики основными считают твердость, модуль упругости и вязкость разрушения), геометрия трущихся поверхностей, рабочие среды и температура, а также многие другие факторы, включая форму трущихся поверхностей, скорость трения, нагрузка, длительность трения.
При испытаниях подшипников выявлено сходство протекания процесса изнашивания для обоих керамических материалов. Распределение износа зависит от условий работы элементов пары трения: ролики и вращающееся внутреннее кольцо изнашивались равномерно по окружности, а наружное кольцо (неподвижное) - только в нагруженной зоне. Начальный период работы подшипников характеризуется постепенным уменьшением шероховатости контактирующих поверхностей, что свидетельствует о протекании процесса приработки. В дальнейшем шероховатость поверхностей трения стабилизируется.
Для определения влияния перекосов наружного и внутреннего колец проведены испытания с максимальными нагрузками, обеспечивающими требуемую угловую деформацию вала. При этом износ элементов подшипников в осевом направлении становился неравномерным, беговые дорожки и ролики приобретали конусность, износ отслеживал эпюру распределения контактных напряжений (вдоль оси). При возрастании напряжений увеличивался и износ.
Следует отметить, что во всем диапазоне условий испытаний на рабочих поверхностях керамических подшипников отсутствовали раковины как механического, так и коррозионного происхождения, характерные для стальных подшипников.
На основе полученных результатов можно предложить следующий механизм изнашивания керамических подшипников. Как известно, при взаимодействии микро-неровностей образуются зоны с растягивающими и сжимающими напряжениями. Разрушение хрупких материалов, к которым относится и керамика, связано с возникновением и ростом микротрещин при локальном растяжении. Трещины распространяются на очень небольшие расстояния и, соединяясь, приводят к образованию мелкодисперсных продуктов изнашивания. Наиболее вероятным является образование и рост микротрещин по границам зерен, при этом происходит их скалывание и хрупкий отрыв. По-видимому, нельзя исключить и внутризеренное разрушение.
Дополнительный вклад вносит проскальзывание тел качения, обычно имеющее место в подшипниках качения. Образующиеся твердые частицы изнашивания, находившиеся во взвешенном состоянии в среде испытания, оказывают дополнительное абразивное воздействие.
Выход подшипников из строя происходил не только из-за износа тел качения и беговых дорожек колец. При больших радиальных зазорах и перекосах колец наблюдалось соударение торцевых поверхностей роликов и упорных буртов колец, в результате чего на них образовывались сколы. Поэтому необходимы специальные исследования по установлению норм износа и допустимых углов перекоса керамических подшипников.
Помимо проведения испытаний была проведена оценка достигнутого качества механической обработки деталей керамических подшипников. Шероховатость рабочих поверхностей после чистовой обработки в направлении резания соответствовала Ra =0.04-0.16 мкм, а в направлении подачи Ra = 0.16-0.63 мкм. Относительно большой разброс высот шероховатостей свидетельствует о возможности дальнейшего совершенствования технологии.
Ресурс испытанных подшипников характеризуется большим разбросом. В процессе испытаний было установлено, что переборка узла трения значительно снижает долговечность подшипников.
Грузоподъемность и долговечность опор качения в значительной мере зависят от величины контактного давления и особенно пиковых давлений, обусловленных краевым эффектом и перекосом контактирующих поверхностей, приводящих к преждевременному выходу опор из строя. Как показали испытания, для роликоподшипников из керамики проблема локальных максимумов давлений на краях области контакта ролика с беговой дорожкой еще более актуальна, чем для стальных роликоподшипников. Снижение их возможно путем профилирования рабочих поверхностей, в частности роликов. Однако, для выбора геометрических параметров профиля нет единой методики, позволяющей обоснованно выбирать их величину [112].
Решить эту задачу, а параллельно добиться повышения износостойкости керамических материалов, представляется возможным применением метода конечных элементов для определения контактных напряжений в зоне контакта тел качения с дорожками качения подшипников.
Применение метода конечных элементов для определения контактных напряжений в подшипниках
Анализ работоспособности подшипников развивается по пути математического моделирования их работы, которое должно по возможности адекватно отражать реальный процесс. При этом необходим как учет взаимодействий между различными элементами подшипникового узла (тела качения, кольца, сепаратор, вал, корпус и т.д.), так и эволюция процесса во времени. Такое моделирование, очевидно, может базироваться на серьезном программном обеспечении. Имеющаяся на этот счет информация, с одной стороны, носит рекламный характер, а с другой - обычно не раскрывает основных особенностей вычислительных алгоритмов. Следовательно, воспользоваться имеющимся передовым опытом в части алгоритмической и программной реализации затруднительно. В силу этого, каждый исследователь (коллектив исследователей) должен в значительной мере налаживать собственное «вычислительное хозяйство», развивая его от простых случаев к более сложным [113].
Впервые уравнение для определения деформаций и напряжений при контакте тел, ограниченных криволинейными поверхностями, получил Генрих Герц [114]. Он показал, что при передаче давления через контакт от одного криволинейного тела к другому в зоне их соприкосновения возникают напряжения и деформации, имеющие местный характер. Эпюра давлений в контакте поверхностей может быть представлена в виде полуэллипсоида, построенного на эллиптической площадке контакта. Теория Герца была экспериментально проверена им самим и получила дальнейшее развитие в трудах Н.М. Беляева, А.Н. Динника, И.Я. Штаермна, М.М. Саверина, Б.С. Ковальского и других авторов, в которых изложены основы расчета давлений и деформаций в местах контакта.
Сотрудниками АО ВНИПП А.А.- Спектор, И.Н. Спицына и другими на протяжении ряда лет проводится работа по математическому моделированию работы подшипников качения из подшипниковых сталей.
Для оценки работоспособности подшипников из керамических материалов необходимо знать их напряженно-деформированное состояние. Расчет напряжений и деформаций в подшипниках из керамического материала на основе TiB2 проведен в СПГТУРП Э.В. Шемякиным методом конечных элементов [115].
В рассматриваемой задаче при вертикальном направлении радиальной нагрузки в ее восприятии участвуют только тела качения расположенные на дуге, не превышающей 180 (нагруженная зона) [116]. Были проведены расчеты для двух вариантов расположения роликов:
1) наиболее нагруженный ролик расположен на оси симметрии подшипника по направлению действия силы;
2) два ролика расположены симметрично относительно оси подшипника и нагружены одинаково.
В дальнейшем приводятся результаты расчетов, проведенных по первому варианту, по схеме, показанной на рис. 6.1, где с учетом симметрии подшипника изображены 2,5 ролика.
Размеры конечных элементов варьировались как по отдельным деталям подшипника, так и в зонах контактов вала с внутренним кольцом и ролика с наружным и внутренним кольцами подшипника. Минимальный размер конечных элементов равен 0,01 мм.
Результаты расчетов некоторых компонент напряжений показаны на рис. 6.2-6.5, где изображены при увеличении в 500 раз зоны возможного контакта между внутренним кольцом подшипника (слева на рисунке) и первым роликом (справа на рисунке). Исходное расстояние между ними равно 5 мкм - ширина вертикальной белой полосы на рисунках. Каждый рисунок состоит из верхнего, на котором показано распределение напряжений в керамическом подшипнике из диборида титана (Е=5,5-105 МПа, ц=0,17) и нижнего, на котором дано распределение той же компоненты напряжения для стального подшипника при одинаковых условиях нагружения. Под рисунком в квадратиках показаны 12 типов штриховок, соответствующих диапазону напряжений в МПа. Величины напряжений даны снизу и сверху от типа штриховки. Цифры верхнего регистра соответствуют керамическому подшипнику, а нижнего регистра - стальному подшипнику.
Известно, что взаимодействие ролика с дорожкой качения носит более сложный характер, чем у шарика. Это касается, главным образом, краевых эффектов. С целью выявления неравномерности распределения контактных напряжений по длине площадки контакта был проведен расчет компонент напряжений по схеме показанной на рис. 6.6. На рисунке показана схема деления на конечные элементы вала (слева) и подшипника из диборида титана (справа).
Результаты расчетов некоторых компонент напряжений показаны на рис. 6.7-6.10.
Каждый рисунок состоит из верхнего, на котором показано распределение напряжения в зонах контакта ролика дорожками качения внутреннего и наружного колец. По всей длине линии контакта дорожки качения имеют цилиндрическую форму. На нижнем рисунке показано распределение напряжений в зонах контакта ролика с дорожками качения внутреннего и наружного колец, имеющими скосы по краям линии контакта. Под рисунком в квадратиках показаны 12 типов штриховок, соответствующих диапазону напряжений в МПа. Величины напряжений даны снизу и сверху от типа штриховки. Цифры верхнего регистра относятся к верхнему рисунку, а нижнего регистра - нижнему рисунку. На рис. 6.8 и 6.10 приведены увеличенные фрагменты линии контакта, где возникают максимальные напряжения.
Проведенный расчет показал, что максимальное эквивалентное напряжение а в в зоне контакта ролика с дорожками качения внутреннего и наружного колец без скосов составило 136,18 МПа, а в подшипниках со икосами по краям дорожек качения 77,116 МПа. Максимальные нормальные напряжения ау соответственно составили 140,71 МПа и 103,22 МПа.
Механические характеристики керамических материалов и сталей, используемых для изготовления подшипников, существенно отличаются. Вполне вероятно, что и соотношения между размерами колец и тел качения в керамических и стальных подшипниках должны различаться. С целью определения оптимального значения радиуса дорожки качения внутреннего кольца (R) и максимально возможного в данном случае радиуса ролика (г) проведен расчет, результаты которого приведены в табл. 6.1.
Проведенный расчет показал, что оптимальными с точки зрения минимизации напряжений в зоне контакта ролика и внутреннего кольца являются 11=9,9 мм и г = 3,783 мм.
