Содержание к диссертации
Введение
1. Современное состояние вопроса и задачи исследования 11
1.1 Современное состояние теории и расчета подшипников скольжения. Гидродинамические расчеты в системах с плавлением ползуна или направляющей 11
1.2 Основные задачи исследования 18
2. Математическая модель гидродинамической смазки жидкостью, образующейся при плавлении направляющей, с учетом действия сил инерции 21
2.1 Математическая модель гидродинамической смазки жидкостью, образующейся при плавлении направляющей с учетом влияния сил инерции 23
2.2 Математическая модель гидродинамической смазки жидкостью, образующейся при плавлении направляющей при наличии принудительной смазки с учетом влияния сил инерции
2.3 Математическая модель течения слоистой смазочной композиции в упорном подшипнике, обусловленной расплавом направляющей 41
3. Математическая модель гидродинамической смазки, образующейся при плавлении прилегающей нагруженной опорной поверхности радиального подшипника 46
3.1 Гидродинамический расчет радиального подшипника с расплавляющейся опорной поверхностью 46
3.2 Математическая модель течения ньютоновской слоистой смазочной композиции, обусловленной расплавом с учетом экспоненциальной зависимости вязкости от давления 53
3.3 Математическая модель течения вязкопластичной слоистой смазки, обусловленной расплавом, при экспоненциальной зависимости вязкости от давления
3.4 Об устойчивости движения шипа в подшипнике, работающем на смазке, обусловленной расплавом 65
4. Расчет подшипников скольжения с эффективной работой на смазке с расплавом в турбулентном режиме 71
4.1 Расчет упорных подшипников скольжения с эффективной работой на смазке с расплавом в турбулентном режиме 71
4.2 Расчет упорных подшипников с эффективной работой на смазке с расплавом в турбулентном режиме с учетом сил инерции 82
4.3 Расчет радиальных подшипников с эффективной работой на смазке с расплавом в турбулентном режиме 90
4.4 Расчет радиальных подшипников с эффективной работой на смазке с расплавом в турбулентном режиме с учетом сил инерции 97
5. Экспериментальная оценка основных теоретических результатов 101
5.1 Оборудование для испытаний 101
5.2 Технология по плакированию трущихся поверхностей серхпластичными сплавами, обладающими низкой температурой плавления 105
5.3 Анализ результатов испытания на трение образцов, имитирующих смазку плоских поверхностей на смазочной композиции обусловленной расплавом 107
5.4 Экспериментальное исследование радиальных подшипников, работающих на смазке с расплавом, обусловленной фрикционным нагревом сверхпластичного сплава, нанесенного на рабочую поверхность вкладыша 109
5.5 Конструкция экспериментального стенда для испытания подшипников с неоднородной рабочей поверхностью (содержащих пазы с легкоплавким сверхпластичным сплавом) 112
5.6 Анализ результатов испытания радиальных подшипников с неоднородной рабочей поверхностью 116
5.7 Конструкция стенда для испытания опытных образцов с однородной рабочей поверхностью из легкоплавкого сплава 119
5.8 Анализ результатов испытаний 126
Общие выводы 128
Литература 131
- Основные задачи исследования
- Математическая модель гидродинамической смазки жидкостью, образующейся при плавлении направляющей при наличии принудительной смазки с учетом влияния сил инерции
- Математическая модель течения ньютоновской слоистой смазочной композиции, обусловленной расплавом с учетом экспоненциальной зависимости вязкости от давления
- Расчет упорных подшипников с эффективной работой на смазке с расплавом в турбулентном режиме с учетом сил инерции
Основные задачи исследования
В этих работах задачи решены в прямоугольной системе координат, а силы инерции, как правило, рассматриваются в совокупности, практически без разделения их на составляющие.
Влияние центробежных сил инерции исследовано Пинкусом и Лундом [50]. Для опорных подшипников исследование влияния сил инерции выполнено Л.Г. Степанянцем и Пинкусом [51]. Но их исследование, в котором подчеркивается существенное влияние центробежных сил инерции на гидродинамические характеристики слоя смазки при сравнительно больших значениях чисел Рейнольдса, противоречит исследованиям Галетузе и Константинеску [34], которые показали, что в случае опорного подшипника центробежные силы не оказывают влияние на распределение давления вдоль движущейся поверхности. В работе Рейнхарта и Лунна [55] проведено исследование влияния сил инерции на динамические характеристики радиальных подшипников. Они показали, что вклад инерции смазочного слоя, в несущую способность и динамические силы составляет несколько процентов, следовательно, этими поправками на практике можно пренебречь. Эти же авторы отмечают, что если этим эффектом можно пренебречь в больших машинах, то для компактных роторов он может оказаться существенным.
Анализируя результаты опубликованных работ, можно заключить, что существенного влияния сил инерции следует ожидать, по видимому, в высокоскоростных легконагруженных опорных подшипниках (эксцентриситет близок к нулю) или в упорных подшипниках с малой степенью клиновидности смазочного слоя.
При высоких скоростях скольжения в гидродинамических подшипниках скольжения возможен переход от ламинарного режима трения к турбулентному. Первыми научными наблюдениями турбулентного движения были известные опыты Рейнольдса [125], в которых он изучал движение воды в круглой цилиндрической трубе. В этих опытах Рейнольде впервые обнаружил, что переход из ламинарного течения в турбулентное обуславливается достижением критического значения некоторого безразмерного числа, , которое в дальнейшем получило его имя. В 60-70-х годах наряду с движением вязкой жидкости в круглых цилиндрических трубах началось изучение переходных движений в пространстве между соосными вращающимися цилиндрами. В работах [104,105] Д. Колз показал, что при переходе через некоторое значение рейнольдсова числа устойчивое вначале круговое движение частиц жидкости в плоскостях, перпендикулярных оси вращения, сменяется движением с ячеистой структурой замкнутых вторичных течений, расположенной периодически в направлении параллельном оси вращения. Такое движение обычно называют тейлоровским, оно образуется в случае доминирующего вращения внутреннего цилиндра. В случае доминирующего вращения внешнего цилиндра устойчивое круговое вращение частиц переходит в спиральное, смешанное ламинарно-турбулентное движение. В работе [105] показано, что, изменяя угловые скорости вращения внутреннего и внешнего цилиндров, можно отчетливо наблюдать процессы возникновения и разрушения различных режимов движений вязкой жидкости между вращающимися цилиндрами. О явлении турбулентности в подпшпниках с жидкостными пленками смазки впервые сообщалось в работах Уилкока [132] для радиальных подшипников и Абрамовича [91] для упорных подшипников. Впоследствии Смит и Фуллер [129] провели серию обстоятельных экспериментов, которые послужили исходной базой для многих теоретических исследований турбулентности в подшипниках. В работах [22,95,120] говорится, о высоком уровне потерь, обусловленных турбулентностью, в крупногабаритных подшипниках, используемых в современных турбогенераторах. Потери на трение в подшипниках скольжения с турбулентной смазкой можно значительно снизить с использованием смазки с расплавом.
Сложность аналитического учета всех явлений имеющих место в подшипнике скольжения, а так же невозможность осуществления на практике основных предпосылок, положенных в основу классической теории смазки привели к необходимости проведения широкой серии экспериментальных исследований [47,57,119].
Известно, что фрикционный контакт дискретен. В процессе трения на фактических пятнах касания образуются фрикционные связи, каждая из которых может существовать в течение очень малого промежутка времени и исчезает с нарушением контакта в данном месте. Таким образом, именно в зоне фактического контакта возникают физические процессы, обуславливающие силу трения и связанные с ней тепловые явления.
В работе Мортана [46] установлено существенное влияние тепловых явлений на динамические характеристики радиальных подшипников. Идея о постоянстве температуры на основе уравнений теплового баланса принадлежит М.Е. Подольскому [52,53]. Изучению тепловых процессов посвящено достаточно много работ [13,35,68]. Автор работы [14] обосновывает возможность использования упрощенных одномерных тепловых задач трения, позволяющих вычислять значения средних температур поверхностей трения и средних температурных градиентов в элементах трущихся пар. В работе [15] рассматриваются теплофизические модели процессов тепловыделения и теплопереноса в зоне фрикционного контакта высокоскоростных и тяжелонагруженных узлов трения. Приведены различные тепловые схемы контактного взаимодействия трущихся пар. Дается обоснование допущения о равенстве температур на поверхности трения обоих тел, что позволяет находить коэффициент распределения теплоты, и, следовательно, тепловые потоки.
Экспериментальному исследованию упорных подшипников посвящены работы де Турина и Холла [23], Коула [38] и Трифонова Е.В. [71]. Почти во всех рассмотренных работах основное внимание уделено исследованию температурного режима работы подшипника.
Анализ вышеприведенных работ показывает, что в основном они посвящены исследованию работы подшипников, положительное давление в которых развивается в результате движения одной из поверхностей, нагнетающей некоторое количество вязкой жидкости , в сужающийся зазор подшипника. Однако за счет теплового клина давление может развиваться и в подшипниках с параллельными поверхностями.
Математическая модель гидродинамической смазки жидкостью, образующейся при плавлении направляющей при наличии принудительной смазки с учетом влияния сил инерции
Рассмотрим систему, состоящую из ползуна и расплавляющейся направляющей, поверхности которых, разделены пленкой жидкой смазки (рис.2.6).
Предположим, что смазка, полученная расплавом, и принудительная смазка являются несмешивающимися, т.е. обладают разной плотностью и разной вязкостью. В такой постановке система описывается уравнениями: d2uxi dpi ди duvi Система (2.43) решается при следующих граничных условиях: vx\ =0, »yi = при у = 0. »xl = Ux2 , yl = У2 , Pl=P2 , дих1 дих2 Mi —г— = М2 —г при у = ah(x). Ux2 =U , V у 2 = U h При У = к(х). Р = рА при X - 0, х = I. (2.44)
Здесь оt ={uxiuyjj - вектор скорости, pt - гидродинамическое давление в слоях 1и 2 ; //,. -динамический коэффициент вязкости 0 а 1; а = 0 -отсутствует принудительная смазка, а = 1 - однослойная смазка обусловленная расплавом ползуна; у = а -h(x) - уравнение границы раздела слоев, y = h{x) -уравнение контура плавления ползуна (h(x) - подлежит определению),и -скорость скольжения.
Точное автомодельное решение задачи (2.43) -(2.44) будем искать в виде : &L = fL + l. dp = і- dx h2 hl dx h2 h3 dy ay ду ду y/,=y(Z), ir2=iy(Z), o,=v(%), u2=v(), иj = u(%)h (x) , u2 = u()h (x). (2.45) где = — - автомодельная переменная. Подставляя (2.45) в (2.43) и (2.44), h получим систему обыкновенных дифференциальных уравнений: u -Zv = 0, u -v = 0; (2.46) ф (а) = ф (а), u(0) = 0, її(0) = 0, цр (a) = fi2v (a), (л,у/"(a) = 1л2у/"(а), o(a) = v(a), її (a) = u(a), yr (\) = 0, у (1) = и , її (І) = и , а 1 _ J&/ = 0, f& = 0, с, =Cj (2.47) О а Решение задачи (2.46)-(2.47) можно найти непосредственным интегрированием. її=1& (№. її = J r ()4 (2.48) Используя граничные условия (2.47) для определения постоянных перейдем к следующей алгебраической системе: —
Для определения функции h(x) воспользуемся выражением для скорости диссипации энергии в расчете на единичную площадь пленки: p = ilT+lv +p Здесь с, = с, находится из граничных условий (2.64), а с2 =с2 определяется из условия р, (х2) - р2 (х2) = рА, х2 - длина ползуна. Определив поле скоростей и давлений, несущую способность и силу трения найдем из условий: і і "z С, С 2 010 v 2 h3 j dx- p; dx W = A h dx (2.53) Численный анализ полученных выражений (рис. 2.11-2.12) показывает, что несущая способность и сила трения существенно зависят от отношения вязкостей и от параметра а, определяющего относительную толщину каждого слоя. М2 Коэффициент трения при уменьшении а и увеличении к = — резко возрастает. У"2 При к «1 имеет место резкое повышение несущей способности. Оптимальный режим работы рассматриваемого подшипника достигается при: 1) а близких к 1 при к \ 2) а близких к 0 при к 1. 4 1.0 Рис.2.11 Зависимость безразмерной несущей способности от структурных и, параметров а и к = — Мг Рис.2.12 Зависимость коэффициента трения от структурных параметров а и к Mi 3 Математическая модель гидродинамической смазки, образующейся при плавлении прилегающей нагруженной опорной поверхности радиального подшипника
Известно множество систем [18,74], в которых смазка, возникающая в результате плавления одной или обеих поверхностей, обеспечивает гидродинамическую смазку. Рейнольде [125] считал, что малое трение при движении конька по льду, возможно, является результатом плавления льда под действием давления. Боуден и Тейбор [18] показали, что более вероятной причиной плавления служит нагрев, обусловленный трением. Смазка с расплавом имеет важное значение при высоких скоростях скольжения металлов. Как, например, местное плавление или размягчение ведущих ленточек снарядов обеспечивает снижение износа нарезов в стволах. Смазка плавящейся пленкой наблюдается на поверхности резец-стружка при резании металлов.
В этом параграфе преследуется цель разработать теоретическую модель гидродинамической смазки, образующейся при плавлении прилегающей нагруженной опорной поверхности радиального подшипника. Рассматривается система, состоящая из вкладыша, нагруженная опорная поверхность которой содержит металлический слой, обладающий низкой температурой плавления. Шип, имеющий высокую температуру плавления вращается с угловой скоростью со и контактирует с опорной поверхностью шипа (рис.3.1).
При анализе рассматриваемого течения используем следующие допущения: - жидкая фаза является ньютоновской и имеет постоянную вязкость; - плавление пленки описывается двумерным уравнением Рейнольдса без учета сил инерции; - плавление не сопровождается изменением объема; - все тепло, выделяющееся в пленке в результате вязкого сдвига, идет на плавление прилегающей поверхности.
При таких допущениях задача сводится к интегрированию системы безразмерных линейных уравнений Навье-Стокса без учета сил инерции для «тонкого слоя» dp n d2v dp ди дъ л —- = и —- = -- — + = 0 (з П дг дг2 сів дг дв у } и = 0, х = \ при г = 0 ; u = 0, и = 0 при r = S+h(o)=h {0); Рис 3.1 Схематическое изображение системы, состоящей из вкладыша, нагруженная опорная поверхность которой содержит металлический слой, обладающий низкой температурой плавления л0 - радиус шипа; і?, -внутренний радиус вкладыша; е - эксцентриситет;, 9Х - угловая координата входной границы; в2 - угловая координата выходной границы; Ж)=Ж)=о, Ф - "-щ - Здесь R0- радиус шипа; Rr внутренний радиус вкладыша; е-эксцентриситет; , 6 , - угловая координата входной границы; в2- угловые координата выходной границы; (/? ( ?)-# ,)- толщина пленки, обусловленная плавлением в результате нагрева, вызванного трением; р -гидродинамическое давление; и = {ог,о9} - компоненты вектора скорости; /л-динамический коэффициент вязкости; h- толщина вкладыша; д- угловая координата; ю- угловая скорость вращения шипа; размерные величины ur,v9,p ,r , h связаны с безразмерными и, v, р, г, h соотношениями:
Математическая модель течения ньютоновской слоистой смазочной композиции, обусловленной расплавом с учетом экспоненциальной зависимости вязкости от давления
Известно множество систем, в которых смазка, возникающая в результате плавления одной или обеих поверхностей, обеспечивает гидродинамическую смазку. Представляет значительный интерес использование смазки с расплавом в упорных подшипниках скольжения при больших скоростях скольжения направляющей. При некотором значении скорости скольжения, то есть в соответствующем критическом значении числа Рейнольдса ламинарное течение в тонкой пленке смазки в конечном итоге может стать неустойчивым и при дальнейшем увеличении числа Рейнольдса происходит переход к турбулентному режиму трения.
О явлении турбулентности в подшипниках с жидкостными пленками смазки впервые сообщалось в работах Уилкока [132] для радиальных подшипников и Абрамовича [91] для упорных подшипников. Впоследствии Смит и Фуллер [129] провели серию обстоятельных экспериментов, которые послужили исходной базой для многих теоретических исследований турбулентности в подшипниках. В работах [22,95,120] говорится о высоком уровне потерь, обусловленных турбулентностью, в крупногабаритных подшипниках, используемых в современных турбогенераторах. Потери на трение в подшипниках скольжения с турбулентной смазкой можно значительно снизить с использованием смазки с расплавом. Целью данной главы является разработка метода расчета подшипников скольжения с эффективной работой на смазке с расплавом в турбулентном режиме.
Рассматривается система, состоящая из ползуна, имеющего высокую температуру плавления, и из расплавляющейся направляющей, движущейся со скоростью и (рис. 4.1). Анализ системы проводится для бесконечно широкого ползуна, а также принимаются следующие общепринятые допущения: 1. Поведение жидкой пленки описывается двумерным уравнением Рейнольдса. 2. Жидкая среда является ньютоновской жидкостью. 3. Плавление не сопровождается изменением объема. 4. Утечка смазки на концах пренебрежительно мала. 5. Зависимость вязкости от температуры можно представить в виде: // = //„ ехрИГ-Г,,)] , где //( =//0 ос - коэффициент зависимости вязкости от температуры. 6. Влияние турбулентности можно отразить с помощью коэффициента у 1, на который следует умножить вязкость масла, чтобы получить величину эффективной вязкости. Кроме того, предполагается, что этот коэффициент можно выразить в виде следующей функции числа Рейнольдса Re = в том диапазоне его изменения, который представляет А практический интерес (Re 670) [133] y = 0,0139Re-e0,657. Здесь р плотность,// - динамический коэффициент вязкости, h - толщина пленки.
Согласно работе [72], это выражение справедливо с погрешностью 6% в диапазоне Re от 1500 до 50000. Погрешность не превышает 1% в диапазоне от 2000 до 30000. Как можно видеть на рис 5 в работе [72], коэффициент вязкости для течения, происходящего перпендикулярно направлению движения поверхности, имеет несколько меньшие значения, однако он не представляет здесь интереса, поскольку мы пренебрегаем концовыми эффектами. 7. Пленка смазки является адиабатической, то есть не происходит теплообмена с поверхностью подшипника. Это допущение достаточно точное для сравнительно больших подшипников, размеры которых более 0,1м; Рис. 4.1 Схематическое изображение системы, состоящей из расплавленной направляющей и ползуна с высокой температурой плавления hi(x) -толщина пленки у переднего края ползуна, обусловленная плавлением направляющей, h2(x)- толщина пленки у заднего края ползуна, обусловленная плавлением направляющей, U- скорость скольжения. в этих подшипниках 90% или более потерь мощности относится за счет нагрева смазки.
Рассматриваются только потери на трение, возникающие в течении Куэтта. 9. Никакие инерционные эффекты жидкости на входе или на выходе из подшипника не учитываются. Движение смазки описывается двумерным уравнением Рейнольдса д2и 1 dp дих ди —г- = —; —- + —- = 0. (4.1) ду jfi dx дх ду Граничные условия рассматриваемой задачи запишутся в виде: ох=0, иу=0 при у = 0; их =и , иу=и h\x) при у = h; при х = 0 и х = 1 , р = 0. (4.2) Здесь о = \охоу) - компоненты вектора скорости, р гидродинамическое давление, / - длина ползуна, h(x) - толщина пленки, обусловленная расплавом, подлежит определению, и - скорость скольжения направляющей.
Точное автомодельное решение задачи (4.1)-(4.2) будем искать в виде: » = -—- + Чх, У), иу=- - + U(x, у), ду дх ? = $(&, V(x,y) = o(t), U(x,y) = u(t)k (x), \ dp _сх с у JM dx h2 h3 g h{x) K Подставляя (4.3) в уравнения движения (4.1) и в граничные условия (4.2), получим следующую систему обыкновенных дифференциальных уравнений и граничных условий к ним: /и\рт = с2, /лд" = сх, її -%и = 0, (4.4) (0) = 0, u(0) = 0, w(0) = 0, і y/ (l) = 0, v(l) = u , u(l) = u , J&/ = 0. (4.5) Решение задачи (4.4)-(4.5) находим непосредственным интегрированием. В результате получим: У = с1— + с + сг, v = cx—+c + Ct, и = feu tfW. (4.6) с2 = О, с4 = 0, с, = 6м , с3 = -2м , / Мх) ГУ/fW с, с,=- -, с2=-6и -? . (4.7) J к3ҐтЛ oJA2W , c2 =-ои 0Л3(х) Таким образом, для окончательного определения поля скоростей, необходимо j/x(x) выразить в функции . Скорость диссипации энергии в смазке под действием сил сдвига равна:
Расчет упорных подшипников с эффективной работой на смазке с расплавом в турбулентном режиме с учетом сил инерции
Принцип работы разработанной конструкции машины трения заключался в следующем: неподвижный образец закреплялся на станке, а подвижный приводится в движение от электродвигателя через редуктор и кривошипно-шатунный механизм. Вся конструкция закреплена на жесткой плите. Узел трения помещается в специальную емкость с маслом (рис. 5.2). При движении подвижной части масло попадает в зону трения. Исследование проводилось без смазки и со смазкой при различных уровнях масла в емкости. В одну минуту совершается 120 двойных ходов. Сила трения определялась с помощью тензобалки, температуру измеряли переносной медноконстантановой термопарой при помощи потенциометра ПП-63.
Для получения смазки с расплавом сначала на рабочую поверхность ползуна, затем на рабочую поверхность направляющей, в последствие одновременно на рабочую поверхность ползуна и направляющей (рис.5.3) были нанесены покрытия из сверхпластичных сплавов на основе висмута и свинца (таблица 5.1). Плакирование трущихся поверхностей исследуемых подшипников скольжения со сверхпластичными сплавами, обладающими низкой температурой плавления, производилось на кафедре «Механизация и автоматизация процессов сварки» в лаборатории «Новые методы сварки» ДГТУ.
Отличительной особенностью таких сплавов являются их низкие температуры плавления, соизмеримые с температурами реализуемыми на поверхности трения, что позволило предполагать при тяжелых режимах нагружения возможность плавления плакирующей пленки и осуществление ею роли жидкой металлической смазки. Следует заметить, что среди первых патентов по металлоплакированию трущихся поверхностей отмечаются составы с металлической ртутью [40] обладающие уникальными триботехническими свойствами характеристиками. Сверхпластичные сплавы на основе свинца также улучшают свойства металлоплакирующих смазок.
Металлосмазка относится к классу сплавов с низкой температурой плавления, обусловленной выбором состава.
В качестве основы металлосмазки использован висмутсвинцовый сплав с температурой плавления Т = 125,5С, представляющий собой эвтектику с 55% Ві и 45%РЬ. Благодаря эвтектическому строению сплава он плавится как чистый металл, не имея интервала кристаллизации, и, в связи с этим, расплав не расслаивается. Это особенно важно, так как плотности металлов, составляющих сплав, различаются почти на 2 г/см3.
Учитывая сродство металлических составляющих к кислороду при нормальной и повышенной температурах, а также плохую смачиваемость конструкционных металлов и сплавов свинцом и сплавами с большим количеством свинца, для нанесения сплава на металлические поверхности необходимо применять активные флюсы.
Относительно низкая температура плавления сплава металлосмазки позволяет использовать спиртовые и водные флюсы с повышенной активностью. Среди возможных вариантов использования для стальных деталей, выполненных из углеродистых сталей, наиболее целесообразно использование водных растворов ортофосфорной кислоты (флюс Ф) или раствора хлористого цинка (флюс Ц). В случае нанесения металлосмазки на поверхности медных сплавов наиболее целесообразно использование флюса Ц.
Состав и температура плавления металлосмазки, водный состав флюсов допускают использование для. нагрева облуживаемых поверхностей мобильных беспламенных молотковых паяльников с электронагревом.
Техника и технология нанесения металлосмазки на поверхности трения включает подготовку любым доступным способом до металлического блеска: должны быть удалены окалина, ржавчина, окислы. После этого место нанесения металлосмазки подогревают паяльником до 150-180 С , флюсуют и методом натирания наносят сплав металлосмазки. При этом добиваются полного смачивания поверхности трения, не допуская «пятнистости смачивания». В случае плохого смачивания на этот участок повторно наносят флюс и повторяют облуживание. После качественного облуживания всего участка поверхности трения можно приступать к наращиванию толщины слоя металлосмазки до необходимых размеров.
После остывания и кристаллизации сплава- металлосмазки детали отмывают водой от остатков флюса, так как они могут вызвать коррозию облуженного слоя, и высушивают подогретым воздухом.
Анализ результатов испытаний образцов на трение, имитирующих смазку плоских поверхностей на смазочной композиции обусловленной расплавом Анализ результатов испытаний образцов на трение, имитирующих смазку плоских поверхностей и содержащих на рабочих поверхностях легкоплавкие сверхпластичные сплавы (таблица 5.2) показывают: 1. Наличие на одной из контактирующих поверхностей сверхпластичного сплава, обуславливает предельно низкий коэффициент трения и значительно повышает толщину смазочной пленки 2. При нанесении сверхпластичного сплава на рабочую поверхность подвижного образца коэффициент трения практически остается неизменным по сравнению со случаем, когда сверхпластичная смазка наносится на рабочую поверхность неподвижного образца. 3. Наиболее низкий коэффициент трения имеет место на сверхпластичных смазках №1 и №3, приведенных в таблице 5.1 4. В случае наличия сверхпластичного сплава на рабочей поверхности подвижного и неподвижного образцов коэффициент трения значительно меньше по сравнению со случаем, когда сверхпластичный сплав находится на одной из контактных поверхностей
