Vysoké u ení technické v Brn

Vysoké uení technické v Brn Brno University of Technology

Fakulta strojního inženýrství Ústav konstruování / Odbor konstruování stroj Faculty of Mechanical Engineering Institute of Machine and Industrial Design / Department of Machine Design

Chování EHD mazacího filmu pi náhlých zmnách rychlosti a zatížení EHD lubrication film behaviour under rapid change of velocity and load

Disertaní práce Dissertation Thesis

Autor práce: Ing. Martin Zimmerman Author

Brno 2011

Vysoké uení technické v Brn Brno University of Technology

Fakulta strojního inženýrství Ústav konstruování / Odbor konstruování stroj Faculty of Mechanical Engineering Institute of Machine and Industrial Design / Department of Machine Design

Chování EHD mazacího filmu pi náhlých zmnách rychlosti a zatížení EHD lubrication film behaviour under rapid change of velocity and load

Disertaní práce Dissertation Thesis

Autor práce: Ing. Martin Zimmerman Author

Vedoucí práce: prof. Ing. Martin Hartl, Ph.D. Supervisor

Brno 2011

Tato práce je spolufinancována Evropským sociálním fondem a státním rozpotem eské republiky.

PODĚKOVÁNÍ Rád bych poděkoval svému školiteli prof. Martinu Hartlovi a školiteli specialistovi prof. Ivanu Křupkovi za cenné rady a připomínky v průběhu řešení této disertační práce a po celou dobu doktorského studia. Také bych rád poděkoval Evě, rodičům, rodině a přátelům za podporu při studiu. strana

7

PROHLÁŠENÍ O SAMOSTATNOSTI Prohlašuji, že jsem předloženou disertační práci vypracoval samostatně na základě uvedené literatury a za podpory školitele prof. Ing. Martina Hartla, Ph.D.

V Brně dne 31. 08. 2011

................... Martin Zimmerman

BIBLIOGRAFICKÁ CITACE ZIMMERMAN, M. Chování EHD mazacího filmu při náhlých změnách rychlosti a zatížení. Brno, 2011. 107 s. Dizertační práce. Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, Ústav konstruování. Vedoucí práce prof. Ing. Martin Hartl, Ph.D.

strana

8

ABSTRAKT Tato disertační práce je zaměřena na experimentální studium chování mazacího filmu při náhlých změnách provozních parametrů. Ve většině reálných tribologických uzlů dochází v průběhu pracovního cyklu ke změně provozních podmínek jako jsou rychlost, zatížení a poloměry křivosti stýkacích se ploch. Změna provozních podmínek může představovat zvýšené riziko porušení mazacího filmu. Přímý dotyk kontaktních těles, v okamžiku porušení mazacího filmu, s sebou nese zvýšení tření a opotřebení. Pro sledování dynamických změn v kontaktu byla použita vysokorychlostní CMOS kamera. Z nasnímaných interferogramů, s pomocí metody optické interferometrie, byla provedená zpětná rekonstrukce mazacího filmu. Bylo potvrzeno, že provozní parametry mají zásadní vliv na utváření mazacího filmu a na jeho tloušťku a pro jistou kombinaci okrajových podmínek může dojít k porušení spojitosti vrstvy maziva.

KLÍČOVÁ SLOVA: EHD mazání, tloušťka mazacího filmu, nestacionární podmínky, mazací film.

strana

9

ABSTRACT This dissertation is focused on experimental study of lubricant film behavior under transient conditions. For real machine parts such as gears, roller bearings and cam mechanism the operating conditions such as speed, load and radius of curvature of rubbing surfaces are vary during the working cycle. Change in operating conditions may pose an increased risk of the lubricating film breakdown. Direct contact of rubbing surfaces at the time of the lubricating film breakdown causes an increase in friction and wear. The high-speed CMOS camera was used to record the dynamic changes in lubricating film thickness during the experiment. The optical interferometry method has been used for reverse reconstruction of lubricating film thickness of the recorded interferograms. It was confirmed that the operating parameters have a major impact on the formation of lubricant film and its thickness and a certain combination of boundary conditions can cause lubricating film rupture. The obtained results showed, that modified topography of the rubbing surfaces can help to increase the lubrication film thickness especially in critical phases of working cycle.

KEYWORDS: EHL, film thickness, non-steady state condition, lubrication film.

strana

10

OBSAH

OBSAH 1 Úvod

13

2 Přehled současného stavu poznání 2.1 Studium EHD mazaných kontaktů při změně zatížení . . . . . . . . . 2.2 Studium EHD mazaných kontaktů při změně rychlosti třecích povrchů 2.3 Studium EHD mazaných kontaktů při simulaci kontaktu vačky a zdvihátka . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4 Analýza a vyhodnocení poznatků . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

15 15 25

3 Cíle disertační práce

43

4 Metody přístupu a návrh způsobu řešení 4.1 Experimentální zařízení . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.1 Úprava experimentálního zařízení pro potřebu proměnného zatížení . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.1.2 Návrh SW a HW vybavení pro řízení experimentu . . . . . . 4.1.3 Návrh nového experimentálního zařízení . . . . . . . . . . . 4.2 Optická interferometrie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.3 Určení reologických vlastností testovaného maziva . . . . . . . . . . 5 Výsledky a diskuse 5.1 Experimentální studium chování mazacího filmu při dynamické změně rychlosti třecích povrchů . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.1 Popis experimentu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.1.2 Maziva s nízkou viskozitou – HPO 200 . . . . . . . . . . . . 5.1.3 Maziva s vysokou viskozitou – LSBS . . . . . . . . . . . . . 5.2 Experimentální studium chování mazacího filmu při dynamické změně zatížení třecích povrchů . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1 Popis experimentu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.2 Kruhový kontakt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.3 Eliptický kontakt . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.3 Význam nově získaných poznatků . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

32 40

45 . 45 . . . . .

46 48 50 53 56 57

. . . .

57 57 59 70

. . . . .

73 73 74 80 81

6 Závěr

83

Seznam použitých zdrojů

89

Publikace autora k dané problematice

95

Seznam zkratek a použitých veličin

97

Seznam příloh

99

strana

11

ÚVOD

1

ÚVOD

Tribologie, jakožto vědní disciplína zabývající se mazáním a interakcí povrchů v relativním pohybu, byla v počátku svého vzniku v oblasti strojírenství přednostně zaměřena na výzkum chování maziva v kluzných ložiscích, které pracujících v hydrodynamickém režimu. Postupem času vyvstala potřeba popisu chování maziva v kontaktu nekonformně zakřivených a vysoce zatížených těles jako jsou boky zubů ozubeného soukolí, kontakt vačky a zdvihátka nebo kontakt valivých elementů s oběžnými drahami valivých ložisek. Cílem bylo využít nové znalosti ke zlepšení návrhu těchto strojích uzlů tak, aby docházelo k menším ztrátám na přenášeném výkonu a zároveň aby, došlo ke snížení opotřebení součástí v kontaktu. První práce zabývající se studiem elastohydrodynamického (EHD) mazaného kontaktu byly zaměřeny především na teoretické studium daného problému za ustálených provozních podmínek, kdy rychlost, zatížení a zakřivení kontaktních ploch byly uvažovány jako parametry v čase neměnné. V průběhu šedesátých let 20. století byly publikovány první studie zabývající se vlivem nestacionárních provozních podmínek na chování mazacího filmu v EHD mazaném kontaktu. Bylo zjištěno, že neustálené provozní podmínky mají významný vliv na mechanismus utváření mazacího filmu v EHD kontaktu. Prezentovaná práce si proto klade za cíl navázat na již známá fakta a rozšířit oblast výzkumu EHD mazaných kontaktů za nestacionárních podmínek o nové poznatky, zejména pak pro případ dynamické změny rychlosti a zatížení kontaktních ploch. Disertační práce se zabývá studiem vlivu časově proměnných parametrů rychlosti a zatížení na utváření mazacího filmu u vysoce zatěžovaných strojních součástí. V technické praxi je běžné, že se zmiňované parametry při provozu strojů mění. Přestože je známo, že nestacionární provozní podmínky mají zásadní vliv na utváření mazacího filmu, není tato oblast dostatečně experimentálně popsána a doposud publikované práce se převážně zaměřují na jednoduché případy změny provozních podmínek, přičemž složitější průběhy zůstávají opomíjeny. V rámci řešení disertační práce byl v případě změny parametru rychlosti zkoumán ve zjednodušené formě kontakt vačky a zdvihátka, který je specifický náhlou změnou rychlostí ve velice krátkém časovém úseku. Studie daného problému byla dále rozšířena o problematiku vlivu topografie třecích povrchů na chování maziva uvnitř kontaktu. Za účelem zjištění chování maziva v EHD mazaném kontaktu při změně zatížení byly použity dva typy zátěžného pulzu pro různé konfigurace kontaktních těles. Tato disertační práce předkládá ucelený soubor poznatků získaných na základě experimentálního studia. Obdržené výsledky zhodnocují chování maziva v EHD mazaném kontaktu při dynamické změně rychlosti popř. zatížení kontaktních povrchů. Pro dané okrajové podmínky byl prokázán pozitivní vliv cíleně vytvořené textury na jednom z kontaktních povrchů na tloušťku mazacího filmu.

strana

13

PŘEHLED SOUČASNÉHO STAVU POZNÁNÍ

2


Většina strojních součástí, jako jsou např. valivá ložiska, ozubené soukolí aj., pracuje za podmínek elastohydrodynamického (EHD) mazání, které se vyznačuje tenkým mazacím filmem oddělujícím elasticky deformovaná kontaktní tělesa. EHD mazání je definováno jako režim mazání vyskytující se ve styku dvou nekonformních těles, při kterém jsou elastické deformace kontaktních povrchů srovnatelné s tloušťkou mazacího filmu. Vlivem vysokého tlaku, způsobeným vysokou hodnotou zatížení přenášeného malou plochou, dochází k elastické deformaci kontaktních těles a ke značnému nárůstu viskozity maziva. Nárůst viskozity je zapříčiněn viskóznětlakovým chováním maziva. Při relativním pohybu kontaktních těles dochází k vytvoření souvislého mazacího filmu, který tato tělesa odděluje, snižuje tření a opotřebení těchto těles [1]. V současné době je velmi dobře jak analyticky, tak numericky prozkoumána oblast chování mazacího filmu při stacionárních provozních podmínkách. V technické praxi však existuje značné množství strojních součástí pracujících za podmínek neustáleného EHD mazání, kde alespoň jeden ze základních provozních parametrů je v čase proměnný. Teprve nedávno byly publikovány první práce zabývající se experimentálním výzkumem vlivu přechodových jevů na tloušťku a utváření mazacího filmu v elastohydrodynamicky mazaném (EHL) kontaktu. Tyto studie lze dle zaměření rozdělit do tří hlavních oblastí. První, a z časového hlediska zároveň nejstarší, dvě oblasti se zabývají vlivem změny rychlosti popř. zatížení kontaktních povrchů na chování maziva uvnitř kontaktu. Třetí oblast je zaměřena na experimentální výzkum chování maziva v kontaktu vačky a zdvihátka.

Obr. 2.1 Profil mazacího filmu a rozložení kontaktního tlaku v EHD mazaném kontaktu [2].

2.1

Studium EHD mazaných kontaktů při změně zatížení

Jednu z prvních experimentálních vědeckých prací využívající optickou interferometrii jakožto metodu pro studium chování mazacího filmu v EHL kontaktu za strana

15


nestacionárních podmínek publikoval Ren a kol. [3]. Článek popisuje chování mazacího filmu v liniovém a bodovém kontaktu při působení proměnného zatížení. Změny chování mazacího filmu byly zaznamenávány pomocí vysokorychlostní kamery na světlo citlivý film a průběhy hodnot zatížení a rychlosti kontaktních těles byly zaznamenány na magnetickou pásku. Pro snazší identifikaci a přiřazení interferometrických snímků k průběhu zatížení byl na obě média nahráván synchronizační signál.

Obr. 2.2 Schéma experimentální aparatury [3].

Z obr. 2.2, který schematicky zobrazuje použitou experimentální aparaturu, je patrné, že experiment byl proveden za předpokladu čistého valení, kde poháněným tělesem byl skleněný disk. Výsledné proměnné zatížení použité pro oba typy experimentu se sestávalo ze dvou složek, kde statická složka zatížení F1 byla vyvozena závažím umístěným na pákovém mechanismu. Dynamická síla F2 (t) byla generována elektromagnetickým excitátorem s frekvencí 4 kHz. Na obr. 2.3 jsou zobrazeny nasnímané interferogramy pro bodový i liniový kontakt. Pro oba typy experimentu byly použity shodné hodnoty rychlosti kontaktních ploch a změny zatížení kontaktu. Z prezentovaných výsledků je patrné, že v případě

Obr. 2.3 Série interferogramů bodového a liniového kotnaktu [3].

strana

16


bodového kontaktu je profil mazacího filmu v centrální rovině ve směru valení značně odlišný od profilu, který může být pozorován v EHL kontaktu při ustálených podmínkách. V průběhu experimentu bylo pozorováno lokální navýšení tloušťky maziva. Se zvyšující se hodnotou zatížení, v důsledku elastických deformací, bylo pozorováno zvětšení kontaktní oblasti, aniž by došlo k výrazné změně minimální tloušťky mazacího filmu. U liniového kontaktu byly změny centrální a minimální tloušťky mazacího filmu v průběhu experimentu pouze nepatrné. Vysokou míru shody mezi profily mazacího filmu při ustálených a neustálených provozních podmínkách pro liniový kontakt autoři vysvětlují vyšší relativní tuhostí těles oproti bodovému kontaktu, a tedy i sníženou citlivostí na změnu zatížení. Navazující práce, kterou publikoval v roce 1995 Nishikava a kol. [4], se zaměřila na studium vtlačeného filmu za podmínek kvazistatického kontaktu. Jedná se o druh experimentu, kde jediným pohybem kontaktních ploch je jejich vzájemné přiblížení, a tudíž hodnota střední rychlosti maziva na vstupu do kontaktu je v průběhu experimentu rovna nule. Pro kvantitativní popis okrajových podmínek byl použit parametr λ označovaný také jako squeeze number, který je definován vztahem η0 ω λ= E

a RB

2

(2.1)

kde η0 je dynamická viskozita při atmosférickém tlaku, ω je úhlová rychlost zatěžovacího ramena při cyklickém pohybu, a je poloměr Hertzovy kontaktní oblasti pro maximální kontaktní zatížení, RB je poloměr ocelové kuličky a E označuje redukovaný modul pružnosti kontaktních těles. Bylo zjištěno, že v průběhu zatěžovací části cyklu dochází k uzavření části maziva v centrální oblasti kontaktu a k postupnému poklesu tloušťky maziva na okrajích kontaktní oblasti, jak popisuje obr. 2.4. Při procesu odlehčení dochází k zachování hodnoty centrální tloušťky maziva za současného zúžení oblasti uzavřeného mazacího filmu. Pro vyšší hodnoty parametru λ a nižší hodnoty amplitudy zatížení bylo v důsledku výskytu vzduchových bublin v okrajové části kontaktu ve fázi odlehčování pozorováno prolomení mazacího filmu. Vliv parametru λ a hodnoty amplitudy zatížení je popsán na obr. 2.5.

Obr. 2.4 Rozložení kontaktního tlaku a tloušťky mazacího filmu, a) fáze zatěžování, b) fáze odlehčování, c) rozložení kontaktního tlaku, λ = 8, 89 · 10−15 , S0 = 9, 1 μm, 0 = 39, 2 N, T = 0, 54 s [4].

strana

17


Obr. 2.5 Centrální tloušťka mazacího filmu; a) změna parametru λ, S0 = 9, 1 μm, 0 = 38, 6 N, (1) λ = 2, 47 · 10−15 , (2) λ = 8, 90 · 10−15 , (3) λ = 1, 67 · 10−14 ; b) vliv amplitudy zatížení kontaktu, λ = 8, 91 · 10−15 , 0 = 39, 8 N, (1) S0 = 9, 1 μm, (2) S0 = 12, 3 μm, (3) S0 = 23, 1 μm [4].

V roce 2004 navázal na výzkum chování mazacího filmu v kvazistatickém kontaktu svou prací Sakamoto a kol. [5]. Současně s kvazistatickým kontaktem byla práce zaměřena na výzkum chování mazacího filmu při náhlé změně zatížení za podmínek čistého valení popř. podmínek kluz – valení. Experimentální aparatura je schematicky zobrazena na obr. 2.6. Jako kontaktní tělesa byla použita ocelová kulička o průměru 25,4 mm a skleněný disk o průměru 180 mm a tloušťce 12 mm. Za účelem zvýšení kontrastu snímaných interferogramů byla kontaktní strana disku opatřena polopropustnou vrstvou chromu. Změna zatížení kontaktu byla generována elektromagnetem a průběh změny zatížení byl měřen dvěma tenzometry. Pro experiment byla použita maziva s různými hodnotami hustoty, viskozity a viskózně-tlakového koeficientu s označením BS, ST100 a TN320.

Obr. 2.6 Schéma měřicí aparatury a systému zatěžování [5].

Pro případ mazaného Hertzova kontaktu byl použit olej BS. Průběh zatížení kontaktu je zobrazen na obr. 2.7 spolu s odpovídajícími profily mazacího filmu v centrální rovině kontaktu pro vyznačené body. Z vyhodnocených interferogramů je patrné, že při náhlém nárůstu zatěžující síly dochází k uzavření části maziva v okrajové části kontaktu. Jedná se o mazivo z okolí kontaktu, jehož viskozita prudce vzrostla v důsledku stlačení mezi kontaktními povrchy. Obdobný jev byl sledován i u zbývajících druhů olejů, přičemž pro zvyšující se hodnoty viskózně-tlakového koeficientu docházelo k navýšení maximální tloušťky mazacího filmu spolu s množstvím maziva strana

18


Obr. 2.7 Průběh zatížení s odpovídajícími centrálními profily filmu, olej BS [5].

Obr. 2.8 Vliv wmin a rychlosti zatěžování na hmax , olej BS [5].

zachyceného v okrajové části kontaktu. Vliv velikosti předzatížení kontaktu wmin a rychlosti zatěžování na maximální tloušťku mazacího filmu zobrazuje obr. 2.8. Z naznačeného průběhu je patrné, že nejvyšších hodnot tloušťky mazacího filmu je dosaženo pro nízké hodnoty předzatížení spolu s vysokou rychlostí zatěžování kontaktu. Při náhlém zvýšení zatížení kontaktu, pro případ čistého valení, dochází k zachycení části maziva na vstupu do kontaktu. Oblast se zvýšenou tloušťkou maziva prochází kontaktem rychlostí srovnatelnou se střední rychlostí maziva na vstupu do kontaktu. Pro případ pulzujícího zatížení dochází v okamžiku odlehčení ke zmenšení plochy kontaktu a k tvorbě vzduchových bublin v oblasti vtoku maziva, což má za následek pokles tloušťky mazacího filmu na vstupu do kontaktu. Zároveň byl pozorován útlum vlivu dynamické změny zatížení na tloušťku mazacího filmu s rostoucí rychlostí kontaktních povrchů. Pro případ skokového zatížení za podmínek čistého valení popř. podmínek kluz – valení dochází k vytvoření oblasti se zvýšenou tloušťkou maziva ve tvaru srpku. Pro

Obr. 2.9 Průběh zatížení a odpovídající centrální profily filmu, olej BS [5].

strana

19


případ čistého valení je množství zachyceného maziva závislé na rozdílu maximální a minimální zatěžující síly. Pro případ kluz – valení je množství zachyceného maziva závislé na poměru kluz – valení, který je možno vyjádřit vztahem Σ=

2(uD − uB ) uD + uB

(2.2)

kde uD je obvodová rychlost disku v místě kontaktu a uB je obvodová rychlost kuličky v místě kontaktu. Oblast experimentálního výzkumu vlivu náhlé změny zatížení na tloušťku mazacího filmu pro Hertzův mazaný kontakt, kvazistatický kontakt a pro podmínky čistého valení rozšířil svými pracemi Kaneta a kol. [6] a Nishikawa a kol. [7]. Studie se zabývají posouzením jedno a dvoustupňové změny zatížení jednotlivých typů kontaktů na tvar a tloušťku mazacího filmu. Experimentální zařízení použité pro oba typy experimentů, jedno i dvoustupňové změny zatížení, je schematicky zobrazeno na obr. 2.10. Jako budič proměnného zatížení byl použit lineární peizo-motor a kontaktní tělesa jsou tvořena ocelovou kuličkou a skleněným diskem.

Obr. 2.10 Schéma měřicí aparatury [6].

Pro případ kvazistatického kontaktu byl pozorován vliv počáteční mezery mezi kontaktními tělesy na maximální tloušťku maziva a její pozici v ploše kontaktu. Z obr. 2.11 je patrná závislost maximální a centrální tloušťky mazacího filmu na počáteční mezeře mezi tělesy. Je zřejmé, že zmenšením počáteční vzdálenosti dochází k poklesu centrální i maximální tloušťky filmu. V jistém bodě nastává rozdělení průběhu sledovaných veličin. Tento bod popisuje okamžik, kdy vlivem elastických deformací kontaktních těles je oblast maximální tloušťky mazacího filmu vytlačena do okrajové části plochy kontaktu. Na obr. 2.12 jsou zobrazeny profily mazacího filmu pro různé hodnoty vzdálenosti těles v okamžiku 50 ms po zatížení. Pro případ mazaného Hertzova kontaktu byl zkoumán vliv rychlosti zatěžování, na množství maziva zachyceného v okrajové části kontaktu. Z obr. 2.13 je patrné, že pro vyšší rychlosti změny zatížení dochází v důsledku viskózně-tlakového chování maziva k uzavření většího množství maziva v okrajové části kontaktu. Pro nižší rychlosti má mazivo více času uniknout z oblasti kontaktu. strana

20


Obr. 2.11 Závislost mezi h a hini [6].

Obr. 2.12 Vliv hini na profil mazacího filmu [6].

V případě čistého valení byl pozorován efekt vytvoření oblasti se zvýšenou tloušťkou maziva na vstupu do kontaktu. Oblast zvýšené tloušťky mazacího filmu prochází plochou kontaktu rychlostí srovnatelnou se střední rychlostí maziva na vstupu do kontaktu. Skoková změna zatížení nemá vliv na tloušťku maziva, které se nacházelo v kontaktu před navýšením zatížení. Tento jev je způsoben vysokou viskozitou maziva uvnitř kontaktu. Vliv dvoustupňové změny zatížení kontaktu na tvar mazacího filmu byl zkoumán zejména pro případ kvazistatického kontaktu. Z obr. 2.15 je patrné, že chování maziva při první změně zatížení je srovnatelné s chováním, které pozoroval Kaneta a kol. [7] pro případ jednostupňové změny zatížení. Při druhém stupni zatížení dochází vždy k uzavření maziva v okrajové části kontaktu a tloušťka maziva v této oblasti je nezávislá na počáteční mezeře mezi tělesy, což dokumentuje obr. 2.16. Byla provedena řada experimentů jednostupňového zatížení kontaktu s maximálními hodnotami zatížení wmax,1 a wmax,2 . Sečtením tlouštěk mazacího filmu obou experimentů byl získán výsledný profil zobrazený na obr. 2.17. Ze srovnání profilů z obr. 2.15 a obr. 2.17 je možno konstatovat, že sečtením výsledků dvou experimentů pro jednostupňové zatížení je možno obdržet shodný profil tloušťky mazacího filmu

Obr. 2.13 Mazaný Hertzův kontakt [6].

Obr. 2.14 Změna zatížení – čisté valení [6].

strana

21


Obr. 2.15 Kvazistatický kontakt – dvoustupňová změna zatížení [7].

Obr. 2.16 Závislost hmax na hini [7].

Obr. 2.17 Změna zatížení – čisté valení [7].

pro dvoustupňovou změnu zatížení při srovnatelných okrajových podmínkách. Problematiku rázového zatížení kvazistatického kontaktu dále rozšířil Kaneta a kol. [8] svou prací, která s využitím numerické simulace popisuje chování kvazistatického kontaktu pro dané okrajové podmínky. Nově je popsán, mimo dříve zkoumaného vlivu počáteční mezery na tvar mazacího filmu, také vliv viskozity, rychlosti zatěžování, maximálního zatížení a průběhu zatížení na tvar mazacího filmu v kontaktu. Bylo zjištěno, že pro vyšší rychlosti změny zatížení dochází k vytlačování polohy maximální tloušťky mazacího filmu směrem k okraji kontaktu. Zároveň pro vyšší hodnoty viskózně-tlakového koeficientu bylo zjištěno zachycení většího množství maziva, viz obr. 2.18.

Obr. 2.18 Vliv rychlosti zatěžování a koeficientu α na profil mazacího filmu 50 ms po zatížení, wmax = 130 N, wt1 = 200 N/ms, wt2 = 100 N/ms, wt3 = 50 N/ms, wt4 = 25 N/ms, wt5 = 10 N/ms, wt6 = 5 N/ms, wt7 = 2,5 N/ms [8].

strana

22


Vliv maximální zatěžující síly na profil mazacího filmu je zobrazen na obr. 2.19. Je zřejmé, že hodnota centrální tloušťky mazacího filmu je vůči změně maximální hodnoty zatížení necitlivá, zatímco množství zachyceného maziva narůstá se zvětšující se hodnotou maximálního zatížení vlivem zvětšení kontaktní oblasti. Z uvedených výsledků vylívá, že centrální tloušťka mazacího filmu se tvoří v počáteční fázi zatěžování a jako taková je citlivá na rychlost změny zatížení. Naopak profil mazacího filmu v okrajové části kontaktu silně závisí na koncové fázi zatěžování, která je definována maximální hodnotou zatížení.

Obr. 2.19 Vliv maximálního zatížení na profil mazacího filmu v čase 50 ms po zatížení, α = 24 GPa−1 , wt = 10 N/ms, wmax1 = 10 N, wmax2 = 30 N, wmax3 = 65 N, wmax4 = 130 N [8].

Numerické řešení kvazistatického kontaktu prezentoval také Chu [9] ve své práci, která je zaměřena na výzkum chování maziva pro případ, kdy oba kontaktní povrchy jsou opatřeny adsorpční vrstvou. Případ uvažované geometrie kontaktních těles je uveden na obr. 2.20. Předmětem výzkumu byl zejména popis chování mazacího filmu uvnitř kontaktu spolu s vývojem a distribucí kontaktního tlaku v průběhu zatěžování vzhledem k viskozitnímu poměru η ∗ a tloušťce adsorpční vrstvy. Viskozitní poměr je definován vztahem ηf η∗ = (2.3) ηb kde ηf je dynamická viskozita maziva a ηb je dynamická viskozita adsorpční vrstvy. Na obr. 2.21 je zachycen vývoj tlaku a profilu mazacího filmu pro jednotlivé fáze procesu zatěžování. Je patrné, že rozložení tlaku nad kontaktní oblastí je necitlivé

Obr. 2.20 Geometrie kontaktních těles s adsorpčními vrstvami [9].

strana

23


Obr. 2.21 Vliv viskozitního poměru na sledované parametry, a) tloušťka mazacího filmu, b) kontaktní tlak [9].

vůči změně viskozitního poměru. Nejvyšší hodnota tlaku se nachází v centru kontaktní oblasti a své maximální hodnoty dosáhne v čase 8,5 ms od začátku zatěžování pro dané okrajové podmínky. Dále pak, vlivem pomalého úniku maziva s vysokou viskozitou z centra kontaktu, dochází k pozvolnému poklesu hodnoty kontaktního tlaku. Změna profilu mazacího filmu je zobrazena na obr. 2.21 a). Z obrázku je patrno, že vyšších tlouštěk mazacího filmu bylo dosaženo pro nižší hodnoty viskozitního poměru. Pro dané okrajové podmínky byla maximální tloušťka mazacího filmu pozorována v centrální oblasti kontaktu, zatímco minimální tloušťka se nachází v jeho okrajové části. Zřetelněji lze pozorovat vliv viskozitního poměru na tloušťku mazacího filmu na obr. 2.22 a). Souběžně byl zkoumán vliv tloušťky adsorpční vrstvy na centrální a minimální tloušťku mazacího filmu. Z obr. 2.22 b) je patrné, že pro vyšší hodnoty tloušťky adsorpční vrstvy byla pozorována vyšší tloušťka mazacího filmu.

Obr. 2.22 Závislost kontaktního tlaku a tloušťky mazacího filmu v čase, a) při změně viskozitního poměru, b) při změně tloušťky adsorpční vrstvy [9].

strana

24


2.2

Studium EHD mazaných kontaktů při změně rychlosti třecích povrchů

Jako nejčastěji zkoumané jevy, v rámci výzkumu vlivu časově proměnné rychlosti na tloušťku mazacího filmu v EHL kontaktu, je možno označit náhlé zastavení třecích povrchů, střídavé zastavení a rozběh třecích povrchů a řízená periodická změna smyslu otáčení těchto povrchů. Jedná se o kritické fáze provozního cyklu, kdy vlivem zastavení třecích povrchů popř. vlivem periodické změny vstupu a výstupu maziva z kontaktu dochází k redukci tloušťky mazacího filmu. Snahou je simulovat reálné provozní podmínky, které se vyskytují v reálných tribologických uzlech, jako jsou např. valivá ložiska nebo kontakt vačky a zdvihátka. V roce 1998 publikoval Sugimura a kol. [10] práci, jejímž cílem bylo objasnit působení výše uvedených okrajových podmínek experimentu na chování mazacího filmu. Pro případ střídavě zrychleného a zpomaleného pohybu byl zjištěn nárůst tloušťky mazacího filmu v okamžiku nárůstu hodnoty střední rychlosti a naopak pokles tloušťky filmu při poklesu hodnoty střední rychlosti. Z obr. 2.23 je patrné, že frekvence změny rychlosti má značný vliv zejména na tloušťku mazacího filmu ve fázi zpomalování třecích povrchů. Zároveň byly pozorovány vyšší tloušťky mazacího filmu pro danou rychlost ve fázi zpomalování než ve fázi zvyšování rychlosti třecích povrchů. Tyto výsledky byly později, pro shodné okrajové podmínky, potvrzeny numerickou simulací [11].

Obr. 2.23 Závislost tloušťky mazacího filmu na rychlosti povrchů, a) 0,2 Hz, b) 2 Hz [10].

Pro případ jednosměrného stop – start pohybu byl sledován vliv proměnné rychlosti na minimální a centrální tloušťku mazacího filmu v kontaktu. V průběhu experimentu byl v okamžiku zastavení pozorován pokles tloušťky maziva v celém kontaktu, jak je zobrazeno na obr. 2.25. Dalším ze zkoumaných jevů byl vliv recipročního pohybu na mazací film. Bylo zjištěno, že v okamžiku změny smyslu otáčení kontaktních ploch dochází k poklesu tloušťky mazacího filmu v kontaktu. Tento pokles je srovnatelný s poklesem tloušťky filmu u jednosměrného stop – start pohybu. Obnovení tloušťky filmu je však podstatně pomalejší. Tento jev autoři vysvětlují náhlou změnou vstupní a výstupní oblasti maziva a náhlým nedostatkem maziva na novém vstupu maziva do kontaktu. Trend vývoje tloušťky mazacího filmu v průběhu experimentu pro dva tipy maziv je uveden na obr. 2.26. Na výše citovanou studii dále navázal v roce 2002 Sugimura prací [12], která se mj. detailněji zabývá náhlým zastavením třecích povrchů. Bylo experimentálně prokázáno, že při náhlém zastavení třecích povrchů dochází k poklesu tloušťky mazacího strana

25


Obr. 2.24 Časová změna rychlosti [10].

Obr. 2.25 Časová změna centr. a min. tloušťky filmu [10].

Obr. 2.26 Časová změna centr. a min. tloušťky filmu; a) PFPEA, umax = 40 mm · s−1 ; b) PFPEZ, umax = 123 mm · s−1 [10].

filmu napříč kontaktem. Snižování tloušťky mazacího filmu je možno rozdělit do dvou fází. První fáze je charakteristická rovnoměrným snižováním tloušťky mazacího filmu napříč celým kontaktem. V druhé fázi dochází k ustálení tloušťky mazacího filmu v okrajových částech kontaktu a pokračuje vytlačování maziva ze středu kontaktu. Popsaná situace je názorně zobrazena na obr. 2.27 a obr. 2.28. Další práce, které se zabývaly náhlým zastavením popř. řízeným zpomalením kontaktních ploch, publikovali Glovnea a Spikes [13], [14], [15]. Pro experiment byla jako kontaktní tělesa použita ocelová kulička a skleněný disk. Experimenty byly provedeny pro případ čistého kluzu, při kterém se otáčela pouze ocelová kulička, a za podmínek čistého valení, které byly použity pouze pro případ řízeného snižování


strana

26

Obr. 2.28 Časová změna profilu mazacího filmu [12].


rychlosti kontaktních těles. Vyhodnocení série experimentů ukázalo, že pro případ náhlého zastavení kontaktních ploch dochází v první fázi k náhlému poklesu tloušťky mazacího filmu v celé ploše kontaktu a poté k pozvolnému úbytku maziva z jeho centrální oblasti. Bylo také prokázáno, že hodnota tloušťky mazacího filmu, která se nachází v kontaktu po první fázi úbytku maziva, je nezávislá na počáteční a střední rychlosti třecích povrchů. Pro hodnoty střední rychlosti nižší než 0, 1 m · s−1 nebyla pozorována první fáze úbytku maziva, viz obr. 2.29. Nízká rychlost poklesu tloušťky filmu v druhé fázi je zapříčiněna vysokou viskozitou maziva v centrální oblasti kontaktu.

Obr. 2.29 Časová změna centr. tloušťky filmu [14].


Vyhodnocením série experimentů, zaměřených na řízené snižování hodnoty střední rychlosti povrchů pro případ čistého kluzu, byla zjištěna závislost mezi mírou zpomalení a ustálenou tloušťkou maziva v kontaktu. Výsledky šesti měření pro různé hodnoty zpomalení, které jsou zobrazeny v grafu na obr. 2.31, naznačují, že k ustálení tloušťky mazacího filmu na vyšších hodnotách dochází při vysokých hodnotách zpomalení. Naopak při řízeném zpomalování v rámci delšího časového úseku dochází při pohybu kuličky k vytlačování maziva z kontaktu, a tudíž k ustálení tloušťky maziva na podstatně nižších hodnotách. Pro získání komplexnějšího pohledu na chování maziva při snižování hodnoty střední rychlosti povrchů byly provedeny experimenty i pro podmínky čistého valení.

Obr. 2.31 Změna tloušťky filmu – čistý kluz [14].

Obr. 2.32 Změna tloušťky filmu – čisté valení [14].

strana

27


Z důvodu vysokého momentu setrvačnosti skleněného disku byly pro experimenty použity pouze nižší hodnoty zpomalení tak, aby byla zajištěna podmínka současného zastavení obou třecích povrchů. Výsledky, zobrazené na obr. 2.32, naznačují obdobné chování, jaké bylo zjištěno za podmínek čistého kluzu. Mnohem komplikovanější model dynamické změny rychlosti pro svůj experiment použili Glovena a Spikes [16] jejichž hlavním cílem byla zjednodušená simulace kontaktu mezi vačkou a zdvihátkem spalovacího motoru. Pro experiment byl použit pouze jeden časově proměnný parametr a to rychlost třecích povrchů. Pro potřeby experimentu byla uvažována vačka, jejíž tvar je popsán polynomem čtvrtého stupně a pro kterou jsou na obr. 2.33 vykresleny hodnoty rychlosti vačky, kontaktního bodu a střední rychlosti povrchů. Bod A označuje místo, kde bok vačky otevírající ventil přichází do kontaktu se zdvihátkem. Bod C označuje okamžik, kdy střední rychlost maziva na vstupu do kontaktu je rovna nule a dále přechází do záporných hodnot. V tomto okamžiku dochází k záměně vstupu a výstupu maziva z popř. do kontaktu. Bod D popisuje kontakt vrcholu vačky se zdvihátkem. Střední rychlost a rychlost jednotlivých prvků experimentálního řetězce použité při experimentu jsou zobrazeny na obr. 2.34. Tyto byly voleny tak, aby v daném měřítku odpovídaly teoretickému průběhu rychlostí z obr. 2.33. V použitém rychlostním profilu se nacházejí dva důležité momenty. Jedním je průchod hodnoty střední rychlosti maziva na vstupu do kontaktu skrze nulovou hranici v bodech C a D. Druhým popisovaným okamžikem je náhlý nárůst a pokles rychlostí simulující styk boku vačky se zdvihátkem. Z obr. 2.35, který zobrazuje teoretickou a experimentálně zjištěnou centrální tloušťku maziva, je patrné, že při prudkém nárůstu rychlosti jsou hodnoty centrální tloušťky filmu o cca 20% vyšší než ty, které byly teoreticky odvozeny s využitím vzorců pro případ stacionárního EHL kontaktu. Zároveň nejvyšší tloušťky mazacího filmu byly pozorovány pro nejvyšší hodnoty střední rychlosti povrchů. V případě bodu C, kdy střední rychlost povrchů prochází nulovou hranicí, byl pozorován náhlý pokles tloušťky mazacího filmu. Zatímco v případě teoretického výpočtu tloušťka mazacího filmu klesá k nule, tak pro obě experimentální pozorování, pro 70 ms a 35 ms cyklus, došlo v tomto okamžiku k ustálení centrální tloušťky mazacího filmu na hodnotě cca 150 nm. Tento jev je možno srovnávat s jevem, který byl pozorován při náhlém zastavení povrchů [12] – [15], kdy pro různé hodnoty

Obr. 2.33 Ideální průběh rychlostí pro jednu otáčku vačky [16].

strana

28

Obr. 2.34 Průběhy rychlostí použité při experimentu [16].


střední rychlosti bylo po náhlém zastavení třecích povrchů, a tedy i pro nulovou hodnotu střední rychlosti povrchů, pozorováno ustálení tloušťky mazacího filmu na nenulové hodnotě. V okamžiku druhého průchodu střední rychlosti přes nulovou hranici v bodě E byla pozorována nejnižší tloušťka mazacího filmu. Trend vývoje tloušťky filmu jasně naznačuje, že v tomto bodě nedochází k dalšímu poklesu, nýbrž k setrvání na hodnotě tloušťky filmu, která byla pozorována v úseku DE. Vysvětlení je opět možno hledat v návaznosti s výsledky pro náhlé zastavení povrchů [12], kde pro nízké hodnoty střední rychlosti povrchů nebyl pozorován náhlý úbytek maziva v kontaktu. Bylo tedy prokázáno, že dynamická změna rychlosti má značný vliv na tloušťku mazacího filmu, avšak v okamžiku průchodu střední rychlosti povrchů nulovou hodnotou nenastává prolomení mazacího filmu, jak předpovídá teoretický model pro stacionární EHD mazání, nýbrž je možno pozorovat jev zachycení maziva v kontaktu, který byl pozorován v případech náhlého zastavení třecích povrchů. Další prací Glovena a Spikes navázali na výzkum chování maziva v případě nulové střední rychlosti povrchů [17]. Pro obvyklou konfiguraci kontaktních povrchů, ocelová kulička a skleněný disk, byly navrženy dva podobné průběhy střední rychlosti povrchů. V prvním případě, který je zobrazen na obr. 2.36, se jednalo o čistý kluz, kde byl skleněný disk fixován a kulička konala rotační vratný pohyb. V druhém případě, který je zobrazen na obr. 2.37, se disk otáčel konstantní rychlostí v jednom směru a otáčky kuličky byly řízeny tak, aby průběh střední rychlosti byl podobný, zrcadlově převrácený, vzhledem k prvnímu případu. Srovnáním numericky a experimentálně zjištěného průběhu centrální tloušťky mazacího filmu lze usuzovat, že v případě naměřených hodnot nedochází k výskytu nejmenší tloušťky mazacího filmu v okamžiku nulové střední rychlosti povrchů, ale v okamžiku, kdy dochází ke změně smyslu otáčení ocelové kuličky. V tomto okamžiku dochází k záměně vstupu a výstupu maziva z popř. do kontaktu a nedostatek maziva ve vstupní oblasti zapříčiní náhlý pokles tloušťky filmu. V případě experimentu s konstantní rychlostí otáčení disku byla zaznamenána jistá nesymetričnost chování mazacího filmu v průběhu cyklu. Nižší tloušťka filmu odpovídá části cyklu, ve které dochází ke snižování hodnoty střední rychlosti povrchů, a vyšší tloušťka odpovídá té části cyklu, při které dochází ke zvyšování hodnoty střední rychlosti povrchů. Práce se zároveň zabývá vlivem změny frekvence zrychlení a zpomalení třecích povrchů na shodu mezi numericky a experimentálně získanými průběhy centrální

Obr. 2.35 Střední teoretická a měřená tloušťka maziva, a) 70 ms cyklus, b) 35 ms cyklus [16].

strana

29


Obr. 2.36 Časová změna rychlosti třecích povrchů a centr. tloušťky mazacího filmu – 50 Hz [17].

tloušťky mazacího filmu. Potvrzena byla vysoká míra shody pro případy nízkých frekvencí, kdy nedocházelo k projevu vlivu zachyceného maziva uvnitř kontaktu. Pro vysoké frekvence viz obr. 2.36 a obr. 2.37 je patrný rozdíl mezi naměřenými hodnotami a hodnotami, které byly získány numerickou simulací, právě v důsledku uzavření části maziva o vysoké viskozitě v oblasti kontaktu. Další z prací, kterou publikovali Spikes a Glovnea [18], se zabývá studiem vlivu viskózně-tlakového koeficientu na chování mazacího filmu v EHL kontaktu při časově proměnné rychlosti třecích povrchů. Pro experiment byla jako kontaktní tělesa použita ocelová kulička a safírový disk. Kulička i disk byly řízeny nezávisle, přičemž v čase proměnná byla pouze rychlost kuličky a to s frekvencí 5 Hz a 50 Hz. Experimentálně zkoumány byly dva typy maziv PAO a 5P4E, které mají podobnou závislost viskozity na teplotě, ale odlišnou hodnotu viskózně-tlakového koeficientu. Naměřené hodnoty byly srovnány s hodnotou tloušťky mazacího filmu vypočtenou pro stacionární EHD. V grafech je pak zaznamenán podíl hodnoty naměřené a teoretické vypočtené pro stacionární EHD. Na obr. 2.38 a) je zobrazen průběh střední rychlosti pro frekvenci změny 5 Hz a 50 Hz spolu s podílem tloušťky mazacího filmu, vypočtené dle Hamrock – Dowsonových rovnic pro okamžitou hodnotu střední rychlosti vzhledem k tloušťce filmu zjištěné pro stacionární EHD. Pro případ změny s frekvencí 5 Hz je možno pozorovat pouze nepatné odchylky. V případě změny s frekvencí 50 Hz je rozdíl tloušťky mazacího filmu znatelnější, přičemž je patrný nárůst tloušťky filmu ve fázi snižování střední rychlosti.

Obr. 2.37 Časová změna rychlosti třecích povrchů a centr. tloušťky mazacího filmu – 50 Hz [17].

strana

30


Při použití oleje PAO, pro případ změny rychlosti s frekvencí 5 Hz, je možno pozorovat mírný pokles tloušťky mazacího filmu v okamžiku zvýšení střední rychlosti a naopak nárůst tloušťky v okamžiku snižování střední rychlosti. Pro frekvenci změny střední rychlosti 50 Hz byl pozorován výrazný pokles naměřené tloušťky filmu vzhledem k hodnotám pro stacionární EHD. Pokles byl pozorován v okamžiku snižování hodnoty střední rychlosti a k návratu na původní hodnotu dochází při zrychlení. V případě maziva 5P4E bylo pozorováno inverzní chování vzhledem k chování maziva PAO. Pro pokles hodnoty střední rychlosti byl pozorován nárůst tloušťky mazacího filmu a v případě nárůstu střední rychlosti byl pozorován pokles tloušťky mazacího filmu. Míra odchýlení hodnot tloušťky filmu od hodnot vypočtených pro stacionární EHD roste se vzrůstající frekvencí změny střední rychlosti viz obr. 2.38 c). Bylo prokázáno, že viskózně-tlakový koeficient má zásadní vliv na tloušťku mazacího filmu za podmínek proměnné střední rychlosti třecích povrchů, zejména pak pro vyšší frekvence změny střední rychlosti. Na výzkum vlivu proměnné střední rychlosti povrchů na tloušťku mazacího filmu navázali svou prací Wang a kol. [19] detailním výzkumem vlivu frekvence změny střední rychlosti povrchů na sílu efektu hladovění, který dále ovlivňuje formování mazacího filmu uvnitř EHL kontaktu. Práce zároveň poskytuje srovnání experimentálních výsledků s numerickým řešením. Měření bylo provedeno pro dvě frekvence změny střední rychlosti 7,78 Hz a 14,4 Hz. Experiment byl realizován za podmínek čistého valení. Z obr. 2.39 je zřejmé, že zvyšující se frekvence změny rychlosti má vliv na tloušťku mazacího filmu, která roste se vzrůstající frekvencí. Pro vyšší hodnoty frekvence změny otáčení byl pozorován výraznější projev hladovění, jehož následkem je náhlý pokles tloušťky mazacího filmu na vstupu do kontaktu v okamžiku reverzace. Obrázek, mimo rozložení tlaku v cen-

Obr. 2.38 Vliv proměnné střední rychlosti povrchů na tloušťku mazacího filmu, a) stacionární EHD, b) mazivo PAO, c) mazivo 5P4E [18].

strana

31


trální rovině ve směru valení, také podává informaci o míře shody mezi výsledky získanými numerickou simulací, jak pro matematický model s popř. bez uvažování efektu hladovění, a výsledky, které byly získány vyhodnocením experimentálního měření. Je patrné, že použitý matematický model je, pro dané okrajové podmínky, schopen spolehlivě predikovat vývoj tloušťky mazacího filmu. V roce 2008 publikovali Venner a Hagmeijer výsledky svého výzkumu [20], jenž přímo navazoval na práci publikovanou Spikesem a Glovneaou [18]. Snahou bylo navázat na předchozí experimentální výzkum s cílem ověřit použitelnost numerických metod pro predikci chování mazacího filmu v EHL kontaktu v případě proměnné střední rychlosti pro maziva s různou hodnotou viskózně-tlakového koeficientu. Bylo zjištěno, že pro maziva s nízkou hodnotou viskózně-tlakového koeficientu, příklad maziva PAO, lze navrhovaný numerický model použít k přesné predikci chování maziva. Pro oleje s vysokým viskózně-tlakovým koeficientem, ve studii reprezentované 5P4E, nestačí k popisu maziva pouze viskozita, hustota a viskózně-tlakový koeficient. Zahrnutím nenewtonského modelu maziva se podařilo autorům potlačit rozdíl mezi experimentálními a numerickými výsledky pro shodné okrajové podmínky.

2.3

Studium EHD mazaných kontaktů při simulaci kontaktu vačky a zdvihátka

Kontakt vačky a zdvihátka, který je možno pozorovat např. u spalovacích motorů, je často označován jako komplexní příklad EHD mazání, kde v průběhu jednoho pracovního cyklu dochází spojitě ke změně všech tří základních provozních parametrů jako jsou rychlost, zatížení a poloměr křivosti stýkajících se ploch. Snahou výzkumu v oblasti mazání vačkového mechanismu, konkrétně kontaktu vačky a zdvihátka, je snížení výkonových ztrát a zároveň snížení opotřebení povrchu součástí v kontaktu. První práce zabývající se výše zmíněnou problematikou popisují vývoj tloušťky mazacího filmu spolu s kontaktním tlakem v průběhu jednoho pracovního cyklu. Práce, kterou publikoval Hamilton [21], je zaměřena na experimentální výzkum a pro určení

Obr. 2.39 Srovnání profilů mazacího filmu a) 7,78 Hz, b) 14,4 Hz [19].

strana

32


tloušťky mazacího filmu využívá kapacitní metodu. Použitá experimentální aparatura je zobrazena na obr. 2.40. Kontaktními tělesa tvoří vačka, jejíž profil je tvořen oblouky kružnic, a upravené zdvihátko, pro které byla, z hlediska zjednodušení experimentu, zamezena rotace kolem svislé osy. Naměřené hodnoty z kapacitního snímače pro jednotlivé polohy vačky jsou zobrazeny na obr. 2.41. Závislost tloušťky mazacího filmu na úhlu natočení vačky, pro jednotlivé úrovně otáček vačkové hřídele, je zobrazena na obr. 2.42, kde nulový úhel označuje kontakt vrcholu vačky se zdvihátkem. Z obrázku je patné, že největší tloušťky mazacího filmu byly pozorovány v okamžiku kontaktu boku vačky se zdvihátkem, tedy v okamžiku, kdy střední rychlost povrchů dosahuje své maximální hodnoty. Naopak minimální tloušťky mazacího filmu byly pozorovány v okamžiku kontaktu vrcholu vačky se zdvihátkem. Zkoumána byla také závislost tloušťky mazacího filmu na rychlosti otáčení vačkové hřídele pro dvě odlišné hladiny zatížení. Výsledky měření jsou shrnuty na obr. 2.43. Z obrázku je patrné, že v průběhu pracovního cyklu byla ve většině případů pozorována větší tloušťka mazacího filmu na boku vačky, který zajišťuje otevření ventilu. Návrat k původní myšlence studia výkonových ztrát na rozhraní kontaktu vačky a zdvihátka prezentovali ve svých pracích Dowson a kol. [22], [23]. První z prací je členěna do dvou částí. Úvodní díl popisuje kinematiku řešeného uzlu spolu s výpočtovou analýzou, která je zaměřena na stanovení závislosti veličin tlaku, zatížení, rychlosti kontaktního bodu a tloušťky mazacího filmu na úhlu natočení vačky pro dané okrajové podmínky. Výsledky numerického řešení vykazují vysokou míru shody s experimentálním měřením publikovaným Hamiltonem [21] a za kritickou fázi provozního cyklu je označen kontakt vrcholu vačky s plochou zdvihátka. Jedná se o úsek cyklu se zápornou hodnotou střední rychlosti, pro který byla zjištěna nejmenší tloušťka mazacího filmu. Situaci dokumentuje obr. 2.44. Práce zároveň prostřednictvím tabulek obecně sumuje znalosti získané analýzou vačkového mechanismu a popisuje vliv změny jednotlivých provozních parametrů na minimální tloušťku filmu, maximální Hertzův tlak a výkonové ztráty.

Obr. 2.40 Schéma experimentální aparatury [21].

Obr. 2.41 Záznam výstupního signálu z kapacitního snímače [21].

strana

33


Obr. 2.42 Závislost tl. filmu na úhlu natočení vačky [21].

Obr. 2.43 Závislost tl. filmu na rychlosti a zatížení [21].

Experimentální část práce je zaměřena na zhodnocení výkonových ztrát v závislosti na frekvenci otáčení vačkové hřídele. Autoři použili experimentální zařízení zobrazené na obr. 2.45, jehož součástí je vačka, jejíž geometrii leze popsat polynomem čtvrtého stupně, a ploché zdvihátko. Dle grafu na obr. 2.46 lze pozorovat shodu mezi numericky určenou a experimentálně naměřenou hodnotou výkonové ztráty. Bylo prokázáno, že s narůstajícími otáčkami vačkového hřídele narůstá i ztrátový výkon. Na experimentální výzkum dále navázali van Leeuwen a kol. [24] svou prací, která zkoumá průběh změny tloušťky mazacího filmu a teploty kontaktních ploch v průběhu operačního cyklu. Pro výzkum bylo použito experimentální zařízení zobrazené na obr. 2.47. Změny pozorovaných veličin byly sledovány pomocí snímačů napařených na ploše zdvihátka. V důsledku zpřesnění měření byla plocha zdvihátka snímána zvlášť pro pravou a pro levou část kontaktu viz obr. 2.48. Vyhodnocené výsledky změny tloušťky mazacího filmu v průběhu jednotlivých cyklů jsou zobrazeny na obr. 2.49. Z obrázku je patrná disproporce rozložení mazacího filmu v pravé a levé části kontaktu. Tento jev byl autory vysvětlen jako důsledek odchylky slícování vačky a zdvihátka v řádu 10−4 rad, která zapříčinila změnu tvaru kontaktu a zároveň rozložení zatížení. Dvojitý pokles tloušťky mazacího filmu byl pozorován v okamžiku přechodu kontaktního bodu z boku vačky na její vrchol. Zároveň bylo

Obr. 2.44 Numerická analýza, a) závislost střední rychlosti, b) závislost tloušťky mazacího filmu [22].

strana

34


Obr. 2.45 Konstrukce experimentální aparatury [22].

Obr. 2.46 Závislost výkonové ztráty na rychlosti [22].

zjištěno, že s narůstajícím zatížením kontaktu dochází pouze ke snižování minimální tloušťky mazacího filmu. Pro jednotlivé pozice snímačů byla zaznamenána změna teploty na povrchu zdvihátka. Z obr. 2.50 je patrné, že průběh změny teploty má stejný trend pro pravou i levou část kontaktu. Maximální pozorovaná změna teploty pro danou pozici na ploše zdvihátka byla 14,5 °C. Další navazující práce zabývající se problematikou kontaktu vačky a zdvihátka jsou převážně zaměřeny na numerické řešení daného problému. Bylo prokázáno, že kvazistatická analýza není vhodná pro kompletní popis chování maziva v kontaktu vačky a zdvihátka [25]. Tato totiž neuvažuje efekt vtlačeného filmu a předpokládá pokles tloušťky mazacího filmu na nulu v okamžiku, kdy je střední rychlost povrchů rovna nule. Z tohoto důvodu Dowson a kol. představili tranzientní analýzu, která uvažuje i efekt vtlačeného filmu a jejíž výsledky podstatně lépe odpovídají experimentálně zjištěným hodnotám. Zároveň bylo demonstrováno, že nejmenší tloušťka mazacího filmu se vyskytuje v kontaktu v okamžiku druhého průchodu střední rychlosti povrchů skrze nulovou hodnotu. Využitím tranzientní analýzy a numerického

Obr. 2.47 Experimentální aparatura, 1) vačkový hřídel, 2) zdvihátko, 3) hydrostatické ložisko, 4) snímač zatížení [24].

Obr. 2.48 Umístění snímačů na ploše zdvihátka [24].

strana

35


Obr. 2.49 Změna tl. mazacího filmu [24].

Obr. 2.50 Změna teploty plochy zdvihátka pro polohu snímače 3,8 mm pod středovou rovinou [24].

přístupu pro stacionární EHD mazání bylo popsáno chování minimální tloušťky mazacího filmu pro případ kontaktu vačky a ventilového vahadla [26]. Vyšší hodnoty minimální tloušťky maziva byly pozorovány pro případ ventilového vahadla, kde jako kontaktní plocha slouží vnější kroužek valivého ložiska. Další model tranzientní elastohydrodynamické analýzy, umožňující řešit kontakt vačky a zdvihátka, představili Messé a Lubrecht [27]. Tato analýza využívá multi-grid, multi-level a multiintegration techniky pro snížení časové náročnosti výpočtu. Profil mazacího filmu zobrazený na obr. 2.51 prezentuje schopnost navržené metody řešit i kritická místa cyklu, které odpovídají průchodu hodnoty střední rychlostí povrchů skrze nulovou hranici. Vedle prací, zabývajících se vlivem provozních podmínek na mazání, tření a opotřebení vačkového mechanismu, byly publikovány také práce, jež především sledovaly chování mazacího filmu pro různé tvary a drsnosti povrchu kontaktních těles [28], [29], [30]. Mimo studií, které jsou přímo zaměřeny na výzkum chování maziva, byly také publikovány práce zabývající se návrhem vhodné experimentální aparatury, která by umožňovala přímé pozorování kontaktu vačky a zdvihátka [31]. Dle současných měřítek je nejvhodnější, a zároveň nejrozšířenější metodou používanou pro přímé pozorování a popis chování mazacího filmu v EHD kontaktu, optická interferometrie.

Obr. 2.51 Změna tl. mazacího filmu, a) zobrazení cyklu pro jednu otáčku vačkové hřídele, b) detail pozice 1 pro okamžik nulové střední rychlosti povrchů [27].

strana

36


Využitím této metody jsou na navrhované zařízení kladeny omezující podmínky, které zajišťují nepřetržité snímání kontaktní oblasti, jejíž poloha se v průběhu cyklu mění ve dvou osách, spolu s požadavkem na redukci vlivu setrvačných sil, vyvozených např. pohybujícími se hmotami mikroskopu a vysokorychlostní kamery, na samotný experiment. Práce popisuje hlavní dva konstrukční návrhy, které uvažují rozdílné uložení kontaktních těles. První navrhovaná varianta předpokládá pouze otočné umístění vačkového hřídele. Vzhledem k pohybu kontaktní oblasti ve dvou osách, viz obr. 2.52, bylo navrženo zařízení s dvěma vačkami shodného tvaru, přičemž první vačka bude použita jako kontaktní těleso a druhá vačka byla navržena pro řízení vertikální polohy kamery. Navrhovaná varianta, zobrazená na obr. 2.53, uvažuje s dvěma variantami kontaktních těles. Ocelová vačka a skleněný disk budou sloužit k pozorování změn tloušťky mazacího filmu, zatímco kontakt ocelové vačky a ocelového disku bude sloužit k výzkumu tření a opotřebení. Nevýhodou navrhované varianty jsou příliš velké setrvačné síly vyvolané vertikálním pohybem snímacího zařízení, a tyto by měly za následek vznik parazitních vibrací, které mohou ovlivnit průběh měření.

Obr. 2.52 bodu [31].

Změna

polohy

kontaktního

Obr. 2.53 Varianta č.1 [31].

Druhá z navrhovaných variant uvažuje otočné a zároveň posuvné uložení vačkového hřídele. Snahou tohoto konceptu je omezit pohyb kontaktní plochy ve vertikální rovině a tím vyloučit pohyb mikroskopu a snímací techniky. Navržené zařízení umožňuje změnu materiálu kontaktní plochy, která simuluje plochu zdvihátka za účelem studia mazacího filmu popř. míry opotřebení a energetických ztrát. Snímání provozního zatížení je realizováno snímači, které jsou uloženy pod komorou s kontaktními tělesy (obr. 2.54). Nevýhodou navrhovaného řešení je v principu jiné chování mechanismu v porovnání s vačkovým mechanismem používaným u spalovacích motorů, kde rotační pohyb vykonává vačková hřídel a zdvihátko vykonává posuvně rotační pohyb. Zároveň setrvačný pohyb ramene se závažím může změnit navržené schéma zatížení, zvláště pak při vyšších otáčkách vačkového hřídele. Na výše citovanou práci navázali Vela a kol. [32] experimentálním výzkumem kontaktu mezi vačkou a zdvihátkem za použití modifikované druhé varianty experimentálního zařízení z obr. 2.55. Práce je zaměřena na ověření funkčnosti navrstrana

37


Obr. 2.54 Varianta č. 2 s detailním popisem uložení snímačů kontaktního zatížení [31].

ženého konceptu upraveného experimentálního zařízení spolu s měřením třecí síly v průběhu provozního cyklu. Jako kontaktní tělesa byla použita excentricky uložená ocelová vačka kruhového tvaru a skleněný disk. Pro měření třecí síly byl skleněný disk nahrazen diskem ocelovým tak, aby podmínky experimentu více odpovídaly skutečným provozním podmínkám vačkového mechanismu u spalovacího motoru.

Obr. 2.55 Experimentální aparatura pro simulaci kontaktu vačky a zdvihátka [32].

Změna třecí síly v průběhu jedné otáčky vačkového hřídele je zobrazena na obr. 2.56. Pro získání trendu změny velikosti třecí síly bylo potřeba naměřená data filtrovat. Vzniklý šum v naměřeném signálu autoři přisuzují přítomnosti opotřebení na povrchu vačky a jeho vlivu na fluktuaci měřené síly. Z obrázku je také patrný pokles třecí síly pro vyšší otáčky vačkového hřídele. Tento efekt je způsoben převážně navýšením tloušťky mazacího filmu pro vyšší hodnoty rychlosti otáčení vačkového hřídele. Na obr. 2.57 jsou zobrazeny interferogramy spolu se znázorněnou polohou a úhlem natočení vačky. Ze snímků je patrné značné opotřebení kontaktních ploch, které vzniklo v důsledku nízkých rychlostí otáčení vačkového hřídele. Tyto měly za následek nedostatečné oddělení kontaktních ploch vrstvou maziva a jejich následné strana

38


Obr. 2.56 Změna třecí síly v průběhu jedné otáčky vačky, a) příklad filtrace signálu pro 6 ot · min−1 , b) změna třecí síly pro dané rychlosti otáčení vačkové hřídele [32].

poškození. Nasnímané interferogramy byly dále použity pro vyhodnocení rozměrů Hertzovy kontaktní oblasti. Analýzou nasnímaných dat byly stanoveny limity použitého experimentálního zařízení a s využitím těchto poznatků byl navržen nový koncept, jehož hlavní výhodou je redukce pohyblivých hmot, které při vysokých otáčkách vačkového hřídele generují parazitní vibrace. Tyto vibrace narušují navržený model zatížení a znehodnocují celé měření. Nový koncept experimentálního zařízení je zobrazen na obr. 2.58. Omezení pohyblivých hmot bylo realizováno umístěním vačkového hřídele na pákový mechanismus spolu s převodovým ústrojím. Nominální zatížení kontaktu je regulováno tuhostí zátěžné pružiny, která nahrazuje pákový mechanismus se závažím. Nový

Obr. 2.57 Záznam interferogramů pro jednu otáčku vačky pro 36 ot · min−1 spolu se znázorněnou polohou natočení vačky a směrem pohybu kontaktní oblasti [32].

strana

39


Obr. 2.58 Koncept nové varianty experimentální aparatury, a) celkový pohled, b) měřicí jednotka [32].

koncept dále umožňuje měření tloušťky mazacího filmu popř. třecí síly, a to jak pro variantu s pohyblivým vačkovým hřídelem, tak pro případ vertikálního pohybu plochy simulující zdvihátko.

2.4

Analýza a vyhodnocení poznatků

Primárním cílem výzkumu EHD mazaných kontaktů při nestacionárních provozních podmínkách je, z pohledu autora, poskytnutí snadného, přesného a zároveň rychlého způsobu návrhu složitých tribologických uzlů. Při transportu energie ve strojních mechanismech dochází k nežádoucím ztrátám energie mj. také vlivem tření. V případě nedostatečného mazání EHD kontaktů může dojít k přímému styku kontaktních ploch a k následnému opotřebení a poškození těchto povrchů, které má za následek opětovné zhoršení podmínek mazání pro daný tribologický uzel. Z tohoto důvodu je při návrhu tribologických uzlů kladen značný důraz na redukci energetických ztrát, které s sebou přinášejí další komplikace v provozu daného mechanismu. Z historického přehledu publikovaných prací zabývajících je patrný vznik tří hlavních oblastí, které se popisovanou problematikou zabývají. Pro první dvě oblasti je specifický oddělený výzkum vlivu proměnné rychlosti a zatížení kontaktních ploch na chování mazacího filmu v EHD mazaném kontaktu. Předmětem těchto prací je popsat změnu tloušťky mazacího filmu nad plochou kontaktu v reakci na změnu daných provozních parametrů spolu s popisem změny rozložení tlaku v kontaktu. Dalším ze sledovaných parametrů je součinitel trakce vyjadřující míru energetických ztrát v průběhu pracovního cyklu. Třetí oblast byla zformována nedávno a je zaměřena přímo na výzkum chování maziva v kontaktu vačky a zdvihátka za použití metody optické interferometrie. Historický vývoj naznačuje, že první studie zabývající se vlivem změny provozních parametrů na chování mazacího filmu byly převážně numerické [33], [34], [35], [36]. Postupem času však vznikla potřeba srovnat výsledky získané numericky s hodnotami z experimentálního řešení. Jedny z prvních experimentálních prací, které byly strana

40


zaměřeny na simulaci EHD mazaného kontaktu za nestacionárních provozních podmínek, popř. kontaktu vačky a zdvihátka, využívaly jako prostředek pro vyhodnocení sledovaných veličin metody kapacitní [21], metody měření elektrického odporu [23] a napařené snímače tloušťky mazacího filmu [23]. Současné experimentální studie využívají pro popis tloušťky mazacího filmu metodu optické interferometrie [37], která umožňuje, při použití vhodných kontaktních těles, popis chování mazacího filmu nad plochou kontaktu s rozlišitelností v řádů jednotek nm. U nejnovějších prací uvedených v rešeršní části je zároveň patrný pokles experimentálně zaměřených studií a naopak nárůst množství studií, které řeší danou problematiku numericky. Z analýzy experimentálních studií lze vyvodit několik obecných závěrů: - Experimentální studie se v důsledku zjednodušení zabývají odděleným studiem vlivu změny rychlosti a zatížení kontaktních ploch na chování mazacího filmu. - Pro případ dynamické změny zatížení je nejčastěji studován jev vtlačeného filmu pro případ kvazistatického EHD mazaného kontaktu. - Pro případ dynamické změny rychlosti třecích povrchů je nejčastěji studován jev náhlého zastavení popř. rozběh třecích povrchů. Jen mizivé množství prací se zabývá popisem chování mazacího filmu pro složitější průběhy změny rychlosti třecích povrchů. - Experimentální studie, popisující kontakt vačky a zdvihátka, podávají pouze kvalitativní zhodnocení chování mazacího filmu. Kvantitativní ověření chování mazacího filmu nebylo doposud provedeno. - V posledních letech dochází k úbytku experimentálně zaměřených prací a naopak dochází k nárůstu numerických studií, které se zabývají popisovaným problémem. - Doposud nebyly publikovány práce zabývající se experimentálním studiem chování mazacího filmu při kombinaci dvou a více časově proměnných parametrů, které by poskytli kvantitativní popis chování maziva pro dané podmínky.

strana

41

CÍLE DISERTAČNÍ PRÁCE

3

CÍLE DISERTAČNÍ PRÁCE

Cílem disertační práce je experimentální objasnění chování mazacího filmu v EHD mazaném kontaktu při časové změně parametrů rychlosti a zatížení kontaktních ploch. Účelem je přiblížení experimentálního výzkumu EHD mazaných kontaktů, skrze vhodně volené okrajové podmínky, reálným tribologickým uzlům, s kterými je možno se v technické praxi setkat. Cílená modifikace topografie byla uvažována jako prostředek pro zlepšení podmínek mazání při náhlých změnách rychlosti. Realizace cíle disertační práce předpokládá splnění následujících dílčích cílů: - Modifikace stávajícího experimentálního zařízení pro možnost sledování změny tloušťky filmu v EHD mazaném kontaktu při časové změně zatížení. - Provedení série ověřovacích experimentů s časově proměnným parametrem zatížení a porovnání s již publikovanými výsledky. - Návrh software, umožňujícího skrze uživatelské rozhraní nezávislé ovládání servo-motorů, řídících rychlosti třecích povrchů, spolu s nastavením průběhu zatížení a spouštěním snímací techniky. Řídicí software musí zároveň poskytovat možnost snímání provozních parametrů rychlosti a zatížení v průběhu experimentu. - Provedení série experimentů s časově proměnným parametrem rychlosti kontaktních ploch a posouzení jeho vlivu na utváření a tloušťku mazacího filmu. - Návrh experimentální aparatury umožňující sledování změny tloušťky filmu v EHD mazaném kontaktu při současné časové změně zatížení a rychlosti třecích povrchů.

strana

43

METODY PŘÍSTUPU A NÁVRH ZPŮSOBU ŘEŠENÍ

4


4.1

Experimentální zařízení

Pro simulaci podmínek vyskytujících se v reálných tribologických uzlech je využíván optický tribometr (obr. 4.1). Tenký mazací film je utvářen ve styku otáčející se ocelové kuličky a rotujícího skleněného disku. Osy rotace obou kontaktních povrchů jsou mimoběžné a vůči sobě navzájem kolmé. Konstrukce experimentálního zařízení umožňuje nezávislý pohon obou kontaktních povrchů, což umožňuje pozorovat změny chování mazacího filmu pro různé hodnoty poměru kluz – valení. Rychlost otáčení jednotlivých kontaktních povrchů je řízena frekvenčními měniči, které jsou softwarově ovládány. Kontaktní strana skleněného disku je pokryta napařenou vrstvou chromu, který zvyšuje kontrast snímaných interferogramů, a protilehlá strana disku je opatřena antireflexní vrstvou. Pro případ vyšších zatížení, které by mohly zapříčinit poškození skleněného disku, je možno použít safírový disk a kuličku z karbidu wolframu.

Obr. 4.1 Konstrukce experimentálního zařízení pro studium tenkých mazacích filmů.

Zatěžování kontaktu, pro stávající experimentální zařízení, je realizováno naklápěním skleněného disku, jehož osa slouží jako rameno dvojzvratné páky. Požadovaná hodnota zatížení je nastavena umístěním závaží na druhé rameno pákového mechanismu. Toto konstrukce umožňuje pouze statické, v čase neměnné, zatížení kontaktní oblasti. Pro potřeby simulace dynamické změny zatížení bylo potřeba provést úpravu stávajícího experimentálního zařízení viz kap. 4.1.1. Konstrukce experimentálního zařízení umožňuje také regulaci teploty testovaného maziva pro teploty v rozsahu 25 °C až 80 °C. Ocelová kulička je upnuta mezi kuželové čelisti, které zajišťují přenos krouticího momentu z výstupního hřídele převodovky na kuličku. Čelisti zároveň vystředí polohu kuličky vůči hnacímu hřídeli tak, aby při provozu nedocházelo ke změně polohy strana

45


kontaktu ve vertikálním směru. Zkoumané mazivo je do kontaktu dopravováno otáčivým pohybem ocelové kuličky, na jejímž povrchu mazivo ulpívá. Změny v chování maziva jsou sledovány pomocí mikroskopového zobrazovacího systému, jehož základem je průmyslový mikroskop Nikon Optiphot 150. Pro záznam chování maziva je použita vysokorychlostní kamera Phantom v710. Tato konfigurace umožňuje snímat změny v chování maziva s frekvencí 35 kHz při rozlišení 500 x 500 pixelů. Vysoká hodnota frekvence záznamu je důležitá zejména pro sledování vlivu náhlých změn provozních parametrů na tvar a tloušťku mazacího filmu.

Obr. 4.2 Princip funkce dichroického zrcadla [41].

Obr. 4.3 Prostředí řídicího programu lineárního piezo-motoru – Vawe Generator.

Pro vysoké frekvence snímání, které zároveň vyžadují krátkou dobu expozice čipu kamery v řádech jednotek ms, je nutné využít vysoce výkonný světelný zdroj. Pro potřeby experimentů byl využit xenonový zdroj bílého světla o maximálním výkonu 1000 W. Optický systém, sloužící k přenosu světla do místa kontaktu, je vybaven sadou dichroických zrcadel. Tyto slouží k filtraci světelného toku, kde viditelná složka spektra je odražena a ostatní složky světelného spektra jsou pohlceny. Tepelná energie obsažená v infračerveném spektru světelného záření disipuje v pasivních chladičích, které jsou s dichroickými zrcadly teplovodivě spojeny. Princip funkce dichroických zrcadel je zobrazen na obr. 4.2. Pro vyhodnocení nasnímaných interferogramů je využita metoda kolorimetrické interferometrie [40], která umožňuje zpětnou rekonstrukci tvaru mazacího filmu.

4.1.1

Úprava experimentálního zařízení pro potřebu proměnného zatížení

Pro výzkum chování mazacího filmu v EHD kontaktu při proměnném zatížení bylo potřeba upravit stávající experimentální zařízení, jímž je vybavena laboratoř Ústavu konstruování. Stávající zařízení je navrženo pro výzkum chování mazacího filmu při podmínkách stacionárního EHD mazání. Úprava spočívala v navržení nové modulární jednotky (obr. 4.4), kterou lze dle potřeby upevnit na stávající experimentální zařízení (obr. 4.5). Modulární jednotka se skládá ze tří hlavních částí. První z nich je nosná konstrukce, pomocí níž je možno strana

46


jednotku připevnit k aparatuře a která je navržena tak, aby zajistila dostatečnou tuhost celé soustavy. Druhým prvkem jednotky je jezdec, s jehož pomocí lze nastavit piezo-motor do požadované pozice a tuto pak aretovat šrouby. Třetí prvek představuje již zmíněný lineární piezo-motor. Jedná se o jediný akční prvek popisované jednotky a pomocí řízeného ovládání délky piezo-motoru je možno skrze pákový systém řídit zatížení kontaktu.

Obr. 4.4 Modulární jednotka.

Obr. 4.5 Montáž jednotky na experimentální aparaturu.

Princip funkce experimentálního zařízení s instalovanou modulární jednotkou je schematicky zobrazen na obr. 4.6. Zjednodušeně lze princip funkce popsat pomocí dvojzvratné páky s třemi rameny. Pokud je na první rameno umístěno závaží, dojde k natočení celého systému kolem bodu rotace páky. Přenos zatěžující síly do kontaktu je realizován naklopením skleněného disku na druhém rameni. Celý systém uzavírá piezo-motor, jehož kulový konec je zapřen o třetí rameno pákového mechanismu. V okamžiku, kdy dojde k zvětšení délky piezo-motoru dochází k odlehčení kontaktu a naopak. Pro popisovanou aplikaci byl použit lineární piezo-motor P841.3B společnosti Physik Instrumente s maximální hodnotou vysunutí 45 μm. Tato vzdálenost umožňuje, pro použité zatížení kontaktu, vybudit změnu zatížení v intervalu 0 N až 30 N.

Obr. 4.6 Princip funkce modulární jednotky.

strana

47


Použitý model je vybaven SGS (strain gauge position sensors) senzory, které umožňují precizní zpětnovazebnou kontrolu pozice vrcholu piezo-motoru. Provoz s využitím informací z těchto senzorů je označován jako closed-loop operation a jeho využitím je možno zaručit opakovatelnost experimentů. Pro řízení změny zatížení byl využit program Vawe-Generator (obr. 4.3), který pro definované typy pulzů umožňuje nastavit parametry jako jsou frekvence, amplituda, posun fáze atd. Vzhledem k nemožnosti zaručení paralelnosti ploch na které piezo-motor působí, bylo použito kulové zakončení motoru, které eliminuje stykovou plochu na kontakt v jednom bodě a umožňuje rovnoměrné rozložení zatížení piezo-keramických článků uvnitř těla motoru.

4.1.2

Návrh SW a HW vybavení pro řízení experimentu

Pro zajištění plné kontroly řízení experimentu s využitím nového experimentálního zařízení, které je prezentováno v kap. 4.1.3, byl navržen nový ovládací software. Cílem vývoje nového software je ujednocení ovládacích prvků jednotlivých částí experimentální aparatury do jednoho programu, který umožní nastavit všechny potřebné aspekty plánovaného experimentu. Současný stav, kdy každá část experimentálního zařízení je ovládána svým vlastním programem, je pro případ sledování vlivu dynamických změn provozních podmínek na mazací film naprosto nevyhovující.

Obr. 4.7 Vzhled základního uživatelského prostředí navrženého programu.

Nový program je vytvořen v prostředí LabView na principu modulů, které lze připojit popř. odpojit od řídicího programu. Sledovaný cíl spočívá v použití programu pro ostatní experimentální zařízení v laboratořích Ústavu konstruování s potřebným množstvím modulů. Navržený software umožňuje s využitím potřebných hardwarových I/O modulů ovládat vysokorychlostní kameru, nezávisle řídit změnu otáček strana

48


až čtyř servomotorů dle nastaveného schématu, snímat údaje z rotačních enkodérů pro zpětné ověření průběhu změny rychlosti, ovládat lineární piezo-motor a zároveň ukládat a zpracovat data ze snímače síly. Vzhled základního uživatelského prostředí je zobrazen na obr. 4.7. Program nabízí vykreslení ideálního průběhu rychlosti, navrženého pro experiment, a skutečného průběhu změny rychlosti zaznamenaného enkodéry jak pro disk, tak pro kuličku. Aktuální hodnoty jednotlivých sledovaných parametrů včetně aktivity jednotlivých prvků experimentálního řetězce jsou zobrazeny ve stavovém okně. Karta experiment slouží zejména pro vykreslení sledovaných hodnot a pro ovládání začátku a konce experimentu. Karta program (obr. 4.8) umožňuje kódové zadávání posloupnosti jednotlivých příkazů. Sled jednotlivých dějů v čase je možno zadávat absolutně vůči okamžiku spuštění experimentu popř. relativně vůči vybranému časovému okamžiku. Zvolený kód zápisu umožňuje přímo zadávat obvodovou rychlost jednotlivých kontaktních těles spolu s dobou za kterou má být změna rychlosti provedena. Pro korektní výpočet otáček motoru pro požadovanou obvodovou rychlost kontaktních těles je potřeba uvést parametry týkající se poloměru kontaktních těles a převodového poměru převodovek použitých pro pohon disku a kuličky. K zadání výše popsaných parametrů slouží karta settings, která zároveň poskytuje možnost aktivace ostatních prvků experimentálního řetězce spolu s aktivací snímačů sledovaných veličin. Pro řízení experimentu, který nevyžaduje dynamické změny provozních parametrů, je určena karta manual, která umožňuje manuální zadání rychlosti kontaktních povrchů a zatížení kontaktu a průběh takto nastavených parametrů zůstává konstantní po celou dobu experimentálního měření.

Obr. 4.8 Definování základních parametrů.

Rozhraní pro zadání průběhu změny délky piezo-motoru je zobrazeno na obr. 4.9. Jednoduché rozhraní s přednastavenými základními funkcemi umožňuje zadat změny zatížení spolu s možností definovat potřebné parametry pulzu jako jsou frekvence, amplituda, úhel náběžné a sestupné hrany, fázový posuv, ofset základny pulzu, počet cyklů atd. Přednastaveny jsou základní průběhy jako je sinusová změna, skoková změna, pilový průběh atd. Složitější průběhy změny zatížení kontaktu je možno vytvořit v prostředí programu Matlab a poté tyto importovat do navrženého programu strana

49


a využít pro potřeby experimentu. Zobrazovací část okna obsahuje graf zvolené funkce pro nastavené parametry a tvar kódu, který je odeslán do řídicí jednotky. Jako HW rozhraní pro řízení experimentu byla zvolena cRIO jednotka od společnosti National Instuments. Jednotka cRIO je postavena na systému modulů umístěných v dokovací stanici a celý systém je řízen real-time procesorem, který skrze eternetové rozhraní získává informace z řídicího programu. Použité I/O moduly zajišťují komunikaci s jednotlivými prvky experimentálního řetězce za účelem řízení popř. získávání a zpracování informací ze snímačů.

Obr. 4.9 Rozhraní pro definování parametrů pulzu piezo-motoru.

4.1.3

Návrh nového experimentálního zařízení

Využití stávajícího experimentálního zařízení pro simulaci EHD mazaného kontaktu při nestacionárních provozních podmínkách je značně omezené. Proto byl proveden návrh nového experimentálního zařízení, jehož účelem je umožnit obsluze snazší nastavení a řízení experimentu spolu s možností snímat důležité parametry v průběhu experimentu. Stávající experimentální zařízení bylo shledáno jako ne zcela vyhovující pro účely dynamické změny provozních parametrů a to hned z několika důvodů. Jeden z hlavních problémů je shledán v nesourodosti softwarového vybavení pro řízení experimentu. Tomuto problému je věnována kap. 4.1.2. Další nevýhoda spočívá v nemožnosti přímého sledování provozních parametrů jako je rychlost kontaktních povrchů a zatížení kontaktu, v průběhu experimentu. Nežádoucím jevem je také buzení parazitních vibrací pro vyšší frekvence změny zatížení kontaktu. Tento jev je způsoben velkým množstvím pohyblivých hmot, které mění svoji polohu v průběhu zatížení a setrvačné síly těchto hmot pozměňují navržené schéma průběhu změny zatížení. Konstrukční řešení stávajícího experimentálního zařízení neumožňuje simulaci změny dvou provozních parametrů, rychlosti a zatížení, v jeden okamžik. Řešení výše popsaných nedostatků bylo zapracováno do návrhu nového zařízení. Konstrukce zařízení je zobrazena na obr. 4.10. Nová experimentální aparatura je členěna do tří hlavních částí tvořených optickou soustavou, části ovládající skleněný disk a části ovládající ocelovou kuličku. strana

50


Obr. 4.10 Návrh konstrukce experimentálního zařízení.

Přepracovaný systém zatěžování kontaktu uvažuje pouze s pohybem ocelové kuličky a vaničky, která slouží jako zásobník testovaného maziva a jejíž součástí je také suport podpírající ocelovou kuličku (obr. 4.13). Novou konstrukcí bylo značně zredukováno množství pohyblivých hmot a tím snížen vliv setrvačných sil těchto hmot na průběh změny zatížení kontaktu. Uložení ocelové kuličky, spolu se vzorkem testovaného maziva a zatěžovacím mechanismem, je řešeno jako samostatná jednotka. Změna zatížení kontaktu je realizována piezo-motorem, který se nachází pod středem ocelové kuličky. Průběh změny zatížení je zaznamenán snímačem síly uloženým v ose piezo-motoru, jehož vzorkovací frekvence 2 kHz je dostačující pro sledování náhlých změn zatížení. Pro přesné polohování ocelové kuličky ve vertikálním směru a vyvození počátečního zatížení kontaktu slouží nůžkový zvedák firmy Thorlabs. Ovládáním nůžkového mechanismu a odečítáním aktuální hodnoty zatížení kontaktu ze snímače síly je možno zajistit opakovatelnost nastavení zatížení kontaktu. Využitím lineárního posuvu lze nastavit přesnou pozici kontaktního bodu na daném poloměru skleněného disku. Návrh také počítá s vyšším využitím plochy disku, než je tomu u stávajícího experimentálního zařízení, které umožňuje využít pouze plochu mezikruží o šířce cca 25 mm. Zajištění stability vaničky spolu s ocelovou kuličkou proti naklápění při posuvu ve vertikálním směru je zajištěno ocelovými lamelami (obr. 4.11), které umožňují pohyb ve vertikálním směru a zároveň zamezují pohybu v horizontálním směru popř. naklápění vaničky s mazivem. Zařízení umožňuje testovat maziva při vyšší než pokojové teplotě. K vyhřívání olejové náplně slouží dvě topné patrony umístěné v neodnímatelné základně olejové vaničky. Využitím termočlánků a teplotních čidel je možno softwarově řídit a kontrolovat teplotu olejové lázně. Limitní teplotu pro ohřev olejové lázně představuje 70 ◦ C. strana

51


Obr. 4.11 Modul uložení ocelové kuličky a zatěžujícího mechanismu.

Tato hodnota odpovídá maximálnímu přípustnému tepelnému zatížení snímače síly, který je teplovodivě spojen s neodnímatelnou základnou olejové vaničky. Nová koncepce zároveň usnadňuje čištění částí mechanismu, které jsou kontaminovány testovaným mazivem. Vanička obsahující testované mazivo není součástí vany pro skleněný disk a lze ji snadno demontovat. Uvolněním stavěcího šroubu lze vysunout olejovou vaničku z prizmatického vedení a čištění celé jednotky, včetně suportu pro kuličku, může být provedeno v ultrazvukové lázni. Z důvodu snahy snížení zástavbového prostoru bylo zvoleno letmé uložení ocelové kuličky viz obr. 4.13. Kulička je upnuta mezi dvě kuželové čelisti, které vystředí

Obr. 4.12 Detail uložení ocelové kuličky a skleněného disku.

strana

52

Obr. 4.13 Detail uložení ocelové kuličky.


pozici středu vůči ose hnacího hřídele. Pomocí šroubu je zajištěno sevření kuličky mezi kuželové čelisti. Tento typ upnutí vyžaduje modifikaci ocelové kuličky. Průchozí díra, nezbytná pro upnutí, je zhotovena metodou vyjiskření. Spojení hřídele kuželové čelisti s výstupním hřídelem převodovky je zajištěno vlnovcovou spojkou, která umožňuje mírné natočení hnaného a hnacího hřídele, a tudíž posun kuličky ve vertikálním směru při zatěžování kontaktu. Pohon skleněného disku je zajištěn řemenovým převodem s drážkovým řemenem (obr. 4.12). Napínání řemene je realizováno vloženou kladkou. Vhodná volba délky řemene umožní, při uvolnění napínací kladky, provést nasazení popř. sejmutí drážkovaného řemene bez potřeby demontáže dalších částí experimentálního zařízení. Průběh změny rychlosti otáčení skleněného disku a ocelové kuličky je snímán rotačními enkodéry. Nová konstrukce uložení ocelové kuličky a skleněného disku umožňuje také snazší manipulaci s kontaktními tělesy. Nové konstrukční řešení, oproti stávajícímu experimentálnímu zařízení, nabízí možnost simulování EHD mazaného kontaktu za podmínek souběžné změny střední rychlosti povrchů a kontaktního zatížení v průběhu experimentu. Zároveň je možno snímat provozní parametry jako je rychlost povrchů, zatížení kontaktu a teplota testovaného maziva. Redukcí pohyblivých hmot byl značně snížen vliv parazitních vibrací, způsobený setrvačnými silami, na plánovaný průběh změny zatížení. Systém dvou oddělených jednotek, zvlášť pro kuličku a pro disk, umožňuje záměnu ocelové kuličky za jiný typ tělesa s odlišným tvarem popř. průměrem bez nutnosti zásahu do konstrukce.

4.2

Optická interferometrie

Interferometrie patří k nejčastěji používaným optickým metodám, využívaných pro studium chování tenkých mazacích filmů. Jednu z prvních prací, která se zabývala metodou optické interferometrie v odraženém světle se zaměřením na studium mazacích filmů, publikoval Gohar a Cameron [37]. Tito pro studium mazacích filmů využili experimentální zařízení, kde byl tenký mazací film utvářen v kontaktu ocelové kuličky o průměru jednoho palce a skleněnou destičku (obr. 4.14). Tato práce byla, stejným týmem řešitelů, dále rozšířena, přičemž namísto skleněné destičky byly použity destičky ze safíru a diamantu. Oba použité materiály mají vyšší index lomu nežli sklo, které má index lomu blízký indexu lomu testovaných maziv, čímž bylo docíleno vyššího kontrastu interferenčních proužků [38]. Metody optické interferometrie byly dále zdokonalovány za účelem odstranění nedostatků jako např. omezení v minimální měřitelné tloušťce filmu, nízký kontrast snímaných interferogramů, nízká rozlišovací schopnost atd. V roce 1997 publikoval Hartl a kol. [40] práci popisující využití metody optické interferometrie pro studium tenkých mazacích filmů. Pro snímání interferenčních obrazců byl použit optický mikroskop vybavený CCD kamerou. Analýzou digitalizovaných snímků byl získán tvar mazacího filmu v kontaktu. Tloušťka mazacího filmu je určována z rozdělení intenzity interferenčních proužků, které vznikají koherentní superpozicí světelných vln odražených od jednotlivých rozhraní sledovaného prostředí. Rozdělení jednoho osvětlovacího svazku na jednotlivých strana

53


Obr. 4.14 Schéma experimentálního zařízení pro měření tloušťky mazacího filmu v EHD mazaném kontaktu [37].

rozhraních je schematicky znázorněno na obr. 4.15, kde osvětlovací svazek o amplitudě U0 dopadá na plochu skleněného disku. Na jednotlivých rozhraních dochází k odrazu světla a následné superpozici jednotlivých svazků, které mají amplitudy U1 , U2 , U3 , .... Pro zvýšení celkového kontrastu je skleněný disk na své horní straně opatřen antireflexní vrstvou, která zabraňuje vzniku svazku o amplitudě UP , který vzniká na rozhraní vzduch – sklo. Interferenční proužky v odraženém světle vznikají skládáním světelných vln odražených v mazacím filmu [39].

Obr. 4.15 Dělení osvětlovacího svazku [39].

Celkovou amplitudu U odraženého světla je možno vyjádřit součtem jednotlivých amplitud [39] U = U1 + U2 + U3 + ..., (4.1) pak rozdělení intenzity při interferenci světla, které je odraženo na mazacím filmu, je rovno I = U · U∗ (4.2) kde U ∗ je funkce komplexně sdružená k funkci U . Počet odražených světelných svazků, podílejících se na výsledném rozdělení intenzity, definuje kontrast ale zároveň i ostrost interferenčních proužků. Z důvodu srovnání energetické odrazivosti rozhraní mazací film – ocelová kulička a sklo – mazací film je kontaktní strana skleněného strana

54


disku opatřena odraznou vrstvou. Pro účely experimentu byl použit skleněný disk kde funkci odrazné vrstvy plnila napaření vrstva chromu o tloušťce cca 300Å. Nejvhodnějším případem je harmonické rozložení intenzity při dvousvazkové interferenci pro kterou proužky interferenčního obrazce vznikají interferencí světelného svazku odraženého od odrazné vrstvy, která tvoří rozhraní mezi skleněným diskem a testovaným mazivem, a svazkem, který je odražen na rozhraní mazací film – ocelová kulička. Těmto dvěma svazkům odpovídají amplitudy U1 a U2 viz obr. 4.15, přičemž výsledné rozložení intenzity nabývá tvaru [39] I = I0 + I1 cos (Φ + ϕ),

(4.3)

4π nh cos (ν), λ

(4.4)

ϕ = ϕ3 + ϕ − ϕ2 ,

(4.5)

Φ=

kde ϕ je změna fáze způsobená dvojím průchodem mazacím filmem, λ je vlnová délka použitého světla, n je index lomu mazacího filmu, h je tloušťka mazacího filmu, ν je úhel lomu paprsku do mazacího filmu, ϕ2 je změna fáze způsobená odrazem na rozhraní sklo – odrazná vrstva, ϕ3 je změna fáze způsobená odrazem na rozhraní mazací film – ocelová kulička a ϕ je změna fáze způsobená dvojím průchodem odraznou vrstvou. Za předpokladu kolmého dopadu světla na odraznou vrstvu (ν = 0) dochází ke vzniku interferenčního obrazce v odraženém světle s intenzitou 4π I = I0 + I1 cos nh + ϕ , (4.6) λ pro fázi kterou je možno vyjádřit vztahem 4π nh + ϕ = 2πs, (4.7) λ kde s je řád interference, s jehož využitím je možno kterémukoliv bodu v interferenčním obrazci přiřadit konkrétní reálně číslo. Maximum intenzity, vyznačené světlými proužky v interferenčním obrazci, je možno pozorovat v místech kde dochází ke konstruktivní interferenci a pro tyto místa nabývá parametr s celočíselných hodnot. Minima intenzity, vyznačené tmavými proužky v interferenčním obrazci, je možno pozorovat v místech kde dochází k destruktivní interferenci a pro tyto místa nabývá parametr s polovinových hodnot. Pro správné vyhodnocení tloušťky mazacího filmu z nasnímaných interferogramů je potřeba provést kalibraci. Pro účely kalibrace se využívají dva snímky statického kontaktu, nasnímané v chromatickém a monochromatickém světle, jehož okolí je zaplaveno mazivem. Monochromatický snímek slouží ke stanovení referenční geometrie, která je určena z polohy intenzitních minim a maxim interferenčních proužků (obr. 4.16). Pro známou vzdálenost mezi kontaktními tělesy jsou přiřazeny barvy z chromatického snímku tak, aby každá tloušťka byla popsána třemi souřadnicemi v barevném prostoru Lab. Následně je v barevném prostoru CIELAB vytvořena prostorová křivka, která udává vztah mezi tloušťkou mazacího filmu a hodnotami souřadnic v barevném prostoru. Analýzou barev pixelů interferogramu nasnímaného v průběhu experimentu je každému pixelu dle jeho barvy přiřazena tloušťka mazacího filmu [40]. strana

55


4.3

Určení reologických vlastností testovaného maziva

Pro kvantitativní popis chování maziva při nestacionárních podmínkách v EHL kontaktu a pro samotný proces zpětné rekonstrukce tvaru mazacího filmu z nasnímaných interferogramů je nezbytné znát základní reologické charakteristiky maziva jako jsou viskozita a index lomu. Pro určení indexu lomu je laboratoř Ústavu konstruování vybavena dvouhranolovým refraktometrem Abbeova typu. Malé množství testované kapaliny se nanese na styčné plochy mezi osvětlovací a měřicí hranol. Podstatou měření je určení maximálního úhlu dopadu paprsku světla, při němž ještě dochází k lomu světla a jeho šíření na rozhraní dvou prostředí. Jedná se o mezný úhel, jehož nalezení se v hledáčku refraktometru projeví rozdělením zorného pole na osvětlenou a temnou část. Index lomu je možno odečíst přímo na stupnici, která je součástí refraktometru, po nastavení správné polohy rozhraní mezi osvětlenou a temnou částí zorného pole. Pro určení dynamické viskozity je laboratoř Ústavu konstruování vybavena rotačním viskozimetrem HAAKE RotoVisco 1. Testované mazivo se nachází v úzké kruhové štěrbině mezi měřicí sondou a válcovou nádobkou. Tato je uložena v základně přístroje a připojením jednotky umožňující oběhové vyhřívání je možno stanovit reologické vlastnosti maziv pro široké spektrum teplot. Měřicí sonda, která se otáčí konstantní rychlostí, je ponořena do testovaného maziva a měřenou veličinou je síla potřebná pro překonání odporu při otáčení sondy.

Obr. 4.16 Schéma zpětné rekonstrukce tloušťky mazacího filmu [40].

strana

56

VÝSLEDKY A DISKUSE

5

VÝSLEDKY A DISKUSE

5.1

Experimentální studium chování mazacího filmu při dynamické změně rychlosti třecích povrchů

Experimentální studium je zaměřeno na výzkum chování maziva v kontaktu vačky a plochého zdvihátka. Pro experiment byl použit, ve vhodném měřítku, rychlostní profil popisující změnu rychlosti kontaktního bodu v průběhu jedné otáčky vačkového hřídele. Za účelem zjednodušení řešeného problému byla, jako jediný časově proměnný parametr, uvažována pouze střední rychlost povrchů. Zatížení a poloměry křivosti povrchů v kontaktu byly v průběhu experimentu konstantní.

5.1.1

Popis experimentu

Pro shodné okrajové podmínky, zahrnující provozní parametry rychlosti a zatížení, byl simulován průběh rychlosti kontaktního bodu mezi vačkou a plochým zdvihátkem viz obr. 5.1 pro různé typy povrchu kontaktních těles. Byl pozorován vývoj tloušťky mazacího filmu v závislosti na změně viskozity maziva a také vzhledem ke změně struktury povrchu kontaktních těles. Na obr. 5.1 b) je šedou barvou vyznačena oblast, kterou nebylo možno pomocí optické interferometrie vyhodnotit. Vzhledem k vysokým obvodovým rychlostem kontaktních povrchů došlo ve vyznačených oblastech k nárůstu tloušťky mazacího filmu nad hodnotu 1 μm a v důsledku toho k poklesu kontrastu získaných interferogramů. Pozorovaný pokles kontrastu znemožňuje kvantitativně vyhodnotit získané interferogramy za účelem stanovení tloušťky mazacího filmu v daném okamžiku. 600

600

kulika

kulika

disk

500

disk

500

stední rychlost

400

(c)

300

rychlost, nm*s-1

rychlost, nm*s-1

stední rychlost

(i)

200

(h)

(b)

100

(a)

(j) (d)

0 -50

0

(e) 50

-100

(g) (f )

400 300 200 100

(k) (l)

0 100

150

-50

0

(m) (n) 50

(o)

100

150

-100

a)

b)

-200

-200

as, ms

as, ms

Obr. 5.1 Průběh změny rychlosti kontaktních těles, a) pro mazivo HPO 200, b) pro mazivo LSBS.

Jako kontaktní tělesa byla použita kulička z ložiskové oceli (AISI 52100, ekvivalent ČSN 14 109) o průměru 25,4 mm a disk ze skla BK7 o průměru 180 mm a tloušťce 12,7 mm. Youngův modul kontaktních těles je pro skleněný disk 81 GPa, v případě ocelové kuličky 212 GPa. Kontaktní strana disku je opatřena napařenou vrstvou strana

57

VÝSLEDKY A DISKUSE

chromu, která zvyšuje kontrast snímaných interferogramů. Protilehlá strana disku je opatřena antireflexní vrstvou, jež zabraňuje odrazu světelného paprsku na rozhraní vzduch – sklo viz kap. 4.2. Pro experiment byly použity tři typy povrchů ocelové kuličky. Prvním typem je povrch neupravený, který nese stopy po dokončovacích operacích, a typ a tvar nerovností je charakteristický pro valivé elementy ložisek. Průměrná aritmetická úchylka profilu daného povrchu je cca Ra = 0, 018 μm. Druhý typ povrchu byl dodatečně upraven leštěním s využitím diamantové pasty s definovanou zrnitostí. Po dodatečném leštění je průměrná aritmetická úchylka profilu povrchu cca Ra = 0, 003 μm. Třetí typ povrchu vzniká upravením prvního typu, který je cíleně modifikován maticí mikrovtisků. Vtisky jsou řazeny do šesti řad po celém obvodu kuličky. K mechanickému vyrážení mikrovtisků slouží přípravek viz obr. 5.2 a vnikací tělísko s diamantovým hrotem o poloměru R = 0, 2 mm. Geometrie diamantového vrcholu vnikacího tělíska odpovídá geometrii hrotu Rockwellova tvrdoměru. Pro vyrážení mikrovtisků bylo použito zatížení 5 N, které vytvoří vtisk o hloubce cca 400 nm. Mezi jednotlivými řadami byla volena rozteč 75 μm. Ocelové kuličky pro všechny tři typy použitých povrchů jsou plně prokaleny v celém svém objemu a hodnota tvrdosti kuliček se pohybuje v intervalu 60 – 66 HRC. Cyklus zobrazený na obr. 5.1 je možno rozdělit na specifické úseky popisující kontakt jednotlivých částí vačky s plochou zdvihátka. Časový úsek: - t ∈< −50 ms, 0 ms > - definuje kontakt základní kružnice vačky s plochou zdvihátka, kontaktní bod se nachází v centru plochy zdvihátka, pro tento úsek se oba kontaktní povrchy, reprezentované ocelovou kuličkou a skleněným diskem, otáčejí shodnou rychlostí se stejným smyslem otáčení. - t ∈< 0 ms, 32 ms > - popisuje pohyb kontaktního bodu v okamžiku, kdy je v kontaktu bok vačky otevírající ventil s plochou zdvihátka, kontaktní bod se pohybuje směrem ze středu plochy vačky na její okraj, tato situace je simulována náhlým nárůstem a poklesem obvodové rychlosti ocelové kuličky, oba povrchy mají shodný smysl otáčení. - t ∈< 32 ms, 92 ms > - popisuje kontakt nosu vačky se zdvihátkem, kontaktní bod se pohybuje relativně nízkou rychlostí napříč plochou zdvihátka, pro kontaktní bod došlo ke změně smyslu pohybu a proto i střední rychlost povrchů použitá pro experiment musí nabývat záporných hodnot, kontaktní povrchy se pohybují v opačném smyslu. - t ∈< 92 ms, 121 ms > - do kontaktu s plochou zdvihátka přichází bok vačky uzavírající ventil, kontaktní bod se pohybuje z okrajové části plochy zdvihátka směrem do jeho středu, situace je simulována náhlým nárůstem a poklesem obvodové rychlosti ocelové kuličky, oba povrchy mají shodný smysl otáčení. - t ∈< 121 ms, 150 ms > - v kontaktu se opět nachází základní kružnice vačky s plochou zdvihátka, kontaktní bod se nachází uprostřed plochy zdvihátka, oba povrchy se otáčejí shodnou rychlostí se stejným smyslem otáčení. Všechny typy experimentů byly provedeny za pokojové teploty 23 °C, přičemž dynamická viskozita použitých maziv je ηLSBS = 0, 69 Pa · s a ηHP O200 = 0, 0655 Pa · s a viskózně-tlakový koeficient je αLSBS = 24 GPa−1 a αHP O200 = 19 GPa−1 .

strana

58

VÝSLEDKY A DISKUSE

Obr. 5.2 Přípravek pro vytváření mikrovtisků [43].

Pro experimenty simulující kontakt vačky a plochého zdvihátka bylo použito zatížení o hodnotě 28 N, které bylo v průběhu experimentu neměnné tvořící kontaktní oblast o poloměru 163 μm s maximálním Hertzovým tlakem 505 GPa.

5.1.2

Maziva s nízkou viskozitou – HPO 200

Chování maziva HPO 200 pro leštěný povrch ocelové kuličky při změně rychlosti kontaktních povrchů, která je uvedena na obr. 5.1 a), je možno popsat sérií profilů tloušťky mazacího filmu uvedenými na obr. 5.3 a obr. 5.4. Vybrané časové okamžiky popisují chování maziva v klíčových fázích experimentu. Před samotným začátkem změny rychlosti, který je na obr. 5.1 a) označen t = 0 ms, se oba třecí povrchy pohybují ve stejném smyslu konstantní rychlostí. Z přiloženého řezu je patrné, že oba povrchy jsou odděleny konstantní tloušťkou maziva o hodnotě cca 30 nm. Následující bod v čase t = 5 ms popisuje prudký nárůst obvodové rychlosti kuličky. Z interferogramu je zřejmé vytvoření menisku, zóny s nižší tloušťkou filmu ve tvaru podkovy v oblasti výstupu maziva z kontaktu. Zároveň dochází k navýšení tloušťky mazacího filmu na vstupu do kontaktu a k posunu celého profilu filmu k vyšším hodnotám právě vlivem narůstající střední rychlosti. Maximální hodnoty tloušťky mazacího filmu, které se pro dané okrajové podmínky pohybují kolem hodnoty 195 nm, byly pozorovány v bodech c) a i) (viz obr. 5.1), ve kterých střední rychlost povrchů dosahuje svých maximálních hodnot. V bodě d) v čase t = 35 ms je zachycen okamžik těsně po změně smyslu otáčení ocelové kuličky. V tento okamžik se kontaktní plochy otáčejí v opačném smyslu a střední rychlost povrchů klesá k nulové hodnotě. Z obr. 5.3 d), který popisuje tento okamžik, je patrné, že vlivem efektu vtlačeného filmu nedochází k poklesu tloušťky maziva v kontaktu na nulovou hodnotu, jak stanovuje teorie pro stacionární EHD mazání [16]. Vlivem nedostatku maziva na novém vstupu maziva do kontaktu dochází k prudkému poklesu tloušťky filmu a k uzavření části maziva s vysokou viskozitou uvnitř kontaktní oblasti. Následným poklesem střední rychlosti povrchů pod nulovou hranici dochází při otáčení kuličky k vytlačení maziva z centra kontaktu a ustálení tloušťky filmu na hodnotě cca 15 nm. Obdobné chování mazacího filmu je možno pozorovat na obr. 5.4 f), který popisuje okamžik před změnou smyslu otáčení kuličky. Minimální pozorovaná tloušťka mazacího filmu pro úsek e) až f) (viz obr. 5.1) byla rovna hodnotě 5 nm.

strana

59

tluška filmu, nm

VÝSLEDKY A DISKUSE

300

200

100

a) 0 -200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

b) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

c) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

d) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

e) 0 -200

-150

-100

-50

0

polomr, m

Obr. 5.3 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, a) -20 ms, b) 5 ms, c) 17 ms, d) 33 ms, e) 50 ms.

strana

60

tluška filmu, nm

VÝSLEDKY A DISKUSE

300

200

100

f) 0 -200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

g) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

h) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

i) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

j) 0 -200

-150

-100

-50

0

polomr, m

Obr. 5.4 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, f) 82 ms, g) 91 ms, h) 95 ms, i) 101 ms, j) 130 ms.

strana

61

VÝSLEDKY A DISKUSE

centr. tluška filmu, nm

Zásadní změnu v chování mazacího filmu je možno pozorovat v čase t = 90 ms, kdy opět dochází ke změně smyslu otáčení ocelové kuličky. Tuto situaci blíže popisuje obr. 5.4 g). Z obrázku je patrné, že při druhé změně smyslu otáčení ocelové kuličky došlo k prolomení mazacího filmu a tím k přímému kontaktu kuličky a disku. Jev prolomení mazacího filmu byl pozorován v 50 % experimentů provedených za totožných okrajových podmínek. Příčina porušení spojitosti filmu může být shledána v opětovném poklesu tloušťky filmu na vstupu maziva do kontaktu v okamžiku změny smyslu otáčení ocelové kuličky. V prvním případě změny smyslu otáčení, v bodě d) (viz obr. 5.1), byly kontaktní povrchy v okamžiku náhlého zpomalení a reverzace odděleny mazacím filmem o značné tloušťce. Přestože při první reverzaci byl pozorván úbytek tloušťky maziva na vstupu o hodnotu cca 70 nm, nedošlo k prolomení mazacího filmu vlivem vtlačeného maziva v kontaktu. Při druhé změně smyslu otáčení kuličky, který je popsán bodem g) (viz obr. 5.1), jsou však kontaktní plochy odděleny pouze tenkou vrstvou maziva o tloušťce v řádech jednotek nanometrů. Případný nedostatek maziva na vstupu do kontaktu může zapříčinit prolomení mazacího filmu a přímý styk kontaktních ploch. Druhým z uvažovaných mechanismů, který může mít podíl na prolomení mazacího filmu v popisovaném okamžiku a který bude dále diskutován, je oddělení vrstvy maziva od kontaktní plochy vlivem překročení mezní hodnoty smykového napětí maziva. K opětovnému plnému zaplavení kontaktu dochází v čase t = 93 ms. 200 150 100 50 0

0

25

50

75

100

125

150

as, ms

Obr. 5.5 Průběh centr. tloušťky mazacího filmu v rovině valení.

Následný nárůst rychlosti kuličky opět navýší hodnotu tloušťky mazacího filmu. Pro maximální hodnotu rychlosti v čase t = 101 ms byla pozorována centrální tloušťka mazacího filmu cca 190 nm. V čase t = 121 ms experiment končí ustálením obvodové rychlosti kuličky na stejné hodnotě jako je obvodová rychlost disku. Zároveň dochází k ustálení tloušťky mazacího filmu na hodnotě cca 30 nm. Ta je srovnatelná s hodnotou na počátku experimentu. Prezentovaný rozbor experimentu v jednotlivých krocích poukazuje na fakt, že pro okamžiky, kdy střední hodnota rychlosti povrchů je rovna nule, nedochází k poklesu tloušťky mazacího filmu na nulovou hodnotu. Situace je přehledně popsána na obr. 5.5, který zobrazuje průběh změny centrální tloušťky mazacího filmu v čase. Maximální hodnoty tloušťky filmu byly pozorovány pro maximální hodnoty střední rychlosti povrchů. Dramatická změna tloušťky mazacího filmu byla zaznamenána v okamžiku změny smyslu otáčení jednoho z kontaktních povrchů, kdy vlivem nedostatku maziva na strana

62

VÝSLEDKY A DISKUSE

novém vstupu maziva do kontaktu došlo k prudkému poklesu tloušťky filmu v okrajových částech kontaktu. Při následném průchodu hodnoty střední rychlosti povrchů skrze nulovou hranici byly třecí povrchy odděleny mazivem o vysoké viskozitě, které setrvalo v kontaktu po předchozím náhlém snížení obvodové rychlosti ocelové kuličky, a které bylo uzavřeno v oblasti kontaktu vlivem poklesu tloušťky filmu v okrajových částech kontaktu [10], [12], [14].

Obr. 5.6 Série interferogramů popisující protržení a znovuobnovení mazacího filmu.

Při druhé změně smyslu otáčení ocelové kuličky bylo v 50 % experimentů pozorováno protržení mazacího filmu. Tento jev může být způsoben nedostatkem maziva na novém vstupu maziva do kontaktu. Proces protržení mazacího filmu, který je zobrazen na obr. 5.6, zároveň vykazuje shodné chování, které ve své práci prezentoval Kaneta [45]. Tato poukazovala na fakt, že pro jistou kombinaci okrajových podmínek může vlivem vysokého smykového napětí v mazivu dojít k porušení adhezních sil a k oddělení vrstvy maziva od třecího povrchu. Zároveň při překročení meze smykové kapacity maziva může dojít k porušení soudržnosti vrstvy maziva jako takové. Předpokládá se, že hodnota smykové kapacity maziva je závislá na kombinaci okrajových podmínek jako je teplota maziva v kontaktu, drsnost kontaktních povrchů, poměr kluz – valení, zatížení a reologické vlastnosti maziva [46], [47]. Bylo zjištěno, že pro vysoké hodnoty poměru kluz – valení dochází k porušení mazacího filmu v oblasti vstupu maziva do kontaktu. Průběh změny parametru kluz – valení, pro popisovaný experiment, je zobrazen na obr. 5.7. Přestože byla provedena řada experimentů se shodnými okrajovými podmínkami i pro jiné typy povrchů kontaktních těles, porušení mazacího filmu bylo zaznamenáno pouze v případě užití ocelové kuličky s povrchem upraveným leštěním.

pomr kluz-valení

15 10 5 0 -5

-25

0

25

50

75

100

125

150

-10 -15 -20 -25

as, ms

Obr. 5.7 Průběh parametru Σ (kluz – valení) v čase.

strana

63

tluška filmu, nm

VÝSLEDKY A DISKUSE

300

200

100

a) 0 -200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

b) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

c) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

d) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

e) 0 -200

-150

-100

-50

0

polomr, m

Obr. 5.8 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, a) -20 ms, b) 5 ms, c) 17 ms, d) 33 ms, e) 50 ms.

strana

64

tluška filmu, nm

VÝSLEDKY A DISKUSE

300

200

100

f) 0 -200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

g) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

h) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

i) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 300

200

100

j) 0 -200

-150

-100

-50

0

polomr, m

Obr. 5.9 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, f) 82 ms, g) 91 ms, h) 95 ms, i) 101 ms, j) 130 ms.

strana

65

VÝSLEDKY A DISKUSE

Druhým z testovaných povrchů byl povrch neupravený, který nese stopy po dokončovacích operacích charakteristických pro výrobu valivých elementů valivých ložisek. Na obr. 5.8 a obr. 5.9 jsou zobrazeny interferogramy spolu s profily mazacího filmu v rovině valení pro shodné okamžiky, jako tomu bylo u kuličky s leštěným povrchem viz obr. 5.1 a). Z posloupnosti profilů je možno vypozorovat obdobné chování jako v případě kuličky s leštěným povrchem. Obdobně jako u předchozího případu byla minimální tloušťka filmu pozorována v okamžiku druhé změny smyslu otáčení ocelové kuličky. V tomto okamžiku dochází k poklesu tloušťky mazacího filmu na vstupu do kontaktu na hodnotu 3 nm. Detailním vyhodnocením pohybu oblasti snížené tloušťky filmu napříč plochou kontaktu vzhledem k nerovnostem na povrchu kuličky bylo zjištěno, že tato oblast prochází kontaktem rychlostí nižší, než je obvodová rychlost ocelové kuličky. Uvažuje se tedy, že tato oblast tvaru srpku prochází plochou kontaktu rychlostí srovnatelnou se střední rychlostí povrchů. Ani v jednom ze série provedených experimentů však nebylo pozorováno prolomení mazacího filmu. Rýhy na povrchu, vytvořené dokončovacími operacemi při obrábění, se chovají jako lokální mikro-zásobníky maziva, které lokálně navyšují tloušťku mazacího filmu a za podmínek kluz – valení pro Σ = 0 dochází k jeho uvolňování z prohlubní na povrchu. Tento mechanismus, za jistých podmínek, napomáhá lépe oddělovat třecí povrchy vrstvou maziva. Posledním z testovaných povrchů byl povrch cíleně modifikovaný opatřený maticí mikrovtisků. Cílem bylo určit vliv mikrovtisků na povrchu jednoho z kontaktních těles na utváření mazacího filmu uvnitř kontaktu při dynamické změně střední rychlosti povrchů. Na obr. 5.10 jsou zobrazeny interferogramy spolu s profily mazacího filmu v rovině valení pro vybrané časové okamžiky. Vybrány byly pouze okamžiky popisující kritické fáze cyklu, jako je např. okamžik druhé reverzace pohybu ocelové kuličky, kde v předchozích případech byla pozorována nejmenší tloušťka maziva popř. prolomení mazacího filmu, nebo okamžiky, kdy mazivo emitované z mikrovtisků zásadním způsobem napomáhá navýšení tloušťky mazacího filmu. Okamžiky pro maximální střední rychlost povrchů popř. pro fáze akcelerace nebyly uvažovány vzhledem k dostatečné tloušťce maziva oddělující třecí povrchy, kde mazivo emitované z mikrovtisků nemá žádný významný vliv na tloušťku mazacího filmu. V čase t = −20 ms je obvodová rychlost kuličky i disku shodná stejně jako smysl otáčení obou povrchů. Z obr. 5.10 a) je patrné, že tloušťka filmu je srovnatelná s předchozími dvěma popisovanými případy a navýšení tloušťky filmu má pouze lokální charakter v místě vtisků. Odlišné chování maziva je možno pozorovat v čase t = 33 ms, který popisuje okamžik po první změně smyslu otáčení ocelové kuličky. Na přiloženého interferogramu lze pozorovat navýšení tloušťky mazacího filmu v obou směrech napravo i nalevo od vtisku. Efekt je právě způsoben změnou smyslu otáčení ocelové kuličky, která zároveň zapříčinila oddělení uvolněného maziva z mikrovtisku lokálním poklesem tloušťky filmu v levé části řezu kontaktem na obr. 5.10 d). Napravo od vtisku je jasně viditelná oblast zvýšené tloušťky maziva.

strana

66

tluška filmu, nm

VÝSLEDKY A DISKUSE

400 300 200 100

a) 0 -200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

50

100

150

200

tluška filmu, nm

polomr, m 400 300 200 100

d) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 400 300 200 100

f) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 400 300 200 100

g) 0 -200

-150

-100

-50

0

tluška filmu, nm

polomr, m 400 300 200 100

j) 0 -200

-150

-100

-50

0

polomr, m

Obr. 5.10 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, a) -20 ms, d) 33 ms, f) 82 ms, g) 91 ms, j) 130 ms.

strana

67

VÝSLEDKY A DISKUSE

tlouška filmu, nm

V čase t = 82 ms se oba kontaktní povrchy otáčejí konstantní rychlostí s rozdílným smyslem otáčení. V okrajových částech kontaktu je možno pozorovat tloušťku maziva srovnatelnou s hodnotami, které byly pro stejný časový okamžik pozorovány pro kuličku s leštěným a reálným povrchem. Tloušťka filmu uvnitř kontaktu je však ovlivněna mazivem, které je emitováno z mikrovtisků. Nejvyšší tloušťka filmu byla pozorována ve stopě za mikrovtisky. Vlivem vysoké viskozity maziva v kontaktu nedochází k rozprostření emitovaného maziva do celé plochy kontaktu a toto zůstává zformováno ve tvaru stop o celkové šířce srovnatelné s průměrem základny mikrovtisku. V prostoru mezi jednotlivými stopami maziva byla pozorována vyšší tloušťka filmu, než tomu bylo v případě kuličky s leštěným povrchem popř. povrchem s reálnou drsností. Zároveň bylo pro daný okamžik pozorováno oddělení oblasti se zvýšenou tloušťkou mazacího filmu od vtisku, ze kterého bylo toto mazivo emitováno. Tento efekt může být způsoben vyčerpáním maziva z oblasti mikrovtisku. Na obr. 5.10 g) je zaznamenána druhá změna smyslu otáčení ocelové kuličky. V návaznosti na předchozí dva experimenty bylo potvrzeno, že se jedná o kritickou fázi cyklu, při které byla pozorována nejmenší tloušťka mazacího filmu. V žádném z řady provedených experimentů nebylo, při použití kuličky s modifikovaným povrchem, zaznamenáno prolomení mazacího filmu. Nejmenší tloušťka mazacího filmu byla opět pozorována v okamžiku druhé změny smyslu otáčení kuličky, přičemž její hodnota byla rovna 5 nm. Z přiloženého interferogramu na obr. 5.10 j) je patrné, že mazivo emitované z mikrovtisků zužuje šířku oblasti se sníženou tloušťkou mazacího filmu. Tato ve tvaru srpku prochází plochou kontaktu rychlostí srovnatelnou se střední rychlostí povrchů. 400 mikrovtisky mikrovtisky leštný povrch leštný povrch reálná drsnost drsnost reálná

300 200 100 0 -200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

polomr, m

Obr. 5.11 Srovnání profilů mazacího filmu pro kritickou fázi cyklu pro tři typy povrchů ocelové kuličky v čase t = 91 ms.

Z předchozího popisu změny tloušťky mazacího filmu v závislosti na změně střední rychlosti a typu povrchu kontaktních těles je zřejmé, že kritickými jsou právě okamžiky změny smyslu otáčení ocelové kuličky, kdy byl pro všechny typy povrchů sledován rapidní úbytek maziva na vstupu do kontaktu. V případě první změny dochází k poklesu maziva v okrajových částech kontaktu a k uzavření maziva s vysokou viskozitou uvnitř kontaktu [10], [12], [14]. Okamžik zaznamenávající druhou změnu smyslu otáčení kuličky je pro všechny tři typy povrchů zobrazen na obr. 5.11. strana

68

VÝSLEDKY A DISKUSE

Z obrázku je patrné prolomení mazacího filmu pro leštěný povrch kuličky, přičemž tento jev byl pozorován v 50 % provedených experimentů. V případě ocelové kuličky s reálnou drsností nebylo pozorováno prolomení mazacího filmu, přičemž tloušťka filmu v pravé části řezu vykazuje vysokou shodu s průběhem tloušťky filmu pro leštěný povrch kuličky. Rozdílné chování maziva je patrné v levé části řezu kontaktní oblastí, kde dochází k nárůstu tloušťky mazacího filmu na vstupu maziva do kontaktu. Největší tloušťka mazacího filmu byla pozorována pro případ kuličky, jejíž povrch byl cíleně modifikován. Zároveň je možno pozorovat mírné posunutí oblasti s minimální tloušťkou mazacího filmu vůči ostatním profilům, které je způsobeno mazivem uvolněným z mikrovtisků. 300 mikrovtisky mikrovtisky povrch leštný leštný povrch reálná drsnost reálná drsnost

200

tlouška filmu, nm

tlouška filmu, nm

300

100

a) 0 -200

-150

-100

-50

0

polomr, m

50

100

150

200

mikrovtisky mikrovtisky povrch leštný leštný povrch reálná drsnost reálná drsnost

200

100

b) 0 -200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

polomr, m

Obr. 5.12 Srovnání profilů mazacího filmu pro minimální hodnotu střední rychlosti povrchů pro tři typy povrchů ocelové kuličky v čase t = 62 ms.

Jako druhou kritickou fázi cyklu je možno označit úsek d) – f) z obr. 5.1, v němž se kontaktní povrchy pohybují proti sobě relativně nízkou rychlostí. Srovnání profilů mazacího filmu v čase t = 62 ms, který leží přesně v polovině úseku d) – f), je uvedeno na obr. 5.12. Z obr. 5.12 a) je zřejmé, že mazivo emitované z mikrovtisků významnou měrou napomáhá oddělit třecí povrchy, zejména v centrální oblasti kontaktu. V okrajových částech kontaktu je možno pozorovat tloušťku filmu srovnatelnou s hodnotami pro kuličku s reálnou drsností. Nejmenší tloušťka filmu, v řádu jednotek nanometrů, byla pozorována pro kuličku s leštěným povrchem. Na obr. 5.12 b) je zobrazen profil mazacího filmu, přičemž v případě povrchu s mikrovtisky byl řez veden v oblasti mezi jednotlivými stopami maziva emitovaného z mikrovtisků. Z obrázku je patrné, že největší tloušťka mazacího filmu byla pozorována pro cíleně modifikovaný povrch a nejnižší tloušťka byla, stejně jako v předchozím případě, pozorována pro leštěný povrch. Nicméně odchylky tloušťky filmu, pro dané umístění řezu, se pohybují pouze v řádu jednotek nanometrů. Zhodnocením výsledků z naměřených dat je možno prohlásit, že pro zlepšení podmínek mazání v průběhu cyklu by bylo vhodnější trojúhelníkové uspořádání mikrovtisků [44] namísto použitého obdélníkového, které neumožňuje ovlivnit tloušťku mazacího filmu v celé ploše kontaktu.

strana

69

VÝSLEDKY A DISKUSE

5.1.3

Maziva s vysokou viskozitou – LSBS

Pro okrajové podmínky popsané v kap. 5.1.1 byla provedena série experimentů, zkoumající vliv dynamické změny střední rychlosti povrchů na tloušťku mazacího filmu, přičemž pro experiment bylo použito mazivo LSBS s dynamickou viskozitou řádově vyšší, než tomu bylo v případě maziva HPO200. Experimentálně získané výsledky mj. sloužily jako srovnávací data pro ověření numerického modelu [48]. Vlivem vysoké rychlosti třecích povrchů a vysoké hodnoty viskozity testovaného maziva dochází pro maximální hodnoty střední rychlosti povrchů k nárůstu tloušťky mazacího filmu nad hranici 1 μm. Při takto tlustých mazacích filmech dochází k prudkému snížení kontrastu snímaného interferogramu a zároveň ke značnému omezení barevného prostoru, který v sobě nese informaci o tloušťce mazacího filmu. Na obr. 5.13 je pro příklad uvedeno srovnání snímků pro maximální hodnotu střední rychlosti povrchů pro maziva HPO200, jehož chování bylo popsáno v kap. 5.1.2, a mazivo LSBS. V případě nízkokontrastních snímků metoda kolorimetrické interferometrie [40] selhává jakožto nástroj pro zpětnou rekonstrukci tvaru mazacího filmu z nasnímaných dat. Z tohoto důvodu bylo provedeno vyhodnocení tloušťky mazacího filmu pouze v úseku vyznačeném na obr. 5.1 b), který zahrnuje okamžik změny smyslu otáčení ocelové kuličky spolu s úsekem, kde se kontaktní povrchy pohybují relativně nízkou rychlostí s opačným smyslem otáčení. Na obr. 5.15 je proveden rozbor chování mazacího filmu ve výše popsaných okamžicích. V čase t = −20 ms, který předchází samotné dynamické změně rychlosti, je možno pozorovat ustálenou tloušťku mazacího filmu pro okamžik, kdy se oba kontaktní povrchy pohybují stejnou rychlostí se stejným smyslem otáčení. Pro tento okamžik je centrální tloušťka mazacího filmu ustálena na hodnotě 534 nm. Při první změně smyslu otáčené ocelové kuličky dochází opět k razantnímu úbytku maziva v okrajové části kontaktu a k následovnému vytlačení maziva s vysokou viskozitou z centrální oblasti kontaktu vlivem pohybu obou kontaktních ploch. Situaci dokumentuje obr. 5.15 l). Následné chování mazacího filmu je možno srovnat s chováním, které ve své práci popsal Kaneta a kol. [49]. V úseku l) – o) z obr. 5.1 dochází k tvorbě tzv. centrálního důlku, který byl pozorován a popsán Kanetou. V práci je tento jev popsán jako abnormální fenomén, který byl studován pro případ kruhového kontaktu za podmínek kluz – valení pro Σ = 0. Experimentální studie se zabývala analýzou vlivu okrajových podmínek jako jsou rychlost kontaktních povrchů, poměr kluz – valení a materiál kontaktních těles na tvorbu a tvar

Obr. 5.13 Srovnání interferogramů pro max. hodnotu střední rychlosti povrchů, a) HPO200, b) LSBS.

strana

70

VÝSLEDKY A DISKUSE

centrálního důlku. Bylo zjištěno, že pro případ vysokého rozdílu modulů pružnosti těles v kontaktu, jako je tomu např. pro konfiguraci ocelová kulička a skleněný disk, byl pozorován výskyt centrálního důlku, zejména pak pro případ kdy Σ ∈ < 2, 4 >. V případě záporných hodnot parametru Σ nebyl zaznamenán výskyt centrálního důlku. Při záměně skleněného disku za disk safírový došlo k poklesu rozdílu hodnot modulů pružnosti kuličky a disku, což způsobilo značnou redukci hloubky centrálního důlku, který byl pozorován v intervalu Σ ∈ < −2, 2 >. Jako základní mechanismus tvorby centrálního důlku bylo označeno vtažení maziva, které ulpívá na povrchu s vyšší obvodovou rychlostí, do prostoru kontaktu a jeho vtlačení mezi plochu na které mazivo ulpělo, a oblast snížené tloušťky mazacího filmu tvaru podkovy, která se nachází v oblasti výstupu maziva z kontaktu.

Obr. 5.14 Srovnání výsledků experimentálního měření a numerické simulace [48].

V případě experimentu, který je popsán sérií interferogramů na obr. 5.15, je však patrné, že k tvorbě centrálního důlku dochází periodicky. Tento jev byl pozorován za podmínek kdy Σ ∈ < −7, −5 >, a kdy rychlejším z povrchů byla ocelová kulička nikoli skleněný disk, jak tomu bylo v případě experimentu Kanety. Jako jedna z možných hlavních příčin, ovlivňující tvorbu centrálního důlku, může být uvažována pozvolná změna hodnoty parametru Σ v průběhu fáze reverzace. Tento jev je způsoben setrvačností systému, kdy při náhlém snížení obvodové rychlosti ocelové kuličky dochází k jejímu poklesu pod nominální hodnotu. Následné ustálení rychlosti na nominální hodnotě trvá cca 12 ms. Při vyhodnocení nasnímaných dat nebyla zaznamenána žádná změna v zatížení kontaktu, a proto je možno tento aspekt vyloučit ze skupiny možných příčin cyklické změny polohy a tvaru centrálního důlku. Ve spolupráci se zahraničním partnerem byly naměřené výsledky zároveň použity jako srovnávací data pro stanovení míry shody mezi experimentálním měřením a numerickou simulací pro shodné okrajové podmínky viz. obr. 5.14.

strana

71

tluška filmu, nm

VÝSLEDKY A DISKUSE

800 700 600 500 400 300 200 100 0 -250

k) -150

-50

50

150

250

150

250

150

250

150

250

150

250

tluška filmu, nm

polomr, m 800 700 600 500 400 300 200 100 0 -250

l) -150

-50

50

tluška filmu, nm

polomr, m 800 700 600 500 400 300 200 100 0 -250

m) -150

-50

50

tluška filmu, nm

polomr, m 800 700 600 500 400 300 200 100 0 -250

n) -150

-50

50

tluška filmu, nm

polomr, m 800 700 600 500 400 300 200 100 0 -250

o) -150

-50

50

polomr, m

Obr. 5.15 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, k) -20 ms, l) 35 ms, m) 52 ms, n) 67 ms, o) 86 ms.

strana

72

VÝSLEDKY A DISKUSE

5.2 5.2.1

Experimentální studium chování mazacího filmu při dynamické změně zatížení třecích povrchů Popis experimentu

Kontaktní tělesa použitá pro experimenty s proměnným zatížením jsou svými materiálovými charakteristikami, geometrií a strukturou povrchu shodné s těmi, které jsou detailně popsány v kap. 5.1.1. Konkrétně se jedná o skleněný disk, který je opatřen chromovou a antireflexní vrstvou, a ocelovou kuličku o průměru 25,4 mm, jejíž povrch byl dodatečně upraven leštěním. Povrch kuličky se tedy shoduje s povrchem druhého typu z předcházející kapitoly, jehož průměrná aritmetická úchylka profilu povrchu je cca Ra = 0, 003 μm. Dalším z použitých kontaktních těles je ocelový soudeček, který byl použit pro experimentální měření při použití sinusové změny zatížení. Geometrie soudečku je popsána parametrem elipticity

Ry k = 1, 03 Rx

0,64

(5.1)

kde Rx a Ry jsou redukované poloměry křivosti povrchu ve směrech os x a y, které je možno vyjádřit ze vztahu r1x,1y · r2x,2y Rx,y = (5.2) r1x,1y + r2x,2y kde r1x,1y a r2x,2y jsou poloměry křivosti povrchu pro těleso 1 popř. 2 ve směrech os x a y. Pro potřeby experimentu byl použit soudeček z ložiskové oceli (AISI 52100, ekvivalent ČSN 14 109) s parametrem elipticity k = 2, 95, Youngovým modulem pružnosti E = 212 GPa a Poissonovým poměrem μ = 0, 28. Ocelový soudeček je plně prokalen v celém svém objemu s hodnotou tvrdosti v intervalu 60 – 66 HRC. Struktura povrchu odpovídá povrchu druhého typu z předcházející kapitoly, tedy povrch upravený leštěním, jehož průměrná aritmetická úchylka profilu je cca Ra = 0, 003 μm. Pro experimentální výzkum vlivu změny zatížení na tvar a chování mazacího filmu v EHL kontaktu byly použity dva typy zátěžového pulzu. Prvním typem pulzu je skoková změna zatížení, jejíž průběh je zobrazen na obr. 5.16. Uvedený obrázek popisuje změnu délky piezo-motoru, který jakožto jediný akční člen pákového mechanismu ovládá zatížení kontaktu. Z vykresleného průběhu vyplývá, že nastavený časový interval pro změnu zatížení je stanoven na 0,12 s a za tento čas dojde k posunu vrcholu piezo-motoru o 30 μm. Změna polohy vrcholu piezo-motoru o udanou vzdálenost pro dané okrajové podmínky zajistí změnu zatížení v kontaktu o cca 20 N. Princip funkce zatěžovacího mechanismu je patrný z obr. 4.6. Druhým z použitých zátěžných pulzů je harmonická změna zatížení, jejíž průběh je popsán na obr. 5.17. Doba trvání zátěžného pulzu, pro frekvenci opakování pulzů 40 Hz, byla stanovena na 25 ms. V daném časovém intervalu dochází ke změně polohy vrcholu piezo-motoru o 40 μm, která má za následek změnu kontaktního zatížení o cca 23 N. Výzkum vlivu změny zatížení byl zaměřen pouze na aplikace jednoho zátěžného pulzu. V případě série pulzů byl pozorován negativní vliv parazitních vibrací, které byly generovány pohyblivými hmotami experimentálního zařízení. Tyto vibrace nepříznivě ovlivnily plánovaný model změny zatížení a znemožnili opakovatelnost měření. strana

73

VÝSLEDKY A DISKUSE

Pro všechny typy experimentů zabývajících se změnou zatížení byl použit základový minerální olej s označením LSBS. Experimenty byly provedeny při pokojové teplotě 23 ◦ C, pro niž je dynamická viskozita maziva rovna ηLSBS = 0, 69 Pa · s.

Obr. 5.16 Skoková změna zatížení.

5.2.2

Obr. 5.17 Harmonická změna zatížení.

Kruhový kontakt

Prvním typem experimentu, který byl proveden za účelem zjištění vlivu dynamické změny zatížení na chování a tloušťku mazacího filmu, byla skoková změna zatížení kruhového kontaktu. Experiment zároveň sloužil k ověření funkčnosti navrženého konceptu změny zatížení kontaktu, který je detailněji popsán v kap. 4.1.1. Provedeny byly dvě série experimentů zkoumající vliv změny střední rychlosti povrchů a rozdílu minimální a maximální zatěžující síly na tloušťku a profil mazacího filmu. Pro první sérii experimentů byla fixována hodnota minimálního a maximálního zatížení kontaktu, přičemž jednotlivé experimenty se lišily pouze hodnotou střední rychlosti povrchů, která byla v průběhu celého měření konstantní. Na obr. 5.18 jsou graficky shrnuty výsledky provedených měření pro různé hodnoty střední rychlosti povrchů. Experimenty byly provedeny za podmínek čistého valení (Σ = 0) s počáteční hodnotou zatížení kontaktních ploch Fmin = 13, 63 N (pmin = 397, 5 MPa) a maximální hodnotou zatížení Fmax = 37 N (pmax = 554, 6 MPa). Při skokové změně zatížení dochází k náhlé změně velikosti kontaktní plochy. Mazivo vstupující do kontaktu v okamžiku změny zatížení je za hranicí původní plochy kontaktu stlačeno mezi kontaktními povrchy. Vlivem viskózně-tlakového chování dochází k prudkému navýšení viskozity maziva na vstupu do kontaktu a jeho zformování do tvaru srpku. Nesymetričnost oblasti zachyceného maziva vzhledem k centrální rovině ve směru valení je způsobena zatěžovacím systémem, kdy je zatížení do kontaktu přeneseno naklopením disku. Vlivem naklopení disku na povrchu kuličky dochází k mírné změně polohy kontaktu. Zachycené mazivo prochází plochou kontaktu v nezměněném tvaru rychlostí srovnatelnou se střední rychlostí povrchů. Skokovým navýšením zatížení však není ovlivněna tloušťka popř. tvar filmu, který se nacházel v kontaktu v době před zatížením. Příčinou je právě vysoká viskozita maziva uvnitř kontaktu. Srovnáním interferogramů a přidružených řezů pro jednotlivá měření je možno pozorovat změnu polohy profilu mazacího filmu. Při použití vyšší střední rychlosti strana

74

VÝSLEDKY A DISKUSE

povrchů dochází k navýšení tloušťky mazacího filmu nad celou plochou kontaktu. Při nejnižší hodnotě rychlosti jsou kontaktní plochy odděleny mazacím filmem o tloušťce v řádu jednotek nanometrů. Změna střední rychlosti však nemá žádný vliv na maximální výšku maziva, které je uzavřeno oblasti tvaru srpku. Srovnáním jednotlivých profilů bylo zjištěno navýšení tloušťky mazacího filmu v místě srpkovité oblasti o cca 135 nm nezávisle na hodnotě střední rychlosti. Důležitým jevem je také snížení objemu zachyceného maziva s klesající střední rychlostí povrchů. Mezi faktory, popsané v dosavadních publikacích zabývajících se vlivem náhlé změny zatížení na tvar mazacího filmu, se řadí rozdíl minimálního a maximálního zatížení kontaktu, rychlost změny zatížení, dynamická viskozita maziva při atmosferickém tlaku η0 a viskóznětlakový koeficient α [3], [5], [6], [7]. Žádná ze známých publikací se nezabývá vlivem střední rychlosti povrchů na množství zachyceného maziva. Z přiložených řezů je patrné, že při snižování hodnoty střední rychlosti dochází ke zužování oblasti s navýšenou tloušťkou mazacího filmu. Zároveň roste strmost stěn ohraničujících danou oblast. Předpokládá se, že při nižší rychlosti třecích povrchů má mazivo více času uniknout z oblasti kontaktu v okamžiku změny zatížení. Druhá série experimentů je zaměřena na zjištění vlivu rozdílu minimální a maximální zatěžující síly za podmínek čistého valení, kdy pro všechny experimenty dané série byla zachována hodnota střední rychlosti povrchů. Na obr. 5.19 jsou graficky shrnuty výsledky provedených měření pro různé hodnoty rozdílu Fmax a Fmin . Z uvedeného obrázku je patrné, že pro všechny tři experimenty nedochází ke změně základní tloušťky filmu oddělujícího kontaktní povrchy, která pro konstantní rychlost u = 0, 369 mm · s−1 nabývá hodnoty cca 20 nm. Změna rozdílu zatěžujících sil má však zásadní vliv na množství maziva, které je zachyceno na vstupu do kontaktu. Bylo prokázáno, že se snižujícím se hodnotou rozdílu dochází k úbytku v množství zachyceného maziva. Mechanismus vytvoření oblasti se zvýšenou tloušťkou mazacího filmu je shodný s předchozím případem. S klesající hodnotou rozdílu zatížení také klesá velikost oblasti, o kterou se, po změně zatížení, původní plocha kontaktu navýší. Vyhodnocením experimentů bylo zjištěno, při daných okrajových podmínkách, že pro hodnotu maximální zatěžující sily Fmax < 30 N je oblast zachycení maziva na vstupu do kontaktu nepozorovatelná. Pro nízké hodnoty Fmax dochází při změně zatížení k vytlačení maziva z oblasti vstupu a toto následně obtéká plochu kontaktu. Druhým provedeným typem experimentálního měření byla aplikace harmonického pulzu pro účel změny zatížení (obr. 5.17). Sledována byla zejména změna chování maziva v návaznosti na změnu frekvence pulzu, která zároveň vymezuje dobu trvání pulzu, popř. vliv střední rychlosti na množství zachyceného maziva a tvar mazacího filmu. Na obr. 5.20 jsou zobrazeny zpracované výsledky tří měření s rozdílnými hodnotami frekvence pulzu. Experimenty byly provedeny za podmínek čistého valení (Σ = 0) s konstantní hodnotou střední rychlostí povrchů u = 4 mm · s−1 v průběhu celého experimentu.

strana

75

VÝSLEDKY A DISKUSE

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

a) 200 100 0 -200

-100

0

100

200

300 200 100 0 -200

-100

polomr, m

0

100

200

100

200

100

200

polomr, m

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

b) 200 100 0 -200

-100

0

100

200

300 200 100 0 -200

-100

0

polomr, m

polomr, m

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

c) 200 100 0 -200

-100

0

polomr, m

100

200

300 200 100 0 -200

-100

0

polomr, m

Obr. 5.18 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro skokovou změnu zatížení pro Fmin = 13, 63 N a Fmax = 37 N, a) u1 = 0, 739 mm · s−1 , b) u2 = 0, 369 mm · s−1 , c) u3 = 0, 185 mm · s−1 .

strana

76

VÝSLEDKY A DISKUSE

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

a) 200 100 0 -200

-100

0

100

200

300 200 100 0 -200

-100

0

100

200

100

200

100

200

polomr, m

polomr, m

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

b) 200 100 0 -200

-100

0

100

200

300 200 100 0 -200

-100

polomr, m

0

polomr, m

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

c) 200 100 0 -200

-100

0

polomr, m

100

200

300 200 100 0 -200

-100

0

polomr, m

Obr. 5.19 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro skokovou změnu zatížení pro u = 0, 369 mm · s−1 , a) Fmin1 = 13, 63 N a Fmax1 = 37 N, b) Fmin2 = 13, 63 N a Fmax2 = 34, 8 N, c) Fmin3 = 13, 63 N a Fmax3 = 32, 6 N.

strana

77

VÝSLEDKY A DISKUSE

Nepříznivým pozorovaným jevem bylo rozkmitání experimentálního zařízení v okamžiku vybuzení zátěžného pulzu. Projev vybuzených pulzací je zřetelný zejména v závěrečné fázi experimentu, kdy je možno pozorovat opětovný mírný nárůst kontaktní plochy a opětovné zachycení části maziva na vstupu do kontaktu. Pro frekvence nižší než 10 Hz nebylo zjištěno rozkmitání experimentální aparatury. Z obr. 5.20 je patrné, že parametry pulzu značnou měrou ovlivňují množství zachyceného maziva spolu s tvarem oblasti zvýšené tloušťky mazacího filmu. Náhlé navýšení zatížení kontaktu způsobí zvětšení kontaktní plochy, což má za následek vytvoření oblasti se zvýšenou tloušťkou mazacího filmu na vstupu maziva do kontaktu. Tato je zformována na hranici původní kontaktní oblasti. Mazivo na vstupu do kontaktu je stlačeno kontaktními plochami v okamžiku zvětšení plochy kontaktu. Vlivem viskózně-tlakového chování maziva dochází k prudkému nárůstu viskozity maziva, které je zformováno do oblasti srpku. Tato oblast prochází plochou kontaktu rychlostí srovnatelnou se střední rychlostí povrchů. Náhlý pokles zatížení má za následek zmenšení kontaktní plochy, a v návaznosti na tuto akci dochází k poklesu tloušťky maziva na vstupu do kontaktu. Tento jev diskutoval Kaneta [5] jako následek vytvoření vzduchových bublin při náhlém snížení zatížení kontaktu. Bubliny uvnitř maziva způsobují pokles tloušťky mazacího filmu na vstupu do kontaktu, který je možno pozorovat pro všechny frekvence zátěžného pulzu. Nárůst ani pokles zatížení nemají vliv na tloušťku popř. profil mazacího filmu, který se již nachází nad plochou kontaktu v okamžiku zatížení. Tento jev je způsoben vysokou viskozitou maziva. To se při vysokém zatížení, které je možno pozorovat v EHL kontaktech, chová jako tuhé těleso. Oblast snížení tloušťky filmu se také pohybuje napříč plochou kontaktu rychlostí srovnatelnou se střední rychlostí povrchů. Z centrálních řezů kontaktní oblastí ve směru valení z obr. 5.20 vyplývá, že s klesající hodnotou frekvence pulzů, tedy s narůstající dobou trvání jednoho pulzu, dochází k zachycení menšího množství maziva na vstupu do kontaktu v okamžiku změny zatížení. Předpokládá se, že pro nižší frekvence změny zatížení je rychlost přibližování kontaktních ploch natolik malá, že namísto efektu vtlačeného filmu dochází k postupnému vytlačení maziva vstupujícího do kontaktu. Mazivo je vytlačeno pomalu přibližujícími se kontaktními plochami do okolí kontaktu, přičemž pro malé frekvence změny zatížení je určujícím faktorem pro tloušťku mazacího filmu střední rychlost povrchů. Zároveň, obdobně jako v předchozím případě pro skokovou změnu zatížení, byl zaznamenán vliv střední rychlosti povrchů na množství zachyceného maziva. Pro nízké hodnoty střední rychlosti dochází k posunu profilu mazacího filmu směrem k nižším hodnotám a zároveň dochází k redukci množství zachyceného maziva v okamžiku změny zatížení.

strana

78

VÝSLEDKY A DISKUSE

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

a) 200 100 0 -200

-100

0

100

200

300 200 100 0 -200

-100

polomr, m

0

100

200

100

200

100

200

polomr, m

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

b) 200 100 0 -200

-100

0

100

200

300 200 100 0 -200

-100

polomr, m

0

polomr, m

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

c) 200 100 0 -200

-100

0

polomr, m

100

200

300 200 100 0 -200

-100

0

polomr, m

Obr. 5.20 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro harmonickou změnu zatížení pro u = 4 mm · s−1 , Fmin = 12, 15 N a Fmax = 24, 4 N, a) f3 = 20 Hz (t3 = 0, 05 s), b) f2 = 30 Hz (t2 = 0, 033 s), c) f1 = 40 Hz (t1 = 0, 025 s).

strana

79

VÝSLEDKY A DISKUSE

5.2.3

Eliptický kontakt

Za účelem detailnějšího popisu chování maziva v EHD mazaném kontaktu bylo přistoupeno k simulaci dynamického zatížení pro eliptický kontakt. Tento je tvořen mezi ocelovým soudečkem s parametrem elipticity k = 2, 95 a skleněným diskem. Série experimentů, zkoumajících odděleně vliv střední rychlosti a doby trvání zátěžného pulzu na chování mazacího filmu, byly provedeny za podmínek čistého valení (Σ = 0). Pro změnu zatížení byl použit harmonický pulz z obr. 5.17. Z obr. 5.22 je patrné, že stejně jako v předchozích případech, pro jinou konfiguraci kontaktních těles, dochází při změně zatížení k zachycení části maziva na vstupu do kontaktu. Jeho množství je však podstatně nižší, než tomu bylo v případě kruhového kontaktu. Zároveň je patrné, že doba trvání zátěžného pulzu není určujícím faktorem ovlivňujícím množství zachyceného maziva. Při poklesu zatížení dochází k poklesu tloušťky mazacího filmu na vstupu do kontaktu. Bylo zjištěno, že pro delší dobu trvání pulzu je redukce tloušťky filmu podstatně výraznější nežli pro pulzy, které proběhly v kratším časovém úseku. Analýzou výsledků bylo zjištěno, že mazací film v eliptickém kontaktu je méně citlivý ke změnám zatížení ve srovnání s výsledky, které byly získány pro kruhový kontakt. Tento fakt lze vysvětlit zejména vyšší relativní tuhostí ocelového soudečku oproti ocelové kuličce [3]. Z tohoto důvodu dochází, pro stejné hodnoty počátečního a koncového zatížení, k menší změně plochy kontaktu, zejména pak ve směru valení. Tento efekt přímo ovlivňuje množství maziva zachyceného v oblasti jeho vstupu do kontaktu, neboť mechanismus vtlačeného filmu je popisován jako náhlé stlačení maziva mezi kontaktními povrchy vlivem změny zatížení, která v důsledku viskóznětlakového chování maziva navýší jeho viskozitu. Pro nízké hodnoty střední rychlosti povrchů a frekvence zátěžného pulzu byl pozorován pokles v množství zachyceného maziva pro počáteční fázi pulzu, kdy dochází k nárůstu zatížení a ke zvětšení kontaktní plochy. V okamžiku poklesu zatížení je možné na obr. 5.21 pozorovat boční výtok maziva, který lze identifikovat pomocí kavitace nacházející se na okrajích hlavních vrcholů eliptického kontaktu. Jedná se o mazivo, které se vlivem poklesu zatížení dostalo za hranici kontaktu a tudíž mimo oblast vysokého tlaku. Náhlým poklesem tlaku dochází k poklesu viskozity maziva a toto je uvolněno do okolí kontaktu.

Obr. 5.21 Chromatické interferogramy dokumentující vytlačení zachyceného maziva z oblasti kosatku pro u = 1 mm · s−1 , Fmin = 14, 1 N, Fmax = 33, 77 N, f = 10 Hz (t1 = 0, 1 s).

strana

80

VÝSLEDKY A DISKUSE

5.3

Význam nově získaných poznatků

Nově získané poznatky v oblasti výzkumu chování maziva v EHL kontaktu napomáhají objasnit vliv jednotlivých provozních parametrů na chování mazacího filmu. Disertační práce navazuje na již publikované poznatky týkající se vlivu nestacionárních provozních podmínek na chování mazacího filmu a tyto dále rozšiřuje. - Pro případ zjednodušené simulace kontaktu vačky a plochého zdvihátka, využitím rychlostního profilu popisujícího změnu rychlosti kontaktního bodu, byl analyzován vliv topografie povrchu na chování mazacího filmu. Bylo zjištěno, že pro konfigurace povrchů s nízkou hodnotou průměrné aritmetické úchylky profilu, dochází k tvorbě tenčích mazacích filmů ve srovnání s povrchem s reálnou drsností popř. cíleně modifikovaným povrchem. - Pro případ dynamické změny rychlosti, kterou popisuje disertační práce, při použití kontaktních těles s modifikovanou strukturou povrchu se jeví jako nejvhodnější trojúhelníkové uspořádání mikrovtisků spíše než obdélníkové, které ovlivňuje tloušťku mazacího filmu pouze lokálně. - Část výsledků, popisujících vliv dynamické změny rychlosti na chování mazacího filmu, byla také využita jako srovnávací data pro stanovení odchylky výsledků získaných numerickým řešením daného problému pro shodné okrajové podmínky, které byly použity při experimentálním měření. Význam vývoje nových numerických metod spočívá převážně v možnosti rychle a přesně predikovat chování maziva v EHL kontaktu pro dané okrajové podmínky bez nutnosti speciálního experimentálního zařízení, které by umožňovalo simulovat kontakt při požadovaných okrajových podmínkách. - V případě dynamické změny zatížení bylo zaznamenáno zachycení maziva na vstupu do kontaktu v okamžiku nárůstu zatížení. Tato oblast se zvýšenou tloušťkou mazacího filmu ve tvaru srpku prochází kontaktem rychlostí srovnatelnou se střední rychlostí povrchů. Bylo potvrzeno, že mazací film uvnitř eliptického kontaktu je méně citlivý na změny zatížení v důsledku vyšší relativní tuhostí kontaktních těles. - Zaznamenán byl také vliv střední rychlosti povrchů na množství zachyceného maziva v kontaktu při změně zatížení. Pro vyšší hodnoty střední rychlosti bylo pozorováno zachycení většího množství maziva. - V okamžiku poklesu zatížení, pro harmonický typ zátěžného pulzu, byl zaznamenán pokles tloušťky mazacího filmu, který je přisuzován vzduchovým bublinám, k jejichž tvorbě dochází při náhlém odlehčení kontaktu. - Na základě provedených měření byly formulovány požadavky kladené na nové experimentální zařízení tak, aby došlo k odstranění nepříznivých vlivů aparatury na probíhající experimentální měření. - V rámci disertační práce byl proveden návrh nového experimentálního zařízení, které je vhodné pro simulaci EHD mazaného kruhového a eliptického kontaktu, umožňujícího současnou změnu provozních parametrů rychlosti a zatížení. - V rámci disertační práce bylo navrženo nové HW a SW vybavení umožňující řízení experimentu a zaznamenávání provozních parametrů v průběhu experimentu.

strana

81

VÝSLEDKY A DISKUSE

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

a) 200 100 0 -100

-50

0

50

100

300 200 100 0 -100

-50

0

50

100

50

100

50

100

polomr, m

polomr, m

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

b) 200 100 0 -100

-50

0

50

100

300 200 100 0 -100

-50

polomr, m

0

polomr, m

300

tluška filmu, nm

tluška filmu, nm

c) 200 100 0 -100

-50

0

polomr, m

50

100

300 200 100 0 -100

-50

0

polomr, m

Obr. 5.22 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro harmonickou změnu zatížení pro u = 4 mm · s−1 , Fmin = 12, 15 N a Fmax = 24, 4 N, a) f3 = 20 Hz (t3 = 0, 05 s), b) f2 = 30 Hz (t2 = 0, 033 s), c) f1 = 40 Hz (t1 = 0, 025 s).

strana

82

ZÁVĚR

6

ZÁVĚR

Disertační práce shrnuje výsledky experimentálního studia EHD mazaného kontaktu za podmínek dynamické změny provozních parametrů střední rychlosti povrchů a zatížení kontaktních těles. Smyslem studií je lépe pochopit procesy probíhající uvnitř mazaného kontaktu a napomoci tak návrhu nových, nebo modifikaci stávajících, tribologických uzlů tak, aby byla snížena jejich energetická náročnost a zvýšila se bezpečnost proti přímému kontaktu třecích ploch. Pro účely studia vlivu proměnného zatížení na mazací film byla provedena úprava stávajícího experimentálního zařízení. Toto bylo doplněno o modulární jednotku, která umožňuje softwarově kontrolovat změnu zatížení kontaktu. Jako akční člen jednotky byl zvolen piezo-motor z důvodu nízkého zástavbového prostoru, rychlé odezvy a možnosti přesného řízení změny délky motoru v režimu closed loop. Pro případ dynamicky zatíženého bodového kontaktu bylo pro oba případy zátěžných pulzů, skokového i harmonického, pozorováno zachycení části vaziva na jeho vstupu do kontaktu. Mazivo je na vstupu do kontaktu stlačeno kontaktními plochami, přičemž oblast se zvýšenou tloušťkou mazacího filmu je zformována na hranici původní kontaktní oblasti. Vlivem viskózně-tlakového chování maziva dochází k prudkému nárůstu viskozity maziva, které je zformováno do oblasti srpku. Tato oblast prochází plochou kontaktu rychlostí srovnatelnou se střední rychlostí povrchů. Množství zachyceného maziva primárně závisí na rozdílu hodnot minimální a maximální zatěžující síly. Pozorován byl také vliv střední rychlosti povrchů na množství zachyceného maziva, kde pro vyšší rychlost, při stejném rozdílu zatěžujících sil, bylo zaznamenáno zachycení většího množství maziva. Pro případ harmonického pulzu byl v okamžiku odlehčení kontaktu pozorován pokles tloušťky filmu, který je přisuzován vzduchovým bublinám, které se tvoří uvnitř maziva. V případě dynamicky zatíženého eliptického kontaktu bylo zjištěno, že určujícím parametrem ovlivňujícím tloušťku mazacího filmu je rychlost kontaktních povrchů. Vzhledem ke zvýšené relativní tuhosti těles v kontaktu dochází pří náhlé změně zatížení k podstatně menšímu zvětšení plochy kontaktu ve srovnání s bodovým kontaktem a z tohoto důvodu je také množství zachyceného maziva menší. Ve fázi odlehčení, pro harmonický typ pulzu, byl pozorován únik části zachyceného maziva v oblasti hlavních vrcholů kontaktní elipsy spolu s poklesem tloušťky maziva na vstupu do kontaktu. Využitím nového software, který umožňuje kontrolovat jednotlivé prvky experimentálního řetězce, byl simulován zjednodušený model kontaktu vačky a plochého zdvihátka. Studie se především zabývá vlivem dynamické změny rychlosti třecích povrchů na chování mazacího filmu a tuto oblast dále rozšiřuje o studii vlivu topografie kontaktních ploch na utváření mazacího filmu. Pro použitý rychlostní profil, popisující jednu otáčku vačkového hřídele, byly určeny kritické fáze cyklu a pro tyto byl analyzován vliv topografie těles v kontaktu. Zjištěné výsledky naznačují, že cílená modifikace topografie kontaktních povrchů může napomoci zlepšení podmínek mazání a zajistit vyšší tloušťky mazacího filmu v kritických fázích pracovního cyklu jako je např. okamžik reverzace povrchů v kontaktu popř. části cyklu, kde se kontaktní povrchy pohybují relativně nízkou rychlostí s opačným smyslem otáčení. Mazivo emitované z mikrovtisků navyšuje tloušťku mazacího filmu a tím snižuje strana

83

ZÁVĚR

pravděpodobnost přímého styku kontaktních ploch a přispívá tak ke snížení tření a opotřebení. Řešením disertační práce byly splněny všechny navržené dílčí cíle, které umožnily splnit i celkový cíl disertační práce, kterým bylo experimentální objasnění chování mazacího filmu při nestacionárních provozních podmínkách. Bylo prokázáno, že lze využít cíleně modifikované povrchy ke zlepšení podmínek mazání v kritických fázích studovaných provozních cyklů.

strana

84

SEZNAM OBRÁZKŮ

SEZNAM OBRÁZKŮ 2.1 2.2 2.3 2.4

2.5

2.6 2.7 2.8 2.9 2.10 2.11 2.12 2.13 2.14 2.15 2.16 2.17 2.18

2.19

2.20 2.21 2.22 2.23 2.24 2.25 2.26 2.27 2.28 2.29

Profil mazacího filmu a rozložení kontaktního tlaku v EHD mazaném kontaktu [2]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15 Schéma experimentální aparatury [3]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 16 Série interferogramů bodového a liniového kotnaktu [3]. . . . . . . . . 16 Rozložení kontaktního tlaku a tloušťky mazacího filmu, a) fáze zatěžování, b) fáze odlehčování, c) rozložení kontaktního tlaku, λ = 8, 89 · 10−15 , S0 = 9, 1 μm, 0 = 39, 2 N, T = 0, 54 s [4]. . . . . . . . . 17 Centrální tloušťka mazacího filmu; a) změna parametru λ, S0 = 9, 1 μm, 0 = 38, 6 N, (1) λ = 2, 47 · 10−15 , (2) λ = 8, 90 · 10−15 , (3) λ = 1, 67 · 10−14 ; b) vliv amplitudy zatížení kontaktu, λ = 8, 91 · 10−15 , 0 = 39, 8 N, (1) S0 = 9, 1 μm, (2) S0 = 12, 3 μm, (3) S0 = 23, 1 μm [4]. . . . . . . 18 Schéma měřicí aparatury a systému zatěžování [5]. . . . . . . . . . . . 18 Průběh zatížení s odpovídajícími centrálními profily filmu, olej BS [5]. 19 Vliv wmin a rychlosti zatěžování na hmax , olej BS [5]. . . . . . . . . . 19 Průběh zatížení a odpovídající centrální profily filmu, olej BS [5]. . . 19 Schéma měřicí aparatury [6]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20 Závislost mezi h a hini [6]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21 Vliv hini na profil mazacího filmu [6]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21 Mazaný Hertzův kontakt [6]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21 Změna zatížení – čisté valení [6]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21 Kvazistatický kontakt – dvoustupňová změna zatížení [7]. . . . . . . . 22 Závislost hmax na hini [7]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 Změna zatížení – čisté valení [7]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 Vliv rychlosti zatěžování a koeficientu α na profil mazacího filmu 50 ms po zatížení, wmax = 130 N, wt1 = 200 N/ms, wt2 = 100 N/ms, wt3 = 50 N/ms, wt4 = 25 N/ms, wt5 = 10 N/ms, wt6 = 5 N/ms, wt7 = 2,5 N/ms [8]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22 Vliv maximálního zatížení na profil mazacího filmu v čase 50 ms po zatížení, α = 24 GPa−1 , wt = 10 N/ms, wmax1 = 10 N, wmax2 = 30 N, wmax3 = 65 N, wmax4 = 130 N [8]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23 Geometrie kontaktních těles s adsorpčními vrstvami [9]. . . . . . . . . 23 Vliv viskozitního poměru na sledované parametry, a) tloušťka mazacího filmu, b) kontaktní tlak [9]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24 Závislost kontaktního tlaku a tloušťky mazacího filmu v čase, a) při změně viskozitního poměru, b) při změně tloušťky adsorpční vrstvy [9]. 24 Závislost tloušťky mazacího filmu na rychlosti povrchů, a) 0,2 Hz, b) 2 Hz [10]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25 Časová změna rychlosti [10]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26 Časová změna centr. a min. tloušťky filmu [10]. . . . . . . . . . . . . 26 Časová změna centr. a min. tloušťky filmu; a) PFPEA, umax = 40 mm · s−1 ; b) PFPEZ, umax = 123 mm · s−1 [10]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26 Časová změna centr. a min. tloušťky filmu [12]. . . . . . . . . . . . . 26 Časová změna profilu mazacího filmu [12]. . . . . . . . . . . . . . . . 26 Časová změna centr. tloušťky filmu [14]. . . . . . . . . . . . . . . . . 27 strana

85

SEZNAM OBRÁZKŮ

2.30 2.31 2.32 2.33 2.34 2.35 2.36 2.37 2.38 2.39 2.40 2.41 2.42 2.43 2.44 2.45 2.46 2.47 2.48 2.49 2.50 2.51

2.52 2.53 2.54 2.55 2.56

2.57

2.58 4.1

strana

86

Časová změna centr. a min. tloušťky filmu [14]. . . . . . . . . . . . . Změna tloušťky filmu – čistý kluz [14]. . . . . . . . . . . . . . . . . . Změna tloušťky filmu – čisté valení [14]. . . . . . . . . . . . . . . . . Ideální průběh rychlostí pro jednu otáčku vačky [16]. . . . . . . . . . Průběhy rychlostí použité při experimentu [16]. . . . . . . . . . . . . Střední teoretická a měřená tloušťka maziva, a) 70 ms cyklus, b) 35 ms cyklus [16]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Časová změna rychlosti třecích povrchů a centr. tloušťky mazacího filmu – 50 Hz [17]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Časová změna rychlosti třecích povrchů a centr. tloušťky mazacího filmu – 50 Hz [17]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Vliv proměnné střední rychlosti povrchů na tloušťku mazacího filmu, a) stacionární EHD, b) mazivo PAO, c) mazivo 5P4E [18]. . . . . . . Srovnání profilů mazacího filmu a) 7,78 Hz, b) 14,4 Hz [19]. . . . . . . Schéma experimentální aparatury [21]. . . . . . . . . . . . . . . . . . Záznam výstupního signálu z kapacitního snímače [21]. . . . . . . . . Závislost tl. filmu na úhlu natočení vačky [21]. . . . . . . . . . . . . . Závislost tl. filmu na rychlosti a zatížení [21]. . . . . . . . . . . . . . . Numerická analýza, a) závislost střední rychlosti, b) závislost tloušťky mazacího filmu [22]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Konstrukce experimentální aparatury [22]. . . . . . . . . . . . . . . . Závislost výkonové ztráty na rychlosti [22]. . . . . . . . . . . . . . . . Experimentální aparatura, 1) vačkový hřídel, 2) zdvihátko, 3) hydrostatické ložisko, 4) snímač zatížení [24]. . . . . . . . . . . . . . . . . Umístění snímačů na ploše zdvihátka [24]. . . . . . . . . . . . . . . . Změna tl. mazacího filmu [24]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Změna teploty plochy zdvihátka pro polohu snímače 3,8 mm pod středovou rovinou [24]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Změna tl. mazacího filmu, a) zobrazení cyklu pro jednu otáčku vačkové hřídele, b) detail pozice 1 pro okamžik nulové střední rychlosti povrchů [27]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Změna polohy kontaktního bodu [31]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . Varianta č.1 [31]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Varianta č. 2 s detailním popisem uložení snímačů kontaktního zatížení [31]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Experimentální aparatura pro simulaci kontaktu vačky a zdvihátka [32]. Změna třecí síly v průběhu jedné otáčky vačky, a) příklad filtrace signálu pro 6 ot · min−1 , b) změna třecí síly pro dané rychlosti otáčení vačkové hřídele [32]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Záznam interferogramů pro jednu otáčku vačky pro 36 ot · min−1 spolu se znázorněnou polohou natočení vačky a směrem pohybu kontaktní oblasti [32]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Koncept nové varianty experimentální aparatury, a) celkový pohled, b) měřicí jednotka [32]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Konstrukce experimentálního zařízení pro studium tenkých mazacích filmů. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

27 27 27 28 28 29 30 30 31 32 33 33 34 34 34 35 35 35 35 36 36

36 37 37 38 38

39

39 40 45

SEZNAM OBRÁZKŮ

4.2 4.3 4.4 4.5 4.6 4.7 4.8 4.9 4.10 4.11 4.12 4.13 4.14 4.15 4.16 5.1 5.2 5.3

5.4

5.5 5.6 5.7 5.8

5.9

5.10

5.11 5.12 5.13 5.14

Princip funkce dichroického zrcadla [41]. . . . . . . . . . . . . . . . . Prostředí řídicího programu lineárního piezo-motoru – Vawe Generator. Modulární jednotka. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Montáž jednotky na experimentální aparaturu. . . . . . . . . . . . . . Princip funkce modulární jednotky. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Vzhled základního uživatelského prostředí navrženého programu. . . . Definování základních parametrů. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Rozhraní pro definování parametrů pulzu piezo-motoru. . . . . . . . . Návrh konstrukce experimentálního zařízení. . . . . . . . . . . . . . . Modul uložení ocelové kuličky a zatěžujícího mechanismu. . . . . . . . Detail uložení ocelové kuličky a skleněného disku. . . . . . . . . . . . Detail uložení ocelové kuličky. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Schéma experimentálního zařízení pro měření tloušťky mazacího filmu v EHD mazaném kontaktu [37]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Dělení osvětlovacího svazku [39]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Schéma zpětné rekonstrukce tloušťky mazacího filmu [40]. . . . . . . . Průběh změny rychlosti kontaktních těles, a) pro mazivo HPO 200, b) pro mazivo LSBS. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Přípravek pro vytváření mikrovtisků [43]. . . . . . . . . . . . . . . . . Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, a) -20 ms, b) 5 ms, c) 17 ms, d) 33 ms, e) 50 ms. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, f) 82 ms, g) 91 ms, h) 95 ms, i) 101 ms, j) 130 ms. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Průběh centr. tloušťky mazacího filmu v rovině valení. . . . . . . . . Série interferogramů popisující protržení a znovuobnovení mazacího filmu. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Průběh parametru Σ (kluz – valení) v čase. . . . . . . . . . . . . . . . Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, a) -20 ms, b) 5 ms, c) 17 ms, d) 33 ms, e) 50 ms. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, f) 82 ms, g) 91 ms, h) 95 ms, i) 101 ms, j) 130 ms. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, a) -20 ms, d) 33 ms, f) 82 ms, g) 91 ms, j) 130 ms. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Srovnání profilů mazacího filmu pro kritickou fázi cyklu pro tři typy povrchů ocelové kuličky v čase t = 91 ms. . . . . . . . . . . . . . . . . Srovnání profilů mazacího filmu pro minimální hodnotu střední rychlosti povrchů pro tři typy povrchů ocelové kuličky v čase t = 62 ms. . Srovnání interferogramů pro max. hodnotu střední rychlosti povrchů, a) HPO200, b) LSBS. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Srovnání výsledků experimentálního měření a numerické simulace [48].

46 46 47 47 47 48 49 50 51 52 52 52 54 54 56 57 59

60

61 62 63 63

64

65

67 68 69 70 71

strana

87

SEZNAM OBRÁZKŮ

5.15 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro vyznačené časové okamžiky, k) -20 ms, l) 35 ms, m) 52 ms, n) 67 ms, o) 86 ms. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.16 Skoková změna zatížení. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.17 Harmonická změna zatížení. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.18 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro skokovou změnu zatížení pro Fmin = 13, 63 N a Fmax = 37 N, a) u1 = 0, 739 mm · s−1 , b) u2 = 0, 369 mm · s−1 , c) u3 = 0, 185 mm · s−1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.19 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro skokovou změnu zatížení pro u = 0, 369 mm · s−1 , a) Fmin1 = 13, 63 N a Fmax1 = 37 N, b) Fmin2 = 13, 63 N a Fmax2 = 34, 8 N, c) Fmin3 = 13, 63 N a Fmax3 = 32, 6 N. . . . . . 5.20 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro harmonickou změnu zatížení pro u = 4 mm · s−1 , Fmin = 12, 15 N a Fmax = 24, 4 N, a) f3 = 20 Hz (t3 = 0, 05 s), b) f2 = 30 Hz (t2 = 0, 033 s), c) f1 = 40 Hz (t1 = 0, 025 s). . . . . 5.21 Chromatické interferogramy dokumentující vytlačení zachyceného maziva z oblasti kosatku pro u = 1 mm · s−1 , Fmin = 14, 1 N, Fmax = 33, 77 N, f = 10 Hz (t1 = 0, 1 s). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.22 Chromatické interferogramy a korespondující profily tloušťky mazacího filmu pro harmonickou změnu zatížení pro u = 4 mm · s−1 , Fmin = 12, 15 N a Fmax = 24, 4 N, a) f3 = 20 Hz (t3 = 0, 05 s), b) f2 = 30 Hz (t2 = 0, 033 s), c) f1 = 40 Hz (t1 = 0, 025 s). . . . .

strana

88

72 74 74

76

77

79

80

82

SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ

SEZNAM POUŽITÝCH ZDROJŮ [1] HAMROCK, B.J.; DOWSON, D. Ball Bearing Lubrication : Elastohydrodynamics of Elliptical Contacts. [s.l.] : John Wiley and Sons Inc., 1981. 414 s. ISBN 047103553X. [2] Fag [online]. 2011 [cit. 2011-07-12]. Calculating energy efficiency. Dostupné z WWW: . [3] REN, M.; ZHU, D.; WEN, S.Z. Experimental method for quantitative analysis of transient EHL. Tribology International, 1991, vol. 24, no. 4, s. 225-230. ISSN: 0301-679X. [4] NISHIKAWA, H., et al. Behavior of EHL Films in Cyclic Squeeze Motion. JSME International Journal: Ser. C, Dynamics, control, robotics, design and manufacturing. 1995, vol. 38, no. 2, s. 577-585. ISSN 1340-8062. [5] SAKAMOTO, M.; NISHIKAWA, H.; KANETA, M. Behaviour of point contact EHL films under pulsating loads. In LUBRECHT, A.A., et al. Transient Processes in Tribology, Proc. 30th Leeds-Lyon Symposium on Tribology. Lyon: Institut National des Sciences Appliquées de Lyon, 2004. s. 391-399. ISBN: 04-4451-706-5. [6] KANETA, M., et al. Effects of impact loads on point contact elastohydrodynamic lubrication films. Journal of Engineering Tribology-Part J. 2007, vol. 221, no. 3, s. 271-278. ISSN: 1350-6501. [7] NISHIKAWA, H., et al. Effects of two-stage impact load on point contact elastohydrodynamic lubrication films. Journal of Engineering Tribology-Part J. 2008, vol. 222, no. 7, s. 807-814. ISSN: 1350-6501. [8] KANETA, M., et al. Impact elastohydrodynamics in point contacts. Proceedings of the Institution fo Mechanical Engineers: Part J: Journal of Engineering Tribology. 2011, vol. 255, no. 1, s. 1-12. ISSN 1350-6501. [9] CHU, L.M. Thin film elastohydrodynamic lubrication of circular contacts at pure squeeze motion. Industrial Lubrication and Tribology. 2010, vol. 62, no. 4, s. 238-244. ISSN 0036-8792. [10] SUGIMURA, J.; JONES, W.R.; SPIKES, H.A. EHD film thickness in nonsteady state contacts. Journal of Tribology – Transactions of the ASME. 1998, vol. 120, no. 3, s. 442-452. ISSN: 0742-4787. [11] AL-SAMIEH, M.; RAHNEJAT, H. Ultra-thin lubricating films under transient conditions. Journal of Physics: D-Applied Physics. 2001, vol. 34, no. 17, s. 26102621. ISSN 0022-3727. [12] SUGIMURA, J. Elastohydrodynamic lubrication films in non-steady state conditions. Journal of Japanese Society of Tribologists. 2002, vol. 47, no. 10, s. 752-757. ISSN: 0915-1168. strana

89


[13] GLOVNEA, R.P.; SPIKES, H.A. The influence of lubricant upon EHD film behavior during sudden halting of motion. Tribology Transactions. 2000, vol. 43, no. 4, s. 731-739. ISSN: 1040-2004. [14] GLOVNEA, R.P.; SPIKES, H.A. Elastohydrodynamic film collapse during rapid deceleration: Part I – Experimental results. Journal of tribology – Transactions of the ASME. 2001, vol. 123, no. 2, s. 254-261. ISSN: 0742-4787. [15] GLOVNEA, R.P.; SPIKES, H.A. Elastohydrodynamic Film Collapse During Rapid Deceleration: Part II – Theoretical Analysis and Comparison of Theory and Experiment. Journal of tribology – Transactions of the ASME. 2001, vol. 123, no. 2, s. 262-267. ISSN: 0742-4787. [16] GLOVNEA, R.P.; SPIKES, H.A. The influence of cam-follower motion on elastohydrodynamic film thickness. In DALMAZ, G., et al. Tribology Research: From model experiment to industrial problem, Proc. 27th Leeds-Lyon Symposium on Tribology. Lyon: Institut National des Sciences Appliquées de Lyon, 2001. s. 485-493. ISBN: 04-4450-581-4. [17] GLOVNEA, R.P.; SPIKES, H.A. Behavior of EHD films during reversal of entrainment in cyclically accelerated/decelerated motion. Tribology Transactions. 2002, vol. 45, no. 2, s. 177-184. ISSN: 1040-2004. [18] GLOVNEA, R.P.; SPIKES, H.A. The influence of lubricant properties on EHD film thickness in variable speed conditions. In DALMAZ, G., et al. Transient Processes in Tribology, Proc. 30th Leeds-Lyon Symposium on Tribology. Lyon: Institut National des Sciences Appliquées de Lyon, 2004. s. 401-408. ISBN: 04-4451-706-5. [19] WANG, J., et al. Pure rolling elastohydrodynamic lubrication of short stroke reciprocating motion. Tribology International. 2005, vol. 38, no. 11-12, s. 10131021. ISSN 0301-679X. [20] VENNER, C.H.; HAGMEIJER, R. Film thickness variations in elastohydrodynamically lubricated circular contacts induced by oscillatory entrainment speed conditions. In Proceedings of the Institution fo Mechanical Engineers : Part J: Journal of Engineering Tribology. 2008. Westminister, England: Professional Engineering Publishing LTD, 2008. s. 533-547. ISSN 1350-6501. [21] HAMILTON, G.M. The hydrodynamics of a cam follower. Tribology International. 1980, vol. 13, no. 3, s. 113-119. ISSN 0301-679X. [22] DOWSON, D.; HARRISON, P.; TAYLOR, C.M. The lubrication of automotive cams and followers. In Proc. 12th Leeds-Lyon Symposium on Tribology. Oxford: Butterworths, 1986. s. 305-322. [23] DOWSON, D., et al. Experimental observation of lubricant film state between a cam and bucket follower using the electrical resistivity technique. In Proceedings of the Japan international tribology conference. [s.l.] : [s.n.], 1990. s. 119-124. strana

90


[24] VAN LEEUWEN, H.; MEIJER, H.; SCHOUTEN, M. Elastohydrodynamic film thickness and temperature measurements in dynamically loaded concentrated contacts: eccentric cam-flat follower. In Proc. 13th Leeds-Lyon Symposium on Tribology. Amsterdam: Elsevier, 1987. s. 611-628. [25] DOWSON, D.; TAYLOR, C.M.; ZHU, G. A transient elastohydrodynamic lubrication analysis of a cam and follower. Journal of Physics: D-Applied Physics. 1992, vol. 25, no. 1A, s. A313-A320. ISSN 0022-3727. [26] CHIU, Y.P. Lubrication and slippage in roller finger follower systems in engine valve trains. Tribology Transactions. 1992, vol. 35, no. 2, s. 261-268 . ISSN 0569-8197. [27] MESSÉ, S.; LUBRECHT, A.A. Transient elastohydrodynamic analysis of an overhead cam/tappet contact. In Proceedings of the Institution fo Mechanical Engineers Part J : Journal of Engineering Tribology. Suffolk, England: Professional Engineering Publishing LTD, 2000. s. 415-425. ISSN 1350-6501. [28] JANG, S.; PARK, K. Dynamic EHL film thickness in cam and follower contacts of various valve lifts. Society of Automotive Engineers. 2000, no. 109, s. 914-921. [29] PRIEST, M.; TAYLOR, C.M. Automobile engine tribology – approaching the surface. Wear. 2000, vol. 241, no. 2, s. 193-203. ISSN 0043-1648. [30] ONESCU, C.; GRIGORE, J.C.; STANESCU, N.D. The influence of cam profile deviations on tribologic parameters for the cam-follower coupler with flat disc from thermal engine. In The 12th IFToMM World Congress. Besancon : [s.n.], 2007. s. 101-104. [31] CIULLI, E.; PICCIGALLO, B.; VELA, D. Experimental study of engine camfollowers. In Proceedings of the XIX Congresso AIMETA. Ancona : [s.n.], 2009. s. 14-17. [32] VELA, D., et al. Investigation on cam-follower lubricated contacts. In Proceedings of the Institution fo Mechanical Engineers Part J: Journal of Engineering Tribology. Suffolk, England: Professional Engineering Publishing LTD, 2011. s. 379-392. ISSN 1350-6501. [33] HERRENBRUGH, K. Elastohydrodynamic Squeeze Film Between Two Cylinders in Normal Approach. Journal of Tribology-Transactions of the ASME. 1970, vol. 92, no. 2, s. 292-302. [34] CHRISTENSEN, H. Elastohydrodynamic Theory of Spherical Bodies in Normal Approach. Journal of Lubrication Technology. 1970, vol. 92, no. 1, s. 145-152. [35] SANBORN, D.M.; WINER, W.O. Fluid Rheological Effects in Sliding Elastohydrodynamic Point Contacts With Transient Loading: 1-Film Tickness. Journal of Tribology-Transactions of the ASME. 1971, vol. 93, no. 1, s. 45-52. strana

91


[36] LEE, K.M.; CHENG, H.S. The pressure and deformation profiles between two normally approaching lubricated cylinders. Journal of Tribology-Transactions of the ASME. 1973, vol. 95, no. 3, s. 308-317. [37] GOHAR, R.; CAMERON, A. Optical Measurement of Oil Film Thickness under Elasto-hydrodynamic Lubrication. Nature. 1963, no. 200, s. 458-459. [38] GOHAR, R.; CAMERON, A. The Mapping of Elastohydrodynamic Contacts. Tribology Transactions. 1967, vol. 10, no. 3, s. 215-225. [39] HARTL, M.; KŘUPKA, I.; ČERMÁK, J. Stanovení tloušťky a tvaru elastohydrodynamického mazacího filmu optickou interferenční metodou. Inženýrská mechanika. 1994, vol. 1, no. 5/6, s. 299-312. [40] HARTL, M.; KŘUPKA, I.; LIŠKA, M. Differential colorimetry: tool for evaluation of chromatic interference patterns. Optical Engineering. 1997, vol. 36, no. 9, s. 2384-2391. ISSN 0091-3286. [41] LAM, W.S. U-System Information [online]. Tucson (Arizona) : 2006, modified June 6, 2007 [cit. 2011-07-19]. Optical Interference Coatings. Dostupné z WWW: . [42] Reoterm [online]. 2008 [cit. 2011-07-21]. HAAKE Series 1. Dostupné z WWW: . [43] CHLACHULA, P. Cílená modifikace topografie třecích povrchů. Brno, 2009. 48 s. Diplomová práce. Vysoké učení technické v Brně, Fakulta strojního inženýrství, Ústav konstruování. Vedoucí práce prof. Ing. Ivan Krupka, Ph.D. [44] ŠAMÁNEK, O., et al. Influence of Surface Texturing on Lubricant Film Formation and Surface Fatigue. Engineering Mechanics. 2010, vol. 17, no. 1, s. 27-36. ISSN: 1802- 1484. [45] KANETA, M. For the establishment of a new EHL theory. In DOWSON, D., et al. Proc. 25th Leeds-Lyon Symposium on Tribology : Tribology Series. Amsterdam: Elsevier, 1999. s. 25-36. ISBN 0-444-50267-X. [46] ZHANG, Y.B.; WEN, S.Z. An analysis of elastohydrodynamic lubrication with limiting shear stress: Part I. - Theory and solutions. Tribology Transactions. 2002, vol. 45, no. 2, s. 135-144. ISSN 1040-2004. [47] ZHANG, Y.B.; WEN, S.Z. An analysis of elastohydrodynamic lubrication with limiting shear stress: Part II. - Load influence. Tribology Transactions. 2002, vol. 45, no. 2, s. 211-216. ISSN 1040-2004. [48] KŘUPKA, I., et al. Effect of surface texturing on elastohydrodynamically lubricated contact under transient speed conditions. Tribology International. 2011, vol. 44, no. 10, s. 1144-1150. ISSN: 0301-679X. strana

92


[49] KANETA, M., et al. Abnormal Phenomena Appearing in EHL Contacts. Journal of Tribology-Transactions of the ASME. 1996, vol. 118, no. 4, s. 886-892. ISSN 0742-4787.

strana

93

PUBLIKACE AUTORA K DANÉ PROBLEMATICE

PUBLIKACE AUTORA K DANÉ PROBLEMATICE 1. KŘUPKA, I., HARTL, M., ZIMMERMAN, M., HOUŠKA, P., SIYOUL, J. Effect of surface texturing on elastohydrodynamically lubricated contact under transient speed conditions. Tribology International. 2011, vol. 44, no. 10, s. 1144-1150. ISSN: 0301-679X. 2. ŠAMÁNEK, O., ZIMMERMAN, M., SVOBODA, P., KŘUPKA, I., VRBKA, M. Influence of Surface Texturing on Lubricant Film Formation and Surface Fatigue. Engineering Mechanics. 2010, 17, 1, s. 27-36. ISSN: 1802- 1484. 3. ZIMMERMAN, M. Vliv dynamické změny rychlosti třecích povrchů na tvar a trloušťku mazacího filmu v EHD kontaktu. In Zborník referátov, 51. Medzinárodná vedecká konferencia katedier časti a mechanizmov strojov. Košice: C-PRESS - Vydavatelstvo a tlačiareň, Košice, 2010. s. 349-352. ISBN: 978-80970-294-1- 8. 4. ZIMMERMAN, M.; SVOBODA, P. A research of behavior of lubrication film under non- steady state conditions. In Engineering mechanics 2009. 1. Praha: Academy of Sciences of the Czech Republic, v.v.i., 2009. s. 1513-1523. ISBN: 978-80-86246-35- 2. 5. ZIMMERMAN, M. Vliv proměnného zatížení na bodový EHD kontakt. In 50. Mezinárodní konference kateder částí a mechanismů strojů. Žilina: Žilinská univerzita v Žilině - EDIS, 2009. s. 107-112. ISBN: 978-80-7043-718- 6. 6. ZIMMERMAN, M.; SVOBODA, P. Experimentální studium mazacích filmů při nestacionárních provozních podmínkách. In FSI Junior konference 2008 Prezentace vědeckovýzkumných prací doktorandů - sborník. Brno: VUT FSI v Brně, 2009. s. 134-141. ISBN: 978-80-214-3834- 7. 7. ZIMMERMAN, M. Vliv nestacionárních podmínek na bodový EHD kontakt. In 49. Mezinárodní konference kateder částí a mechanismů strojů. Plzeň: Západočeská univerzita v Plzni, 2008. s. 285-288. ISBN: 978-80-7043-718- 6.

strana

95

SEZNAM ZKRATEK A POUŽITÝCH VELIČIN

SEZNAM ZKRATEK A POUŽITÝCH VELIČIN E E F1 F2 (t) Fmax Fmin H I R Ra RB So T U U0 U1 , U2 , ...

Pa Pa N N N N 1 1 m m m m s 1 1 1

UP

1

X a

1 m

h hini hmax hmax1 hmax2 k n rxy s u uB uD umax wmax wmax1 wmax2 wmin wtX Φ

m m m m m 1 1 m 1 m · s−1 m · s−1 m · s−1 m · s−1 N N N N N/s °

Σ

1

Youngův modul pružnosti redukovaný modul pružnosti kontaktních těles statická složka zatížení dynamická časově proměnná složka zatížení maximální zatěžující síla minimální zatěžující síla bezrozměrná tloušťka mazacího filmu intenzita osvětlovacího svazku poloměr hrotu indentoru průměrná aritmetická úchylka profilu daného povrchu poloměr ocelové kuličky celková amplituda cyklického pohybu bez použití oleje časová perioda cyklického pohybu amplituda celkového odraženého světla amplituda osvětlovacího svazku amplitudy světelných svazků odražených na rozhraních optického prostředí amplituda světelného svazku odraženého na rozhraní vzduch – sklo bezrozměrná hodnota poloměru kontaktní oblasti průměr Hertzovy kontaktní oblasti pro maximální kontaktní zatížení tloušťka mazacího filmu počáteční vzdálenost mezi kontaktními tělesy maximální tloušťka mazacího filmu maximální tloušťka maziva v prvním stupni zatížení maximální tloušťka maziva v druhém stupni zatížení parametr elipticity index lomu mazacího filmu poloměr křivosti tělesa ve směrech os x a y řád interference střední rychlost povrchů obvodová rychlost kuličky v místě kontaktu obvodová rychlost disku v místě kontaktu maximální rychlost kontaktních povrchů maximální zatížení kontaktu maximální zatížení kontaktu v prvním stupni zatížení maximální zatížení kontaktu v druhém stupni zatížení velikost předzatížení kontaktní oblasti rychlost zatěžování kontaktu změna fáze způsobená dvojím průchodem vrstvy mazacího filmu pomer kluz – valení

strana

97

SEZNAM ZKRATEK A POUŽITÝCH VELIČIN

α αHP O200 αLSBS η∗ η0 ηb ηf ηHP O200 ηLSBS ϕ ϕ2

GPa−1 GPa−1 GPa−1 1 Pa · s Pa · s Pa · s Pa · s Pa · s ° °

ϕ3

°

ϕ

°

λ λ μ ν 0

1 m 1 ° N

ω

rad · s−1

strana

98

viskózně-tlakový koeficient viskózně-tlakový koeficient maziva HPO200 viskózně-tlakový koeficient maziva LSBS viskozitní poměr dynamická viskozita při atmosférickém tlaku dynamická viskozita adsorpční vrstvy dynamická viskozita maziva dynamická viskozita maziva HPO200 dynamická viskozita maziva LSBS celková změna fáze světla změna fáze způsobená odrazem na rozhraní sklo – odrazná vrstva změna fáze způsobená odrazem na rozhraní mazací film – ocelová kulička změna fáze způsobená dvojím průchodem odraznou vrstvou squeeze number vlnová délka použitého světla Poissonův poměr úhel lomu paprsku do mazacího filmu maximální kontaktní zatížení v průběhu cyklu bez použití oleje úhlová rychlost zatěžovacího ramena při cyklickém pohybu

SEZNAM PŘÍLOH

SEZNAM PŘÍLOH 1. KŘUPKA, I., HARTL, M., ZIMMERMAN, M., HOUŠKA, P., SIYOUL, J. Effect of surface texturing on elastohydrodynamically lubricated contact under transient speed conditions. Tribology International. 2011, vol. 44, no. 10, s. 1144-1150. ISSN: 0301-679X.

strana

99

ýOiQHN,

.ě83.$ , +$57/ 0 =,00(50$1 0 +28â.$ 3 6,<28/ - (IIHFW RI VXUIDFH WH[WXULQJ RQ HODVWRK\GURG\QDPLFDOO\ OXEULFDWHG FRQWDFW XQGHU WUDQVLHQW VSHHG FRQGLWLRQV Tribology International.YROQRV,661;

Tribology International 44 (2011) 1144–1150

Contents lists available at ScienceDirect

Tribology International journal homepage: www.elsevier.com/locate/triboint

Effect of surface texturing on elastohydrodynamically lubricated contact under transient speed conditions Ivan Krupka a,n, Martin Hartl a, Martin Zimmerman a, Pavel Houska a, Siyoul Jang b a b

´ 2896/2, 616 69 Brno, Czech Republic Faculty of Mechanical Engineering, Brno University of Technology, Technicka School of Mechanical and Automotive Engineering, Kookmin University, 861-1 Chungnung-dong, Sungbuk-gu, Seoul 136-70, Republic of Korea

a r t i c l e i n f o

a b s t r a c t

Article history: Received 12 January 2011 Received in revised form 3 May 2011 Accepted 5 May 2011 Available online 13 May 2011

Effect of surface topography modifications on lubrication film thickness within non-conformal lubricated contact operated under transient speed conditions is observed. Optical test rig is used to observe the lubricant film behaviour between the flat surface of a chromium coated glass disc and a steel ball under simplified operational conditions modelling the cam and tappet contact. Numerical simulation was used to be able to choose the operating conditions suitable for experiments. An array of micro-dents was produced on the ball surface to be able to demonstrate the effect of surface topography on lubrication film formation. Experiments were carried out under elastohydrodynamic lubrication conditions. Obtained results have shown that surface texturing could represent the way how to increase lubrication efficiency of rolling/sliding non-conformal contacts under transient operational conditions through the lubricant emitted from micro-dents. It was found that the lubricant emitted from the micro-dents helps to separate rubbing surfaces especially under thin film lubrication conditions where the rubbing surfaces moves in the opposite direction. & 2011 Elsevier Ltd. All rights reserved.

Keywords: Elastohydrodynamic Film thickness Surface texturing Transient speed conditions

1. Introduction Many heavily loaded machine parts (e.g. ball and roller bearings, gears and cams) operate under elastohydrodynamic (EHD) lubrication. Rubbing surfaces are elastically deformed and the lubricant viscosity increases due to very high pressures while the lubricant is dragged into the contact by entraining motion and forms relatively thick film that can separate rubbing surfaces. A number of theoretical and experimental studies have been devoted to the processes taking place within EHD-lubricated contacts under steady-state conditions. However, the operating parameters such as load and surface velocity are not usually constant and for most machine parts non-steady-state conditions are generally produced by the rapid variation of one or more of three operating parameters, load, surface velocity and surface geometry. These non-steady conditions can result in increasing friction and wear of friction surfaces that significantly influence the durability and efficiency of machine elements. The effect of variation of velocity along the rolling direction has been less studied than other transient phenomena. Early studies on dynamic changes in entrainment speed were mainly theoretical, based on numerical simulation [1–3]. They were

n

Corresponding author. Tel.: þ420 541142723. E-mail address: [email protected] (I. Krupka).

0301-679X/$ - see front matter & 2011 Elsevier Ltd. All rights reserved. doi:10.1016/j.triboint.2011.05.005

mainly oriented on the problems taking place within a camfollower contact, to create transient-lubricated systems [4–6]. Recent theoretical solutions of the transient EHD film thickness have been presented by Kudish [7] and Chang [8]. Hooke [9] studied the behaviour of EHD lubrication films during reversal of entrainment speed and presented a design chart of minimum film thickness for different lubrication regimes. Dowson et al. [10], have developed methods of estimating film thickness during reversal of entrainment motion. A study of non-steady state speed phenomena in EHD-lubricated contacts was recently described by Sugimura et al. [11,12]. They used optical interferometry to determine the film thickness during accelerating/ decelerating motions and start/stop actions. They observed that a positive acceleration results in a reduction of film thickness while a deceleration results in the creation of thicker films. Similar results in a theoretical and experimental study of transient speed regime in EHD lubrication were reported by Glovnea et al. [13,14]. They also studied in detail the behaviour of EHD films during reversal of entrainment in cyclically accelerated/decelerated motion [15] and start up of the motion [16]. Recently, Wang et al. [17] studied the behaviour of EHD point contact under reciprocating motion. The EHD films were recorded with a highspeed colour camera and simulated with multigrid techniques. Despite of above mentioned valuable contributions to the effects of transient speed conditions on EHD film, there are many phenomena still waiting for explanation as far as the effect of

I. Krupka et al. / Tribology International 44 (2011) 1144–1150

surface topography is considered. Very recently, the authors observed the effects of surface topography on lubrication film formation during start up and reversal motion [18,19]. It has been shown that properly designed surface topography could help to increase the lubrication efficiency of highly loaded non-conformal contacts. This study is focused on the effects of surface topography on lubrication film formation during the critical phases during simulated kinematic conditions in a cam/follower contact [14]. The application of surface texturing is considered as a possible way to minimise the risk of lubrication film breakdown.

2. Numerical simulation In this study, numerical solution was used to predict the critical operating conditions that could result in lubrication film breakdown. Analysis of EHD lubrication under transient contact condition is studied by many researchers [20–23]. Both load and velocity variations can be considered simultaneously and either variation of them has been studied with time scale in many previous works. Especially, in the computational EHD study of transient velocity, the contact velocity can be reversed in the direction of movement, which makes it very difficult to have converged solution, while increasing and decreasing values of contact velocity is relatively easier. In this study the computational cases have very slow contact velocities and reversal contact velocity values during a very short period. This transient contact condition is hard to get the converged EHD solution, because the film thickness is very thin at the moment of velocity reversal, although the load has fixed value. In these computations, the same velocity profile (Fig. 1) as in the experiment is used with two different viscosities of lubricants and the solution process takes the procedure of multigrid

1145

multilevel method [20,21]. Although the contact velocity reverses its direction and its sign changes during the contact with zero velocity, the time step (1.0 ms) is sampled enough long to avoid the moment of zero velocity. Therefore, the computational process does not require the sudden start and stop analyses [24,25]. Two simulations were carried out with high (LSBS lubricant with dynamic viscosity 0.69 Pa s and pressure viscosity coefficient 24 GPa 1) and low (HPO 200 lubricant with dynamic viscosity 0.0655 Pa s and pressure viscosity coefficient 19 GPa 1) viscosity mineral base oils to be able to choose the operating conditions suitable for experiments. The speed profile (Fig. 1) used in these simulations was chosen due to the limitations of experimental set-up as it is described below.

3. Experimental apparatus The experimental apparatus, which has been used for modelling of the cam and tappet contact under simplified conditions, is built of two separated units. The first unit is consisting of a conventional microscope, light source and high-speed camera. For an experiment a microscope was used in combination with high-speed CMOS camera. As a source of polychromatic light xenon lamp with maximum light power 1000 W was used. This configuration enables to record the rapid changes of the lubricant film thickness and shape inside the contact area. The interferograms, which were captured during experiments, were analysed by software which enables the reconstruction of the film shape and thickness across the contact area. The second unit of the experimental apparatus is consisting of contact bodies, loading mechanism, servomotors and rotary encoder. The contact is formed between a 25.4 mm diameter steel ball and a 150 mm diameter glass disc. Young’s modulus of

Fig. 1. The speeds of the steel ball and glass disc in the simulated contact.


For all experiments the same speed profile was used. It simulates the speed profile of contact point in contact of cam and tappet during one revolution of the cam-shaft. Fig. 1 shows values of speeds of the steel ball and glass disc together with entrainment speed i.e. an average value calculated of the disc and ball surface speeds. The speed profile which was used in experiment is similar to the profile used by Glovnea and Spikes [14]. However, speeds and time period were different. The maximum speed limited by maximum speed of the servomotor connected to the steel ball trough a planet gear box. The gear box also fulfills a function as an output speed regulator of the servomotor to reduce the fluctuations. The time period of the experiment was limited. This was caused by the light source which was powerful enough to exposed 370 frames per second only. That is why it was necessary to increase the time required for one measurement to ensure sufficient number of interferograms for a given speed profile. That has resulted in increased accuracy of film profile evaluation. All rolling–sliding tests were carried out at the room temperature of 25 1C. The load was used 28 N in all experiments, which produced a maximum Hertzian pressure of 0.505 GPa and the contact diameter of 325 mm. Three types of experiments were carried out in intention to observe the EHD film behaviour for two mineral base oils and also for different configurations of contact surfaces. The first experiment was carried out for polished steel ball and LSBS lubricant with dynamic viscosity 0.69 Pa s to obtain the initial view on the critical speed conditions for possible lubrication film collapse. The second experiment was carried out for polished steel ball and HPO 200 lubricant with dynamic viscosity 0.0655 Pa s to reach thin lubrication film conditions and the third experiment was carried out for steel ball with modified surface topography (dents having about 500 nm in depth) and HPO 200 lubricant.

5. Results and discussion It can be seen from Fig. 1 that the entrainment speed falls to zero during the operating cycle. These moments could represent the risk of lubrication film breakdown followed by the damage of the rubbing surfaces. Nevertheless, it was observed by Glovnea and Spikes [14] that measured film thickness did not fall to zero as well. They found that a finite lubricant film was present. This behaviour was ascribed to the positive contribution of the squeeze effect. It can be expected that the extent of the film thickness enlargement

film thickness, nm

4. Experimental procedure

should be connected with the viscosity of the lubricant and the acceleration of rubbing surfaces during the motion changes. Fast changes in the entrainment speed do not provide enough time for film thickness to fall dawn as the lubricant is captured within the contact. The entrainment velocity changes in this study are much slower comparing the study done by Glovnea and Spikes that enables to consider this effect on the film thickness reduction. Moreover the effect of viscosity is involved into the consideration using both high and low viscosity lubricants. HPO 200 lubricant has similar viscosity as the lubricant used by Glovnea and Spikes while LSBS lubricant has viscosity about ten times higher. The effect of viscosity on the squeeze lubricant film can be clearly seen from Fig. 2 that compares calculated film thickness profiles along the centre line in the direction of motion. The squeeze effect is much more obvious for highly viscous lubricant (Fig. 2a). It can be also seen that the rubbing surfaces are fully separated in both cases. Nevertheless, thin lubricant films are predicted for HPO 200 lubricant that can bring the risk of lubricant film breakdown. That is why LSBS lubricant was used to verify the experimental procedure, while HPO 200 lubricant was used for the observation of surface topography effects. Fig. 3 shows the comparison of calculated and measured film thickness profiles for LSBS lubricant at 65 ms. The satisfactory agreement between both data was reached and the squeeze effect

film thickness, nm

the contact bodies was 212 and 81 GPa, respectively. The contact side of the glass disc is coated with chromium layer and the opposite side is coated with anti-reflecting layer. Each of the contact bodies was driven independently by a servomotor so that the slide-roll ratio can vary over the time of an experiment. Whole experiment was controlled by a programmable automation controller which is a modular system that consists of embedded real-time processor, chassis containing the fieldprogrammable gate array and I/O modules. For experiment two types of I/O modules were used. The first module provides the ability to control the servomotors of the steel ball and glass disc independently according to the specified speed scheme. The second one is a digital input module which serves, in case of experiment, as a counter of rotary encoder pulses and subsequent processing of those data provides information about real speed profile of steel ball surface speed. The control software unit is based on Lab View platform.

800 700 600 500 400 300 200 100 0 0 50 -250 -200 -150 -100 -50 distance, μm 800 700 600 500 400 300 200 100 0 50 0 -250 -200 -150 -100 -50 distance, μm

100 150

200 250

100 150

200 250

Fig. 2. Calculated film thickness profiles for LSBS (a) and HPO 200 (b) lubricants at 50 ms.

800 700 film thickness, nm

1146

calc exp

600 500 400 300 200 100 0 -250 -200 -150 -100 -50

0

50

100 150 200 250

distance, μm Fig. 3. Comparison of calculated and measured film thickness profiles for LSBS lubricant at 65 ms.


is present in both results. Moreover the same film thickness behaviour was observed in both calculated and measured data during the velocity cycle with the typical EHD centerline film shape during the steady (constant velocities of both surfaces in the same direction—until the time of 0 and after 120 ms) or quasi-steady periods (velocities of both surfaces in the same direction—between 0–31 and 92–120 ms) and the most dramatic changes in film thickness shape during the period of velocity reversal (between 32 and 91 ms). Such behaviour can be clearly seen from Figs. 4 and 5 that depict the measured changes in centerline film shape for HPO 200 lubricant. It is obvious that the period of velocity reversal represents the most critical period as to the possible lubricant film breakdown. Lubricant film thickness falls down to a few nanometres (Fig. 6) and it brings the risk of the interaction of rubbing surfaces. That is why the experiments with textured ball were carried out to observe the effect of surface texturing on lubricant film formation during these critical operational conditions. Fig. 7 compares chromatic interferograms captured during operating cycle within smooth and textured contact. Even from this qualitative comparison it can be seen that the lubricant emitted from surface micro-dents helps to separate rubbing surfaces. It can be seen that the presence of micro-dents within the contact significantly increases lubricant film thickness. The lubricant is emitted from the micro-dents in the direction that is dependent on the slide-to-roll ratio that changes during the velocity cycle:

100/0 ms—both surfaces are moving at the same speed

under pure rolling conditions. In such a case the lubricant travels through the contact at the same speed as rubbing surfaces and it is enclosed in the micro-dents (Fig. 7a). 0/31 ms—the speed of the ball is higher than that of the disc. The lubricant travels through the contact faster than

1147

the micro-dents so that it is emitted downstream of them (Fig. 7b). 31/32 ms—the speed of the ball is smaller than that of the disc. The lubricant travels through the contact slower than the micro-dents so that it is emitted upstream of them (Fig. 7c). Moreover, some lubricant emitted from micro-dents during the previous time period is present within the contact that enlarges film thickness much more. 32/91 ms—the ball moves in the opposite direction than the disc (Fig. 7d and e). The lubricant is emitted from the microdents in the direction of the disc movement. Because of large value of the slide-to-roll ratio the lubricant emitted from micro-dents covers the whole space between the two successive micro-dents. 91/92 ms—the speed of the ball is smaller than that of the disc. The lubricant travels through the contact slower than the micro-dents so that it is emitted upstream of them (similar to Fig. 7c). 92/120 ms—the speed of the ball is higher than that of the disc. The lubricant travels through the contact faster than the microdents so that it is emitted downstream of them (similar to Fig. 7b). 120/250 ms—both surfaces are moving at the same speed under pure rolling conditions. In such a case the lubricant travels through the contact at the same speed as rubbing surfaces and it is enclosed in the micro-dents (similar to Fig. 7a).

It can be seen that the lubricant emitted from the micro-dents helps to separate rubbing surfaces especially under thin film lubrication conditions where the rubbing surfaces moves in the opposite direction. This effect is quantified in Fig. 8 that shows the comparison of film thickness profiles in the direction of motion within smooth and textured contact at 74 ms.

Fig. 4. Measured film thickness profiles in the direction of motion for HPO 200 lubricant


200

100

150

200

film thickness, nm

200

17 ms

100

-50 0 50 distance, μm

100

150

200

250

200

film thickness, nm

300 50 ms

100 0 -250 -200 -150 -100


100

150

200

250

300 200

91 ms

100 0 -250 -200 -150 -100


100

150

200

200

101 ms

100 0 -250 -200 -150 -100


100

150

200

250

5 ms

200 100


100

150

200

250

100

150

200

250

100

150

200

250

100

150

200

250

100

150

200

250

300 200

33 ms

100 0 -250 -200 -150 -100


300 200

82 ms

100 0 -250 -200 -150 -100


300 95 ms

200 100 0 -250 -200 -150 -100

250

300

300

0 -250 -200 -150 -100

250

film thickness, nm

film thickness, nm film thickness, nm


300

0 -250 -200 -150 -100

film thickness, nm

-20 ms

100 0 -250 -200 -150 -100

film thickness, nm

film thickness, nm

300

film thickness, nm

film thickness, nm

1148


300 130 ms

200 100 0 -250 -200 -150 -100


Fig. 5. Measured film thickness profiles in the direction of motion for HPO 200 lubricant.

Fig. 9 shows the quantitative description of the effect of the micro-dents on film thickness within the whole lubricated contact. It contains the interferogram of the EHD contact taken at 63 ms under the operational conditions when the disc is moving in the opposite direction to the ball rotation. These conditions provide the thin lubricant film having thickness below 12 nm within the whole contact. However, the additional lubricant emitted from

micro-dents enlarges the separation of the rubbing surfaces and increases lubrication efficiency of rolling/sliding non-conformal contacts under transient operational conditions. Fig. 9b clearly shows the effect of surface micro-dents on lubricant film thickness. Dark point corresponds to the film thicknesses below 20 nm and total area covering these points is about 14% of the contact area. The area of micro-dents is not included in this number to be


1149

300 smooth surface dented surface

film thickness, nm

250 200 150 100 50 0 -300

-200

-100

0 100 distance, μm

200

Fig. 8. Comparison of film thickness profiles within smooth and dented contact at 74 ms.

Fig. 6. Measured central film thickness for HPO 200 lubricant.

b

a

e

c

f d

ball

ball

ball

300

ball

ball

ball

Fig. 7. Comparison of chromatic interferograms within smooth and dented contact. (a) 20 ms, (b) 2 ms, (c) 31 ms, (d) 33 ms, (e) 74 ms and (f) 121 ms.

1150


during the velocity cycle. It was found that the lubricant emitted from the micro-dents helps to separate rubbing surfaces especially under thin film lubrication conditions where the rubbing surfaces moves in the opposite direction.

micro-dents

disc

Acknowledgement This research was supported by Czech Science Foundation (Grant no. GA101/09/J034) and by the National Research Foundation of Korea Grant funded by the Korean Government(NRF-2009220-D00013, GACR). The test oils were supplied by the Sun Oil Company Belgium. References

ball

Fig. 9. Film thickness enhancement within dented contact at 63 ms—interferogram (a) and film thickness enhancement (b).

Table 1 Effect of micro-dents on lubricant film thickness within dented contact at 63 ms. Film thickness limit (nm)

Area with lubricant film thickness below the limit (%)

10 20 30 40 50 60 80

3 14 38 53 60 68 87

able to separate the effect of lubricant emitted into the contact only. The beneficial contribution of lubricant emitted from microdents is summarised in Table 1.

6. Conclusions The behaviour between the flat surface of a chromium coated glass disc and a steel ball under simplified operational conditions modelling the cam and tappet contact was observed. Numerical simulation enabled to choose the operating conditions suitable for experiments. An array of micro-dents was produced on the ball surface to be able to demonstrate the effect of surface topography on lubrication film formation. Obtained results have shown that surface texturing could represent the way how to increase lubrication efficiency of rolling/sliding non-conformal contacts under transient operational conditions through the lubricant emitted from micro-dents. The lubricant is emitted from the micro-dents in the direction that is dependent on the slide-to-roll ratio that changes

[1] Vichard JP. Transient effects in the lubrication of Hertzian contacts. J Mech Eng Sci 1971;13:173–89. [2] Petrusevitch AI, Kodnir RS, Salukvadze RG, Bakashvili DL, Schwarzman VSh. The investigation of oil film thickness in lubricated ball-race rolling contact. Wear 1972;18:369–89. [3] Ai X, Yu H. A full numerical solution for general transient elastohydrodynamic line contacts and its application. Wear 1988;121:143159. [4] Taylor CM. Valve train lubrication analysis. In: Proceedings of 17th Leeds– Lyon symposium on tribology. Amsterdam: Elsevier; 1991. p. 119–31. [5] Jang S, Park K. Dynamic EHL film thickness in cam and follower contacts of various valve lifts. In: Proceedings of advances in powertrain tribology. Warrendale, PA: SAE 2000; 2000. p. 101–7. [6] Messe S, Lubrecht AA. Transient elastohydrodynamic analysis of an overhead cam/tappet contact. In: Proceedings of institute ofmechanical engineers, vol. J214; 2000. p. 415–26. [7] Kudish LI. On formulation of a non-steady lubrication problem for a nonconformal contact. Tribol Trans 1999;43(1):53–7. [8] Chang L. A simple and accurate method to calculate transient EHL film thickness in machine components undergoing operation cycles. Tribol Trans 2000;43(1):116–22. [9] Hooke CJ. The minimum film thickness in line contacts during reversal of entrainment. ASME J Tribol 1993;115:191–9. [10] Dowson D, Taylor CM, Zhu G. A transient elastohydrodynamic lubrication analysis of a cam and follower. J Appl Phys 1992;25:A313–20. [11] Sugimura J, Spikes HA. Technique for measuring EHD film thickness in nonsteady state contact conditions. In: Dowson D et al. editor. Proceedings of Leeds/Lyon symposium on elastohydrodynamics ’96. Elsevier; 1997. [12] Sugimura J, Jones Jr. WR, Spikes HA. EHD film thickness in nonsteady state contacts. ASME Trans J Tribol 1998;120:442–52. [13] Glovnea RP, Diaconescu EN, Flamand L. EHD film thickness under transient speed conditions. Acta Tribol 1995;3:31–6. [14] Glovnea RP, Spikes HA. The influence of cam-follower motion on elastohydrodynamic film thickness. In: Proceedings of Leeds–Lyon symposium on tribology research: from model experiment to industrial problem, Lyon, September 2000. Amsterdam: Elsevier; 2001. p. 485–93. [15] Glovnea RP, Spikes HA. Behavior of EHD films during reversal of entrainment in cyclically accelerated/decelerated motion. Tribol Trans 2002;45(2):177–84. [16] Glovnea RP, Spikes HA. Elastohydrodynamic film formation at the start-up of the motion. Proc Inst Mech Eng 2001;J215:125–38. [17] Wang J, Hashimoto T, Nishikawa H, Kaneta M. Pure rolling elastohydrodynamic lubrication of short stroke reciprocating motion. Tribol Int 2005;38: 1013–21. [18] Krupka I, Svoboda P, Hartl M. Effect of surface topography on mixed lubrication film formation during start up under rolling/sliding conditions. Tribol Int 2010;43:1035–42. [19] Krupka I, Svoboda P, Hartl M. Effects of surface topography on lubrication film formation within elastohydrodynamic and mixed lubricated non-conformal contacts. Proc Inst Mech Eng 2010;J224:713–22. [20] Venner CH. Multilevel solution of the EHL line and point contact problems. PhD thesis. University of Twente, Enschede, The Netherlands; 1991. ISBN: 909003974-0. [21] Venner CH. Higher-order multilevel solvers for the EHL line and point contact problem. J Tribol 1994;116:741–50. [22] Chang L. A simple and accurate method to calculate transient EHL film thickness in machine components undergoing operation cycles. Tribol Trans 2000;43:116–22. [23] Jin ZM, Yang ZM, Cui PJ, Dowson D. Transient elastohydrodynamic analysis of elliptical contacts. Part 1: isothermal and Newtonian lubricant solution. J Eng Tribol 2004;218:211–24. [24] Zhao J, Sadeghi F, Hoeprich MH. Analysis of EHL circular contact start up: part I—mixed contact model with pressure and film thickness results. J Tribol 2001;123:67–74. [25] Zhao J, Sadeghi F. Analysis of EHL circular contact shut down. J Tribol 2003; 125:76–90.

Vysoké u ení technické v Brn

Recommend Documents