марок ЭГ-0-Б83 и АМС-5 значения коэффициентов трения значительно уменьшаются с увеличением пути трения и нагрузки, то для материала марки 7В-2А высокие значения коэффициента трения сохраняются на всем протяжении испытаний, несколько возрастая с температурой.

При трении в воде предельно допустимая нагрузка для графитовых материалов определяется скоростью трения (для случая граничного трения при скорости 2-12 м/с предельная величина q приведена в табл. 58). Износ графитовых материалов уменьшается с увеличением скорости трения до такого ее значения, при котором нарушается вид фрикционной связи и наступает катастрофический износ (т. е. когда теплота трения не успевает отводиться от трущихся поверхностей, что приводит к необратимым изменениям свойств материалов). При высоких скоростях трения наиболее благоприятным сочетанием антифрикционных свойств при трении в воде обладают пропитанные баббитом графитовые материалы. Следует заметить, что испытания других графитовых материалов, пропитанных баббитом или формальдегидной смолой, показали аналогичные или даже более высокие результаты. Испытывались материалы марок: АГП-Б83, МГ-Б83, ЭЭГ-Б83, ППГ-Б83 и 2П-1000. Графитосвинцовистый материал НАМИ-ГС-ТАФ при трении по оксидированному титану, благодаря значительному переносу свинца на оксидированную поверхность имеет более низкие свойства, близкие к антифрикционным свойствам пары с применением оловянной бронзы, но при этом допустимая нагрузка в несколько раз ниже.

Слоистые материалы. При трении текстолита марки НТК по оксидированному сплаву марки ВТ5 шероховатость трущихся поверхностей постепенно уменьшается, а пленка окислов, образующаяся на титане при оксидировании на воздухе так же, как и при трении с оловянной бронзой, постепенно изнашивается. Интенсивность износа и коэффициент трения текстолита после пути трения 10-15 км на установившемся участке кривой износ-путь трения оказывается примерно в 1,5-2 раза ниже, чем для оловянной бронзы. При повышении скорости трения выше 1,5-2 м/с температура трущихся поверхностей резко возрастает и текстолит обугливается, что приводит к резкому возрастанию износа и потерь на трение.

При применении текстолита в воде следует учитывать возможность его набухания и поэтому первоначальный зазор между титановым валом и втулкой должен быть в пределах 1,5-2% от номинального размера вала.

Лигнофоль представляет собой древеснослоистый пластик - спрессованные тонкие пластинки дерева, набранные в определен-ном порядке, пропитанные синтетическими смолами. Его износостойкость находится в пределах, близких к износостойкости бронзы ОФ10-1 при предельном для лигнофоля удельном давлении 50 кгс/см, а величина коэффициента трения примерно в 1,5 ра-

за ниже. При использовании древопластиков следует учитывать высокое набухание ДСП, достигающее 18% (по массе).

Бакаут - очень плотная древесина гваякового дерева, прочная, твердая, непрямослойная, хорошо пропитанная смолами (до 30%).

При скорости трения 15 м/с и удельной нагрузке 15 кгс/см постоянное значение критерия износа и коэффициента трения устанавливается после пути трения примерно 100 км (/q = 0,049 X X 10 смкгс, / = 0,024). Поверхность титана постепенно запо-лировывается и после износа пленки рутила дальнейший износ титана практически не наблюдается.

Пластмассы. Смола ATМ-2 на основе вторичного капрона, разработанная Московским институтом тонкой химической технологии, обладает примерно в 1,5 раза более высокой прочностью, чем вторичный капрон, и примерно на порядок меньшим влагопо-глощением. Износостойкость смолы АТМ-2 (см. табл. 58) превышает стойкость оловянной бронзы при нагрузках до 100 кгс/см. При трении наблюдается незначительный перенос смолы на оксидированную поверхность, частичный износ пленки рутила и улучшение шероховатости поверхности. Для реальных узлов трения необходимо учитывать, что фактическое влагопоглощение смолы достигает 2,5% (по массе), т. е. размеры деталей могут изменяться на 0,6-1%.

При испытаниях фторопласта-4 наблюдалась хладотекучесть (образцы частично расплющивались), в связи с чем его износ был более высоким, чем у оловянной бронзы. В то же время величина динамического коэффициента трения имела низкие значения в пределах .0,02-0,03. Для реальных узлов применение фторопласта должно быть ограничено нагрузкой в пределах 10-15 кгс/см.

5. Примеры практического применения титана в узлах трения, испытания узлов

Крепежные изделия. В качестве материала для крепежных деталей широкое распространение получил высокопрочный титановый сплав марки ВТ 16; применяются также сплавы марок ВТ14, ВТЗ-1, ВТ5. При этом наиболее существенное значение имеют вопросы свинчиваемости титанового крепежа. Установлено, что серебрение, кадмирование и фосфатирование титановых болтов с последующей смазкой деталей дисульфидом молибдена снижает коэффициент трения в резьбе в 1,5-3 раза. Однако коэффициент трения в этих случаях нестабилен и заедание в резьбе не исключается. Аналогичное поведение крепежных соединений обнаруживается при анодировании болтов. С. Г. Глазунов и др. рекомендуют для болтов из сплава марки ВТ 16 применять гайки из нержавеющих сталей, а в случаях, когда в паре с титановыми болтами должны быть титановые гайки, то последние следует изготовлять из сплавов марок ВТ 16 или 0Т4 и термически оксидировать либо покрывать твердой смазкой ВАП-1 или ВАП-2.

Испытания крепежных соединений с резьбой М10, М14, М20 и М36, изготовленных из сплавов марок ВТ5, ПТ-ЗВ, ВТЗ-1 (болты, шпильки) и сплава марки ВТ5 с термическим оксидированием (гайки), сплава марки ПТ-ЗВ и углеродистой стали (гнезда в плитах), на свинчиваемость показали:

вворачивание титановых шпилек всухую в гнезда из сплава марки ПТ-ЗВ и углеродистой стали при удельной нагрузке 2000 кгс/см (рассчитано путем деления 34% осевой нагрузки на площ,адь одного витка) приводило к значительному повреждению резьбы в виде задиров и к неразъемности соединений после 2-3 циклов;

применение смазки из смеси графита с маслом (50% графита и 50% масла) увеличило число циклов до появления задиров до 3-5, но и после 15 циклов разъемность соединений сохранялась;

свинчиваемость титановых болтов с оксидированными гайками из сплава марки ВТ5 обеспечивалась на протяжении 15 и более циклов при удельном давлении до 2000 кгс/см. Для обеспечения разъемности крепежных соединений из титановых сплавов и для исключения возможности их разрушения при сборке и Эксплуатации необходимо регламентировать моменты затяжки. Формулы для определения моментов затяжки соединений относительно просты [12].

Момент затяжки шпильки в гнезде:

Мр = /С Ш d,

где /С = -g--3-{--1-р j - приведенный к наружному радиусу резьбы d/2 коэффициент трения в резьбе; - средний диаметр резьбы, см; S - шаг резьбы, см; р - приведенный

коэффициент трения в резьбе; [Q3] = ---допускаемая

осевая сила затяжки соединения, кгс; = 0,785 (d - dL) - площадь проекции одного витка, см; йвн - внутренний диаметр резьбы гайки, см; Iq] - допускаемая удельная нагрузка в резьбе, кгс/см; [] < 1250 кгс/см для резьбы Мб-М20; [q] 2000 кгс/см для резьбы М22-М48. Момент затяжки гайки (болта):

М,р = Мр + = т {К 4- 0,65р,) d,

где = [Q3] 0,65йрт. - момент трения и р-коэффициент трения торца гайки о поверхность соединяемых деталей. Средние значения приведенного коэффициента трения в резьбе К и коэффициента трения торца гайки по поверхности соединяемых деталей р приведены в табл. 60. Для крепежных соединений, работающих при вибрациях, следует учитывать, что коэффициенты трения могут уменьшаться в несколько раз, и поэтому такие соеди-

Таблица 60. Средние значения коэффициентов К и

нения следует стопорить с помощью стопорных отгибных шайб, кернения, обвязки проволокой и др. Так как разъемность в резьбовых соединениях необходимо обеспечить не только в крепежных соединениях, но в различных других узлах машин (соедине- ниях разных крышек, штуцеров, накидных гаек и т. п.), были проведены испытания крепежных резьб от Ml 8x1,5 до М56х2

Рис. 102. Внешний вид испытывавшихся штуцерно-торцовых соединений

из титана

на свинчиваемость. Испытывались детали при следующем сочетании материалов: штуцер из сплава марки ВТ5 без обработки - гайка из сталей марок 2X13, 20 и латуни марки ЛС59-1; штуцер из сплава марки ВТ5, оксидированный при 850° С - 5 ч, - гайка из того же сплава, оксидированная при 800° С - 1ч.

Резьбовые соединения, выполненные из оксидированного и не-оксидированного титана и с гайками из стали 20 со смазкой смесью графита с веретенным маслом обеспечивали 200 циклов свинчивания при удельной нагрузке 400 кгс/см. В случае применения гаек из стали марки 2X13 схватывание с повреждением нескольких витков резьбы наблюдалось после 50 циклов свинчивания.

Латунь марки ЛС59-1 переносилась на титановую резьбу, однако работоспособность узла сохранялась и после 200 циклов свинчиваний. Натурные образцы штуцерно-торцовых соединений

трубопроводов, в которых штуцера и накидные гайки выполнялись нз сплава марки ВТ5 с термическим оксидированием (рис. 102), обеспечивали работоспособность па протяжении 200 циклов свинчиваний.

Резьбовые ходовые соединения. Для передачи осевых усилий в различных устройствах (арматуре, приводах и т. п.) часто применяют ходовые резьбовые соединения. Испытания ходовых трапецеидальных резьб проводились на специальной машине при постоянных осевых усилиях и применении различных смазок (табл. 61). Удельная нагрузка определялась делением 34% осевой нагрузки на плош,адь проекции первого витка; износ определялся измерением осевого люфта до и после испытаний.

Наилучшая работоспособность обеспечивается при применении оксидированных винтов, а гаек из высокооловянной бронзы марок БрОФ6,5-0,15 или БрОФ10-1. Во всех других случаях наблюдались либо повышенный износ, либо значительный перенос бронзы, повышение температуры в узле и заклинивание (БрАЖ9-4, БрАЖМц10-3-1,5). Испытания натурного винтового привода с резьбой трап. 60 X 12 при осевом усилии до 20 т, в котором .винт из сплава марки ВТБ был оксидирован при 800° С - 1 ч, а ходовая гайка изготовлена из бронзы БрОФ10-1, показали их высокую работоспособность на пути трения 20 км при смазке АМС-1.

Радиальные и упорные подшипники скольжения. К их числу следует отнести и сочленения деталей типа вал - втулка , которые нельзя в полном смысле отнести к подшипникам скольжения. На рис. 103 представлены результаты испытаний такого узла применительно к условиям работы арматуры, в которой шток (шпиндель) может совершать во втулке (грундбуксе) возвратно-поступательное (рис. 103, а), враш,ательное (рис. 103, б) и винтовое (рис. 103, в) движения. При сухом трении испытывались валики диаметром 25 мм, к которым нагрузка примерно 10 кгс/см прикладывалась консольно.

Из результатов этих опытов видно, что в случае оксидирования валиков (850° С - 5 ч) и втулок (800° С - 1ч) обеспечивается работоспособность узла в течение 5000 двойных ходов при возвратно-поступательном движении и 20 ООО оборотов - при враш,атель-ном. Это соответствует пути трения 240 и 1500 м.

Сочетание валиков из сплава марки ВТ5, оксидированных при 850° С, со втулками из неупрочненного сплава марки ВТ5, стали 20, латуни марки ЛМц58-2 и бронзы марки БрАМц9-2 при всех видах относительного движения приводит к намазыванию материала втулки на валики, образованию рисок и ощутимому износу; на втулках наблюдается появление грубых рисок и мелких вырывов металла. При вращательном движении образцов эти сочетания не обеспечивают требуемую работоспособность.

В случаях испытаний нержавеющих сталей в паре с оксидированным и неупрочненным сплавом марки ВТ5 схватывание наступает после незначительных путей трения (1-20 м). Хроми-

рование и химическое никелирование сплава марки ВТб, как и при испытаниях на машинах трения, показали неустойчивые результаты, связанные с пестрым качеством сцепления покрытия с основным металлом. Хорошие результаты получены при применении втулок из текстолита и капрона в сочетании с валиками из неупрочненного титана, на которых при данных условиях испытаний не было обнаружено повреждений.

Путь трения за цикл в случае винтового движения в 4-8 раз больше, чем при других видах относительного движения образцов, и поэтому большинство испытывавшихся сочетаний материалов оказалось неработоспособным после нескольких десятков циклов движения (на рис. 103, в эти результаты не приведены). Наилучшие результаты при этом виде движения (испытания были ограничены 2000 циклов) показали пары из сплава марки ВТ5, оксидированного при 850° С, с тем же и так же упрочненным сплавом, монель-металлом, азотированной сталью марки 2X13 и сочетание азотированного сплава марки ВТ5 друг с другом. В результате стендовых испытаний различных типов арматуры были получены данные, подтверждающие работоспособность ее узлов трения в течение до 15 000 циклов открытий-закрытий при сочетаниях материалов, показавших наилучшую работоспособность в процессе испытаний моделированных узлов.

Испытания радиальных подшипников диаметром 30 мм (узел вал- втулка , v = 0,11 м/с) при консольном нагружении удельным давлением до 300 кгс/см показали, что оксидирование при 800° С на воздухе и в графите обеспечивает высокую работоспособность в паре с оловянными бронзами; оксидирование при 850° С-с охлаждением в воде и азотирование при высоких нагрузках послепути трения 5-6 км приводят к усталостному выкрашиванию упрочненного слоя; значения критерия износа, полученные при стендовых испытаниях, близки к его значениям при испытаниях на лабораторных машинах трения; аналогично также поведение различных антифрикционных материалов и состояние трущихся поверхностей. Стендовые испытания подтвердили также эффективность применения консистентной смазки.

С. А. Лукиным и В. В. Вязанкиным были проведены испытания подшипников из материалов марок 7В-2А и 2П-1000 в воде повышенной температуры. Радиальные и упорные подшипники из материала марки 7В-2А за 8020 ч при скорости трения 14-28 м/с и удельном давлении до 3 кгс/см износа практически не имели.

Подшипники из материала марки 2П-1000 за 2100 ч, которыми были ограничены испытания, имели износ в пределах 0,024- 0,08 мм не радиальных и 0,03-0,09 мм на упорном. Во всех указанных выше случаях работоспособность подшипников сохранялась после указанного времени испытаний; оксидированный слой на деталях был только либо частично изношен, либо на нем наблюдалось образование отдельных рисок из-за попадания инородных частиц.