CC BY
41
УДК 621.891:519.28 DOI 10.18698/0536-1044-2018-1-84-93
Оценка долговечности пар трения с твердосмазочными покрытиями различных составов отечественного и зарубежного производства
П.Н. Хопин
Московский авиационный институт, 125993, Москва, Российская Федерация, A-80, ГСП-3, Волоколамское шоссе, д. 4
An Assessment of the Durability of Friction Couples with Solid Lubricant Coatings of Various Compositions Produced by Domestic and Foreign Manufacturers
P.N. Khopin
Moscow Aviation Institute, 125993, Moscow, Russian Federation, A-80, GSP-3, Volokolamskoe Hwy., Bldg. 4 e-mail: chopinp@mail.ru
Исходя из принятой концепции разрушения пар трения с суспензионными твердосмазочными покрытиями вследствие термофлуктуационной деструкции связующих, сделан вывод о целесообразности оценки ресурса пар трения указанного типа с помощью долговечности. Разработан алгоритм ее оценки на основе использования универсальных корреляционных зависимостей температуры трения от нагрузочно-скоростных параметров работы узла и термокорреляционных зависимостей долговечности от температуры трения для твердосмазочных покрытий различных составов. Получены соответствующие зависимости, позволяющие реализовать предложенный алгоритм. Для проведения сравнительной оценки ресурса твердосмазочных покрытий отечественного и зарубежного производства определены основные контактные характеристики и температура трения пары трения скольжения с твердосмазочными покрытиями типа Mo-lykote для условий испытаний на машине трения LFW-1 (ASTM D-2714) по схеме трения скольжения брусок-кольцо. Оценка значений долговечности пары трения с твердосмазочными покрытиями российского производства и Molykote 3400 А показала их удовлетворительное совпадение (отклонение составило 10,5 %).
Ключевые слова: твердосмазочные покрытия, оценка долговечности, нормальные атмосферные условия, трение скольжения
Based on the conventional concept of destruction of friction couples with suspensiontype solid lubricant coatings due to thermo-fluctuation destruction of the binders, a conclusion is drawn on the expediency of an assessment of the working life of friction couples of the specified type using the durability parameter. An algorithm of assessment is developed based on the universal correlation dependences of the temperature of friction on the load-velocity parameters of the assembly and on the thermo-correlation dependences of durability on the temperature of friction for solid lubricant coatings of various compositions. Corresponding dependences are obtained that can be used in the proposed algorithm. To perform a comparative assessment of the working life of domestic and foreign-made solid lubricant coatings, main contact characteristics and the temperature of friction are determined
for a sliding couple with Molykote solid lubricant coatings for testing on the LFW-1 (ASTMD-2714) friction machine using the 'bar-ring' sliding scheme. The assessment of the durability of the friction couple with solid lubricant coatings Molykote 3400 A and those of Russian production has shown satisfactory agreement, with deviation being 10.5 %.
Keywords: solid lubricant coatings, durability assessment, normal atmospheric conditions, sliding friction
Для современных узлов трения, автономно функционирующих в условиях нормальной атмосферы, вакуума, при повышенных и пониженных температурах, контактных давлениях вплоть до предела текучести материала основы широко применяют твердосмазочные покрытия (ТСП) типа ВНИИ НП, Мо1уко1е и др. [1-4].
Узлы трения механизмов с применением ТСП работают при различном сочетании контактного давления р, скорости скольжения V и температуры Т. Расчет триботехнических характеристик ТСП часто затруднен вследствие отсутствия комплексных зависимостей, позволяющих при произвольном сочетании указанных факторов оценивать ресурс и антифрикционные характеристики узлов трения.
Цель работы — разработка методики оценки триботехнических характеристик пар трения с ТСП различных составов отечественного и зарубежного производства.
Методы исследований. Проведенными ранее исследованиями топографии поверхности трения ТСП ВНИИ НП-212 (методами растровой электронной микроскопии, профиломет-рирования, элементного микроанализа) [5, 6] определены функции отдельных компонентов композиционного ТСП и выявлено, что ресурс работы ТСП определяется долговечностью связующего, для оценки которого предложено использовать модернизированную формулу С.Н. Журкова [5, 7]
х = х°еи°/(кТ),
где х — время до начала разрушения (долговечность), с; х° — усредненное время между отдельными флуктуациями, с; и° — энергия активации разрушения, ккал/моль; к — константа Больцмана; Т — абсолютная температура, К.
Разработана методика оценки долговечности [6] и коэффициента трения [8] и получены математические модели, позволяющие с достаточной для практики точностью вычислять долговечность, коэффициент и температуру трения узлов с ТСП для произвольного сочетания нагрузочно-скоростных режимов функционирования.
Результаты. Разработка методики оценки долговечности пар трения с ТСП. Анализ результатов экспериментальных исследований [9] как при нормальной, так и при повышенной температуре выявил определяющее влияние температурного фактора на долговечность пар трения с ТСП ВНИИ НП-212 (рис. 1).
Так как температура трения Ттр является функцией двух основных эксплуатационных факторов — контактного давления р и скорости скольжения V — для расчета долговечности пар трения с ТСП необходимо иметь зависимость, позволяющую оценивать температуру Ттр для произвольного сочетания нагрузочно-скорост-ных параметров реальных узлов трения с ТСП, т. е. Ттр = / (р, V). Зная эту зависимость, алгоритм расчета долговечности пар трения с ТСП можно записать в виде, представленном на рис. 2 [10].
Для оценки ресурса фрикционных сопряжений с ТСП по предложенной методике проведены эксперименты с использованием метода центрального композиционного ротата-бельного униформ-планирования второго порядка и получены математические модели
х, МИН
900 800 700 600 500 400 300 200 100
0 100 200 300 Г^С
Рис. 1. Экспериментальная зависимость долговечности х пары трения с ТСП ВНИИ НП-212 от температуры трения Ттр (при различных р, V и температуре нагрева): ♦ — результаты эксперимента; --аппроксимирующая кривая
Расчет долговечности с использованием термокорреляционных зависимостей т =/(7^ ) (в случае функционирования узла при повышенной температуре Гоб последняя складывается с Г™ )
Эксплуатационные характеристики работы пары трения р и V
Определение Г™, по известным зависимостям Г™, =/(р, у)
Рис. 2. Алгоритм расчета долговечности пары трения с композиционными ТСП, содержащими связующие вещества
Таблица 1
Зависимости Ттр = /(р, V) для различных схем трения, типов ТСП и диапазонов варьирования факторов
в нормальных атмосферных условиях
Тип ТСП на основе Мо82 Диапазоны варьирования
Схема трения N Н (р, МПа) у, м/с Зависимости Ттр = /(р, у), °С
ВНИИ НП-212 Роликовая (модернизиро- 236...1 337 0,096.. .1,224 Ттр = 36,49 + 132,23у + 0,535р + ванная машина трения РП) (23,1.133,7) + 0,234ру - 47,94у2 - 2,094-10-3р2
ВНИИ НП-212 Роликовая (машина трения СМТ) 210.1 790 (12,2.103,5) 1,472.3,728 Ттр = 119,35 + 10,26у + 0,065р + + 0,335ру
Ыс1уЫе 7409 Торцевая (стенд шайба-диск) 755.9 045 (5,60.67,2) 0,11.0,25 Ттр = 67,27 - 98,96у + 0,464р + + 6,42ру - 0,011р2
Примечание. N — контактная нагрузка. Таблица 2
Термокорреляционные зависимости т = / (Ттр) для наиболее часто используемых составов суспензионных ТСП российского производства в нормальных атмосферных условиях
Состав ТСП Корреляционные зависимости т = / (Ттр),
Наполнитель Связующее т, мин; Ттр, °С
Мо82 Мочевино-формальдегидная смола т = 9-106 Ттр1,969
Графит Кремнийорганическая смола К-55 т = 4-10-5 Тт3р - 0,0276 Т т2р + 4,88 Ттр - 6,67
Мо82 Эпоксидная смола ЭП-96 т = 4493,4 е"0,014Ттр (1)
Мо82 Неорганическая связка типа №28Ю3 т = -0,0175 Т2, + 6,66Ттр - 109,93
Мо82 Кремнийорганическая смола К-55 т = 3414-е_0,01Ттр
зависимости Ттр = / (р, у) для различных схем трения, типов ТСП и диапазонов варьирования факторов в нормальных атмосферных условиях (табл. 1).
На следующем этапе решалась задача определения термокорреляционных зависимостей типа т = /(Тр) для ТСП различных составов в целях широкого использования методики на практике.
В результате обработки экспериментальных данных, приведенных на рис. 1, для пар трения с ТСП ВНИИ НП-212 получена термокорреляционная зависимость
т = 9 -106Т "р1,969 ,
где долговечность т выражена в мин, а температура трения ТТр — в °С.
Анализ литературы показал, что искомые зависимости для других типов ТСП могут быть определены из экспериментальных данных, приведенных в монографии [11], путем математической обработки зависимостей т = / (Ттр) для температур свыше 100 °С, при которых образуется эффективная смазочная пленка и коэффициент трения резко снижается до /тр = = 0,02.0,05. В результате обработки указанных
данных получены термокорреляционные зависимости х = /(Ттр) для наиболее часто используемых составов суспензионных ТСП российского производства в нормальных атмосферных условиях (табл. 2) [10].
Оценка долговечности пар трения с ТСП различных составов. Задача оценки триботехни-ческих характеристик пар трения с ТСП различных составов решалась с применением термокорреляционных зависимостей. Объектом исследования являлись широко известные ТСП Мо1уко1е.
Термокорреляционные зависимости были получены автором для пар трения скольжения, поэтому для оценки работоспособности фрикционных сопряжений с ТСП типа Мо1уко1е [12-14] использовались результаты испытаний на машине трения LFW-1 (Л8ТМ Б-2714), реализующих трение скольжения по схеме брусок-кольцо (рис. 3) [12-14].
Основные характеристики пары трения скольжения с ТСП для испытаний на машине трения LFW-1 (Л8ТМ Б-2714) приведены в табл. 3.
С учетом диапазона варьирования фактора V для зависимостей Ттр = /(р, V), приведенных в табл. 1, применительно к паре трения брусок-кольцо для испытаний на машине LFW-1 пригодно выражение
Ттр = 36,49 + 132,23V + 0,535р + 0,234pv -- 47,94^ - 2,094-10 3р2.
(2)
Рис. 3. Схема трения пары брусок-кольцо для машины трения LFW-1 (Л8ТМ Б-2714)
рядка, предназначенная для пересчета нагрузки N в контактное давление p:
N=11,44р + 170^ - 161,
где р выражено в МПа, V — в м/с, N — в Н. Отсюда
р = 0,0874N - 14,44 V + 14,07.
(3)
Определим контактное давление р для расчета температуры трения по выражению (2). Для оценки контактного давления использована зависимость, полученная автором в работе [9] после статистической обработки результатов экспериментального исследования влияния эксплуатационных факторов на работоспособность пар трения с ТСП при повышенной температуре с применением центрального композиционного ортогонального плана второго по-
Зависимость (3) определена в диапазонах
V = 0,174...1,146 м/с и N = 308...1 260 Н для роликовой схемы трения (машины трения РП). Очевидно, что значение контактной нагрузки N = 2 860 Н) для машины трения LFW-1 (Л8ТМ Б-2714) превышает верхнюю границу диапазона для роликовой схемы, более чем в 2 раза по скорости скольжения (V = 0,132 м/с) т. е. на 24 %.
Анализ зависимости (3) показывает, что ее можно использовать при ориентировочном расчете контактного давления для значений N и V, превышающих рассмотренные диапазоны. В связи с этим по формуле (3) рассчитано контактное давление для параметров N = 2 860 Н и
V = 0,132 м/с, соответствующих условиям испытаний на машине LFW-1 (Л8ТМ Б-2714):
р = 0,0874N - 14,44 V + 14,07 = 262,1 МПа.
Затем осуществлялась корректировка контактного давления р с учетом изменения схемы трения с роликовой на схему ролик-плоскость
Таблица 3
Основные характеристики пары трения скольжения с ТСП для испытаний на машине трения (ЛБТМ Б-2714)
Пара трения Нагрузка N, Н Частота Скорость
Деталь Материал Размеры, мм вращения, мин-1 скольжения V, м/с
Брусок Кольцо 8ЛЕ 01, ИЯС 27.33 8ЛЕ 4620, ИЯС 58.63 15,75x10,26x6,35 034,9x8,15 2 860 72 0,132
(тест LFW-1 (Л8ТМ Э-2714)). С помощью представленных в работе [15] зависимостей для начального упругого контакта (формул Герца) рассчитаны максимальные значения контактного давления:
• для роликовой схемы трения
Ршахр = 0,418 2q
E1E2 Ri + R2
Ei + E2 RiR 2 • для схемы трения ролик-плоскость
-'шахр-пл
-пл = 0,418
2q E1E2 R E1 + E2
где q = №Ь - N — контактная нагрузка, Ь — ширина ролика; E1, E2 — модули упругости роликов; R1, R 2 — радиусы роликов; R — радиус ролика.
Для роликовой схемы ртахр = 950 МПа, для схемы ролик-плоскость p1
шахр-пл
= 672 МПа.
Таким образом, коэффициент снижения контактного давления при переходе от роликовой схемы к схеме ролик-плоскость
K ршах р/ршах р-пл 1,41
С учетом коэффициента K = 1,41 контактное давление для машины трения LFW-1 уменьшено в K раз и составило 185,4 МПа. Диапазоны варьирования факторов, использованные при получении зависимости (2): р = 23,1.133,7 МПа и v = 0,096.1,224 м/с.
Очевидно, что давление р = 185,4 МПа выходит за пределы диапазона изменения этого фактора для модели (2), а скорость скольжения v = 0,132 м/с входит в выделенный диапазон. В связи с этим построена поверхность, соответствующая зависимости (2), для диапазонов основных уровней рассмотренных факторов: v = = 0,26.1,06 м/с и р = 39,1.117,6 МПа (рис. 4).
Анализ поверхности, представленной на рис. 4, показывает, что при выходе рассматриваемых параметров за пределы исследованных диапазонов требуется дополнительная корректировка. Вследствие этого построена зависимость Ттр = / (р) для скорости скольжения V = = 0,132 м/с, соответствующей условиям испытаний на машине трения LFW-1 (рис. 5) в диапазоне давлений от нижней исследованной границы (р = 39,1 МПа) до р = 200 МПа, включающего в себя искомое давление (р = 185,4 МПа).
Очевидно, что температура трения, описываемая полиномом (2), при превышении верхней исследованной границы р = 117,6 МПа снижается по параболической зависимости, что не соответствует реальной картине трения, так как с повышением контактного давления Ттр возрастает. Поэтому для аппроксимации использованы точки графика до р = 117,6 МПа, которые адекватно описываются выражением
ТТр = 15,66 1п р + 15,64. (4)
С 180-200 □ 160-180
□ 140-160 120-140
С 100-120
□ 80-100
109,76
МПа
V, м/с
0.90пой ^ 39'20 0>981,06
Рис. 4. Графическая интерпретация зависимости Ттр = /(р, у), полученная при экспериментальном исследовании пары трения с ТСП ВНИИ НП-212
Температура трения, рассчитанная с помощью выражения (4) для давления р = 185,4 МПа, составила 97,4 °С.
Значения долговечности (в оборотах (об.)) пары трения с ТСП Мо1уко1:е на основе Мо82 и графита, полученные в результате испытаний на машине трения LFW-1 (Л8ТМ Б-2714) при вращении по схеме трения скольжения брусок-кольцо для N = 2 860 Н и V = 0,132 м/с, приведены в табл. 4.
Анализ данных табл. 4 показывает следующее:
• долговечность пар трения с ТСП типа Мо-1уко1:е, приведенная в технической характеристике 2014 г. [14], существенно отличается от данных, представленных в 2008 г. [12]; например, для ТСП Б-7620 (7620) ресурс снижается в 20 раз;
• для пар трения с ТСП Б 321 И. и Б 3484 имеет место отклонение долговечности от рекомендаций, приведенных в работе [14] (рис. 6), где наибольшая долговечность ТСП обеспечивается на фосфатированных поверх-
Таблица 4
Значения долговечности пары трения скольжения с ТСП Мо1уко1е, полученные в результате испытаний на машине трения (ЛБТМ Б-2714)
ТСП Наполнитель Связка Долговечность пар трения, об., по данным работы
[14] [12]
Без предварительной обработки После фосфати-рования После пескоструйной обработки После пескоструйной обработки (П) или фосфатирования (Ф)
1 2 3 4 5 6 7
Б 321В. Мо82 (19 %) + графит (4,9 %) Полибутил-титанат 212 000 146 000 306 000 480 000 (П)
Б 3484 Мо82 (20 %) + графит (5,1 %) Фенольная 298 000 126 000 149 000 300 000 (Ф)
3400 А (без РЬ) Мо82 (12 %) Эпоксидная смола - 48 000 - 100 000 (Ф)
106 Мо82 (18 %) + графит (6 %) Эпоксидная смола - 187 000 - 380 000 (Ф)
Б-7409 Мо82 (15 %) + графит (1,5 %) Полиамид-имидная - - - 350 000 (Ф)
7400 Мо82 (13 %) + графит (6,4 %) Акриловая - 343 000 - 280 000 (Ф)
Б10-СБ^ Б 10 Графит (15 %) Полиамид-имидная - - - 6 000 (Ф)
3402-С Мо82 (10 %) Специальная (органическая) - 108 800 74 800 150 000 (П)
Б-7620 (7620) Мо82 (17 %) + графит (1,8 %) Полиамид-имидная - 20 000 - 400 000 (Ф)
300 р, МПа
Рис. 5. Зависимость температуры трения Ттр
от контактного давления р: ♦ — Ттр = /(р) для V = 0,132 м/с и исследованного диапазона р; ■ — значения Ттр вне исследованного диапазона р, полученные по зависимости Ттр = /(р, V);
--логарифмическая зависимость Ттр = f(р) для
V = 0,132 м/с и исследованного диапазона р; ▲ — значения Ттр вне исследованного диапазона р, определенные по логарифмической зависимости
ностях, а наименьшая — без их предварительной обработки;
• для пар трения с ТСП Б 3484 наибольшая долговечность получена для поверхности без
1,5 Яа, мкм
Рис. 6. Зависимость срока службы антифрикционных покрытий от шероховатости поверхности Яа и вида предварительной обработки:
1 — пескоструйная обработка и фосфатирование;
2 — пескоструйная обработка; 3 — полированная
поверхность
предварительной обработки, что не соответствует данным рис. 6.
На основании данных 2014 г. [14], приведенных в графе 5 табл. 4, с использованием недостающих значений для ТСП Б-7409, Б10-GBL и Б 10 из руководства 2008 г. [12] построена диаграмма, представленная на рис. 7, а. Ее анализ показывает, что наибольшую долговечность обеспечивают два ТСП:
• Мо1укоге Б-7409 (Мо82 (15 %) + графит (1,5 %) с полиамид-имидным связующим);
• Мо1укоге 7400 (Мо82 (13 %) + графит (6,4 %) с акриловым связующим).
С помощью данных 2008 г. [12], приведенных в графе 7 табл. 4, построена диаграмма (рис. 7, б), из которой следует, что наибольшая долговечность присуща следующим ТСП:
• Мо1укоге Б-321В. (Мо82 (19 %) + гра-фит(4,9 %) с полибутил-титанатным связующим);
• Мо1укоге Б-7620 (7620) (Мо82 (17 %) + графит (1,8 %) с полиамид-имидным связующим);
• Мо1укоге 106 (Мо82 (18 %) + графит (6 %) с эпоксидным связующим);
• Мо1укоге Б-7409 (Мо82 (15 %) + графит (1,5 %) с полиамид-имидным связующим).
Сравнение составов ТСП, для которых автором получены термокорреляционные зависимости (см. табл. 2), и ТСП Мо1уко1:е (см. табл. 4) выявило полное совпадение составов ТСП Мо-1уко1:е 3400 А и покрытия российского производства, включающего в себя наполнитель Мо82 и эпоксидную смолу ЭП-96 (см. табл. 2). С учетом частоты вращения кольца в схеме брусок-кольцо п = 72 мин1 получим долговечность пар трения с ТСП:
• для данных 2014 г.
х = 48 000/72 = 667 мин;
• для данных 2008 г.
х = 100 000/72 = 1 389 мин.
Отсюда среднее значение долговечности хср = 1 028 мин.
Согласно термокорреляционной зависимости (1) из табл. 2, для ТСП российского производства, состоящего из Мо82 со связующим в виде эпоксидной смолы ЭП-96, расчетная долговечность
храсч = 4493,4 ехр (-0,014-97,4)= 1 149 мин.
Отклонение расчетной долговечности ТСП российского производства от среднего значения хср ТСП Мо1уко1е 3400 А составило 10,5 %,
V
Рис. 7. Долговечность ТСП Мо1уко1е при трении скольжения по схеме брусок-кольцо на машине трения LFW-1 по данным 2014 г. (а) и 2008 г. (б)
т, мин
1400 1200 1000 800 600 400 200
0 100 200 300 Г^С
Рис. 8. Термокорреляционная зависимость т = /(Ттр) пары трения с ТСП на основе Мо82 с эпоксидным связующим ЭП-96 (♦) и значения долговечности ТСП Мо1уко1е 3400 А по данным 2014 г. (■) и 2008 г. (ж)
что считается удовлетворительным для расчетов на трение и износ.
Графическая интерпретация расчетных и экспериментальных значений долговечности пары трения с ТСП на основе Мо82 со связующим в виде эпоксидной смолы приведена на рис. 8.
Выводы
1. Анализ разрушения ТСП с позиции тер-мофлуктуационной теории деструкции их связующих позволяет сделать заключение о целесообразности оценки ресурса пар трения с антифрикционными покрытиями указанного ти-типа с помощью долговечности.
2. Предложена методика оценки долговечности пар трения с ТСП суспензионного типа, основанная на последовательном расчете тем-
Литература
пературы трения в зависимости от нагрузочно-скоростных параметров работы узла (с использованием универсальных корреляционных зависимостей Ттр = / (р, у)) и последующем определении ресурса рассматриваемых фрикционных сопряжений (на базе использования термокорреляционных зависимостей долговечности от температуры трения т = / (Ттр)) для пар с ТСП различных составов.
3. Для реализации методики получены универсальные зависимости Ттр = / (р, у) применительно к парам трения с ТСП в широком диапазоне варьирования нагрузочно-скоростных факторов, а также рассчитаны термокорреляционные зависимости т = / (Ттр) в нормальных атмосферных условиях для пар трения с ТСП различных составов.
4. Определены значения контактного давления и температуры трения пары трения скольжения с ТСП типа Мо1уко1е для условий испытаний на машине трения LFW-1 (Л8ТМ Б-2714) по схеме трения скольжения брусок-кольцо.
5. Проведена оценка долговечности пар трения скольжения (схема трения брусок-кольцо) с ТСП типа Мо1уко1е различных составов, полученная в результате испытаний на машине трения LFW-1 по Л8ТМ Б-2714 N = 2 860 Н, у = 0,132 м/с).
6. Выполненная с помощью термокорреляционных зависимостей сравнительная оценка долговечности пары трения с ТСП российского производства, состоящего из Мо82 (12 %) со связующим в виде эпоксидной смолы ЭП-96, и ТСП Мо1уко1е 3400 А для условий испытаний по схеме трения брусок-кольцо на машине трения LFW-1 по Л8ТМ Б-2714 N = 2 860 Н, у = = 0,132 м/с) показала их удовлетворительное совпадение (отклонение составило 10,5 %).
[1] Дроздов Ю.Н., Юдин Е.Г., Белов А.И. Прикладная трибология (трение, износ и смазка).
Москва, ЭкоПресс, 2010. 604 с.
[2] Ковалев Е.П., Игнатьев М.Б., Семенов А.П., Смирнов Н.И., Неволин В.Н., Фомин-
ский В.Ю. Твердосмазочные покрытия для машин и механизмов, работающих в экстремальных условиях (обзор). Трение и износ, 2004, т. 25, № 3, с. 316-336.
[3] Ярош В.М., Моишеев А.А., Броновец М.А. Исследование материалов на трение и износ
в открытом космическом пространстве на орбите вокруг Луны. Трение и износ, 2003, т. 24, № 6, с. 626-635.
[4] Маленков М.И., Каратушин С.И., Тарсов В.М. Конструкционные и смазочные матери-
алы космических механизмов. Санкт-Петербург, Балт. гос. техн. ун-т, 2007. 54 с.
[5] Хопин П.Н. Оценка долговечности твердосмазочных покрытий на основе анализа то-
пографии поверхностей трения. Трение и износ, 1995, т. 16, № 4, с. 787-793.
[6] Хопин П.Н. Методика и результаты оценки эксплуатационных характеристик пар тре-
ния с твердосмазочными покрытиями для различных условий функционирования. Трение и износ, 2012, т. 33, № 1, с. 23-31.
[7] Журков С.Н., Нарзуллаев Б.Н. Временная зависимость прочности твердого тела. Жур-
нал технической физики, 1953, т. 23, с. 1667-1689.
[8] Хопин П.Н. Оценка антифрикционных характеристик пар трения с твердосмазочными
покрытиями для различных условий функционирования. Трение и износ, 2015, т. 36, № 5, с. 491-498.
[9] Хопин П.Н., Попов О.В., Комаров В.А. Экспериментальная оценка работоспособности
пар трения с твердосмазочным покрытием в зависимости от температурного фактора. Трение и износ, 1985, т. 6, № 6, с. 1109-1116.
[10] Хопин П.Н. Термокорреляционный подход к оценке работоспособности пар трения с твердосмазочными покрытиями для условий нормальной атмосферы. Трибология — машиностроению. Тез. докл. XIмеждунар. НТК, Москва, ИМАШ, 2016, с. 254-255.
[11] Сентюрихина Л.Н., Опарина Е.М. Твердые дисульфид-молибденовые смазки. Москва, Химия, 1966. 152 с.
[12] Руководство по выбору антифрикционных покрытий Molykote. URL: http://atf.ru/pdf/ manual_choice_AF.pdf.
[13] Zechel R., Lonsky P., Trautmann H. Molykote. Dow Corning GmbH, 1991.
[14] Технические описания АФП (ТСП) от 03.10.2016 (для ТСП MOLYKOTE® D-7409) от 04.03.2014 (для остальных ТСП). URL: http://atf.ru/production/category268/.
[15] Писаренко Г.С., Яковлев А.П., Матвеев В.В. Справочник по сопротивлению материалов. Киев, Наукова Думка, 1988. 736 с.
References
[1] Drozdov Iu.N., Iudin E.G., Belov A.I. Prikladnaia tribologiia (trenie, iznos i smazka) [Applied
tribology (friction, wear and lubrication)]. Moscow, EkoPress, 2010. 604 p.
[2] Kovalev E.P., Ignat'ev M.B., Semenov A.P., Smirnov N.I., Nevolin V.N., Fominskii V.Iu.
Tverdosmazochnye pokrytiia dlia mashin i mekhanizmov, rabotaiushchikh v ekstrem-al'nykh usloviiakh (obzor) [Solid lubricating coatings for machines and mechanisms operaitng in extreme conditions summary]. Trenie i iznos [Journal of Friction and Wear]. 2004, vol. 25, no. 3, pp. 316-336.
[3] Iarosh V.M., Moisheev A.A., Bronovets M.A. Issledovanie materialov na trenie i iznos v ot-
krytom kosmicheskom prostranstve na orbite vokrug Luny [Study of friction and wear of materials in the open space in the lunar orbit]. Trenie i iznos [Journal of Friction and Wear]. 2003, vol. 24, no. 6, pp. 626-635.
[4] Malenkov M.I., Karatushin S.I., Tarsov V.M. Konstruktsionnye i smazochnye materialy kos-
micheskikh mekhanizmov [Structural and lubricants for space mechanisms]. Sankt-Petersburg, Balt. gos. tekhn. un-t publ., 2007. 54 p.
[5] Khopin P.N. Otsenka dolgovechnosti tverdosmazochnykh pokrytii na osnove analiza topo-
grafii poverkhnostei treniia [Assessment of service life of solid lubricant coatings on the basis of microcontact friction surface]. Trenie i iznos [Journal of Friction and Wear]. 1995, vol. 16, no. 4, pp. 787-793.
[6] Khopin P.N. Method and results of assessment of the performance of friction pairs with solid
lubricating coatings under various operating conditions. Journal of Friction and Wear, 2012, vol. 33, no. 1, pp. 14-21.
[7] Zhurkov S.N., Narzullaev B.N. Vremennaia zavisimost' prochnosti tverdogo tela [Time de-
pendence of strength of solids]. Zhurnal tekhnicheskoi fiziki [Technical physics]. 1953, vol. 23, pp. 1667-1689.
[8] Khopin P.N. Assessment of antifriction characteristics of friction pairs with solid-lubricating
coatings under various operating conditions. Journal of Friction and Wear, 2015, vol. 36, no. 5, pp. 374-379.
[9] Khopin P.N., Popov O.V., Komarov V.A. Eksperimental'naia otsenka rabotosposobnosti par
treniia s tverdosmazochnym pokrytiem v zavisimosti ot temperaturnogo faktora [Experimental evaluation of efficiency of friction pairs with hard lubricant coating depending on
the temperature factor], Trenie i iznos [Journal of Friction and Wear], 1985, vol. 6, no. 6, pp. 1109-1116.
[10] Khopin P.N. Termokorreliatsionnyi podkhod k otsenke rabotosposobnosti par treniia s tverdosmazochnymi pokrytiiami dlia uslovii normal'noi atmosfery [Thermochronology approach to the evaluation of performance of friction pairs with hard lubricant coatings for conditions normal atmosphere]. Tribologiia — mashinostroeniiu. Tez. dokl. 11 mezhdunar. NTK [Tribology — engineering. Abstracts of the 11 international scientific-technical conferences]. Moscow, IMASh publ., 2016, pp. 254-255.
[11] Sentiurikhina L.N., Oparina E.M. Tverdye disul'fid — molibdenovye smazki [A rigid disulfide — molybdenum grease]. Moscow, Khimiia publ., 1966. 152 p.
[12] Rukovodstvo po vyboru antifriktsionnykh pokrytii Molykote [Selection guide anti-friction coatings Molykote]. Available at: http:// http://atf.ru/pdf/manual_choice_AF.pdf.
[13] Zechel R., Lonsky P., Trautmann H. Molykote. Dow Corning GmbH, 1991.
[14] Tekhnicheskie opisaniia AFP (TSP) ot 03.10.2016 (dlia TSP MOLYKOTE® D-7409) ot 04.03.2014 (dlia ostalnykh TSP) [Technical description of AFP (TSP) from 03.10.2016 (TSP MOLYKOTE® D-7409) from 04.03.2014 (for the rest of TSP)]. Available at: http://atf.ru/ production/category268/.
[15] Pisarenko G.S., Iakovlev A.P., Matveev V.V. Spravochnik po soprotivleniiu materialov
[Handbook on strength of materials]. Kiev, Naukova Dumka publ., 1988. 736 p.
Информация об авторе
ХОПИН Петр Николаевич (Москва) — кандидат технических наук, доцент, профессор кафедры «Технология производства и эксплуатации двигателей летательных аппаратов». МАИ (125993, Москва, A-80, ГСП-3, Волоколамское шоссе, д. 4, e-mail: chopinp@mail.ru).
Статья поступила в редакцию 10.11.2017 Information about the author
KHOPIN Petr Nikolaevich (Moscow) — Candidate of Science (Eng.), Associate Professor, Professor, Department of Technology of Manufacturing and Operation of Aircraft Engines. Moscow Aviation Institute (125993, Moscow, Russian Federation, A-80, GSP-3, Volokolamskoe Shosse, Bldg. 4, e-mail: chopinp@mail.ru).
SOLIDWORKS 2016:
Трехмерное моделирование деталей и выполнение электронных чертежей
В Издательстве МГТУ им. Н.Э. Баумана вышло в свет учебное пособие В.Н. Гузненкова, П.А. Журбенко, Т.П. Бондаревой
«8оПс1\Уогк8 2016. Трехмерное моделирование деталей и выполнение электронных чертежей»
Рассмотрены вопросы, связанные с использованием системы автоматизированного проектирования БоШЛУогкз в курсе «Инженерная графика»: построение электронных геометрических моделей и выполнение электронных чертежей деталей.
Издание подготовлено с учетом требований государственных стандартов Единой системы конструкторской документации на основе опыта преподавания дисциплины «Компьютерная графика» на кафедре «Инженерная графика» МГТУ им. Н.Э. Баумана. Для студентов высших технических учебных заведений.
По вопросам приобретения обращайтесь:
105005, Москва, 2-я Бауманская ул., д. 5, стр. 1. Тел.: +7 499 263-60-45, факс: +7 499 261-45-97; press@bmstu.ru; www.baumanpress.ru
