CC BY
4
Авиационная и ракетно-космическая
техника
УДК 621.891, 519.28 doi: 10.18698/0536-1044-2022-12-124-134
Сравнительная оценка триботехнических характеристик
твердосмазочных покрытий составов W-S-N и W-S-C магнетронного нанесения
О О I
для условий нормальной атмосферы
П.Н. Хопин
МАИ
Comparative Evaluation of Tribotechnical Characteristics of the W-S-N and W-S-C Composition Combined Solid Lubricating Coatings of Magnetron Application for the Normal Atmospheric Conditions
P.N. Khopin
Moscow Aviation Institute
комбинированных
Разработана и реализована применительно к твердосмазочным покрытиям (ТСП) магнетронного типа методика пересчета удельной интенсивности изнашивания пар трения зарубежного производства, функционирующих по схеме шарик — плоскость реверсивного и вращательного движений, к интенсивности линейного изнашивания фрикционных сопряжений с ТСП, рекомендованной для трибосопряжений согласно отечественному стандарту. Установлено, что по сравнению с ТСП суспензионного нанесения ВНИИ НП-212 у комбинированных ТСП магнетронного нанесения интенсивность изнашивания выше: в 60-125 раз у состава W-S-C и в 40-63 раза у состава W-S-N. В установившемся режиме у ТСП состава W-S-N коэффициент трения больше, чем у ТСП суспензионного нанесения ВНИИ НП-212. Антифрикционные характеристики ТСП состава W-S-C в целом ниже, чем у ТСП суспензионного нанесения ВНИИ НП-212, за исключением ТСП D4-38.
Ключевые слова: твердосмазочные покрытия, магнетронное нанесение, триботехни-ческие характеристики, нормальная атмосфера
A method was developed and implemented in regard to solid lubricating coatings (SLC) of the magnetron type for recalculating the specific wear intensity of the foreign-made friction pairs operating according to the ball-plane scheme of reverse and rotational motions to the linear wear intensity of friction interfaces with the SLC recommended for tribocouples according to the domestic standard. It was established that, compared with the VNII NP 212
SLC of suspension application, wear intensity of the combined SLC of magnetron application was higher: by 60-125 times for the W-S-C composition and by 40-63 times for the W-S-N composition. In the steady state, the W-S-N SLC had a higher friction coefficient than that of the VNII NP 212 SLC. In general, the W-S-C SLC antifriction characteristics were lower than those of the VNII NP 212 SLC, except for the D 4-38 SLC.
Keywords: solid lubricant coatings, magnetron application, tribotechnical characteristics, normal atmosphere
Современные твердосмазочные покрытия (ТСП), полученные, методом магнетронного распыления (далее ТСПм) и комбинированными способами на основе вольфрама W, серы S, азота N и углерода C, относятся перспективным ТСП, пригодными для эксплуатации в различных условиях.
Среди ТСПм с низким коэффициентом трения дихалькогениды переходных металлов (Transition Metal Dichalcogenides — TMDS) являются одной из основных областей исследований. Наиболее подробные исследования в этом направлении выполнены в публикациях [1-7]. ТСПм на основе вольфрама, серы и азота (далее ТСПм состава W-S-N) достаточно полно рассмотрены в работе [8], ТСПм на основе вольфрама, серы и углерода (далее ТСПм состава W-S-C) — в статье [9].
Цель работы — сравнительная оценка три-ботехнических характеристик ТСПм составов W-S-N и W-S-C и ТСП, полученных суспензионным методом (далее ТСПс) в условиях нормальной атмосферы по критерию интенсивности линейного изнашивания и коэффициенту трения в установившемся режиме (далее коэффициент трения).
Методы исследований. Проведенные ранее экспериментальные исследования [10, 11] выявили определяющее влияние температурного фактора на ресурс и коэффициент трения пар трения ТСПс, механизм функционирования которых близок к таковому для ТСПм. В качестве критерия признана интенсивность линейного изнашивания Ih и коэффициент трения fTp, значения которых зависят от теплового состояния контакта, оцениваемого поверхностной температурой трения.
Экспериментальные исследования ТСПм состава W-S-N. Для нанесения ТСПм состава W-S-N применяли реактивное магнетронное распыление (на постоянном токе) мишеней из чистого и легированного азотом дисульфида вольфрама WS2 в камере осаждения Hartec [8].
В качестве катода использовали мишень WS2 (с содержанием 99,9 %). Катод использовали для осаждения промежуточного слоя из хрома (с содержанием 99,99 %) при разрежении 1-10"5 Па. Для всех окончательных нанесений ТСПм мощность постоянного тока, подаваемую на мишень WS2, зафиксировали на уровне 350 Вт.
Расход потока газа варьировали для изменения состава и других свойств. Для чистого покрытия WS2 расход азота N составлял 0 ст.см3/мин, для ТСПм состава W-S-N — 5, 12,5 и 20 ст.см3/мин. В соответствии с указанными значениями расхода азота ТСПм обозначили как WSx, WSN5, WSN12,5 и WSN20.
Основные параметры осаждения, используемые при синтезе ТСПм состава W-S-N при мощности, подаваемой на мишень WS2, Р = 350 Вт приведены в табл. 1.
Исследовали два материала подложки: полированную сталь АШ 52100 диаметром 25 мм, закаленную до 55... 64 HRC, и кремний Si (для анализа критической нагрузки адгезии, трибо-логических характеристик, химического состава, скорости осаждения, толщины покрытия, поперечного сечения и морфологии поверхности, кристаллической структуры и механических свойств).
Стальную подложку сначала обрабатывали с помощью наждачной бумаги, а затем тонко полировали с использованием алмазной суспензии (размером 3 мкм) для достижения окончательной шероховатости Яа < 0,05 мкм. Далее ее
Таблица 1
Основные параметры осаждения, используемые при синтезе ТСПм состава W-S-N при мощности Р = 350 Вт
ТСП Расход, ст.см3/мин Общее время
азота аргона осаждения, мин
WSx 0,0 21,9 130
WSN5 5,0 21,9 130
WSN12,5 12,5 21,9 130
WSN20 20,0 21,9 130
Рис. 1. Схема трибологических испытаний ТСПм состава Ш-Б-Ы
подвергали ультразвуковой очистке в ацетоне и этаноле в течение 15 мин в каждой жидкости. Подложку высушивали с помощью горячего воздуха, после чего прикрепляли к держателю образца, вращающемуся со скоростью 10 мин1. Расстояние от подложки до мишени составляло 10 см. Камеру осаждения откачивали до базового давления 1-10"5 Па, и поэтапно проводили специальную очистку.
Перед каждым нанесением покрытия мишень и подложку подвергали очистке в среде аргона при давлении 0,3 Па. Перед окончательным нанесением ТСПм для улучшения адгезии напыляли промежуточный слой из хрома и градиентные слои Сг-ШБ2. Промежуточный слой наносили при мощности на мишени Сг Р = 1200 Вт в течение 5 мин и давлении 0,53 Па. Для напыления градиентного слоя давление изменяли на 0,3 Па при включенной мишени ШБ2. В течение следующих 5 мин мощность мишени ШБ фиксировали на уровне 350 Вт, в то время как мощность мишени Сг постепенно снижали до 0 Вт.
Трибологические испытания ТСПм состава Ш-Б-Ы проводили при комнатной температуре (и относительной влажности ~ 35...45 %) с использованием испытательного оборудования Орйто1 БRV, работающего при возвратно-поступательном скольжении (рис. 1) [8].
В качестве контртела использовали стальной шарик из закаленной стали 100Сг6 диаметром 10 мм. Контактная нормальная нагрузка N составляла 10 Н, длина хода — 2 мм, линейная скорость скольжения — 0,1 м/с, частота возвратно-поступательного движения / = 25 Гц.
Максимальная общая выбранная продолжительность скольжения составляла 1200 с при числе колебаний 60 000 (один проход считался одним циклом).
Химический состав и параметры ТСПм состава W-S-N приведены в табл. 2.
Экспериментальные исследования ТСПм состава W-S-C. Осаждение покрытий проводили методом радиочастотного магнетронного распыления с использованием оборудования Edwards E306A [9]. Камера осаждения содержала два катода диаметром 100 мм, получающих энергию от источников питания высокой частоты (13,56 МГц). Подложку также подключали к радиочастотному источнику питания для смещения во время нанесения ТСПм и очистки распылением перед его этим процессом. Базовое давление, обеспечиваемое турбомолекуляр-ным насосом, поддерживаемым роторно-лопастным вакуумным насосом перед осаждением, составляло менее 0,001 Па.
Расстояние между мишенями и поворотным держателем подложки составляло 6 см. Осаждение проводили с использованием аргона при давлении 0,75 Па, за исключением реактивного распыления, при котором использовали газовую смесь аргона и метана давлением 1 Па.
Совместно напыленные пленки осаждали путем распыления отдельных мишеней WS2 и C. Для мишени WS2 плотность мощности установили равной 2 Вт/см2, для мишени C ее варьировали в диапазоне 3,8...7,6 Вт/см2 (Р = = 300.600 Вт) для нанесения пленок с содержанием углерода 40.50 %, так как эти композиции показали наилучшие трибологические характеристики в предыдущих исследованиях.
Пленки, нанесенные распылением композитной мишени, создавали путем помещения гранул WS2 размером 5x4x2 мм в зоне эрозии мишени C. Чтобы получить содержание углерода, аналогичное таковому в покрытиях с сов-
Таблица2
Химический состав и параметры ТСПм состава W-S-N
ТСП Содержание элемента N W , ат.% S S/W Толщина ТСП S, мкм Скорость осаждения, нм/мин
WSx - 40,0 ± 1,5 59,0 ± 1,2 1,47 1,12 17,3
WSN5 14,6 ± 0,5 39,0 ± 0,1 45,6 ± 0,5 1,17 1,21 20,3
WSN12,5 23,0 ± 1,8 38,1 ± 0,9 37,9 ± 0,8 0,99 1,16 18,1
WSN20 25,5 ± 0,2 35,6 ± 0,4 38,1 ± 0,2 1,07 1,10 17,7
Таблица 3
Химический состав и параметры ТСПм состава W-S-C
ТСП С Химический состав, % S W O Толщина покрытия S, мкм Скорость осаждения, нм/мин
D1-450 42,5 ± 0,4 29,5 ± 0,1 20,0 ± 0,2 8,0 ± 0,2 1,6 9
D2-17 25,5 ± 0,1 44,8 ± 0,3 26,3 ± 0,1 3,4 ± 0,1 2,6 22
D3-17 38,5 ± 0,3 31,4 ± 0,1 25,0 ± 0,2 5,1 ± 0,1 1,3 17
D4-38 51,4 ± 0,1 24,9 ± 0,2 19,0 ± 0,1 4,6 ± 0,3 1,1 9
местным напылением, количество гранул уменьшили с 21 до 13.
В этом конкретном случае тонкие пленки наносили с помощью держателя подложки непосредственно поверх одной из мишеней. Количество гранул оставалось одинаковым для обоих режимов. Плотность мощности устанавливали на уровне 7,6 и 3,8 Вт/см2 для вращающегося и стационарного режимов соответственно.
Магнетронное распыление в реактивном режиме выполняли путем распыления мишени WS2 в газовой смеси аргона и метана. Плотность мощности составляла 3,8 Вт/см2, парциальное давление газа CH4 — 28... 48 % путем регулирования его расхода.
Получаемое покрытие обозначали в виде Dx-y, где параметр x соответствовал условиям нанесения ТСП: 1 — совместное распыление двух мишеней; 2 — распыление композитной мишени с вращающейся подложкой; 3 — распыление композитной мишени с неподвижной подложкой; 4 — реактивное распыление.
Параметр «у» относился к мощности (Вт) мишени C, используемой для совместно распыляемых пленок, а именно к количеству гранул для распыления композитной мишени или парциальному давлению (%) газа CH4 во время реактивного распыления.
Например, D3-17 представляет собой пленку, нанесенную распылением композитной мишени с семнадцатью гранулами, размещенными в зоне эрозии, и с неподвижной подложкой. Перед нанесением мишень подвергали очистке.
Для улучшения адгезии к металлическим подложкам наносили промежуточный слой хрома толщиной около 200 нм для пленок, полученных распылением композитной мишени и реактивным распылением (D2, D3 и D4). В случае D1 промежуточный слой хрома не распыляли, так как оба катода использовались для нанесения покрытий состава W-S-C. В качестве
подложек применяли кремниевые пластины и стальные пластины AISI M2. Стальные подложки полировали до шероховатости Ra ~ 20 нм с использованием алмазной суспензии.
Химический состав и параметры ТСПм состава W-S-C приведены в табл. 3.
Трибологические испытания выбранных ТСПм проводили с использованием однонаправленного скольжения по схеме шарик -диск (рис. 2) в условиях сухого скольжения в воздушной среде (при относительной влажности 30.40 %).
Шарики диаметром 10 мм изготавливали из подшипниковой стали 100Cr6. Испытания выполняли под нормальной нагрузкой N = 10 Н со скоростью скольжения v = 0,1 м/с, продолжительностью 2500 циклов. Диаметр вращения шарика на диске приняли равным 16 мм согласно схеме аналогичных испытаний, приведенных в работе [12].
В результате трибологических испытаний определены удельные интенсивности изнашивания диска с нанесенным ТСПм Ид и шарикового контртела Иш и коэффициент трения /тр.
Результаты исследований ТСПм состава W-S-N.
Трибологические испытания ТСПм состава W-S-N позволили найти коэффициент трения и удельную интенсивность изнашивания Иуд при комнатной температуре в условиях возвратно-поступательного скольжения по схеме шарик — плоскость, приведенные в табл. 4 [8]. Удельную
v
Рис. 2. Схема трибологических испытаний ТСПм состава W-S-C
Таблица 4
Результаты трибологических испытаний ТСПм состава W-S-N
тенсивности изнашивания Иуд = 4,1-10
и
ТСП /тр Иуд-107, мм3/Н-м Реальный или максимальный ресурс, с Примечание
ШБх 0,09 4,10 820 Ресурс выработан
ШБЫ5 0,15 1,00 1200 Ресурс не выработан
ШБЫ12,5 0,09 0,72 1200 То же
ШБЫ20 0,11 6,10 920 Ресурс выработан
Рис. 3. Схема расчета объема изнашивания ТСПм состава Ш-Б-Ы при возвратно-поступательном скольжении пары трения шарик — плоскость
интенсивность изнашивания ТСПм рассчитывали по формуле
Иуд =
N1
6,1-10 7 мм3/Н-м при коэффициенте трения /тр = 0,09 и 0,11 соответственно;
• ТСПм ШБЫ5 и ШБЫ12,5 в процессе реверсивного трения выработаны не полностью и обладают меньшими значениями удельной интенсивности изнашивания Иуд = 1,0 -10
и
где Уизн — объем изнашивания, мм3; Ь — путь трения, м.
Анализ данных, приведенных в табл. 4, показал следующее:
• ТСПм ШБх и ШБЫ20 изношены до окончания заданного времени испытаний (1200 с) и имеют наибольшие значения удельной ин-
0,72 -10-7 при /Тр = 0,15 и 0,09 соответственно.
В связи с необходимостью пересчета удельной интенсивности изнашивания Иуд, принятой за рубежом, в интенсивность линейного изнашивания 1н, рекомендованную отечественными стандартами, выполнены расчеты объемов изнашивания как сегментов цилиндрических поверхностей (рис. 3).
Экспериментальные и расчетные параметры, полученные при возвратно-поступательном скольжении пары трения шар — плоскость с частотой / для ТСПм состава Ш-Б-Ы приведены в табл. 5. Здесь введены следующие обозначения: Трев и Тск — ресурс пары трения при реверсивном движении и скользящем контакте, Тск = = Трев-Ксн (Ксн — коэффициент снижения ресурса ТСПм при переходе от скользящего контакта к реверсивному движению); Ь*к — путь трения, пересчитанный от реверсивного движения к скользящему контакту с учетом коэффициента Ксн [13, 14]; 5конт — площадь контакта; р — контактное давление.
Интенсивность линейного изнашивания рассчитывали по формуле
с
= —, (1)
Ьск
где Ьск — путь трения скольжения пары трения.
Значения коэффициента снижения ресурса пар трения с ТСПс при переходе от скользящего контакта к реверсивному движению, приведенные в работах [13, 14], указаны в табл. 6.
Значения площади контакта 5конт, указанные в табл. 5, рассчитывали исходя из диаметра
Таблица 5
Экспериментальные и расчетные параметры, полученные при возвратно-поступательном скольжении пары трения шар — плоскость для ТСПм состава W-S-N
ТСПм Трев, с Тск, с Ьк, мм Толщина ТСПм 8, мкм !й-109 5конт, мм2 р, МПа
ШБх 820 1750 174 660 1,12 6,41 0,0366 273
ШБЫ5 1200 2560 255 600 1,21 4,73 0,0186 537
ШБЫ12,5 1200 2560 255 600 1,16 4,54 0,0150 669
ШБЫ20 920 1960 196 000 1,10 5,61 0,0515 194
Таблица 6
Значения коэффициента снижения ресурса пар трения с ТСПс при переходе от скользящего контакта к реверсивному движению
ТСПс Ксн
Тип Состав
Мо1уЫе 3400А Мо82 (12 %) + эпоксидная смола 2,09 [13]
Мо1уЫе 3400А (без РЬ) Мо82 (12 %) + эпоксидная смола 0,99.2,07 [13]
ВНИИ НП-230 Мо82 + эпоксидное связующее 0,94 [14]
ВНИИ НП-212 Мо82 + мочевино-формальдегидная смола 2,26 [14]
ВНИИ НП-250 Мо82 + кремнийорганическая смола 1,85 [14]
ВНИИ НП-229 Мо82 + силикат натрия 3,78 [14]
Среднее 2,13
очевидно, что для нагрузочно-скоростных параметров, приведенных в табл. 4, скорость скольжения v = 0,1 м/с входит, а значения контактного давления р выходят за пределы исследованных диапазонов. В связи с этим проведен пересчет температуры трения Ттр согласно схеме, приведенной на рис. 4.
При первой корректировке пересчет выполняли для основного уровня контактного давления р = 78,4 МПа. Ординаты точек кривой ВОГ рассчитывали путем преобразования зависимости (2), которая для указанного давления приобрела вид
ТТр = 65,52 +150, 53у - 47,94у2.
В точке Д, соответствующей скорости скольжения у = 0,1 м/с, температуры трения составила 80,1 °С.
При второй корректировке сначала рассчитывали ординаты точек кривой АОБ для основного уровня скорости скольжения у = = 0,66 м/с по выражению (2), принявшему вид
Ттр = 102,88 + 0,6894р-0,002094р2. (3)
После расчета разницы температур Ттр точек О и Д уравнение (3) преобразовали в уравнение кривой ИГК, адекватно описываемое выражением
Т тр = 19,8 р°,3185. (4)
С помощью уравнения (4) определяли ординаты искомых точек Л, Ж, 3, Е, соответствующие расчетным значениям поверхностной температуры трения Ттр, приведенным в табл. 7. Там же указаны значения параметров 1н и /тр.
пятна контакта шарикового контртела ¿копт по схеме, приведенной на рис. 4, а контактное давление р — в зависимости от нормальной нагрузки N = 10 Н и площади контакта.
Расчет поверхностной температуры трения Ттр проводили по методике, изложенной в работе [15]. Для оценки температуры трения использовали термокорреляционную зависимость
Ттр = 36,49 + 132,23у + 0,535р + 0,234ру -
-47,94у2-0,002094р2. (2)
Так как зависимость (2) получена для диапазонов р = 23,0...33,7 МПа и у = 0,096...1,224 м/с,
Рис. 4. Схемы первой (1) и второй (2) корректировок при пересчете температуры трения Ттр для условий реверсивного испытания ТСПм
Таблица 7
Расчетные параметры поверхностной температуры трения для ТСПм состава '-Б-К
ТСПм Ттр, °С !к-109 _/тр
ШБх 106 6,41 0,09
118 4,73 0,15
ШБШ2,5 146 4,54 0,09
ШБЫ20 157 5,61 0,11
Результаты исследований ТСПм состава Ш-Б-С.
Результаты трибологических испытаний ТСПм состава Ш-Б-С по схеме однонаправленного скольжения пары трения шарик — диск в условиях нормальной атмосферы приведены в табл. 8.
Объем изнашивания ТСПм диска в паре скольжения шарик — диск оценивали по схеме, рекомендованной в работе [16], где его рассчитывали с помощью схемы, приведенной на рис. 5, по формуле
Уд = пЯ(Бг + ^2 + Яз + $4)/4.
Здесь Я — радиус центра дорожки износа; Б2, Бз, Я4 — площади поперечных площадей износа в перпендикулярных плоскостях (как сегментов износа от шарикового контртела).
При расчете результатов трибологических испытаний ТСПм состава Ш-Б-С принято условие
$1 = Б2 = Бз = Б4 = Бсегм.
Схема изнашивания диска с ТСПм состава Ш-Б-С при трибологических испытаниях приведена на рис. 6, где к — глубина износа; с — ширина дорожки трения.
Для 2500 циклов испытаний путь трения скольжения пары шар — плоскость Ьск = 125,6 м. Интенсивность линейного изнашивания рассчитывали по формуле (1). В результате расчетов получены данные, приведенные в табл. 9.
Таблица 8
Результаты трибологических испытаний ТСПм состава Ш-Б-С по схеме однонаправленного скольжения пары трения шарик — диск
ТСПм Ид-105, мм3/Н-м Иш-109, мм3/Н-м /тр
D1-450 1,5 14,50 0,750
D2-17 0,5 2,00 0,120
D3-17 0,1 12,00 0,750
D4-38 0,4 1,15 0,125
Рис. 5. Схема расчета объема изнашивания диска в паре трения шарик — диск
N
К ) , ! 1 /
К
Я с
Рис. 6. Схема изнашивания диска с ТСПм состава Ш-Б-С при трибологических испытаниях
Таблица 9
Экспериментальные и расчетные параметры, полученные при трибологических испытаниях пары шар — плоскость для ТСПм состава '-Б-С
ТСПм У, мм3 Бсегм, мм2 к, мм с, мм Бконт, мм2 р, МПа 1к-109
D1-450 0,01884 0,00075 0,00317 0,356 0,0995 101 12,70
D2-17 0,00628 0,00025 0,00152 0,247 0,0479 209 20,70
D3-17 0,001256 0,00005 0,000526 0,145 0,0165 606 9,95
D4-38 0,005024 0,0002 0,00131 0,229 0,0412 243 8,76
Таблица 10
Параметры ТСПм состава W-S-С и ТСПс ВНИИ НП-212
Тип покрытия Параметры
ТСПм ТСПс
Ттр, оС fw -Zh'109 Ih-109
D1-450 86,1 0,75 12,70 10,10
D2-17 108,7 0,12 20,70 11,90
D3-17 114,1 0,75 9,95 13,10
D4-38 152,5 0,125 8,76 14,70
h 108
150
Рис. 7. Зависимости интенсивности линейного изнашивания Ih от расчетной поверхностной температуры трения Тр для разных ТСП: О — D1-450; □ — D2-17; О — D3-17; — — D4-38; ▲ — ВНИИ НП-212; - — WSx; X — WSN5; * — WSN12.5; • — WSN20
fiр 0,16
0,12
0,08
0,04
0
" \ X
\
\
- \
\ •
\
\ *
♦ ■= ^
50
100
150 TW,°C
Рис. 8. Зависимости коэффициента трения/тр от расчетной поверхностной температуры трения Ттр для разных ТСП:
---ВНИИ НП-212; - — ШБх;
X — ШБЫ5; * — ШБЫ12,5; О — ШБЫ20; О — D1-450; □ — D2-17; О — D3-17; — D4-38
Расчет поверхностной температуры трения Ттр проводили по ранее изложенной методике с использованием формулы (2) по схеме, показанной на рис. 7.
Полученные в результате расчетов значения поверхностной температуры трения Ттр для различных ТСПм приведены в табл. 10. Там же для сравнения указаны значения ^ для ТСПс ВНИИ НП-212 (см. табл. 6), рассчитанные с помощью предлагаемой зависимости
1и = 7,034-10-11 е 0>0035Гтр + 7,049-10-14 е0'0296Т.
Зависимости интенсивности линейного изнашивания 1н от расчетной поверхностной температуры трения Ттр для ТСПм составов Ш-Б-Ы, Ш-Б-С и ТСПс ВНИИ НП-212 приведены на рис. 7.
С использованием данных табл. 7, 10 и зависимости коэффициента трения для ТСПс ВНИИ НП-212 [11]
/тр = 0,01197 + 8,81 Ттр (4)
построен график, приведенный на рис. 8.
Выводы
1. Для ТСП разработана методика пересчета удельной интенсивности изнашивания пар трения зарубежного производства, функционирующих по схеме шарик — плоскость реверсивного и вращательного движений, к интенсивности линейного изнашивания 1н фрикционных сопряжений с ТСП, рекомендованной для три-бологических сопряжений отечественным стандартом.
2. Для ТСПм состава Ш-Б-Ы толщиной 8 = = 1,10.1,21 мкм и ТСПм Ш-Б-С толщиной 8 = = 1,1.2,6 мкм для условий установившегося режима в нормальной атмосфере применительно к паре трения шарик — плоскость рассчитаны контактные давления, изменяющиеся в диапазоне р = 101.669 МПа, для диаметра закаленного шарика й = 10 мм и нормальной нагрузки N = 10 Н, а также значения поверхностной температуры трения, изменяющейся в диапазоне Ттр = 86,1.152,5 °С.
3. Анализ результатов расчета позволил установить следующее:
• у ТСПм состава Ш-Б-С интенсивность линейного изнашивания в 60-125 раз, а у ТСПм состава у Ш-Б-Ы в 40-63 раза выше, чем у ТСПс ВНИИ НП-212;
• наименьшую интенсивность линейного изнашивания имеют ТСПм ШБШ2,5 (!н = 4,45-109) и ШБЫ5 (1Н = 4,73-10-9);
• коэффициент трения ТСПм состава Ш-Б-Ы, изменяющийся в интервале 0,09.0,15 выше, чем у ТСПс ВНИИ НП-212;
Литература
• коэффициент трения ТСПм состава Ш-Б-С, изменяющийся в диапазоне /тр = 0,075.0,120 ниже, чем у ТСПс ВНИИ НП-212, за исключением ТСПм Б4-38 (/тр = 0,125).
[1] Polcar T., Cavaleiro A. Review on self-lubricant transition metal dichalcogenide nanocompo-
site coatings alloyed with carbon. Surf. Coat. Technol., 2011, vol. 206, no. 4, pp. 686-695, doi: https://doi.org/10.1016/j.surfcoat.2011.03.004
[2] Hilton M.R. Fracture in MoS2 solid lubricant films. Surf. Coat. Technol., 1994, vol. 68-69,
pp. 407-415, doi: https://doi.org/10.1016/0257-8972(94)90194-5
[3] Donnet C., Erdemir A. Historical developments and new trends in tribological and solid lub-
ricant coatings. Surf. Coat. Technol., 2004, vol. 180-181, pp. 76-84, doi: https://doi.org/ 10.1016/j.surfcoat.2003.10.022
[4] Roberts E.W. Thin solid lubricant films in space. Tribol. Int., 1990, vol. 23, no. 2, pp. 95-104,
doi: https://doi.org/10.1016/0301-679X(90)90042-N
[5] Scharf T.W., Prasad S.V. Solid lubricants: a review. J. Mater. Sci., 2013, 48, no. 2, pp. 511-
531, doi: https://doi.org/10.1007/s10853-012-7038-2
[6] Voevodin A.A., O'Neill J.P., Prasad S.V. et al. Nanocrystalline WC and WC/a-C composite
coatings produced from intersected plasma fluxes at low deposition temperatures. J. Vac. Sci. Technol. A, 1999, vol. 17, no. 3, pp. 986-992, doi: https://doi.org/10.1116/L581674
[7] Voevodin A.A., Neill J.P.O., Zabinski J.S. WC/DLC/WS2 nanocomposite coatings for aero-
space tribology. Tribol. Lett., 1999, vol. 6, no. 2, pp. 75-78, doi: https://doi.org/ 10.1023/A:1019163707747
[8] Yaqub T.B., Al-Rjoub A., Cavaleiro A. et al. Exploring the industrial implementation of W-S-N
coatings: a detailed study of the synthesis, compositional, structural, mechanical and multienvironment lubrication properties. J. Mater. Res. Technol., 2022, vol. 18, pp. 547-563, doi: https://doi.org/10.1016/j.jmrt.2022.02.116
[9] Vuchkov T., Yaqub T.B., Evaristo M. Et al. Synthesis, microstructural, and mechano-
tribological properties of self-lubricating W-S-C(H) thin films deposited by different RF magnetron sputtering procedures. Coatings, 2020, vol. 10, no. 3, art. 272, doi: https://doi.org/10.3390/coatings10030272
[10] Хопин П.Н. Термокорреляционный подход к оценке работоспособности пар трения с твердосмазочными покрытиями для условий нормальной атмосферы. Тр. XIмежд. науч.-тех. конф. Трибология — машиностроению. Москва, ИКИ, 2016, с. 254-255.
[11] Хопин П.Н. Оценка антифрикционных характеристик пар трения с твердосмазочными покрытиями для различных условий функционирования. Трение и износ, 2015, т. 36, № 5, с. 491-497.
[12] Yaquba T.B., Vuchkov T., Bruyerec S. et al. A revised interpretation of the mechanisms governing low friction tribolayer formation in alloyed-TMD self-lubricating coatings. Appl. Surf. Sci., 2022, vol. 571, art. 151302, doi: https://doi.org/10.1016/j.apsusc.2021.151302
[13] Хопин П.Н., Трунова Е.А. Сравнительная оценка работоспособности пар трения с твердосмазочными покрытиями зарубежного производства при скользящем и реверсивном движениях. Известия высших учебных заведений. Машиностроение, 2018, № 10, с. 47-55, doi: http://dx.doi.org/10.18698/0536-1044-2018-10-47-55
[14] Хопин П.Н., Козлова О.В., Горбач Л.Е. Оценка долговечности пар трения с твердосма-
зочными покрытиями при реверсивном движении. Трение и износ, 2018, т. 39, № 6, с. 649-656.
[15] Хопин П.Н. Термокорреляционный подход к оценке работоспособности пар трения с
твердосмазочными покрытиями для условий нормальной атмосферы. Трибология — Машиностроению. Тр. XI Межд. науч.-техн. конф. Москва, Изд-во ИКИ, 2016, с. 254-255.
[16] Тополянский П.А., Тополянский А.П., Ермаков С.А. и др. Аттестация триботехниче-ских свойств упрочняющих тонкопленочных покрытий. Трение и смазка в машинах и механизмах, 2014, № 8, с. 20-29.
References
[1] Polcar T., Cavaleiro A. Review on self-lubricant transition metal dichalcogenide nanocompo-
site coatings alloyed with carbon. Surf. Coat. Technol., 2011, vol. 206, no. 4, pp. 686-695, doi: https://doi.org/10.1016/j.surfcoat.2011.03.004
[2] Hilton M.R. Fracture in MoS2 solid lubricant films. Surf. Coat. Technol., 1994, vol. 68-69,
pp. 407-415, doi: https://doi.org/10.1016/0257-8972(94)90194-5
[3] Donnet C., Erdemir A. Historical developments and new trends in tribological and solid lub-
ricant coatings. Surf. Coat. Technol., 2004, vol. 180-181, pp. 76-84, doi: https://doi.org/ 10.1016/j.surfcoat.2003.10.022
[4] Roberts E.W. Thin solid lubricant films in space. Tribol. Int., 1990, vol. 23, no. 2, pp. 95-104,
doi: https://doi.org/10.1016/0301-679X(90)90042-N
[5] Scharf T.W., Prasad S.V. Solid lubricants: a review. J. Mater. Sci., 2013, 48, no. 2, pp. 511-
531, doi: https://doi.org/10.1007/s10853-012-7038-2
[6] Voevodin A.A., O'Neill J.P., Prasad S.V. et al. Nanocrystalline WC and WC/a-C composite
coatings produced from intersected plasma fluxes at low deposition temperatures. J. Vac. Sci. Technol. A, 1999, vol. 17, no. 3, pp. 986-992, doi: https://doi.org/10.1116/L581674
[7] Voevodin A.A., Neill J.P.O., Zabinski J.S. WC/DLC/WS2 nanocomposite coatings for aero-
space tribology. Tribol. Lett., 1999, vol. 6, no. 2, pp. 75-78, doi: https://doi.org/10.1023/ A:1019163707747
[8] Yaqub T.B., Al-Rjoub A., Cavaleiro A. et al. Exploring the industrial implementation of W-S-N
coatings: a detailed study of the synthesis, compositional, structural, mechanical and multienvironment lubrication properties. J. Mater. Res. Technol., 2022, vol. 18, pp. 547-563, doi: https://doi.org/ 10.1016/j.jmrt.2022.02.116
[9] Vuchkov T., Yaqub T.B., Evaristo M. Et al. Synthesis, microstructural, and mechano-
tribological properties of self-lubricating W-S-C(H) thin films deposited by different RF magnetron sputtering procedures. Coatings, 2020, vol. 10, no. 3, art. 272, doi: https://doi.org/10.3390/coatings10030272
[10] Khopin P.N. [Thermocorrelation approach to the assessment of friction pair workability with lubricant solid films in conditions of standard atmosphere]. Tr. XI mezhd. nauch.-tekh. konf. Tribologiya — mashinostroeniyu [Proc. XI Int. Sci.-Tech. Conf. Tribology to Machine Building]. Moscow, IKI Publ., 2016, pp. 254-255. (In Russ.).
[11] Khopin P.N. Assessment of antifriction characteristics of friction pairs with solid-lubricating coatings under various operating conditions. Trenie i iznos, 2015, vol. 36, no. 5, pp. 491-497. (In Russ.). (Eng. version: J. Frict. Wear, 2015, vol. 36, no. 5, pp. 374-379, doi: https://doi.org/10.3103/S1068366615050074)
[12] Yaquba T.B., Vuchkov T., Bruyèrec S. et al. A revised interpretation of the mechanisms governing low friction tribolayer formation in alloyed-TMD self-lubricating coatings. Appl. Surf. Sci., 2022, vol. 571, art. 151302, doi: https://doi.org/10.1016/j.apsusc.2021.151302
[13] Khopin P.N., Trunova E.A. A comparative assessment of efficiency of foreign-made friction pairs with solid lubricant coating when in sliding and reverse motion. Izvestiya vys-shikh uchebnykh zavedeniy. Mashinostroenie [BMSTU Journal of Mechanical Engineering], 2018, no. 10, pp. 47-55, doi: http://dx.doi.org/10.18698/0536-1044-2018-10-47-55 (in Russ.).
[14] Khopin P.N., Kozlova O.V., Gorbach L.E. Durability evaluation for friction pairs with solid lubrication coatings under reverse motion. Trenie i iznos, 2018, vol. 39, no. 6, pp. 649-656. (In Russ.). (Eng. version: J. Frict. Wear, 2018, vol. 39, no. 6, pp. 505-511, doi: https://doi.org/10.3103/S1068366618060053)
[15] Khopin P.N. [Thermocorrelation approach to assessing the performance of friction pairs with solid lubricant coating for normal atmospheric conditions]. Tribologiya — Mashi-nostroeniyu. Tr. XI Mezhd. nauch.-tekhn. konf. [Tribology — to Machine Building. Proc. XI Int. Sci.-Tech. Conf.]. Moscow, Izd-vo IKI Publ., 2016, pp. 254-255. (In Russ.).
[16] Topolyanskiy P.A., Topolyanskiy A.P., Ermakov S.A. et al. Qualification of thin-film coatings tribological behavior. Trenie i smazka v mashinakh i mekhanizmakh, 2014, no. 8, pp. 20-29. (In Russ.).
Информация об авторе
ХОПИН Петр Николаевич — доктор 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 13.05.2022 Information about the author
KHOPIN Peter Nikolaevich — Doctor of Science (Eng.), Associate Professor, Department of Manufacturing Technology and Operation of the Aircraft Engines. Moscow Aviation Institute (125993, Moscow, Russian Federation, A-80, GSP-3, Volokolamskoe Shosse, Bldg. 4; e-mail: chopinp@mail.ru).
Просьба ссылаться на эту статью следующим образом:
Хопин П.Н. Сравнительная оценка триботехнических характеристик комбинированных твердосмазочных покрытий составов W-S-N и W-S-C магнетронного нанесения для условий нормальной атмосферы. Известия высших учебных заведений. Машиностроение, 2022, № 12, с. 124-134, doi: 10.18698/0536-1044-2022-12124-134
Please cite this article in English as:
Khopin P.N. Comparative Evaluation of Tribotechnical Characteristics of the W-S-N and W-S-C Composition Combined Solid Lubricating Coatings of Magnetron Application for the Normal Atmospheric Conditions. BMSTU Journal of Mechanical Engineering, 2022, no. 12, pp. 124-134, doi: 10.18698/0536-1044-2022-12-124-134
Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана предлагает читателям учебное пособие
«Основы проектирования активно-реактивных снарядов с прямоточным воздушно-реактивным двигателем на твердом топливе»
Авторы: В.Е. Смирнов, И.Е. Никитина, Л.А. Розанов
Изложены вопросы устройства и проектирования активно-реактивных снарядов для современных артиллерийских комплексов, оснащенных прямоточными воздушно-реактивными двигателями на твердом топливе (ПВРД на ТТ). Рассмотрены термодинамические основы функционирования и показатели снарядных ПВРД на ТТ, применяемые для них топлива, а также назначение и принцип работы газогенераторного контура ПВРД ТТ. Показаны перспективы увеличения дальности стрельбы артиллерийских боеприпасов за счет применения энергетических установок на твердом топливе.
Для студентов, обучающихся по специальности «Стрелково-пушечное, артиллерийское и ракетное оружие», изучающих дисциплины «Проектирование управляемых артиллерийских снарядов» и «Специальные двигатели ракетного оружия», может представлять интерес для студентов ряда смежных специальностей, аспирантов и инженеров.
По вопросам приобретения обращайтесь:
105005, Москва, 2-я Бауманская ул., д. 5, к. 1. Тел.: +7 499 263-60-45, факс: +7 499 261-45-97; press@bmstu.ru; https://bmstu.press
