Пара Температура поверхности трения

Наибольшая температура поверхности трения пары будет достигнута при равенстве количества тепла, образующегося в процессе трения, и тепла, отдаваемого в окружающую среду- [c.88]

При выборе для узлов трения уже известных материалов используют числовые критерии работоспособности материалов в парах трения. Например, произведение pv не должно превышать определенной величины. Хотя критерий по pv встречает возражения, он до сего времени широко используется в конструкторских бюро. Параметр не учитывает характер нагрузки, способ теплоотвода, диаметральный зазор в подшипниках, отношение длины шипа к подшипнику и другие факторы. Этот параметр косвенно характеризует температуру поверхности трения при несовершенной смазке и с этой точки зрения может использоваться как критерий оценки надежности. [c.148]

Если процесс торможения длится долго, то тогда число Фурье Ео > 10, и условиями теплоотдачи за время трения пренебрегать нельзя. В этом случае распределение температуры в элементах пары трения и средняя температура поверхности трения д должны быть определены с учетом теплоотдачи по формулам, приведенным в приложении [8, 9, 10, 21, 23, 24, 29, 33, 34, 35]. Температурная вспышка рассчитывается так же, как указано выше. [c.134]

Результаты этих испытаний приведены в табл. 2. При меньших пары трения имели меньшие температуры поверхностей трения. Абсолютные значения перепадов температур в зоне трения были меньше при меньших Ква- Однако благодаря значительно меньшей температуре поверхности трения, глубинные слои материалов прогревались слабее. [c.142]

На рис. 1 показаны температурные поля, измеренные в стандартных образцах машины трения И-47 при разных скоростях скольжения. По оси ординат отложены глубины образцов от поверхности трения (ось абсцисс является как бы поверхностью трения). По оси абсцисс отложена температура. Замеряя температуру на различной глубине от поверхности трения в обоих элементах пары и экстраполируя ее до поверхности (считая температурное поле непрерывной функцией), получаем с некоторой небольшой погрешностью температуру на поверхности трения. Как видно из рис. 1, замер температуры в одной точке, да еще в одном элементе, например, в пластмассовом, могут дать значительные ошибки в определении температуры поверхности трения и совершенно не могут дать значений температурных градиентов. Отсутствие правильной картины температурных полей в обоих элементах пары трения может привести к чрезвычайным отклонениям лабораторных испытаний от эксплуатационных. Так было, например, при испыта-нйи фрикционных пар для нагруженных узлов на пальчиковых машинах трения [8]. Поэтому нашла такое широкое распространение в последние годы машина трения И-47, на которой материалы испытываются при стационарных температурных режимах. Результаты этих испытаний при правильном выборе внешних заданных параметров руд, /Свэ дают правильную картину изменения фрикционных и износных характеристик пар трения в зависимости от изменения стационарного температурного поля в паре трения, за счет изменения скорости. Таким образом, для пар трения, работающих в стационарных условиях, испытание их на машине [c.145]

Если торможение длится долго, то число Фурье Fo > 10 и теплоотдачей за время трения пренебречь нельзя. В этом случае распределение температуры в элементах пары трения и средняя температура поверхности трения д должны быть определены с учетом теплоотдачи по формулам, приведенным в приложении II [15, 17, 18, [c.213]

Первое условие позволяет значительно снизить контурное рс и фактическое рг давления на поверхностях трения, что должно привести к снижению средней температуры поверхности трения О и температурной вспышки б всп. а значит и максимальной температуры п,ах (см. гл. 2). Давление на номинальной площади контакта для обеспечения этого условия для конкретной фрикционной пары определяется по формуле [c.317]

В этих работах показано, что при кратковременных процессах трения ti = 0,l-h0,5 с) наличие граничного масляного слоя на поверхности трения приводит к существенному изменению коэффициентов тепло- и температуропроводности структуры фрикционный материал -j- пленка масла. Поэтому при расчетах средней температуры поверхности трения О и температурной вспышки всп пар трения фрикционных масляных муфт необходимо учитывать экранирующий эффект слоя смазки. Экранирующее действие смазки на металлическом контроле будет проявляться в большей мере на фактических пятнах контакта, время су- [c.319]

Хотя допустимое значение параметра pv подбирают при этом в зависимости от скорости скольжения, способа теплоотвода, характера действия нагрузки и других условий, однако использование этого произведения как показателя работоспособности встречает возражения со стороны специалистов в области теории расчета подшипников жидкостной смазки. Основанием для этого служит то, что эта по сути примитивная теория расчета принимает коэффициент трения постоянным и не учитывает роли относительного диаметрального зазора в подшипнике, отношения длины шипа к его диаметру и влияние вязкости смазочного материала. Тем не менее, если подшипник или другая пара работает при граничной смазке, то расчет по pv является оправданным, поскольку этот параметр косвенно характеризует температуру поверхности трения, которая в явном виде не входит в число заданных при расчете величин. Дополнительно следует лимитировать допустимое давление [р]. Инженер- [c.327]

Сочетать твердый материал с мягким, имеющим температуру рекристаллизации ниже средней температуры поверхности трения. Такая пара металлов хорошо противостоит заеданию и характеризуется высокой надежностью. Хорошие результаты дают пары хром—резина при смазывании минеральным маслом и водой и хром— бронза при пластичных смазочных материалах. [c.328]

Износ фрикционных пар существенно зависит от температуры поверхности трения и от условия удаления абразивных частии износа. [c.170]

Рис. 5.2. Зависимость коэффициента трения ( х), средней температуры поверхности трения ( о), линейного износа (И) от пути трения (Ь) для пары никель — сталь 45. Нормальная нагрузка 1,25 МПа, скорость скольжения К=3 м/с.

Оценки температур по формулам (5.1) и (5.2) для условий трения, при которых в работах [8, 9] наблюдалось появление ЛКС на сталях, меди и никеле, дают приблизительно одинаковые значения температур вспышек в диапазоне температур 600—900 °С — в зависимости от материала пар трения. Средняя температура поверхности трения меди при этом не превышает 40 С, а стали — 100 °С. Такое различие между средней температурой поверхности и температурой вспышки в пятне контакта может стать основой для объяснения локализации деформации в тонком поверхностном слое зоны контакта. Согласно модели импульсного выделения тепла при жестком соударении микровыступов [c.149]

Влияние установочного зазора между колодкой, лентой и шкивом или между тормозными дисками на температуру поверхности трения имеет исключительно важное значение. При прочих равных условиях с увеличением зазора улучшаются условия охлаждения и температура резко уменьшается (рис. 8.7). При неправильной регулировке тормоза, даже в случаях ненапряженной работы механизма, наблюдается повышенный износ накладок и их подгорание. Для нормальной работы должен быть обеспечен полный отход скользящих поверхностей одна от другой при разомкнутом тормозе. Особенно большое значение это обстоятельство имеет для дисковых тормозов (рис. 8.7, в), в которых достаточно надежный отход имеют поверхности трения только первой от электромагнита пары трения. Отход других дисков может произойти только вследствие упругости тормозных накладок, получивших упругую деформацию при замыкании тормоза. Полного размыкания всех поверхностей трения не наблюдается и сохраняется постоянное проскальзывание поверхностей трения. [c.376]

Объемная температура масла в червячном редукторе, приблизительно равная температуре поверхностей трения червячной пары, может быть рассчитана по известной формуле [c.129]

Энергетическая интенсивность изнашивания /э, подсчитываемая по формулам (2.33) и (2.35), измерялась в кубометрах на килоджоуль. Математические модели (2.32). .. (2.35) справедливы в принятых диапазонах изменяемых факторов. Анализ полученных зависимостей показал, что для пары материал шифра 56 и СЧ 20 увеличение скорости скольжения приводит к снижению коэффициента трения, а рост температуры — к его увеличению. Увеличение скорости скольжения или температуры поверхностей трения пары Р 202 и СЧ 20 приводит к уменьшению коэффициента трения. Установлено, что убывающая зависимость f °iv) может приводить к возбуждению фрикционных автоколебаний [13], следствием которых являются значительные динамические нагрузки в трансмиссии и повышенный износ фрикционных накладок. Аналогичный эффект оказывает убывающая функция /т ( >). Таким образом, обе исследуемые пары трения имеют определенную склонность к возбуждению автоколебаний, причем для пары Р 202 и СЧ 20 она определяется убывающими зависимостями fт°(v) и тогда как для пары материал [c.111]

Установление истинной температуры поверхности трения и законов распределения ее по глубине массы трущихся пар имеет весьма большое практическое и теоретическое значение. [c.68]

Температура поверхности трения в рабочей зоне является, при всех прочих равных условиях, периодической функцией времени. При нестационарном тепловом режиме количество тепла Q, возникшее в результате трения в микрообъеме ЛУ, равно алгебраической сумме количества тепла, идущего на нагревание массы трущихся пар, и количества тепла, уходящего непосредственно через поверхность трения и нерабочую поверхность в пространство и смазочную среду. [c.70]

Если считать за первую поверхность в паре такую, в которой процесс трения совершается не на постоянных скользящих контактах, а за вторую — поверхность, в которой процесс трения совершается на постоянных скользящих контактах, то среднюю температуру в микрообъемах поверхностного слоя, очевидно, надо считать по данным второй поверхности. В таком случае уравнение температуры поверхности трения можно представить как [c.81]

Примером наиболее устойчивого к тяжелым условиям эксплуатации полимерного фрикционного материала является ретинакс, получаемый методом горячего прессования композиции из асбеста, молотого барита, латунной стружки и фенолоформальдегидной смолы и работающий до температур поверхности трения 600 °С. Еще более устойчивыми в сверхтяжелых условиях эксплуатации являются композиционные фрикционные материалы на основе углеродных материалов — углеродных волокон, графита и термостойких смол. Они способны работать в весьма тяжелых условиях в паре как с металлическим контртелом, так и с углеродной парой. [c.795]

Зависимость коэффициента внешнего трения от температуры твердых тел. Приведенные выще формулы и соотнощения для определения коэффициента внешнего трения при упругих и пластических деформациях в зонах контактов микронеровностей успешно применяются для таких условий трения, когда температура поверхности трения и в объеме элементов пары трения не приводит в процессе трения к существенным изменениям физикомеханических свойств материалов. [c.104]

Кроме того, легче учитывать изменение теплофизических и механических свойств материалов пары трения, так как это необходимо делать для данного режима трения для одной установившейся средней температуры поверхности трения. [c.267]

Рис. 7.20. Однозначные зависимости коэффициента треиия /1- от максимальной температуры поверхности трения дтах при различных скоростях скольжения иск = 10,20,45,75 и 100 м/с и давлении ра = 0,75 МПа для пар трения

Выполняя расчеты, нужно иметь в виду, что величина коэффициента трения почти в равной мере зависит от трех групп факторов, которые определяются а) материалом трущихся тел, характером смазки и видом пленки на поверхности б) конструкцией кинематической пары-размера поверхности, геометрическим очертанием в) режимом работы —температурой, скоростью, нагрузкой все это обусловливает изменения, протекающие как в материале, так и в геометрическом очертании неровностей. Коэффициент трения можно считать постоянным, а силу трения — прямо пропорциональной нормальному давлению только в определенном диапазоне скоростей и нагрузок. С увеличением скорости движения коэффициент трения в большинстве случаев уменьшается (до определённого предела) с возрастанием удельного давления и увеличением времени предварительного контакта соприкасающихся тел коэффициент трения возрастает. [c.52]

Качество чугунов оказывает влияние на значение коэффициента трения и износоустойчивости фрикционной пары. Сравнительные значения коэффициентов трения и величин износа некоторых фрикционных материалов, работающих в паре с различными чугунами при температуре около 120° С, давлении в пределах 1,5—7,5 кГ/см и скоростях скольжения от 4 до 15 м/сек, полученные на стенде непрерывного трения, приведены на фиг. 346. Зависимость коэффициента трения тех же фрикционных материалов от температуры при трении по хромоиикелевому чугуну и тех же условиях испытаний показаны на фиг. 347. Как видно из фиг. 346, а, наибольшее значение коэффициента трения получено при трении по ковкому чугуну. Коэффициенты трения фрикционных материалов зависят от качества материала металлического элемента трущейся пары. Значения коэффициента трения вальцованной ленты 6КВ-10 и материала 6КХ-1 по различным металлическим элементам при температуре поверхности трения около 200° С, давлении 2,5 кПсм -и скорости скольжения около 10 м/сек приведены в табл. 89. [c.573]

К первой группе относится метод проверки нагрева тормозов грузоподъемных и ряда других машин по эмпирической величине рь, где р —давление в кПсм и о — максимальная скорость поверхности трения в м/сек, при которой начинается торможение. Этот метод основывается на том, что работа трения между трущимися поверхностями ограничивается некоторой эмпирической величиной. Если эта работа оказывается меньше или равной нормированной величине pv, то предполагается, что использование тормоза будет удовлетворительным как по нагреву, так и по износу. Произведение pv ие учитывает важных для процесса нагрева конструктивных и эксплуатационных факторов, как-то величины моментов инерции движущихся масс, частоты торможений, условий теплоотдачи, физических свойств элементов трущейся пары, т. е. это произведение не отражает режима работы и загрузки тормозного устройства и не может служить характеристикой, определяющей степень нагрева тормоза. Рекомендуемые значения рп были определены практикой эксплуатации тормозов и относились к определенным условиям работы, конструкциям тормозов и фрикционным материалам. С точки зрения физического смысла рекомендованной величины более правильно брать не произведение рп, а произведение ррп, в некоторой части отражающее свойства фрикционного материала. Но и эта величина не может дать надежных результатов, так как в ней также не учтены действительная загрузка и условия работы механизма. Проверка тормоза по ру или рру не может быть использована даже для ориентировочных расчетов, так как она не определяет температуру поверхности трения, а позволяет судить о степени ее нагрева только для некоторых конкретных условий работы, при которых происходило определение нормативных данных. [c.592]

Эффективную толщину элементов пары трения, участвующую в теплопогло-щении, эф определяют на основе понятия эффективной глубины проникновения тепла за время торможения [8, 21, 23, 29, 32—35], которая характеризует расстояние от поверхности трения (по нормали), на котором повышение температуры за время торможения составляет незначительную (5%) величину от повышения температуры трения на поверхности. Эффективной глубиной определяется объем тела, аккумуляция тепла в котором влияет на среднюю температуру поверхности трения за время контактирования 1 . При определении О,- в расчете используют толщину элемента, эффективно участвующую в теплопоглощении, [c.190]

При этом макрогеометрия поверхности контактирования одной пары трения была выполнена в виде (кольцевых цилиндров одинаковых диаметров, трущихся своими торцами, а другой — в виде круглой пластмассовой щайбы, трущейся по кольцевому чугунному диску. Ширина кольцевой поверхности трения на диске была равной диаметру пластмассовой шайбы. Таким образом, поверхности одновременно находившихся в контакте чугунных образцов были одинаковы, а площади трения их отличались приблизительно в 72 раза. Испытания этих пар при одинаковом Pv K и одинаковом пути трения ( тр) показали значительную разницу в износах пластмассы весовая интенсивность износа /в1 мг1мсмР) отличалась в 30 раз, а отнесенная к работе трения /в , (мг кгм) в 50 раз. При этом поверхность трения шайбы была гладкая, полированная, коричневого цвета, а кольца — черного цвета, со следами интенсивного разрушения. Для характеристики макрогеометрии контактирования используется коэффициент взаимного перекрытия /Свз, равный отношению номинальных поверхностей трения элементов пары (берется отношение меньшей поверхности к большей) [2, 6, 7]. Разница в макрогеометрии контактирования оказала решающее значение на процесс трения, вследствие различия в температуре на поверхности трения. При малом коэффициенте взаимного перекрытия /Свз= 0,014 температура поверхности трения (измерение в чугунном образце) была 100°С, а при Къз= 1,0, эта температура была 400°С. Связующее пластмассы Ц4-52 подвергается деструк ции при температурах порядка ЗОО С. Поэтому этапы взаимодействия, изменения и разрушения при трении этих пар с температурой 100°С и 400° С должны заметно отличаться. Следствием этого явились разные коэффициенты трения и разные интенсивности износа. При этом большей мощности трения и большей работе трения соответствует меньшая интенсивность износа пластмассы Ц4-52. [c.141]

Представляло интерес определить, как влияет макрогеометрия контактирования (величина коэффициента взаимного перекрытия) на трение и износ при одинаковых температурах поверхностей трения. Для этого были выполнены эксперименты с пластмассами 6КФ-31 6КФ-32 и 7КФ-31 при их трении в паре с чугуном СЧ15-32. [c.141]

Действительно, для пары трения 6КХ-1 + ЧНМХ при Квз = 0,06 температура поверхности трения была 122° С, перепад температуры- = [c.143]

Средняя температура поверхности трения фрикционной пары. Максимальное значение (при нестационарном режиме) предварительно приближенно определяют по формуле, справедливой при t ji 0,055, числе Фурье 0,333, при линейном тепловом потоке, перпендикулярном плоскости фрикциониого контакта — координата времени, соответствующая максимуму мощности), при этом [c.294]

Проведенные предварительные испытания в вакууме пар вал (сталь 45) — втулка (графит АГ-1500) и вал (1Х18Н10Т) — втулка (АГ-1500) показали, что при скоростях до 0,05 м/се/с (наиболее вероятные скорости в реальных механизмах) и нагрузке до 8 кПсм температура образцов за счет тепла трения возрастает на 20—30° С, Таким образом, в узлах трения печных механизмов, работающих при температуре порядка 500° С, температура поверхности трения будет зависеть в основном от притока тепла извне. При моделировании же можно получить заданную температуру без подвода тепла извне, лишь за счет увеличения скорости скольжения. При этом, регулируя подачу охлаждающей воды в вал—образец, можно достигать значительного увеличения скорости скольжения, не превышая заданного значения температуры в зоне трения. На время длительных остановок температура образца может поддерживаться нагревателем. Сопоставление полученных при разных скоростях результатов возможно при идентичности процессов изнашивания, что можно определить при сравнении продуктов износа и качества поверхностей трения втулок и валов, работавших при разных скоростях, но одинаковой температуре. [c.11]

В тормозах с тяжелыми режимами работы в качестве фрикционных обычно используют порошковые материалы, работающие в паре с чугуном. В этих тормозах в процессе торможения возникают объемные температуры до 800—1000 С п температуры поверхностей трения О >1000° С. Такое сильное и интенсивное нагревание и достаточно быстрое охлаждение нередко приводяг к короблению элементов пары трения и растрескиванию поверхностей трения. [c.73]

Рис. 7.1. Зависимости коэффициента трения различных фрикционных материалов от максимальной температуры поверхности трения при трении в паре с легированным чугуном ЧИМХ с номинальным давлением = 13 МПа

Рис. 7.2. Зависимости интенсивности энергетического изнашивания различных фрикционных материалов от максимальной температуры поверхности трения тах при трении в паре с легированным чугуном ЧИМХ с номинальным давлением Ра = 1,5 МПа (обозначения см. рнс. 7.1)

Так как практически невозможно и нецелесообразно использовать одну и ту же пару трения при малых и больших поверхностных и объемных температурах, то все режимы трения без смазочного материала подразделяют в зависимости от температуры поверхности трения на пять групп 1) весьма легкий (до 100 °С) 2) легкий (до 250 °С) 3) средний (до 600 °С) 4) тяжелый (до 1000 °С) 5) сверхтя-желый (больше 1000 °С). [c.251]

Для расчета поля температур объемах элементов пары трения 9(/1д и средней температуры поверхности трения 9 д рассмотрим упрощенную стержневую модель одномерной тепловой задачи двух контактирующих тел / и 2, пренебрегая теплоотдачей в процессе трения (рис. 7.11, а). Для расчета температурной вспышки 9в5р рассмотрим схему движения полупространства с выступом по гладкому полупространству (рис. 7.11, б). Обычно время существования температурной вспышки [c.257]

Рис. 7.21. Однозначная зависимость энергетической интенсивности износа /эн от максимальной температуры поверхности трения дщах при различных скоростях скольжения V к = Ю, 25,45, 75 и 100 м/с и номинальном давлении ра = 0,75 МПа для пары трения чугун ЧНМХ - сталь ЗОХГСА

Следует также учитывать, что в ряде случаев существенное значение имеет рабочая температура поверхностей трения при установившихся и неустановившихся режимах. В первом случае наблюдается достаточно длительная работа при вполне определенной для данной трущейся пары температуре. У гетерогенных сплавов с мягкой структурной составляющей при этом необходимо принимать во внимание степень разупрочняемости мягкой фазы и матрицы. Так, у алюминиевооловянных сплавов соотношение твердости мягкой фазы и матрицы при рабочей температуре подшипника составляет от 6 до 12 раз. [c.319]

На рис. 12.11, а показано пять корреляционных функций 1-5) температуры поверхности трения, соответствующих следующим парам трения, испытанным на фрикционную теплостойкость на машине трения Унитриб (см. рис. 12.4) [c.486]

При выборе какую из деталей пары трения выполнить вращающейся, а какую неподвижной, следует учитывать, что вращающаяся деталь имеет более высокий коэффициент теплоотдачи, чем неподвижная. Поэтому желательно, чтобы вращающаяся деталь была изготовлена из материала с более высоким коэффициентом теплообмша. Выполняя иа трущейся поверхности карманы для смазочного материала, кольцевые проточки, можно улучшить теплоотвод и снизить температуру поверхностей трения. [c.60]

Задача о теплоотдаче при пленочной конденсации чистого насыщенного пара была решена в 1916 г. Нуссельтом. Были сделаны следующие допущения 1) движение пленки конденсата по всей поверхности ламинарное 2) температура внешней поверхности жидкой пленки равна равновесной те.мпературе конденсации, т. е. термическое соиротивленне фазового перехода от пара к жидкости не учитывается 3) температура стенки постоянна по высоте 4) ( )изичес1< ие параметры конденсата не зависят от температуры 5) трение на границе жидкой и паровой фаз отсутствует [c.210]

Рассмотренный пример позволяет лучше понять следующие об1дие закономерности процесса коррозионно-механического изнашивания. Агрессивные среды, разрыхляя поверхности трения, усиливают процесс изнашивания температура в зоне трения значительно активизирует процесс коррозии и тем самым интенсифицирует процесс изнашивания. Увеличение контактного давления и скорости скольжения повышает температуру на поверхности трения и интенсивность изнашивания. С увеличением нагрузки возрастает напряжение в областях фактического контакта, что может привести к пластическому взаимодействию выступов шероховатых поверхностей и даже к схватыванию или микрорезанию. Для снижения возможности развития таких явлений необходимо разрабатывать узлы трении с минимальными нагрузками в паре и применять материалы с высокой твердостью. [c.138]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...