Rozwój uszkodzenia łożyska wywołanego zmęczeniem styku tocznego zainicjowanym na powierzchni

(1)

25

ZMĘCZENIE STYKU TOCZNEGO (RCF) stanowi typowy rodzaj uszkodzenia łożysk tocznych i podobnych im podzespołów. Fundamentalne badania w zakresie RCF przeprowadzone zostały przez Lundberga i Palm grena [1 i 2]. Teoria Lundber- ga-Palmgerna koncentrowała się głównie na RCF inicjowanym pod- powierzchniowo i bazowała wyłącz- nie na obliczeniach naprężeń wg wzorów Hertza przy założeniu ide- alnie gładkich powierzchni. Nato- miast zmęczenie styku tocznego zainicjowane na powierzchni (SRCF) dotyczy obszaru w pobliżu powierzchni styku (do głębokości kilku mikrometrów), na który duży wpływ ma lokalna przyczepność powierzchni i naprężenia, które są zależne od właściwości geometrycz- nych takich jak chropowatość, proil

Mechanizm zmęczenia styku tocznego zainicjowanego na powierzchni w łożyskach tocznych jest badany za pomocą specjalnych

eksperymentów i symulacji numerycznych rozwoju uszkodzenia

Rozwój uszkodzenia łożyska wywołanego zmęczeniem

styku tocznego zainicjowanym na powierzchni

nierówności, czy wgłębienia itd.

Oddziaływanie występujące pomię- dzy ilmem elastohydrodynamicz- nym i rzeczywistymi

powierzchniami o właściwościach decydujących o spiętrzeniu naprę- żeń na powierzchni jest niezwykle istotne dla zrozumienia zjawiska zmęczenia powierzchniowego łożysk tocznych (Morales-Espejel and Gabelli [3]). W artykule tym opisano badanie propagacji SRCF za pomocą modelowania styku i inte- rakcji z powierzchnią z odchylenia- mi mikrogeometrii, które powodują spiętrzenie naprężeń. Porównanie symulacji numerycznych z wynikami doświadczeń wskazuje na ich wysoki stopień korelacji, co pozwala na sformułowanie hipotezy odno- szącej się do mechanizmów leżących u podstaw SRCF, jego inicjacji

i rozwoju w łożyskach tocznych. Ta nowa wiedza doskonale wpisuje się w ideę uogólnionego modelu trwało- ści łożyska (GBLM) irmy SKF, w ramach którego rozdzielono uszkodzenia wywołane zmęczeniem powierzchniowym i podpowierzch- niowym [4 i 5].

Badania teoretyczne rozwoju uszkodzenia Uszkodzenie wywołane zmę- czeniem styku tocznego czę- sto przekształca się w łuszczenie.

Na propagację łuszczenia, w jego zaawansowanej postaci, duży wpływ mają aspekty makroge- ometryczne – np. ewolucja geome- trii styku na bieżni oraz, będącego jej efektem, pola naprężeń uogól- nionych w łożysku tocznym. Kil- ku badaczy studiowało zagadnienie

Rys. 1. Propagacja łuszczenia w łożysku walcowym będą- ca efektem defektu powierzchni przy rosnącej liczbie obro- tów [7]

(2)

26 T EC H N IK A

propagacji łuszczenia w łożyskach tocznych, próbując powiązać je z aspektami mechanicznymi pobu- dzającymi rozwój uszkodzenia.

Autorzy niniejszego artyku- łu [6] przeprowadzili niedaw- no badanie propagacji SRCF w łożyskach tocznych z wprowa- dzonymi wgnieceniami, korzysta- jąc zarówno z modelowania, jak i metod doświadczalnych. Zgod- nie z ich konkluzją, zrozumienie mechanizmu rozwoju typowych pęknięć w kształcie V wzdłuż bież- ni, przez wzgląd na mechanizmy zachodzące w łożysku, wymaga uwzględnienia warunków smarowania i oddziaływania naprężeń pomiędzy powierzchnią i war- stwą podpowierzchniową, podczas gdy wyjaśnienie mechanizmu początkowej propagacji uszkodzeń poprzecznych w łożyskach wałecz- kowych wymaga uwzględnienia jedynie warunków styku suchego.

Obserwacja doświadczalna rozwoju uszkodzenia Snare [7] w swojej analizie staty- stycznej niezawodności łożyska, monitorował propagację łuszcze- nia w łożysku walcowym i zaob- serwował, że rozwój uszkodzenia w poprzek bieżni następuje przed propagacją łuszczenia wzdłuż bież- ni. Rys. 1 przedstawia badania doświadczalne Snare’a.

Obecny stan wiedzy Na podstawie teoretycznych i doświadczalnych badań opisanych w literaturze wyodrębnić można przynajmniej dwie fazy propagacji łuszczenia. W pierwszej z nich łuszczenie rozprzestrzenia się w poprzek bieżni w stosunko- wo wolnym tempie. W fazie drugiej natomiast rozprzestrzenia się ono dużo szybciej. Uznaje się, że propagacja łuszczenia w poprzek bieżni, w jego początkowej fazie, jest efektem większych naprężeń na kra- wędzi złuszczenia od strony czół pierścienia niż na krawędzi przedniej i tylnej (patrząc wzdłuż bieżni Rys. 2. Eksperymenty z łożyskiem kulkowym: mikrofotograie przedstawiające inicjację

i typowy rozwój łuszczenia wgniecenia. Typowe pęknięcia w kształcie V widoczne są w fazie A. Strzałki wskazują kierunek przetaczania

Rys. 3. Badania doświadczalne łożysk wałeczkowych. Obszar łuszczenia w łożysku wałeczkowym rozwija się w poprzek bieżni (A), a następnie wzdłuż kierunku toczenia (B).

Strzałki wskazują kierunek przetaczania

Rys. 4. Wyniki badań doświadczalnych propagacji łuszczenia zainicjowanego wprowadzo- nym wgłębieniem na środku bieżni wewnętrznego pierścienia łożyska stożkowego. Elipsa obrazuje przybliżony obszar styku hertzowskiego

(a) 103,5 mln obr., 40x (b) 114,7 mln obr., 12x

(3)

27

w kierunku rozwoju łuszczenia).

Procesy inicjacji i propagacji łuszczenia w łożyskach kulkowych (rys. 2) i wałeczkowych (rys. 3) mają zadziwiająco różny przebieg. Zaini- cjowane na powierzchni łuszczenie w łożyskach kulkowych początko- wo rozwija się, przyjmując charak- terystyczny kształt V na krawędzi przedniej wgłębienia, postępując gwałtownie w kierunku toczenia wraz z odrywaniem się materia- łu bieżni z obszaru o kształcie V.

Rozwój łuszczenia postępuje w kierunku toczenia, odwrotnym do kierunku miejscowego tarcia i poślizgu (rys. 2). Propagacja zainicjowanego na powierzchni łuszczenia w łoży- skach wałeczkowych odbywa się natomiast z dwóch stron pierwot- nego miejsca inicjacji – uszkodzenie rozwija się najpierw w poprzek, a następnie wzdłuż bieżni (rys. 3).

Celem tego artykułu jest rzu- cenie światła na propagację zainicjowanego na powierzchni uszkodzenia zmęczeniowe- go łożysk wałeczkowych przez modelowanie mechanizmów, któ- re zostały zaobserwowane podczas eksperymentów. Badania te stano- wią kontynuację pracy autorów [3]

w zakresie początkowej fazy uszkodzenia, przy czym tym razem sku- piają się one na propagacji tego uszkodzenia.

Badania doświadczalne Badania doświadczalne przeprowadzono na standardowych łożyskach stożkowych (patrz tablica 1).

W łożyskach stożkowych zosta- ły sztucznie wprowadzone wgniecenia za pomocą wolframowego wgłębnika kulkowego o średni- cy 1 mm wciskanego siłą 1250 N.

Obciążenie to przyczyniło się do powstania wgnieceń o średnicy 400 µm i głębokości 30 µm, a tak- że podniesienia wysokości kra- wędzi wokół wgniecenia o około 2 µm. W ramach eksperymentu na obwodzie pierścienia wewnętrzne- go łożyska stożkowego wykonano osiem równomiernie rozłożonych

Tablica 1. Przyjęte w badaniach łożysko, warunki pracy i geometria wgłębienia

Rys. 5. Powiększanie się obszaru łuszczenia w funkcji liczby obrotów łożyska.

Pomiary odnoszą się do sześciu wgnieceń, gdzie monitorowano rozwój uszkodzenia.

Gruba ciągła linia: powiększanie się obszaru uszko- dzenia – średnie i maksymalne wartości zmierzo- ne w trakcie badań.

Linie kreskowe: powiększanie się obszaru uszko- dzenia – wyniki symulacji numerycznych wgnieceń. Były one rozmiesz-

czone co 0,5 mm w poprzek bież- ni, począwszy od jej krawędzi.

W artykule tym jednakże szcze- gółowo omówiony zostanie jedynie rozwój wgnieceń znajdujących się pośrodku bieżni. W warunkach pracy opisanych w tablicy 1 obciąże- nie osiowe prowadzi do powstania styku hertzowskiego o szeroko- ści około 142 µm w kierunku toczenia, który jest znacznie węższy od średnicy wgłębienia. Eksperymen- ty przeprowadzono przy różnej liczbie obrotów, aby śledzić rozwój uszkodzenia zmęczeniowego będą- cego efektem spiętrzenia naprężeń i warunków smarowania wgłębień.

Na rys. 4 przedstawiono wyniki eksperymentalnego badania rozwoju łuszczenia wgłębień w łożyskach stożkowych przy rosnącej liczbie obrotów. Proces łuszczenia rozpo- czynał się po jednej stronie wgłę- bienia i rozwijał się po jego bokach, w poprzek bieżni (to jest prostopadle do kierunku toczenia). Na rys.

4b zaznaczono przybliżoną elip- sę styku, aby można było porównać ją z inalnym zasięgiem łuszcze- nia. Pierścienie wewnętrzne każ- dego z łożysk poddawane były okresowym badaniom mikrosko- powym (mniej więcej co 5 milio- nów obrotów) w celu uchwycenia fazy inicjacji i propagacji łuszcze- nia. Każde z wgłębień było bada- ne pod mikroskopem, a uszkodzona powierzchnia była fotografowana wraz z adnotacją o liczbie obrotów wykonanych w ramach badania.

Proces powstawania i dalszego roz- szerzania się złuszczonego obszaru wokół wgłębienia mierzony był przez cyfrowe przetwarzanie obra- zu z mikrofotograii poszczególnych wgłębień. Wyniki tego szczegóło- wego badania dostarczyły bardzo precyzyjnych informacji o począt- kowym i narastającym rozwoju obszaru dotkniętego łuszczeniem w zależności od liczby obrotów.

Dane zebrane z sześciu wgłębień, wokół których wystąpiło łuszcze- nie, przedstawiono na rys. 5.

Własności Łożysko stożkowe

Oznaczenie L45449/410/Q

Stal łożyskowa AISI 52100

Hartowanie Hartowane na wskroś do

62 HRC Obciążenie

promieniowe

kN 0

Obciążenie osiowe kN 6,529 Prędkość obrotowa obr/min 1500 Temperatura podczas

badań

°C 45

Maks. naciski wg Hertza

GPa 2,0

Lepkość środka smarnego

ISO VG 68 (pełny ilm smarowy) Średnica wgłębienia µm 400

Głębokość wgłębienia µm 30 Wysokość pod-

niesienia krawędzi wgłębienia

µm 2,0

Powierzchnia uszkodzenia [mm2/1000]

Sumaryczna powierzchnia uszkodzenia w funkcji liczby obrotów łożyska

Liczba obrotów [mln]

800

700

600

500

400

300

200

100

0

0 25 50

Wgłębienie 1 Wgłębienie 2 Wgłębienie 3 Wgłębienie 4 Wgłębienie 5 Wgłębienie 6 Średnia z badań Maks. uszkodzenie Symulacja hmin

Symulacja hmax

75 100 125

(4)

−5 0 5 x 10⁻³ 0

1 2

y, [m]

p, [GPa]

Pressure

y, [m]

z, [m]

von Mises, t_vM, [GPa]

−5 0 5

x 10⁻³ 0

0.5

1

1.5 x 10⁻³

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7

−5 0 5

x 10⁻³ 0

1 2

y, [m]

p, [GPa]

Pressure

y, [m]

z, [m]

−5 0 5

x 10⁻³ 0

0.5

1

1.5 x 10⁻³

0.1 0.2 0.3 0.4

−5 0 5

x 10⁻³ 0

1 2

y, [m]

p, [GPa]

Pressure

y, [m]

z, [m]

−5 0 5

x 10⁻³ 0

0.5

1

1.5 x 10⁻³

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

28 T EC H N IK A

Bardziej szczegółowa anali- za uśrednionych wyników badania wykazała, że powiększanie się obszaru łuszczenia przebiega w trzech fazach:

1. Okres inkubacji (50–60 milio- nów obrotów), w czasie którego na bieżni łożyska nie ma żadnych widocznych śladów uszkodzenia;

tyle wynosi w przybliżeniu nomi- nalna trwałość zmęczeniowa łożyska.

2. Faza wstępnego rozwoju uszkodzenia (30–40 milionów obrotów); zgodnie z przewidywa- niami dochodzi do ekspansyw- nego powiększania się obszaru uszkodzenia.

3. Przyspieszony rozwój. W tej fazie (20–25 milionów obrotów)

tempo rozwoju uszkodzenia znacznie wzrasta (przeszło dwukrotnie w porównaniu do poprzedniej fazy).

Model propagacji uszkodzenia

Obliczenia w zakresie uszkodzenia styku tocznego przeprowadza się przy pomocy modelowania.

W pierwszej kolejności modeluje się początkowe wgniecenie na bieżni.

Wykorzystuje się w tym celu spara- metryzowaną funkcję analityczną, która wiernie odwzorowuje kształt rzeczywistego wgniecenia.

Geometria wgniecenia jest następnie uwzględniana w modelu styku tocznego w celu odwzorowania cyklicznego naprę- żenia stykowego (hertzowskiego)

występującego w badanym łoży- sku. Obliczenia w zakresie rozwoju uszkodzenia wykonuje się z uży- ciem podstawowego modelu zmę- czenia powierzchniowego i modelu wykruszania, który został opra- cowany i opisany przez Morales- -Espejela i Brizmera w jednej z ich prac [8]. Wprowadzono jednak- że kilka modyikacji. Przykładowo, opisane w [8] procedury oblicza- nia zużycia zostały pominięte, aby przyspieszyć symulacje numerycz- ne. Pominięto również model smarowania, a w sytuacjach, w których szerokość początkowego wgniecenia jest większa od szerokości styku Hertza w kierunku toczenia (jak ma to miejsce w przypadku symulacji łożyska stożkowego na rys. 4a), stosowany jest jedynie model suchego styku. Model ten jest następnie wykorzystywany do obliczenia całkowitego nacisku i naprę- żenia. Przybliżenie to jest zasadne, jako że w takim przypadku śro- dek smarny najprawdopodob- niej wydostanie się z wgniecenia i obszaru styku. Naciski występu- jące w obszarze krawędzi wgniecenia mogą być modelowane z wykorzystaniem hipotezy suchego styku, gdyż w obszarze tym nie występuje ciśnienie hydrodynamiczne (w przypadku łożysk kulkowych z szerszym obszarem styku Hertza nie można pomijać modelu smarowania).

Przy obliczaniu nacisków styko- wych pozyskuje się historię stanu naprężenia na podstawie kolej- nych kroków czasowych, które mają symulować przejście wgłębienia przez styk toczny (patrz [5]). Ten wielostopniowy proces symulacji umożliwia wyznaczenie historii stanu naprężenia zmęczeniowe- go, które jest dalej przetwarza- ne z uwzględnieniem kryterium zmęczenia w celu oszacowania uszkodzeń zmęczeniowych kumu- lujących się od początku badania do bieżącego cyklu obciążeń. Sche- mat ten jest dokładnym odwzoro- waniem procesu przetwarzania (a) 0 mln obr.

(b) 82,5 mln obr.

Rys. 6. Prognozy modelu w zakresie rozwoju łuszczenia, nacisków i naprężeń podpowierzchniowych wraz z liczbą obrotów wykonanych od momentu wykonania wgniecenia (warunki badania: tablica 1)

(c) 110 mln obr.

(5)

29

danych zaproponowanego przez Morales-Espejela i Brizmera [8].

Całkowite uszkodzenie skumulo- wane do bieżącego cyklu obciążenia jest obliczane zgodnie z hipotezą Palmgrena-Minera.

Gdy zmęczenie osiąga wartość krytyczną, pojawia się możliwość zapoczątkowania procesu pękania materiału. Omawiany schemat nie obejmuje szczegółowego modelu propagacji pękania; propagacja uszkodzenia symulowana jest po prostu przez usunięcie zmęczone- go materiału. W tym celu zaimple- mentowano prosty model

wykruszania materiału [8], którego rola sprowadza się do usunięcia materiału, w którym doszło do sku- mulowania krytycznego uszkodzenia wraz z materiałem znajdującym się powyżej. Opisywany model zawiera również mierzoną od powierzchni głębokość progową (h), poniżej której materiał z uszkodzeniem krytycznym nie może być usunięty. Wartość głębo- kości progowej może być ustalona w przedziale od h = 0 do h = ∞.

Ustalenie h ≥ 0 umożliwia wykru- szanie materiału znajdującego się pod powierzchnią. Model ten nie może precyzyjnie opisać rozwoju uszkodzenia, gdy wcześniej nie będzie znany parametr h, albo jakieś inne wyniki badań doświad- czalnych. Może on jednak, jak zostanie wykazane poniżej, doskonale opisać zakresy rozwoju uszkodzenia. Proces obliczeniowy powtarzany jest dla zadanej liczby cykli obciążenia (aż do maksymal- nie, zwykle > 10⁹ cykli przetoczeń), po czym wygenerowana zostaje historia rozwoju uszkodzenia.

Wyniki modelowania Dane testowe przedstawione są w tablicy 1. W tym przypadku szerokość wgłębień (średnica 400 µm) jest większa od szeroko- ści styku Hertza w kierunku toczenia (142 µm); tym samym w czasie przetaczania na wgłębienie nie będzie oddziaływało odpowiednie

ciśnienie hydrodynamiczne. Spo- woduje to zerwanie ilmu olejowego na krawędzi wgniecionego obszaru.

W takich warunkach działanie ilmu smarowego może być pominię- te w analizie, a symulacja rozwoju uszkodzenia może być przeprowa- dzona z wykorzystaniem aproksy- macji suchego styku.

Rys. 6 przedstawia rozwój łusz- czenia od początkowego wgniecenia przy rosnącej liczbie obrotów.

Na rysunku są uwidocznione tak- że postępujące zmiany nacisków Hertza i związanych z nimi naprę- żeń podpowierzchniowych. Wyni- ki symulacji numerycznej wyraźnie wskazują dominujący kierunek rozwoju obszaru objętego łuszcze- niem. Łuszczenie rozpoczyna się na bocznych krawędziach wgniecenia i rozwija się w kierunku osio- wym, w poprzek bieżni – podobnie do uszkodzeń obserwowanych w trakcie eksperymentów (patrz rys. 4). Obliczając obszar dotknię- ty łuszczeniem i jego rozwój wraz ze wzrostem liczby obrotów, można otrzymać krzywą rozwoju obszaru uszkodzenia w funkcji liczby obro- tów łożyska. Obliczenia te zosta- ły wykonane dla dwóch wartości głębokości progowej h (minimal- nej i maksymalnej), aby określić zakres symulacji modelu (hmin ledwie dotyka obszaru maksy- malnego prostopadłego napręże- nia ścinającego wokół wgłębienia, a hmax znacznie wykracza poza ten obszar). Otrzymane krzywe rozwoju uszkodzenia przedstawiono na rys. 5 (linie kreskowe). Cien- ka linia kreskowa odzwierciedla najbardziej zachowawcze założe- nie przyjęte na potrzeby szacowa- nia zainicjowanego na powierzchni mikrołuszczenia, czyli minimalną wartość głębokości progowej.

Tym samym wyniki symulacji, deiniując warunki oczekiwanej maksymalnej powierzchni uszkodzenia dla każdego zapoczątkowa- nego na powierzchni złuszczenia, określają bezpieczną granicę dla uszkodzenia.

Przy przyjęciu maksymalnej wartości głębokości progowej h, rozwój uszkodzenia – gruba linia kreskowa na rys. 5 – wyka- zuje większą zbieżność z wynikami doświadczalnymi. Wyraźnie zauważalny jest początkowy trend w zakresie obliczonego obszaru uszkodzenia charakteryzujący się stopniowym wzrostem, który odpowiada wynikom pomiarów doświadczalnych. Tempo wzro- stu tego trendu stabilizuje się mię- dzy 90–120 milionami obrotów;

interwał ten może być porówna- ny do zmierzonej, początkowej fazy rozwoju uszkodzenia wokół wgłębienia, tak jak zostało to omó- wione w podrozdziale „Badania doświadczalne”.

Na rys. 7 przedstawiono porów- nanie tempa rozwoju uszkodzenia określonego na podstawie badań doświadczalnych i symulacji numerycznych; różnica wyników jest na poziomie 11,5 miliona obro- tów (134 milionów cykli). Wysoki stopień korelacji pomiędzy uśred- nionymi wynikami doświadczeń

Rys. 7. Wielkość obszaru uszkodzenia w funkcji liczby obrotów (warunki badania: tablica 1).

Porównanie średnich wartości początkowego uszkodzenia zaobserwowanego podczas badań doświadczalnych i wyniki symulacji numerycznych dla h_minLinia ciągła: dopasowanie krzywej z wyko- rzystaniem wykładniczego tempa rozwoju

Powierzchnia uszkodzenia [mm2/1000]

Średnia z badań Symulacje

Symulacje Średnia z badań

Tempo rozwoju uszkodzenia 1000

100

20 40 60 80 100 120 140

10

1

Liczba obrotów [mln]

(6)

30 T EC H N IK A

i symulacjami numerycznymi dowodzi, że za pomocą obliczeń można uchwycić główne efekty działania mechanizmów zmęcze- nia powierzchniowego i początko- wego rozwoju łuszczenia. Wyniki doświadczalne wskazują ponad- to na przyspieszony rozwój po 100 milionach obrotów, czego zdają się nie wykazywać symulacje nume- ryczne. Jednym z możliwych wyja- śnień tego zjawiska jest to, że rozwój obszaru łuszczenia wywo- łuje również dodatkowe obciąże- nia, które są efektem dynamicznej odpowiedzi łożyska na łuszcze- nie. Na chwilę obecną te dodatkowe obciążenia nie są uwzględnione w modelu; w związku z tym racjo- nalne jest jedynie porównywanie początkowego łuszczenia z symulacjami numerycznymi.

Równie ciekawie w wynikach symulacji przedstawia się mechanizm rozwoju uszkodzenia. Jako że szerokość wgłębienia jest nie- znacznie większa od szerokości styku Hertza w kierunku toczenia, najbardziej obciążona strefa na bieżni wypada w bocznym obszarze wgłębienia, gdzie powstanie i będzie rozwijać się uszkodzenie.

Taki właśnie mechanizm propagacji wynika z symulacji numerycznych, zgodnie z którymi na boczną krawędź złuszczenia oddziałują największe naciski powierzchnio- we i spiętrzenia naprężeń podpowierzchniowych (rys. 6). Ten model propagacji łuszczenia wyda- je się być typowym dla łożysk wałeczkowych.

Podsumowanie i wnioski Badania doświadczalne zosta- ły przeprowadzone na łożyskach stożkowych. W bieżniach łożysk wykonane zostały wcześniej z określoną siłą wgłębienia. Przy- czyniło się to do powstania serii spiętrzeń naprężeń powierzchniowych, które stały się źródłem łuszczenia powierzchni. Umożli- wiło to szczegółowe badanie inicjacji i rozwoju tego uszkodzenia.

Istniejący już model zmęczenia powierzchniowego uwzględniający mikrogeometrię (tj. mikropęknię- cia powierzchni, Morales-Espejel i Brizmer [8]) został zaadaptowa- ny na potrzeby zbadania zainicjowanego na powierzchni procesu mikrołuszczenia.

Model ten został zastosowany w celu uzyskania lepszego wglą- du w proces inicjacji i fazę wcze- snej propagacji łuszczenia. Wyniki obliczeń wskazują, że model nume- ryczny może symulować i dogłębnie wyjaśnić wiele spośród poczy- nionych w trakcie doświadczeń obserwacji; wyniki badań doświad- czalnych wykazały, że w przypadku łożyska stożkowego, łuszczenie postępuje początkowo w poprzek bieżni, czyli prostopadle do kierunku toczenia. Co do zasady, w łożyskach ze stykiem liniowym naprężenia na bocznych krawę- dziach wgłębienia są większe.

A większe naprężenia przyczyniają się do postępowania procesu łusz- czenia w poprzek bieżni w czasie jego początkowego rozwoju.

Wyniki opisanych badań pozwa- lają na sformułowanie następują- cych wniosków.

1. Propagacja łuszczenia w łoży- skach wałeczkowych z wprowa- dzonymi wcześniej wgnieceniami początkowo postępuje w poprzek bieżni. Rozwój łuszczenia jest efektem oddziaływania większych naprężeń na krawędziach złusz- czenia biegnących prostopadle do kierunku toczenia, co zostało już opisane w literaturze.

2. Przedstawiony model dobrze opisuje dwa mechanizmy propagacji łuszczenia. W szczególno- ści, w przypadku łuszczenia łożysk wałeczkowych pomiędzy progno- zą modelu i pomiarami przepro- wadzonymi podczas doświadczeń, zwłaszcza w przypadku łuszczenia łożysk wałeczkowych, występuje wysoki stopień korelacji w zakresie tempa rozwoju łuszczenia.

Adnotacja

Projekt został współinansowa- ny ze środków projektu iBETTER Project realizowanego w ramach prowadzonego przez Komisję Euro- pejską programu Marie Curie Indu- stry-Academia Partnerships and Pathways (IAPP).

http://cordis.europa.eu/project/

rcn/109976_en.html

Autorzy:

Guillermo E Morales-Espejel, pracownik naukowy, SKF Engineering

& Research Centre, Nieuwegein, Holandia Antonio Gabelli, pracownik naukowy, SKF Engineering & Research Centre, Nieuwegein, Holandia

Bibliograia

[1] Lundberg, G. and Palmgren, A. (1947),

“Dynamic Capacity of Rolling Bearings,”

Acta Polytechnica, 1(3), pp 1–52.

[2] Lundberg, G. and Palmgren, A. (1952),

“Dynamic Capacity of Roller Bearings,”

Acta Polytechnica, 2(4), pp 96–127.

[3] Morales-Espejel, G. E. and Gabelli, A. (2011), “The Behavior of Indentation Marks in Rolling Sliding Elastohydrody- namically Lubricated Contacts,” Tribolo- gy Transactions, 54, pp 589–606.

[4] Morales-Espejel, G.E., Gabelli, A.

de Vries A. (2015), “A Model for Rolling Bearing Life with Surface and Subsurfa- ce Survival – Tribological Eﬀects”, to be published at Tribology Transactions.

[5] Morales-Espejel, G.E. and Gabelli, A.

(2015), “The SKF Generalized Bearing Life Model – the power of tribology,”

Evolution #4-2015, pp 22-28.

[6] Morales-Espejel, G.E. and Gabelli, A.

(2015), “The Progression of Surface Rol- ling Contact Fatigue Damage of Rolling Bearings with Artiicial Dents,” Tribology Transactions, 58, pp 418–431.

[7] Snare, B. (1970), “How Reliable Are Bearings?” The Ball Bearing Journal, 162, pp 3–7.

[8] Morales-Espejel, G. E. and Brizmer, V.

(2011), “Micropitting Modelling in Rol- ling–Sliding Contacts: Application to Rol- ling Bearings,” Tribology Transactions, 54, pp 625–643.