WPŁYW NACISKÓW POWIERZCHNIOWYCH I PRĘDKOŚCI POŚLIZGU NA REDUKCJĘ SIŁY TARCIA PRZY DRGANIACH NORMALNYCH
Marta Abrahamowicz
1a, Mariusz Leus
1b1Katedra Mechaniki i PKM, Zachodniopomorski Uniwersytet Technologiczny w Szczecinie
amarta.abrahamowicz@zut.edu.pl, bmariusz.leus@zut.edu.pl
Streszczenie
W pracy przedstawiono wyniki badań doświadczalnych wpływu drgań normalnych do powierzchni poślizgu na po- ziom redukcji siły tarcia w ruchu ślizgowym. Badania przeprowadzono na oryginalnym stanowisku badawczym.
Wykazano, że poziom redukcji w istotny sposób zależy zarówno od parametrów drgań, jak i parametrów poślizgu, a także od parametrów geometrycznych stykających się powierzchni pary ciernej. Wzrost prędkości przesuwu ob- niża poziom redukcji siły tarcia. Wpływ nacisków powierzchniowych jest dwukierunkowy i wyraźnie zależny od chropowatości stykających się powierzchni.
Słowa kluczowe: redukcja siły tarcia, drgania normalne, ruch ślizgowy
THE INFLUENCE OF CONTACT SURFACE NORMAL PRESSURES AND SLIDING VELOCITY ON FRICTION FORCE REDUCTION AT NORMAL VIBRATIONS
Summary
The paper presents the results of experimental research of the influence of normal vibrations to the plane of mo- tion on reduction of friction force in sliding motion. Experimental tests were carried out on an orginal research stand. It has been demonstrated that level of friction force reduction, in significant way, depends on parameters of normal vibrations, siliding motion and surfaces geometry. The increase of sliding velocity decreases the reduction efect. The impact of the normal pressure at the contact surface is bidirectional and clearly depends on roughness of surfaces.
Keywords: friction force reduction, normal vibrations, sliding motion
1. WSTĘP
Zjawisko redukcji siły tarcia pod wpływem drgań wymu- szonych o dużej częstotliwości może w układach rzeczy- wistych spełniać rolę zarówno pozytywną, jak i nega- tywną. Wszędzie tam, gdzie potrzebna jest minimaliza- cja oporów tarcia, wprowadzenie w obszar styku drgań o odpowiedniej częstotliwości i amplitudzie może być zabiegiem pożądanym, gdyż powinno prowadzić do zmniejszenia siły tarcia,natomiast tam, gdzie wymagane są duże opory tarcia – siła tarcia powinna być duża i utrzymywana na stałym poziomie, drgania w obszarze styku spełniają rolę negatywną, a często wręcz niebez- pieczną i w krańcowych sytuacjach mogą prowadzić do
poważnych uszkodzeń czy też awarii urządzeń poprzez np. luzowanie zacisków w połączeniach zaciskowych.
Istotnym czynnikiem mającym wpływ na redukcję siły tarcia przy drganiach wymuszonych w obszarze styku przesuwanego ciała jest kierunek drgań, gdyż inny jest mechanizm redukcji przy drganiach normalnych do płaszczyzny styku [1, 2, 5, 6, 8, 9], a inny przy drga- niach stycznych [3, 4, 7]. Również w obrębie drgań stycznych występują dwa różne mechanizmy redukcji siły tarcia. Inny przy drganiach wzdłużnych, a inny przy drganiach poprzecznych [4]. Nie ma też jednoznacznej oceny, które drgania są bardziej efektywne w redukcji
WPŁYW NACISKÓW POWIERZCHNIOWYCH I PRĘDKOŚCI POŚLIZGU (...)
siły tarcia – normalne, czy też styczne. Szczególnie uboga jest literatura dotycząca drgań normalnych.
Dlatego też autorzy pracy za jej cel postawili choćby częściowe wypełnienie tej luki poprzez doświadczalne zbadanie wpływu takich czynników, jak amplituda drgań oraz prędkość poślizgu i naciski powierzchniowe na poziom redukcji siły tarcia w ruchu ślizgowym przy drganiach normalnych. Badania przeprowadzono dla styków płaskich o czterech różnych chropowatościach powierzchni par tworzących styk. Badano styki suche, szlifowane i frezowane
.
2. STANOWISKO BADAWCZE, METODYKA BADAŃ
I UZYSKANE WYNIKI
Badania doświadczalne przeprowadzono na oryginalnym, własnym, stanowisku badawczym opisanym szczegółowo w pracach [5, 6]. Jego szkic ideowy przedstawiono na rys. 1
.
B
A W S2
S1 Fn vn ∆Fw
Fz
G x
Rys. 1. Szkic ideowy części mechanicznej stanowiska badawczego
Parę cierną tworzy przesuwana próbka A i nieruchome podłoże B. Próbka A wprawiana jest w ruch ślizgowy wzdłuż osi x za pomocą układu napędu. Siła napędu Fn
równoważna średniej sile tarcia FT mierzona jest w sposób ciągły za pomocą siłomierza pierścieniowego S1. Naciski powierzchniowe zadawane są siłą ciężkości G przesuwanej próbki z oprzyrządowaniem i zewnętrzną siłą Fz poprzez cięgno zaczepione w środku przesuwanej próbki. Drgania normalne wprowadzane są za pomocą specjalnego wzbudnika bezwładnościowego W zamoco- wanego na górnej powierzchni przesuwanej próbki.
Wzbudnik ten wprowadza przesuwaną próbkę w ruch drgający w kierunku normalnym do powierzchni przesu- wu, zmienną siłą wymuszającą Fw opisaną zależnością:
= (1)
Siła ta jest mierzona w sposób ciągły za pomocą siłomie- rza S2 umieszczonego między przesuwaną próbką a wzbudnikiem. Masa przesuwanej próbki wraz z zamo- cowanym na niej oprzyrządowaniem wynosiła m0 = 2.0 kg. Częstotliwość drgań własnych przesuwanego układu wynosiła f0 = 3600 Hz. Badania przeprowadzono w zakresie częstotliwości podrezonansowych (f = 2000 Hz).
W etapie pierwszym badano wpływ amplitudy siły wymuszającej drgania na poziom redukcji siły tarcia przy różnych naciskach powierzchniowych. Badania te przeprowadzono w trzech seriach. W każdej z nich przyjęta była inna wartość parametru κ (tzw. znormali- zowanej amplitudy siły wymuszającej drgania) określa- jącego stosunek amplitudy F0w do średniej siły nacisku FN przesuwanej próbki na powierzchnię styku:
= (2)
gdzie:
= + (3)
W badaniach przyjęto: κ1 = 0.5, κ2 = 0.6, κ3 = 0.75.
W kolejnych próbach danej serii zwiększano siłę ze- wnętrzną Fz. Odpowiadał temu wzrost siły nacisku FN
i wzrost nacisków powierzchniowych pn = FN/S, gdzie S – pole powierzchni styku przesuwanej próbki z podło- żem. Pole to wynosiło 1200 mm2. Przy każdym zwięk- szeniu siły Fz podwyższano odpowiednio amplitudę F0w
siły wymuszającej drgania tak, aby zachować przyjętą, ustaloną dla każdej serii, wartość parametru κ. Badania przeprowadzono na trzech parach ślizgowych o jednako- wej chropowatości powierzchni próbki górnej (przesuwa- nej) i różnej chropowatości powierzchni próbki dolnej (podłoża). Obydwie próbki wykonano ze stali konstruk- cyjnej w stanie dostawy C45 [10] Za miarę chropowato- ści przyjęto wartość parametru Ra. Dla próbki górnej wynosiła ona Ra = 1.08 µm. W przypadku próbek dolnych wartość parametru Ra wynosiła: 0.38, 1.41 i 6.01 µm, przy czym dwie pierwsze próbki były szlifowa- ne, natomiast próbka trzecia frezowana. Badania prze- prowadzono przy stałej prędkości napędu równej vn = 0.2 mm/s.
Do oceny poziomu redukcji siły tarcia przyjęto wartość tzw. współczynnika redukcji, zdefiniowanego następują- co:
= (4)
gdzie: Fn-d – siła napędu przy ruchu realizowanym w obecności drgań, Fn-0 –siła napędu przy ruchu realizo- wanym bez drgań.
Wartość γ=1 oznacza brak redukcji siły tarcia, wartości γ<1 oznaczają wystąpienie redukcji. Im mniejsza jest wartość tego współczynnika tym większy jest poziom redukcji siły tarcia spowodowany wprowadzonymi drganiami.
Uzyskane wyniki przedstawiono na rys. 2 w postaci wykresów zbiorczych zależności współczynnika redukcji γ od nacisków powierzchniowych pn przy drganiach nor- malnych, przy różnych znormalizowanych amplitudach
a)
γ
0,017 0,025 0,033 0,042 0,050
0,7
0,3 0,4 0,5 0,6 0,8 0,9 1
20 30 40 50 60
κ1=0.5 κ2=0.6 κ3=0.75 wartość średnia
F , Nz p , N/mmn
2
b)
0,017 0,025 0,033 0,042 0,050
0,7
0,3 0,4 0,5 0,6 0,8 0,9 1
20 30 40 50 60
κ1=0.5 κ2=0.6 κ3=0.75 wartość średnia
F , Nz p , N/mmn
2
γ
c)
0,017 0,025 0,033 0,042 0,050
0,7
0,3 0,4 0,5 0,6 0,8 0,9 1
20 30 40 50 60
F , Nz
p , N/mmn 2
κ1=0.5 κ2=0.6 κ3=0.75 wartość średnia
γ
Rys. 2. Zależność współczynnika redukcji γ=Fn-d/Fn-0 od nacisków powierzchniowych pn przy drganiach normalnych przy różnych znormalizowanych amplitudach drgań κ dla badanych par ciernych: a) Ra/Ra=1.08/0.38, b) Ra/Ra
=1.08/ 1.41, c) Ra/Ra=1.08/6.01
Z przedstawionych wykresów widać, że poziom redukcji siły tarcia przy danych naciskach powierzchniowych zależy od znormalizowanej amplitudy siły wymuszającej.
Im większa jest wartość tej amplitudy – większa wartość parametru κ tym większe jest obniżenie siły napędu Fn
niezbędnej do utrzymania ruchu, a więc tym mniejsza jest średnia wartość siły tarcia FT. Widać także, że przy ustalonej wartości parametru κ poziom redukcji siły tarcia nie jest wielkością stałą, lecz zależy od wartości nacisków powierzchniowych. Przy czym przy dużej gładkości stykających się powierzchni, przy zwiększeniu nacisków powierzchniowych pn i proporcjonalnym zwięk- szeniu amplitudy F0w siły wymuszającej drgania (w celu utrzymania stałej wartości parametru κ) obserwowane jest zwiększenie poziomu redukcji siły tarcia, natomiast przy powierzchni o dużej chropowatości redukcja siły tarcia przy ustalonej wartości parametru κ maleje wraz ze zwiększaniem nacisków powierzchniowych.
Fakt ten można wytłumaczyć wygładzaniem powierzch- ni styku o dużej chropowatości w wyniku ścinania w trakcie przesuwu, ostrych wierzchołków występów chropowatości oraz w wyniku odkształceń sprężysto- plastycznych tych występów pod wpływem obciążenia normalnego. W rezultacie może występować przeciw- stawne działanie zmiany sztywności styku pod wpływem dwóch różnych czynników. Wzrost sztywności styku wywołany wzrostem nacisków powierzchniowych może sprzyjać zwiększaniu poziomu redukcji siły tarcia w ruchu ślizgowym, natomiast większa sztywność styków gładkich (o mniejszej chropowatości powierzchni) ogra- nicza możliwość redukcji siły tarcia przy drganiach normalnych.
Parametrem mającym istotny wpływ na poziom reduk- cji siły tarcia w ruchu ślizgowym przy drganiach nor- malnych jest prędkość poślizgu. Potwierdziły to wyniki badań doświadczalnych przeprowadzonych w dwóch kolejnych etapach badań. W etapie drugim badania przeprowadzono na parze ślizgowej o chropowatości Ra/Ra = 1.08/1.41O przy średniej sile nacisku wynoszącej FN = 50 N. Badania przeprowadzono na trzech pozio- mach amplitudy siły wymuszającej κ wynoszących odpowiednia: 0.2, 0.4, 0.6, w zakresie prędkości napędu vn wynoszącym 0.1÷0.9 mm/s. Wyniki przedstawiono na rys. 3.
WPŁYW NACISKÓW POWIERZCHNIOWYCH I PRĘDKOŚCI POŚLIZGU (...) a)
0,017 0,025 0,033 0,042 0,050
0,7
0,3 0,4 0,5 0,6 0,8 0,9 1
20 30 40 50 60
v1=0.6 mm/s v2=0.2 mm/s v3=0.1 mm/s wartość średnia
F , Nz p , N/mmn
2
γ
b)
0,017 0,025 0,033 0,042 0,050
0,7
0,3 0,4 0,5 0,6 0,8 0,9 1
20 30 40 50 60
v1=0.6 mm/s v2=0.2 mm/s v3=0.1 mm/s wartość średnia
F , Nz p , N/mmn
2
γ
c)
0,017 0,025 0,033 0,042 0,050
0,7
0,3 0,4 0,5 0,6 0,8 0,9 1
20 30 40 50 60
v1=0.6 mm/s v2=0.2 mm/s v3=0.1 mm/s wartość średnia
F , Nz
p , N/mmn 2
γ
Rys. 4. Zależność współczynnika redukcji γ=Fn-d/Fn-0 od nacisków powierzchniowych pn i od prędkości napędu vn przy drganiach normalnych przy różnych znormalizowanych amplitudach drgań równych: a)κ= 0.5, b) κ= 0.6, c) κ = 0.75
W trzecim etapie przeprowadzono badania porównawcze redukcji siły tarcia w zależności od nacisków powierzch- niowych pn dla różnych prędkości napędu vn. Badania te przeprowadzono w trzech seriach o ustalonych warto- ściach parametru κ równych odpowiednio: 0.5, 0.6 i 0.75.
Powierzchnie pary ciernej były szlifowane – Ra/Ra
=1.08/0.90. Badania przeprowadzono przy trzech pręd- kościach napędu vn równych: 0.1, 0.2 i 0.6 mm/s. Wyniki zestawiono w postaci wykresów zbiorczych na rys. 4.
, mm/svn
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,5 0,9 1 0,7
1,1
0,4 0,5 0,6 0,8 0,9 1
κ1=0.2 κ2=0.4 κ3=0.6 wartość średnia
γ
Rys. 3. Zależność współczynnika redukcji γ =Fn-d/Fn-0 od prędkości poślizgu vn przy drganiach normalnych
Z wyników przedstawionych na rys. 3 widać, że nieza- leżnie od wartości znormalizowanej amplitudy κ siły wymuszającej drgania poziom redukcji siły tarcia przy drganiach normalnych maleje nieliniowo ze wzrostem prędkości poślizgu. Przy dużych prędkościach poślizgu i małych amplitudach zmian siły wymuszającej poziom redukcji siły tarcia maleje do zera.
Z wykresów na rys. 4 widać z kolei, że przy małej chro- powatości powierzchni pary ciernej niezależnie od pręd- kości poślizgu vn poziom redukcji siły tarcia przy drga- niach normalnych o ustalonej znormalizowanej amplitu- dzie siły wymuszającej. (κ = const) rośnie wraz ze wzrostem nacisków powierzchniowych.
3. PODSUMOWANIE
Wyniki przeprowadzonych badań doświadczalnych wskazują jednoznacznie, że przy realizacji ruchu ślizgo- wego, przy drganiach normalnych do powierzchni prze- suwu, możliwe jest uzyskanie znacznej redukcji siły napędu niezbędnej do wywołania i utrzymania tego przesuwu.
Poziom tej redukcji zależy w sposób istotny zarówno od parametrów drgań, jak i parametrów poślizgu, a także od parametrów geometrycznych powierzchni tworzących styk. Wzrasta on ze wzrostem amplitudy drgań, a maleje ze wzrostem prędkości poślizgu i jest wyraźnie
większy w przypadku styków o dużej chropowatości powierzchni – duże Ra.
Wzrost nacisków powierzchniowych przy równoczesnym wzroście amplitudy siły wymuszającej w przypadku
Literatura
1. Chovdhury M.A., Helali M.M.: The effect of frequency of vibration and humidity on the coefficient of friction.
“Tribology International”, 2006, Vol. 39, 2. Chovdhury M.A., Helali M.M.: The
materials. “Tribology International”
3. Gutowski P., Leus M.: The effect of longitudinal tangential vibrations on friction and driving forces in sliding motion. „Tribology International”, 2012, Vol. 55,
4. Gutowski P., Leus M.: Computational model for friction force estimation in sliding motion at transverse tange tial vibrations of elastic contact suport
5. Leus M., Gutowski P.: Teoretyczne i doświadczalne analizy wpływu drgań normalnych na siłę tarcia w ruchu ślizgowym. „Tribologia”, 2014, nr 3, s. 53
6. Leus M., Gutowski P., Abrahamowicz M.: Modelowanie oraz badania doświadczalne oddziaływania drgań no malnych na siłę tarcia w ruchu ślizgo
7. Popov V.L., Stracevic J., Filippov A.E.: Influence of ultrasonic i and intrinsic length scale on dry friction processes.
8. Popov M., Popov V.L., Popov N.V.: Reduction of friction by normal oscillations.
“Friction”, 2017, Vol. 5, p. 45-55.
9. Xinyu M., Popov V.L., Stracevic J., Popov M.: Reduction of friction by normal oscillations.
dynamics. “Friction”, 2017, Vol. 5,
10. PN-EN 10083-1:2008-2:2008: Stale do ulepszania powych.
Artykuł dostępny na podstawie licencji Creative Commons Uznanie autorstwa 3.0 Polska.
http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/pl użej chropowatości
zy równoczesnym wzroście amplitudy siły wymuszającej w przypadku
styków gładkich powoduje zwiększenie poziomu redukcji siły tarcia, a w przypadku styków o dużej chropowatości jego zmniejszenie.
Chovdhury M.A., Helali M.M.: The effect of frequency of vibration and humidity on the coefficient of friction.
, 2006, Vol. 39, p. 958-962.
Chovdhury M.A., Helali M.M.: The effect of amplitude of vibration on the coefficient of friction for different
“Tribology International”, 2008, Vol. 4, p. 307-314.
The effect of longitudinal tangential vibrations on friction and driving forces in sliding International”, 2012, Vol. 55, p. 108-118.
Computational model for friction force estimation in sliding motion at transverse tange tial vibrations of elastic contact suport. „Tribology International”, 2015, Vol. 90, p. 455-462
Leus M., Gutowski P.: Teoretyczne i doświadczalne analizy wpływu drgań normalnych na siłę tarcia w ruchu ślizgowym. „Tribologia”, 2014, nr 3, s. 53-62.
M., Gutowski P., Abrahamowicz M.: Modelowanie oraz badania doświadczalne oddziaływania drgań no malnych na siłę tarcia w ruchu ślizgowym. „Modelowanie Inżynierskie”, 2014, nr 53, s. 92-
Popov V.L., Stracevic J., Filippov A.E.: Influence of ultrasonic in plane oscillations on static and sliding friction and intrinsic length scale on dry friction processes. “Tribology Letters”, 2010, Vol. 39, p. 25
Popov M., Popov V.L., Popov N.V.: Reduction of friction by normal oscillations. I. Influence of contact s
Xinyu M., Popov V.L., Stracevic J., Popov M.: Reduction of friction by normal oscillations.
2017, Vol. 5, p. 194-206.
2:2008: Stale do ulepszania cieplnego – Część 2: Warunki techniczne dostawy stali niest
Artykuł dostępny na podstawie licencji Creative Commons Uznanie autorstwa 3.0 Polska.
http://creativecommons.org/licenses/by/3.0/pl
styków gładkich powoduje zwiększenie poziomu redukcji siły tarcia, a w przypadku styków o dużej chropowatości
Chovdhury M.A., Helali M.M.: The effect of frequency of vibration and humidity on the coefficient of friction.
effect of amplitude of vibration on the coefficient of friction for different
The effect of longitudinal tangential vibrations on friction and driving forces in sliding
Computational model for friction force estimation in sliding motion at transverse tangen- 462.
Leus M., Gutowski P.: Teoretyczne i doświadczalne analizy wpływu drgań normalnych na siłę tarcia w ruchu
M., Gutowski P., Abrahamowicz M.: Modelowanie oraz badania doświadczalne oddziaływania drgań nor- -97.
n plane oscillations on static and sliding friction 25-30
I. Influence of contact stiffness.
Xinyu M., Popov V.L., Stracevic J., Popov M.: Reduction of friction by normal oscillations. II. In-plane system
Część 2: Warunki techniczne dostawy stali niesto-
Artykuł dostępny na podstawie licencji Creative Commons Uznanie autorstwa 3.0 Polska.
