Deteriorari in tribosisteme

Minodora RÎPĂ

Lorena DELEANU

DETERIORĂRI

ÎN

TRIBOSISTEME

Editura Zigotto, Galaţi 2008

Editura Zigotto Galaţi Str. Libertăţii, nr. 66 Tel-Fax: 0236 468269 Copywhright ©Editura ZIGOTTO GALAŢI Toate drepturile asupra acestei ediţii sunt rezervate editurii

Referenţi ştiinţifici Prof. dr. ing. Ioan ŞTEFĂNESCU

Prof. dr. ing. Gabriel ANDREI Universitatea „Dunărea de Jos” din Galaţi

Descrierea CIP a Bibliotecii Naţionale a României RÎPĂ, MINODORA Deteriorări în tribosisteme / Minodora Rîpă, Lorena Deleanu, Galaţi, Editura Zigotto, 2008 Bibliogr. ISBN 978-973-1724-65-2 I. Rîpă, Minodora II. Deleanu, Lorena 621.89

ISBN 978-973-1724-65-2

Prefaţă

Vă propunem o lucrare în care sunt analizate şi explicate deteriorări în

tribosisteme. Considerăm că va fi un instrument util în identificarea distrugerilor superficiale şi mai ales în elaborarea unor soluţii pentru creşterea durabilităţii sistemelor tehnice.

Lucrarea se adresează absolvenţilor facultăţilor tehnice (în special inginerie mecanică), care sunt implicaţi în cercetare (testarea materialelor), în proiectarea sistemelor, în activitatea de mentenanţă şi celor care se ocupă cu activităţi de audit tehnic şi de expertiză tehnică.

Sinteza aceasta se bazează pe analiza unei documentaţii bogate, mai ales de limbă engleză, pe studiile şi cercetările experimentale efectuate de autoare în domeniul tribologiei şi testării materialelor, pe cercetarea contractuală cu organizaţii industriale.

Vă propunem o carte cu foarte puţine relaţii, dar multe fotografii şi schiţe, fiind realizată aşa în scopul utilizării ei ca un instrument de comparaţie şi înţelegere a distrugerilor în tribosisteme.

Capitolul 1 este o prezentare a problematicii fiabilităţii în strânsă legătură cu deteriorările din tribosisteme, o succesiune de definiţii necesare în evaluarea acestora, încheiată cu o recomandare asupra modului de analiză a deteriorărilor.

Pe baza documentaţiei ce include lucrări renumite în tribologie, publicate în edituri recunoscute şi în reviste de prestigiu (Wear, International Tribology, Tribology Letters etc.), acoperind cronologic, aproximtiv patru decenii de cercetare în domeniu, Capitolul 2 prezintă detaliat procesele şi mecanismele de deteriorare caracteristice triboelementelor solide. Trebuie subliniată importanţa realizărilor în domeniul investigaţiei nedistructive, care a reuşit să „dezvăluie” ce se întâmplă în materiale, la nivel macro şi nano, să ofere aparatură care să ajute la studierea proceselor de deteriorare în intimitatea lor, să le particularizeze – este vorba despre microscopia optică de înaltă rezoluţie, de microscopia cu baleiaj electronic,

spectrometrie şi difractometrie cu radiaţie X, microscopia de forţă atomică şi profilometria 3D etc.).

Următoarele trei capitole prezintă analize, explicaţii, posibile scenarii de deteriorări tribologice dar şi unele recomandări pentru familii importante de elemente de maşini: lagăre de alunecare, lagăre de rostogolire şi angrenaje cu roţi dinţate.

Dacă atunci când va trebui să luaţi o decizie referitoare la o soluţie de proiectare, de mentenanţă, sau va trebui să daţi diagnosticaţi o defectare, sau pentru selectarea unui material şi optimizarea unui sistem tehnic, consultă cartea sau CD-ul ataşat, considerăm că eforul nostru pentru elaborarea acestei lucrări a fost util.

În final dorim să mulţumim colegilor noştri, din catedra de Organe de Maşini a Universităţii „Dunărea de Jos” dar şi universitarilor din ţară care au lucrări în tribologie, universităţii noastre pentru accesul la bazele de date internaţionale.

Dacă aveţi comentarii sau idei asupra materialului prezentat, dacă sunteţi în

faţa unei situaţii care este mai greu de încadrat, după consultarea acestei lucrări, nu ezitaţi să ne contactaţi:

[email protected] [email protected]

Minodora Rîpă

Lorena Deleanu

Cuprins

Cuprins ………………………………………………………………………………………. i

Prefaţă ....................................................................................................................................... 3

Cap. 1. Deterirorări, uzură şi fiabilitate ............................................................................. 5 1.1. Introducere ................................................................................................................... 5 1.2. Definiţii ......................................................................................................................... 5 1.3. Fialibitate şi uzură ....................................................................................................... 10 1.4. Parametrii caracteristici ai uzurii ............................................................................. 14

1.4.1. Date de uzură măsurate direct ……………………………………………... 15 1.4.2. Date de uzură măsurate indirect .................................................................... 15

1.5. Materiale în aplicaţii tribologice ............................................................................... 16 1.6. Analiza deteriorărilor tribologice ............................................................................. 20

Cap. 2. Forme de deteriorare în tribosisteme .................................................................... 22 2.1. Introducere ................................................................................................................... 22 2.2. Deteriorări prin oboseală şi uzură ............................................................................ 24 2.3. Uzura de adeziune ...................................................................................................... 27 2.4. Uzura abrazivă ............................................................................................................ 45 2.5. Deteriorarea prin oboseală superficială.................................................................... 66

2.5.1. Generalităţi ........................................................................................................ 66 2.5.2. Oboseala mecanică în volum .......................................................................... 66 2.5.3. Oboseala de contact ......................................................................................... 68 2.5.4. Cavitaţia – un proces de oboseală şi uzură .................................................. 77 2.5.5. Oboseala termică .............................................................................................. 83 2.5.6. Oboseala de impact ......................................................................................... 87 2.5.7. Oboseala cu fluaj .............................................................................................. 94 2.5.8. Mecanisme secundare de deteriorare prin oboseală ................................... 94 2.5.9. Fretting-ul – un proces de oboseală şi uzură ................................................ 96 2.5.10. Oboseala corosivă .......................................................................................... 102

2.6. Forme particulare sau combinate de uzură ............................................................. 106 2.7. Studiu de caz. Uzura compozitelor cu matrice polimerică ................................... 107

Cap. 3. Deteriorarea lagărelor de alunecare ....................................................................... 118 3.1. Introducere ................................................................................................................... 118 3.2. Privire generală asupra deteriorărilor în lagăre de alunecare .............................. 119 3.3. Materiale pentru lagăre de alunecare ....................................................................... 121 3.4. Procese de deteriorare a lagărelor de alunecare ..................................................... 124

3.4.1. Oboseala superficială ......................................................................................... 124 3.4.2. Uzura abrazivă în lagăre de alunecare ............................................................ 127 3.4.3. Eroziunea în lagăre de alunecare ...................................................................... 131 3.4.4. Uzura de cavitaţie ............................................................................................... 132 3.4.5. Fretting-ul în lagăre de alunecare .................................................................... 135 3.4.6. Uzura chimică şi tribocoroziunea ..................................................................... 136 3.4.7. Distrugeri superficiale la trecerea curentului electric .................................... 139 3.4.8. Oboseala şi uzura termică .................................................................................. 142

Cuprins

ii

3.5. Cauze de deteriorare a lagărelor de alunecare ....................................................... 145 3.5.1. Deteriorarea normală ......................................................................................... 146 3.5.2. Distrugerea lagărelor din cauza lubrifierii ...................................................... 147 3.5.3. Deteriorări la pornire .......................................................................................... 149 3.5.4 Contaminare cu particule solide ........................................................................ 151 3.5.5. Greşeli în exploatare ........................................................................................... 153 3.5.6. Greşeli de montaj ................................................................................................ 154 3.5.7. Greşeli de proiectare ........................................................................................... 155

Cap. 4. Deteriorarea rulmenţilor .......................................................................................... 156 4.1. Consideraţii privind distrugerea rulmenţilor ......................................................... 156 4.2. O concisă prezentare a materialelor de rulmenţi ................................................... 158 4.3. Criterii de clasificare a deteriorărilor în rulmenţi .................................................. 163 4.4. Distrugerea prin oboseală a rulmenţilor .................................................................. 165 4.5 Uzura de aderenţă în rulmenţi ................................................................................... 176 4.6. Supraîncălzirea ............................................................................................................ 180 4.7. Uzură abrazivă în rulmenţi ........................................................................................ 183 4.8. Deformări plastice ...................................................................................................... 185 4.9. Coroziunea şi tribocoroziunea .................................................................................. 186 4.10. Fretting-ul în rulmenţi ............................................................................................. 191 4.11. Deteriorarea în câmp electric ................................................................................... 197 4.12. Cauze ale deteriorărilor rulmenţilor …………………………………………….. 201

4.12.1. Deteriorări din cauze tehnologice ………………………………………….. 201 4.12.2. Erori de proiectare …………………………………………………………… 201 4.12.3. Deteriorări la depozitare şi transport ……………………………………..... 202 4.12.4. Montajul incorect …………………………………………………………….. 203 4.12.5. Deteriorări în exploatare …………………………………………………….. 207 4.12.6. Lubrifiere neadecvată ....................................................................................... 210 4.12.7. Jocul intern în rulmenţi .................................................................................... 214 4.12.8. Contaminarea .................................................................................................... 216

Cap. 5. Deteriorarea angrenajelor ........................................................................................ 224 5.1. Introducere ................................................................................................................... 224 5.2. Principii de proiectare şi aspecte caracteristice contactului dinţilor în angrenare .............................................................................................................................

224

5.3. Procese de deteriorare în angrenaje ......................................................................... 231 5.4 Ruperea dinţilor ........................................................................................................... 234

5.4.1. Rupere la şoc sau la suprasarcină ..................................................................... 234 5.4.2. Deteriorarea prin oboseală de încovoiere …………………………………… 235

5.5. Oboseala superficială la roţi dinţate ………………………………………………. 238 5.6. Uzura abrazivă ……………………………………………………………………… 249 5.7. Uzura adezivă ………………………………………………………………………. 255 5.8. Deformarea plastică a dintelui …………………………………………………….. 261 5.9. Uzură corozivă …...........................................……………………………………..... 263 5.10. Uzură prin cavitaţie şi eroziune ............................................................................. 265 5.11. Uzură termică ………………………………………………………........................ 265 5.12. Uzura angrenajelor melcate ..................................................................................... 266 5.13. Deteriorarea la trecerea curentului electric ........................................................... 268 5.14. Distrugeri din cauze tehnologice ..................................................……………….. 269

Bibliografie …………………………………………………………………………………. 271

1. Deteriorări, uzură şi fiabilitate

1.1. Introducere Una din tendinţele generale actuale în industrie este dezvoltarea unor sis-

teme tehnice integrate, cu un grad înalt de automatizare, putând fi constatată atât în industriile prelucrătoare cât şi în energetică şi transporturi. Aceste sisteme moderne devin greu de controlat şi sunt mai vulnerabile la defectări şi avarii, din cauza multiplelor consecinţe: riscuri privind mediul şi populaţia, pierderi financiare şi de timp considerabile.

Deteriorările şi distrugerile mecanice ale componentelor unui sistem integrat şi, în special, cele cauzate de procesele tribologice, deţin o nedorită majoritate în indisponibilizarea sistemelor respective (Fig. 1.1). Studiile şi cercetările tribologice joacă un rol determinant în îmbunătăţirea fiabilităţii, atât în faza de proiectare şi pentru creşterea duratei de viaţă, cât şi în monitorizarea şi diagnosticarea funcţionării sistemelor complexe [2, 21, 54, 58, 111, 202, 232, 291].

Fig. 1.1. Ponderea deteriorărilor tribologice

1.2. Definiţii Sistemul tehnic (sau ingineresc) este considerat o combinaţie de elemente

(sau subsisteme) intercondiţionate, capabil să îndeplinească o funcţie specifică (energetică, tehnologică, de transport, de transmitere a informaţiei etc.); fiecare element sau subsistem acţionează, reacţionează sau interacţionează conform unui proiect bazat pe concept, teorii şi calcule.

În funcţie de destinaţie şi modul de folosire sistemele tehnice sunt împărţite în trei clase:

- sisteme folosite continuu; sunt aproape întotdeauna în stare de funcţionare (sisteme energetice, instalaţii chimice, nave maritime);

- sisteme folosite periodic; au perioade relativ mari de inactivitate (mijloace de transport, instalaţii portuare de ridicat etc.);

Deteriorări în tribosisteme

6

- sistemul în impulsuri sau de unică întrebuinţare (folosite o singură dată);

ar trebui să funcţioneze fără deteriorare o perioadă de timp posibil de estimat. Sistemele fizice sau inginereşti sunt compuse din componente materiale ale

căror proprietăţi, interrelaţii se pot schimba în timp. După Horbert Wiener (citat în [96]), intrările şi ieşirile sistemelor pot fi

clasificate în trei categorii: materie, energie şi informaţie (Fig. 1.2).

Fig. 1.2. Structura unui sistem

Sistemul poate fi reprezentat printr-o „cutie neagră” (Fig. 1.2). Particulari-

zând, sistemul mecanic ar putea fi reprezentat ca în Fig. 1.3, în care ponderea para-metrilor de intrare şi de ieşire-utili, a proceselor fizico-mecanice din sistem sunt de natură fizico-mecanică; procese şi parametri de intrare şi de ieşire de altă natură (chimice, electrice) însoţesc inevitabil funcţionarea sistemului mecanic, dar de cele mai multe ori procesele se doresc minimalizate iar parametrii de ieşire sunt în grupa pierderi (un exemplu este procesul de coroziune şi pierderile cauzate de acesta).

Fig. 1.3. Sistemul tribo-mecanic

Cum mişcarea şi transformările energiei mecanice sunt incluse într-un sistem mecanic este dificil de făcut distincţie între un sistem mecanic şi unul tribologic, de aceea unii specialişti folosesc denumirea de sistem tribo-mecanic şi îl modelează, ca în Fig. 1.4 [96].

Cap. 1. Deteriorări, uzură şi fiabilitate

7

Fig. 1.4 . Structura unui tribosistem

Din punct de vedere fizic, se disting cinci funcţiuni de bază ale sistemelor

tribomecanice a) ghidarea, cuplarea şi oprirea mişcării; b) transmiterea energiei şi puterii; c) generarea sau reproduerea informaţiilor; d) transportul materialelor; e) formarea materialelor. Factorii care influenţează timpul total de existenţă a sistemului tehnic sunt: – fiabilitatea – probabilitatea ca sistemul să îndeplinească funcţiile pen-tru

care a fost proiectat un interval de timp determinat, fără defectări; este dată în primul rând în proiectare, impunându-se ca sistemul să fie utilizat exact pentru ceea ce a fost proiectat, apoi mai este influenţată de exploatare şi mentenanţă;

– mentenabilitatea – se referă la capacitatea de a menţine un sistem în stare de funcţionare şi posibilitatea ca acesta să fie reparat şi este condiţionată de calitatea recondiţionărilor şi pieselor de schimb, de profesionalismul echipelor ce efectuează reparaţiile, de modul în care sunt utilizate metodele şi resursele prescrise pentru fiecare nivel;

– suportabilitatea – măsura prin care se asigură satisfacerea necesităţilor de ordin material şi administrativ, asociată cu repararea echipamentelor defecte, folosind căi de natură administrativă şi logistică, fiind controlată şi de factori externi organizaţiei (întârzieri logistice de timp, expertizări externe etc.).

Pentru a aprecia consecinţele deteriorării a unui element sau subsistem, elementele unui sistem tehnic se pot grupa în:

- elemente, subsisteme a căror defectare/deteriorare nu afectează îndepli-nirea funcţiilor sistemului (deformaţia unor carcase, modificări de culoare a supra-feţelor exterioare etc);

- elemente a căror deteriorare poate fi compensată prin mentenanţă preven-tivă (reglaje), astfel încât să continue îndeplinirea funcţiilor pentru care a fost proiectat (exemple: dispozitiv pentru întinderea curelelor, sisteme de reglare a arcurilor, şuruburi de reglare etc.).


8

- elemente sau subsisteme a căror deteriorare sau distrugere provoacă defec-tarea sau căderea întregului sistem; oprirea neplanificată a sistemului poate avea consecinţe grave asupra resurselor materiale, umane şi financiare ale organizaţiei.

Exemplele date nu pot fi generalizate: există elemente care pot migra de la o categorie la alta, poziţionarea lor într-o grupă sau alta depinzând de funcţiile siste-mului, de domeniul de aplicare, de riscul ataşat îndeplinirii lor, de siguranţa în exploatare etc. Vă propunem următorul scenariu pentru a evidenţia importanţa analizei deteriorării tribologice a unui element: o manşetă de etanşare dintr-o trans-misie lubrifiată în circuit s-a deteriorat printr-un proces abraziv, antrenând un lanţ de efecte grave: scurgerea lubrifiantului, griparea unor piese, pierderea semifabri-catelor aflate pe linia tehnologică deservită etc. Preţul manşetei este foarte mic comparativ cu cel al liniei tehnologice, şi mai ales cu pagubele implicate. O simplă inspecţie a transmisiei, a zonei etanşării, a cunoaşterii funcţionării sistemului, a faptului că apar inevitabil produse de uzură în lubrifiant ar fi putut oferi soluţii (sisteme de captare a impurităţilor solide cum ar filtrele sau/şi magneţii). Defectarea (căderea) unei piese sau a unui sistem, după SAE Dictionary of Aerospace Engineering [57], descrie o stare de eşec, şi este:

a) orice pierdere a funcţiei unui sistem sau element component, o pierdere de putere a sistemului care nu îi mai permite îndeplinirea funcţiilor, b) evoluţia eronată (nedorită) a sistemului sau a unui element al acestuia sau pierderea controlului asupra comportării sistemului sau a unui element al acestuia, c) orice situaţie în care sistemul evoluează în afara limitelor de toleranţă şi deci iese din situaţia unei funcţionări normale, d) o funcţionare sau condiţii caracterizate prin inabiliutatea unui sistem sau component al acestuia sau subansamblu de a îndeplini scopul pentru care a fost proiectat sau cea mai severă formă de funcţionare defectuoasă. Cauza unei defectări este circumstanţa care induce sau activează

mecanismul căderii, de exemplu o lipire defectuoasă, o soluţie nepermisă sau o greşeală de proiectare, o tehnică de asamblare greşită, o eroare de soft etc., altfel spus este o anomalie iniţială, susceptibilă de a conduce la modul de defectare [347].

Condiţia căderii poate rezulta din apariţia unui eveniment singular şi particular sau a unei combinaţii de greşeli corelate între ele, dintr-o altă cădere, din erori, din cauza condiţiilor de lucru sau de mediu. Cele previzibile sunt recunoscute pentru impactul asupra siguranţei şi au clasificări de probabilitate adecvate. O cădere, o dată definită, permite clasificarea funcţiilor sistemului ca fiind esenţiale, neesenţiale sau critice.

În sens tehnic, distrugerea1 poate fi orice modificare în rău a unui element sau sistem, de obicei perceptibilă prin efectele acesteia: zgomot, rupere, întreru-perea funcţionării; puţine sisteme sunt proiectate cu bună ştiinţă să se distrugă în anumite condiţii, fiind vorba de elemente de siguranţă; se acceptă că distrugerea este produsă în general de o eroare de proiectare, tehnologică, de exploatare sau mentenanţă, de operator. De multe ori distrugerea apare în urma unei spirale de evenimete nedorite, combinaţie succesivă sau simultană a celor enumerate mai sus.

1 Distrugere (din DEX [348], selectiv, cu referire la domeniul tehnic): spargere. stricare.


9

Prin deteriorare2 în sens tehnic se poate înţelege setul de modificări specifice ale unui element, subsistem sau sistem, rezultat în urma evoluţiei acestora în timp şi în anumite condiţii, şi considerat nedorit, dezavatajos şi care provoacă scăderea fiabilităţii şi capabilităţii acestora. Deteriorările pot fi de natură fizică, termică, mecanică, electrică sau, de cele mai multe ori, combinate. Spre deosebire de distrugere, deteriorarea este un proces normal într-un sistem tehnic dacă modul şi evoluţia ei, fiind cunoscute şi estimate, sunt incluse în concepţia şi proiectarea elementului sau sistemului. Soluţiile de reducere a vitezei de deteriorare se bazează pe cunoştinţe avansate în domeniul matematicii, fizicii, chimiei şi tribologiei, pe cercetare experimentală, pe experienţa acumulată în exploatarea sistemelor tehnice şi sunt luate în considerare încă în faza de proiectare a unui produs. Un singur exemplu: un rulment este proiectat să funcţioneze la o durabilitate de bază de 106 cicluri, pentru o solicitare anume (capacitate dinamică de bază), în anumite intervale de temperatură şi turaţie, şi pentru un anumit regim de ungere (ulei sau unsoare). De fapt această durabilitate de bază, exprimată în număr de rotaţii sau în interval de timp este foarte apropiată dar mai mică decât perioada de incubaţie a procesului de deteriorare prin oboseală. Dacă în practică rulmentul este exploatat cu respectarea condiţiilor enumerate, acesta se va deteriora normal, procesul de oboseală neputând fi „eliminat”; dacă acelaşi tip de rulment va funcţiona în alte condiţii, procesul de oboseală poate fi accelerat, iar rezultatul poate fi o deteriorare a suprafeţelor prin oboseală prematură sau chiar o distrugere (spargere la şoc sau din alte cauze).

Defectul3 este considerat orice nonconformanţă a unui element sau sistem cu cerinţe specificate sau orice abatere de la cerinţele de calitate ale elementului sau procesului în care este implicat elementul, în afara intervalului specificat care este suficient de severă pentru a constitui cauza refuzării produsului sau serviciului în realizarea căruia a fost. După natura consecinţelor, defectele se grupează în următoarele clase şi pot fi:

- defect critic: orice defect care constituie o condiţie de risc sau nesiguranţă, sau care, pe baza experienţei şi logicii poate deveni aşa, pentru funcţionarea sau capabilitatea sistemului, pentru operatori sau mediu;

- defect major: orice defect, altul decât cele convenite sau dovedite critice, care are drept consecinţă scăderea fiabilităţii, defectarea sistemului şi reducerea utilizării elementului, subsistemului sau întreg sistemului sau produce abateri ale proceselor caracteristice sistemului şi/sau ale rezultatelor acestora (rebuturi) de la standarde sau norme; în general şi defectul major determină oprirea sistemului dar consecinţele nu sunt atât de grave ca la cel critic;

- defect minor: orice defect care nu reduce funcţionarea elementului sau sistemului, nu produce întreruperea funcţionării sistemului.

2 Din Dicţionarul explicativ al limbii române [348] cuvântul deteriorare poate însemna în sens tehnic, degradare, învechire, stricare, uzare, avariere, avarie, uzură, sensuri care pot fi utilizate şi în tehnică şi poate fi sinomim cu agravare, înrăutăţire.3 Defect (din DEX [348], selectiv, pentru referire la domeniul tehnic): lipsă, scădere, imperfecţiune;deranjament, stricăciune care împiedică funcţionarea unei maşini, a unui aparat; ceea ce nu este conform anumitor reguli stabilite într-un anumit domeniu; dezavantaj, inconvenien; deficienţă, imperfecţiune, insuficienţă, lacună, anomalie.


10

1.3. Fiabilitate şi uzură

În general este admis că pierderile economice prin uzură reprezintă 6...10%

din produsul naţional brut al statelor dezvoltate. Uzura reprezintă 30% din cauzele avariilor în sistemele mecanice. Importanţa relativă a modurilor de uzură se vede din Fig. 1.2 [21].

0 5 10 15 20 25 30 35

Abraziune

Adeziune

Oboseală superficială

Oboseală termică

Coroziune de contact

(%)

Fig. 1.2. Ponderea diferitelor tipuri de uzură din totalul avariilor datorate uzurii

În Fig. 1.3 sunt comparate două curbe, reprezentative mai ales pentru tribosistemele de alunecare şi curba tipică a evoluţiei în timp a intensităţii de defec-tare λ(T), exprimată ca număr relativ de defectări în unitatea de timp, şi curba evoluţiei în timp a uzurii, u(T) [202, 211].

Fig. 1.3. Evoluţia uzurii şi variaţia intensităţii de defectare

Deşi fiabilitatea nu este funcţie numai de uzură, pe ambele curbe sunt dis-

tincte trei zone semnificative, în care deteriorările tribologice şi uzura sunt predo-minante [190, 211]:

I - zona de defectare timpurie: λ(T) scade continuu şi este dependentă de calitatea rodajului şi a montajului; zona de uzură inţială (rodaj) de pe curba (b) este


11

prima fază a procesului de uzură; simpla alură a acestei zone nu poate da indicaţii privind calitatea rodajului; în zona I, curba (b) are pantă mare, dar descrescătoare, până când se atinge un palier, cu pantă, adică viteză de uzură, constantă;

II - zona perioadei de funcţionare normală, de pe curba de fiabilitate (a), corespunde perioadei de uzură normală, stabilă, pe curba (b), cu viteză de uzură constantă (tgα=ct.). Pentru ambele curbe, extinderea acestei zone depinde de calitatea montajului şi a rodajului (zona I) precum şi a materialelor, de proprietăţile suprafeţelor (topografie, duritate etc.), calitatea ungerii, a întreţinerii etc;

III - zona penelor de uzură pentru curba (a), λ(T), şi respectiv, a uzurii distructive, pentru (b); ambele curbe cresc rapid, ducând în final la scoaterea din uz a tribosistemului. Momentul declanşării fazei a III-a şi durata ei depind de calitatea exploatării şi a întreţinerii. Se remarcă o anumită concordanţă, îndeosebi în fazele II şi III, între forma curbei de uzură (b) şi a curbei (a) de fiabilitate (a intensităţilor de defectare în timp): uzura influenţează fiabilitatea în mare măsură, fără a fi însă singurul factor de influenţă a parametrilor de fiabilitate. În Fig. 1.4 [211] sunt reprezentate principalele tipuri de curbe care reflectă dependenţa uzurii de timp. În cel mai general caz, II, curba după care se dezvoltă uzura conţine cele trei perioade: 1- rodajul, 2- stabilizarea intensităţii uzurii, 3– uzură accelerată şi, în final, defectarea. În condiţii nefavorabile de rodaj această

dependenţă este descrisă de curba I, la care predomină efectul de distrugere şi, în final, are loc uzura distructivă (sau catastrofală). La rodajul optim, caracterizarea uzu-rii este conform curbei III. În acest caz, perioada de rodaj este mult mai scurtă, durata de timp cu vite-ză constantă de uzură este mare, iar distrugerea din cauza uzurii nu

-

ccpviddmu

Fig. 1.4. Curbe caracteristice de evoluţie a uzurii

apare. Figura 1.5 arată posibile curbe ale evoluţiei uzurii în timp (s-au notat cu

uzura, - viteza de uzură, respectiv

vh

vh vh şi vh - valorile medii ale acestora). În Fig. 1.5a este reprezentat cazul general al tribosistemelor de alunecare, cu

ele trei zone semnificative ale curbei de variaţie a uzurii (ca şi în Fig. 1.3). Fig 1.5b orespunde curbei III din Fig. 1.4, caracterizată de un rodaj optim. În Fig. 1.5c se rezintă o lege de variaţie a uzurii cu viteză constantă iar în Fig 1.5d două legi cu iteză crescătoare de uzură: curba 1 – fără timp de incubaţie, curba 2 – cu timp de

ncubaţie, tI; curba 2 este caracteristică tribosistemelor de rostogolire la care în faza e incubaţie se acumulează procesul de deteriorare în microvolume, proces care uce la oboseala stratului superficial dar pierderea de material apare abia din omentul tI [6]. În Fig. 1.5e sunt prezentate legi de uzură pentru care viteza de

zură nu este constantă.


12

a)

b)

c)

d)

e)

Fig. 1.5. Legi de variaţie a uzurii [58, 96, 211]

Dependenţa uzurii de diverşi fac-tori a fost evidenţiată de numeroase cerce-tări [6, 83]. Astfel, au fost sesizate două mo-duri distincte ale uzurii, în funcţie de dete-riorările suprafeţelor în contact dar şi de consecinţele acestora: uzura de oxidare sau uzura blândă (mild wear) (caracterizată prin suprafeţe relativ netede, protejate de straturi de oxizi) şi uzura severă (caracteri-zată prin intensitate mare şi contact di-rect). Welsh (citat în [211]) a obţinut expe-rimental curba din Fig. 1.6, care sugerează posibilitatea trecerii bruşte de la uzura blândă (de oxidare) la cea severă, o dată cu creşterea sarcinii.

O serie de încercări (Farrel şi Eyre, 1970, citaţi în [211]) au pus în evidenţă existenţa unei dependenţe între sarcina aplicată şi distanţa de alunecare Lf0, după care apare uzura de oxidare. Durata necesară parcurgerii distanţei Lf0 poate fi

Fig. 1.6. Intensitatea uzurii

în funcţie de sarcină


13

privită ca o perioadă de rodaj. Quinn a scos în evidenţă şi rolul important jucat de oxizii formaţi în timpul uzurii de oxidare pe suprafaţa de oţel.

În Fig. 1.7 [211] se poate observa corelaţia inversă dintre variaţia vitezei de uzură şi a rezistenţei electrice a contactului, la trecerea de la uzura blândă (de oxidare), la uzura severă.

Fig. 1.7. Uzura blândă (de oxidare) şi uzura severă pentru cuplul de materiale alamă monofazică (α sau β) / stelit (aliaj dur de cobalt). I-domeniul uzurii blânde; II-domeniul

uzurii severe Reacţiile tribochimice şi modificările proprietăţilor în afara straturilor su-

perficiale din zona de graniţă a contactului vor duce în general la creşterea can-titativă a uzurii. Un efect de reducere a uzurii poate să apară dacă procesul de aderenţă este limitat de straturile superficiale de reacţie, deoarece este împiedicat contactul metalic direct între corpuri. De aceea, în numeroase cazuri [246], se acceptă chiar formarea straturilor superficiale de reacţie prin reacţii tribochimice, pentru a reduce adeziunea şi implicit uzura mare a contactelor metalice, în special. Un exemplu: uleiurile pentru angrenaje sunt aditivate cu aşa-numiţii aditivi de extremă presiune (EP) care reacţionează când lubrifierea „cade”, cu suprafeţele de separare ale flancurilor dinţilor, reducând pericolul adeziunii.

Trei moduri tipice de evoluţie a uzurii în timp sunt prezentate în Fig. 1.8 [211]. În cazul I uzura severă are loc încă de la începutul funcţionării. A doua curbă arată că printr-un rodaj corect s-au realizat condiţii pentru uzura de oxidare (mild wear) şi se obţine un timp lung de funcţionare sigură, înaintea declanşării uzurii severe şi a formelor de distrugere. Cea de-a treia curbă, caracteristică unui sistem optim proiectat, prezintă o lungă perioadă de funcţionare cu uzură nesemnificativă, precedată de un scurt rodaj, şi acesta optim. Distrugerile prin oboseală sau prin uzură catastrofală pot apare brusc, dar previzibil. Datele şi informaţiile tribologice permit previzionarea durabilităţii sistemului, în funcţie de valoarea nivelului uzurii critice şi de momentul depăşirii acestuia în exploatare [190].


14

Fig. 1. 8. Moduri de evoluţie a uzurii

1.4. Parametrii caracteristici ai uzurii O evaluare şi clasificare a tribosistemelor în funcţie de proprietăţile lor de

fiabilitate şi durabilitate se poate face atât pe baza parametrilor de uzură cât şi printr-o caracterizare cantitativă a uzurii produse de solicitări tribologice, prin tehnici de măsurare. Cum uzura este provocată de interacţiunile dintre elementele unui tribosistem, parametrii de uzură nu clasifică proprietăţile unui singur mate-rial, ci sunt întotdeauna raportaţi la cuplul de materiale, de fapt la tribosistemul respectiv [55].

Pentru a face o caracterizare neunivocă a efectelor unui proces de uzură, sunt determinate atât datele despre uzură pentru ambele corpuri cât şi, dacă este necesar, datele despre uzură pentru întregul sistem, astfel încât se face distincţie între:

• uzura componentelor, adică parametrii individuali de uzură, măsuraţi pentru corpul de bază şi cel de contact şi

• uzura sistemului, adică suma parametrilor de uzură, măsuraţi pe corpul de bază şi pe cel de contact.

În acest context, în general nu este posibil să se calculeze parametrii de uzu-ră din cauza complexităţii proceselor de uzură. Deci, asemenea parametri trebuie determinaţi experimental, cu tehnici adecvate de măsurare şi testare [5, 6, 135].

Descrierile calitative şi cantitative ale deteriorării şi pierderii materialului în procesul de uzură reprezintă un proces fundamental pentru o analiză comprehen-sivă a tribosistemului [55, 58].

O evaluare a unui tribosistem din punctul de vedere al fiabilităţii şi durabilităţii se poate face pe baza datelor măsurate de uzură. Totuşi se folosesc mai mulţi parametri adimensionali, care sunt, în general, independenţi de variabilele solicitărilor tribologice, ca de exemplu sarcina şi viteza. Aceasta poate înlesni transferarea rezultatelor unei analize de la un tribosistem la altul, ceea ce înseamnă de fapt, trecerea de la sistemul de încercare la sistemul real.


15

1.4.1. Date de uzură măsurate direct

Datele măsurate care pot fi obţinute direct, prin evaluarea uzurii

triboelementelor sunt măsurate liniar, în plan sau în volum, astfel încât să fie relevante pentru tribosistemul studiat.

Standardul STAS 8069-87 - Încercarile metalelor. Încercarea la uzare. Clasificare si terminologie, defineşte uzura ca fiind o mărime (lungime, suprafaţă, volum sau masă) ce caracterizează degradarea sau distrugerea superficială a corpurilor prin uzură, exprimată în general prin cantitatea de material desprins de pe suprafaţa acestora. Uzura poate fi (Fig. 1.9):

- liniară, Uh - uzură determinată prin măsurarea lungimii perpendiculare pe suprafaţa care se uzează, h;

- masică, Um - diferenţa dintre masa iniţială a unei epruvete şi masa aceleiaşi epruvete după încercare;

- planimetrică, Up - uzură determinată prin măsurarea ariei secţiunii perpendiculare pe suprafaţa de uzură;

- volumetrică, Uv - uzură a cărei mărime se determină prin măsurarea volumului de material uzat.

Fig 1.9. Uzura liniară Uh; uzura planimetrică Up; uzura volumică Uv

Valoarea inversă a datelor de uzură menţionate sunt definite de mulţi spe-cialişti ca rezistenţă la uzură, de exemplu uv vR 1/U= . Parametrii Uv şi Um sunt cei mai des utilizaţi pentru a reflecta rezistenţa la uzură abrazivă, adică pentru tipul de uzură la care predomină detaşarea şi pierdere de material. Cu cât volumul de material uzat este mai mic, cu atât rezistenţa la uzură este mai mare.

1.4.2. Date de uzură măsurate indirect

Datele de uzură măsurate indirect sunt distincte de cele măsurate direct, şi

au denumiri specifice, în funcţie de mărimea la care se raportează datele de uzură. Acestea nu pot fi determinate direct prin tehnici de măsurare a corpurilor în

contact, ci se determină făcând un raport între datele de uzură, măsurate direct şi datele de referinţă, ca de exemplu [204]:

• viteza (sau rata) de uzură: variabila de referinţă este timpul (adică durata efectivă a solicitărilor);

• intensitatea uzurii: variabila de referinţă este drumul sau distanţa de frecare;


16

• uzura relativă, dacă se rapotează valoarea uzurii corpului supus unei

încercări de uzură la uzura unui corp de referinţă uzat în condiţii de încercare identice.

Astfel, se definesc: 1. viteza de uzură - raportul dintre uzură şi timpul în care s-a produs ,t∆

deosebindu-se: - viteză de uzură liniară, U U / t mm /s, m /s, m /h etc.= ∆ µ µ⎡ ⎤⎣ ⎦ ; - viteză de uzură planimetrică,

2 2 2p pU U / t mm /s, m /s, mm /h etc.⎡ ⎤= ∆ µ⎣ ⎦ ;

- viteză de uzură volumetrică, 3 3v vU U / t mm /s, mm /h etc.⎡ ⎤= ∆ ⎣ ⎦ ;

- viteză de uzură masică, m mU U / t g /s, mg /s, mg /h etc.= ∆ ⎡ ⎤⎣ ⎦ . 2. intensitatea de uzură - raportul dintre uzura determinată liniar,

planimetric, volumetric sau masic şi lungimea drumului parcurs de epruvetă , sau energia consumată în timpul încercării. Se deosebesc următoarele:

fL

- intensitate de uzură liniară, h hI U /Lf= [µm/km]; - intensitate de uzură volumetrică, v vI U /Lf= [mm3/km]; - intensitate de uzură masică (sau gravimetrică), m mI U /Lf= [g/km]. Se mai utilizează diverşi alţi indicatori de uzură, dintre care frecvent folosit

este coeficientul de uzură, k:

=⋅v

n f

UkF L

[mm3/(N.m)] (1.1)

unde Uv - volumul uzurii [mm3], Fn - forţa normală [N], Lf [m]– lungimea (sau drumul) de frecare.

1.5. Materiale în aplicaţii tribologice

Materialele triboelementelor în contact considerate separat dar, mai ales cuplul de materiale, influenţează puternic comportarea sistemului în procesele tribologice. Principalele grupe de materiale întâlnite în aplicaţiile tehnice sunt materialele metalice, materialele ceramice, polimerii, compozitele cât şi combinaţii ale acestora.

Metalele şi aliajele cunoscute sub denumirea de materiale metalice includ: fierul şi aliajele fier-carbon (oţelurile şi fontele), cuprul şi aliajele sale (alame, bronzuri), aluminiul şi aliajele sale, nichelul, titanul, magneziul, beriliu, zincul şi alte metale şi aliajele lor, materialele utilizate în sisteme de antifricţiune (pe bază de staniu şi plumb) etc. Metalele pure în stare structurală de echilibru au o rezistenţă mecanică scăzută şi de aceea au utilizări rare, justificându-se dezvoltarea elaborării de aliaje, prin topirea sau sinterizarea a două sau mai multe metale cu alte elemente. Materialele metalice se evidenţiază prin valorile ridicate ale rezistenţei la rupere şi ale conductivităţii termice.

Materialele ceramice au, în prezent, o utilizare din ce în ce mai largă datorită creşterii solicitărilor termice ale componentelor utilizate în tehnica


17

aerosp

i ceram

peratură, iar ruperea apare fără deform

a unor structuri moleculare mari din molecule organice.

ri.

fluenţa căldur

enţa căldur

le formei. Aceste materiale pot suferi deformări repetate, cu alu

tate termică şi electrică scăzută. Adaosurile de age

lena (PTFE) şi policlortrifluoretilena (PCTFE),

aţială şi în energetică, a necesităţii realizării unor scule pentru prelucrări mecanice cu regimuri severe de lucru etc. De asemenea, ceramicele au o largă utilizare în microelectronică şi automatizări, în construcţii civile şi industriale etc.

Materialele ceramice sunt grupate în două categorii principale: ceramice structurale (nitruri, carburi, oxizi de magneziu, de titan, de zirconiu etc.) ş

ice electronice sau electrotehnice, numite funcţionale (titanaţi şi zirconaţi de plumb, titanat de beriliu, de stronţiu etc.) [166].

În comparaţie cu materialele metalice, caracteristicile de rezistenţă ale ceramicelor depind în mai mică măsură de tem

aţii plastice şi se remarcă valorile înalte ale modulului de elasticitate longitudinal, E, cât şi ale durităţii, această a doua proprietate prezentând doar uşoare descreşteri la temperatură ridicată. Materialele ceramice sunt în general considerate ca fiind foarte fragile, mai ales la temperaturi joase, având o tenacitate scăzută. Aceste materiale au o foarte bună rezistenţă la compresiune, prezentând însă o comportare critică la solicitările de tracţiune şi de încovoiere. Materialele ceramice au o rezistenţă mult mai mare la coroziune decât materialele metalice (cu excepţia metalelor preţioase), în majoritatea mediilor corosive, dar au o comportare slabă la şocuri şi la vibraţii.

Pot fi folosite şi la realizarea materialelor compozite, în acoperiri de suprafeţe etc.

Polimerii sunt materiale obţinute prin procesul de polimerizare care permite creare

În funcţie de modificările pe care materialele le suferă în timpul formării la cald (prin presare, injecţie, extrudare etc.) se disting trei grupe de polime

• Materialele termoplastice (sau plastomerii) se caracterizează prin transformări reversibile. Aceste materiale trec în stare plastică sub in

ii şi a presiunii, fiind ductile şi deformabile şi căpătând o formă rigidă prin răcire. Produsele finite din termoplaste pot fi înmuiate sau reformate ori de cîte ori este nevoie, în vederea unei noi prelucrări, devenind plastice ori de câte ori sunt încălzite la temperatura de prelucrare, fără a suferi transformări chimice [233].

• Materialele termoreactive (termorigide sau duromeri) se caracterizează prin transformări chimice ireversibile care au loc în constituţia lor, sub influ

ii şi a presiunii, în timpul formării prin presare la cald. Prin răcire devin ireversibil rigide [233].

• Elastomerii prezintă foarte bune capacităţi de deformare elastică, fără schimbări permanente a

ngiri de cel puţin două ori mai mari decât lungimea iniţială, revenind, după încetarea solicitării, aproximativ la lungimea iniţială. Din această categorie fac parte cauciucurile naturale şi sintetice.

Polimerii se deosebesc de celelalte materiale prin densitatea lor mică, rezistenţă mecanică redusă, conductivi

nţi de întărire, de materiale de umplere şi de alţi modificatori pot schimba semnificativ proprietăţile polimerilor. Proprietăţile lor pot fi îmbunătăţite şi prin elaborarea de materiale compozite.

Dintre termoplaste, o utilizare mare în aplicaţii tribologice o au polimerii fluoruraţi, cum sunt politetrafluoreti


18

care se

narea propri

de con

pi

ali

remarcă prin caracteristicile antifricţiune bune. Dintre materialele termo-rigide pot fi evidenţiate răşinile epoxidice, care, în ciuda preţului uneori destul de mare, au largi utilizări pentru părţi de scule, ca adezivi, compoziţii de impregnare, turnare şi formare, cât şi pentru acoperiri ale suprafeţelor (lacuri şi emailuri).

Materialele compozite se pot obţine prin asocierea intimă a două sau mai multe materiale nemiscibile, prin diverse procedee tehnologice. Prin combi

etăţilor specifice ale diferitelor materiale componente, materialele compozite rezultate prezintă proprietăţi noi, în special fizico-mecanice şi dielectrice, supe-rioare (uneori chiar de zeci de ori) proprietăţii corespunzătoare a fiecărui compo-nent luat separat. De aceea prezintă un interes deosebit pentru domenii tehnice de vârf, cum sunt industria aerospaţială, industria producătoare de autovehicule, cea

a calculatoarelor şi automatica industrială, energetica nucleară etc.

Compozitele sunt materiale eterogene, realizate din două tipuri

stituenţi omogeni: unul sau mai mulţi ranforsanţi (sau materiale de întărire), cu rezistenţă mecanică ridicată şi o matrice cu rezistenţă mecanică mai scăzută decât a ran-forsanţilor. Matricea realizează legă-turile între ranforsanţi, menţine

dispunerea lor geometrică, determi-nând forma piesei, asigură protecţia ranforsanţilor faţă de agenţii agre-sivi de mediu, transmite şi reparti-

pe

ceco

(Fzadepo

Fig. 1.10. Combinaţii de constituenţi în

materiale compozite

esa. Ranfor cile dÎn Fig. 1.10 se prezintă sugestiv moduri

l (sau aj) c

zează solicitările la care este supusă e rezistenţă mecanică ridicată. le posibile de asociere a materialelor

ntru obţinerea de materiale compozite. În compozite pot fi asociate: meta

sanţii determină caracteristi

u metal (imiscibile), cu ceramică sau cu polimer; ceramică cu polimer sau cu ramică; polimer cu polimer (numit uneori şi aliaj polimeric [227]). Fiecare dintre nstituenţi poate fi matrice sau ranforsant.

Fig. 1.11. Tipuri de materiale compozite

După forma ma mpozitului s sting

ig. 1.11): (a) materiale compozite cu particule (de exemplu, aliajele dure sinteri-te, b

terialelor participante la realizarea co e di

etonul etc.); (b) materiale compozite cu fibre (de exemplu, compozite cu fibre sticlă şi/sau fibre de carbon încorporate în polimeri sau răşini sintetice, com-zite cu fibre de bor sau fibre de carbură de siliciu în matrice de aluminiu, com-


19

gice [96] Proprietatea Efecte

pozite cu fibre ceramice în matrice metalică etc.); (c) materiale compozite laminare sau stratificate (de exemplu bimetalele, lemnul înalt densificat stratificat etc.).

În Tabelul 1.1 sunt prezentate câteva dintre principalele proprietăţi de material şi efectele lor asupra comportării tribologice a materialelor.

Tabelul 1.1. Efectele proprietăţilor materialului

asupra comportării lui triboloprivind:

Densitatea Modulele d

i longitudinal

ă) l de

Forţele inerţialMărimea şi poziţia ontact maxime,

citatea

deziunea, capacitatea de

ţa la braziune, deformarea elastică

ial

e elasticitate, transversal şConductivitatea termică Energia superficială

micStructura (matrice atoensiunile interne (în speciaT

tracţiune) Duritatea, limita de elasticitate Duritatea superficială

ezistenţa la oboseală R

e tensiunilor de c

rigiditatea, elastiCreşterea dependentă de frecare a temperaturii Coeficientul de frecare, aumectare a lubrifiantului Adeziunea, coeficientul de frecare Distrugerile superficiale, riscul de fisurare Dimensiunea ariei reale de contact, rezistenaProducerea tensiunilor interne în stratul superficDistrugerile superficiale

Tabel c

eramice şi polimeri [96] - forţe inerţiale: - presiunea hertziană maximă:

): AdA er

ul 1.2. Comparaţia propripentru metale, c

etăţilor relevante tribologi

F

- tensiunile superficiale (energia de adeziune- abraziunea (cu valori mari ale uzurii): - reactivitate tribochimică:

polimer < Fceramic < Fmetal

Ppolimer < Pmetal < Pceramic

polimer < Admetal < Adceramic

bceramic < Abmetal < Abpolim

Rpolimer < Rceramic < Rmetal

bilelor reibologic, în Tabelul 1.2 se prezintă o comparaţie calitativă între materiale

metali

mele privind materialele pentru lagăre de alu

ării unui domeniu tehnologic de ma

şi găsirea unor materiale noi, în special nemetalice [58].

Pentru o evaluare mai bună a varia levante din punct de vedere tr

ce, materialele ceramice şi polimeri. Cerinţele specifice pe care trebuie să le îndeplinească cuplul de materiale

depind de fiecare aplicaţie în parte. Problenecare, rulmenţi, angrenaje şi alte aplicaţii tehnice depăşesc cadrul acestei

lucrări şi vor fi prezentate într-o lucrare ulterioară. În ultimele decenii, datorită cerinţelor complexe la care trebuie să răspundă

componentele sistemelor, a apărut necesitatea dezvoltre perspectivă, cel al acoperirilor [17, 220, 284], cu care se pot atinge perfor-

manţe înalte în funcţionarea diverselor triboelemente, cu aplicaţii spectaculoase în diverse domenii. La suprafaţa unui material de bază este depus un strat solid aderent, printr-o mare varietate de tehnici şi procedee: mecanice, chimice, electro-chimice, termo-mecanice, termice, fizico-chimice. Proprietăţile stratului depus determină în mod hotărâtor comportarea tribologică a suprafeţelor elementelor în contact, contribuind la creşterea durabilităţii, în condiţii economice avantajoase.

Pe plan mondial se remarcă preocupări deosebite pentru utilizarea raţională a metalelor existente, pentru realizarea unor aliaje cu performanţe superioare


20

şi sistematică a rezultatului (efectul ncţionare, deteriorări etc.), a oluţiei constructive a elementului deteriorat dar şi a întregului sistem, a procedu-

rilor d

1.6. Analiza deteriorărilor tribologice

Analiza unei defecţiuni este examinarea logicăui) acesteia (distrugeri de elemente, opriri în fu

se utilizare în funcţionare, a documentaţiilor însoţitoare şi de mentenanţă,

pentru a identifica şi analiza cauzele probabile, căderile potenţiale sau reale. Se identifică mecanismele specifice implicate în defectare şi cursul lor logic şi în final se propun soluţii pentru evitarea altor scenarii similare [57]. În analiza defectărilor se elaborează o diagramă cauză–efect (numită şi diagrama Ishikawa, Fig. 1.13 [21, 197, 202, 347]), care este imaginea cauzelor identificate pentru o disfuncţiune potenţială sau care deja a avut loc într-un sistem. Aceasta diagramă se vrea exhaustiva, reprezentând toate cauzele care pot avea vreo influenţă asupra scopului pentru care se face analiza: siguranţa în funcţionare, creşterea fiabilităţii, optimizarea performanţelor etc.

Fig. 1.12. Diagrama cauză-efect Ishikawa Au fost identificate

cinci mari familii detehnica, organizarea

nanţei

a

s de e a re să complet imari, se 1.13. De exemplu, pentru mediul ambiant (factor

cauze: mente-

, documentaţia tehnică, resursa umană, mediul am-biant. Cele cinci mari familii sau cei cinci factori primari sunt însoţiţi de factori secun-dari şi câteodată, terţiari. Diferiţii factori trebuie ierarhizaţi. Importanţa acestei diagr me este data de caracte-rul ei exhaustiv. Poate fi aplicată sistemelor existente (evaluare), cât şi celor în curfactorilor secundari şi tertiari, capoate face după schema din Fig.primar), se pot adauga „temperatura”şi „compoziţia” mediului (factori secundari), apoi la compoziţie se completează cu „impurităţi solide” şi „concentraţiile de gaze

laborar ăugaree (validare, optimizare). Adeze descrierea factorilor pr

Fig. 1.13. Schema de principiu a ierarhizării factorilor într-o diagramă cauză-efect


21

ze de materi

Electronic, electro-mecanic

Hidraulic Mecanic

componente” (factori terţiari); pentru tehnică (factor primar), „sistemul de diagnosticare” (factor secundar), apoi „informatica utilizată” (factor terţiar).

Câteva exemple de cauze de defectare în trei domenii diferite sunt date în Tabelul 1.3. Se observă că deteriorările tribologice sunt incluse la în linia „cau

al”, dar pot apare şi având drept cauze mediul, acţiuni neeficace de mente-nanţă, o exploatare prea severă a utilajelor sau erori de operator, de proiectare tec.

Tabelul 1.3. (prelucrat după [347])

Cauze legate de m

-îmbă-co

-îmbă-component MS

-acţiuni -oboseală

gice aterial

trâanire mponent MS

(moarte subită)

trânire

-colmataj -scurgere

mecanice

- deteriorări tribolo

-praf, ulei, apă -supra-încălzire locală -şocuri, vibraţii

Cauze legate

exploatare ş

-temperatură; - şpan; produse de

are

-temperatură - şpan; produse de uzură

mediu,

i ambient -paraziţi

uzură şi degrad- numărul, calificarea, exp erserienţa, atitudinea p onalului -fabricaţie, montaj, reglaj -utilizare, instrumente

Cauze legate de

pe i -control -lipsa energiei

-concepţie (design, modele de calcul în

a

rsonal şinstru-mente

-control -lipsa energiei

proiectare, selectarematerialelor)

Analiza unei deteriorări tribologice (Fig. 1.14) este lusă într-o

naliză a unei căderi sau poate fi un studiu de cercetare exploratorie în scopul ptimiz

de obicei incao ării comportării tribologice a sistemului în care a avut loc deteriorarea. În general aceasta se derulează conform etapelor din Fig. 1.14, dar va fi particularizată pentru fiecare tribosistem studiat.

Fig. 1.14. Schema logică a analizei unei deteriorări tribologice

22

Cap. 2. Forme de deteriorare în tribosisteme

2.1. Introducere Prognoza asupra deteriorării unui element sau a unui întreg sistem este

predicţia în timp aproape real, a duratei de viaţă rămasă pentru acesta, fiind cunos-cute măsurători şi evaluări ale deteriorării curente. Un element cheie în prognoza deteriorărilor este determinarea existenţei şi localizării ei. Înţelegerea mecanisme-lor de bază ale distrugerilor este importantă în recunoaşterea şi localizarea distru-gerilor, pentru a preveni distrugerea sau întreruperea din funcţionare, dar şi pen-tru a îmbunătăţi performanţele sistemului, pentru a-i optimiza componentele.

Există diferite categorii de deteriorări, funcţie de sistemul de clasificare. ASM Handbook Volume 11 – The Failure Analysis and Prevention [232] sugerează patru categorii de deteriorări: deformări nedorite, coroziune, uzură şi rupere.

Prima categorie se referă la modificările geometrice (deseori vizibile) ale componentelor sistemului (încovoiere, flambaj, contracţie, umflare, deformaţii plastice etc.). Cauzele obişnuite ale deteriorărilor prin deformare includ schimbări de faze produse de câmp termic, dilatări termice, absorbţia fluidelor (de obicei în materiale plastice), contracţii nedorite în adezivi din cauza depăşirii unor praguri termice legate de reacţii chimice ireversibile etc. Celelalte categorii de deteriorări sunt: coroziunea, uzura şi ruperea.

Coroziunea poate fi considerată, în esenţă, ca pierdere de material din cauza acţiunii chimice sau electrochimice [19, 58, 258, 268]. Uzura este îndepărtarea sau deplasarea materialului de pe suprafaţa materialului din cauza unei mişcări relative între solide, un solid şi un fluid (gaz sau lichid) [5, 6, 55, 136, 175, 335]. Ruperea implică separarea materialului sau fragmentarea elementului analizat [325, 335]. Există multe cauze care pot sta la baza unei ruperi, dar după aspectul, evoluţia în timp şi spaţiu, ruperea este particularizată ca fiind fragilă, ductilă sau de oboseală. Bineînţeles, pot exista combinaţii ale acestor categorii de deteriorare, în funcţie de natura materialelor şi de condiţiile specifice care le generează etc.

Fig. 2.1. Deteriorări: tipuri de bază şi mecanisme [21, 234]


23

Există diverse moduri de rupere prin oboseală, unele fiind binecunoscute, cum ar fi oboseala mecanică superficială sau în volum, oboseala termică. Alte mecanisme de deteriorare sunt atribuite coroziunii sau uzurii, fiind în principiu legate tot de mecanisme de oboseală (repetarea unei acţiuni chimice, mecanice etc.) [234, 235, 246]. Oboseala prin cavitaţie deseori este confundată cu oboseala de coroziune deoarece are loc în prezenţa unui fluid, deşi este posibil ca în unele aplicaţii, cele două mecanisme să se suprapună. Uneori cavitaţia este confundată cu uzura abrazivă doar pentru că rezultatul procesului este detaşarea de material din zonele superficiale ale corpurilor solicitate.

Un aspect foarte important este că frecvent mecanismele de deteriorare acţionează simultan [54, 246, 268, 281]. Uneori coroziunea precede oboseala sau acţionează împreună cu aceasta, crescând vitezele de propagare a fisurilor. În cazul fretting-ului, uzura (ca proces de detaşare a materialului) şi oboseala (ca proces de slăbire a acestuia) acţionează simultan, iniţiind şi propagând o deteriorare specifică [223, 273]. Deci, deşi există forme diferite de deteriorare prin oboseală într-o aplicaţie, nu este posibil sau este foarte dificil să se izoleze evoluţia uneia singure.

Fig. 2.2. Structura unui tribosistem. 1 şi 2 – triboelemente, 3 – corp intermediar (lubrifiant sau „al treilea corp”), 4 – mediu [DIN 50320, 55, 58]

Trebuie subliniat că oricare din cele patru elemente ale unui tribosistem se

poate deteriora din cauza setului de solicitări: corpurile solide se uzează şi îşi modifică proprietăţile (în special cele ale straturilor superficiale în contact), lubrifiantul sau corpul intermediar poate suferi modificări fizico-chimice iar mediul se poate impurifica cu rezultatele acestor procese de deteriorare, îşi poate modifica temperatura, compoziţia etc.

În acest capitol sunt prezentate mecanismele de deteriorare care pot apărea în contactul elementelor solide ale tribosistemelor (notate cu 1 şi 2 în Fig. 2.2), în mod deosebit procesele de oboseală şi de uzură, şi consecinţele lor, cu scopul de a


24

putea fi recunoscute, analizate, şi împreună cu informaţiile astfel acumulate din sistemul real, să poată oferi soluţii de reducere a intensităţii lor şi/sau de evitare a apariţiei lor în forme dezastroase pe durata de utilizare a sistemului, având la bază criterii de fiabilitate, economice şi de siguranţă. Majoritatea covârşitoare a siste-melor tehnice sunt proiectate cu sub-sisteme în mişcare relativă şi cu scopul de a-şi îndepli funcţia repetat, la anumiţi parametri şi cu o anumită probabilitate. De aici rezultă, inevitabil, prezenţa proceselor de oboseală ale materialelor şi de îndepăr-tare de material de pe suprafeţele contactelor mecanice în mişcare relativă [58].

2.2. Deteriorări prin oboseală şi uzură Uzura este un proces de distrugere a stratului superficial al unui corp solid la interacţiunea mecanică cu un alt corp solid, cu un fluid sau cu un fluid cu particule solide în suspensie. Dacă interacţiunea mecanică se produce sub acţiunea unei sarcini exterioare şi din cauza mişcării relative a corpurilor, implicit a frecării, atunci se defineşte uzura prin frecare [268]. Procesul de distrugere prin uzură implică nu numai detaşări de material, ci şi modificări structurale, chimice şi fizice în straturile superficiale, deformări. Uzura se analizează în funcţie de sarcinile aplicate, de viteză şi de mediu. Astfel, există distrugeri în condiţii statice (cum sunt deformaţiile şi coroziunea) şi în condiţii dinamice (sub sarcină şi în mişcare relativă) [54, 58, 135], acestea fiind numite şi tribodistrugeri. Caracteristicile mediului (temperatură, compoziţie, presiune etc. dar şi variaţiile particulare ale acestor caracteristici, pot influenţa semnificativ evoluţia distrugerilor din stratul superficial.

Procesul de uzură are aspecte particulare, dependente de tipul şi intensita-tea mişcării, de sarcină, de temperatură etc., într-un tribosistem apărând şi procese termice şi chimice, interacţionând cu distrugerile de tip mecanic. Distrugerea mecanică-termică-chimică a straturilor superficiale ca rezultat al mişcării relative sub sarcină, poate include, pe lângă îndepărtarea de material, şi deformări, curgeri, înmuieri ale straturilor superficiale, la scară micro sau macro.

În funcţie de componenta predominantă a unui proces de distrugere, specia-liştii admit patru forme fundamentale de uzură: adeziunea, abraziunea, oboseala, coroziunea (Tabelul 2.1) [89, 136, 234, 246, 268, 281].

Unii specialişti renumiţi în domeniu acceptă alte clasificări. De exemplu, Neale în lucrarea „Guide to Wear Problems and testing in Industry” [179], apărută în anul 2000, enumeră şapte tipuri semnificative de uzură:

- uzură abrazivă între două corpuri cu dimensiuni similare, - uzură abrazivă cu particule dure intermediare (care mai este cunoscută şi ca uzură „cu al treilea corp”) [95], - uzură de aderenţă, - uzură fretting, - uzură de cavitaţie sau eroziune de cavitaţie, când corpul solid este în contact cu un fluid cu viteză şi presiune variabile,


25

- eroziunea ca uzură produsă de un curent de particule solide pe un alt corp, - uzură prin oboseală. Neale recunoaşte că „uzura nu este un proces simplu şi mecanismele

individuale pot fi descrise, dar pot exista tranziţii între un tip de uzură şi oricare altul” [179].

Tabelul 2.1 (adaptat după [26, 246, 281])

Forme de bază de deteriorare

Forme particulare Natura proceselor predominante

Adeziune - transfer de material - adeziune moderată - adeziune severă: - gripare incipientă - gripare totală

Abraziune - microaşchiere - rizare prin deformare - eroziune abrazivă - brăzdare - zgâriere

procese mecanice, schimbări de fază în stare solidă, modificări de concentraţii şi de structură ale straturilor superficiale, procese termice

Oboseală - oboseală mecanică - pitting incipient - pitting distructiv (avansat) - exfoliere de oboseală (spalling) - oboseală termo-mecanică - cavitaţie

procese mecanice procese mecano-termice

- coroziune chimică (inclusiv oxidare) procese chimice - coroziune galvanică procese electrochimice - coroziune biochimică - tribocoroziune şi coroziune fretting

Coroziune

- coroziune de impact

procese mecanice, chimice, termice

După o documentare aprofundată şi luând în considerare tendinţele

teoretice şi experimentale din tribologie [6, 24, 83, 120, 136, 144, 175, 187, 234, 246, 268, 281], această lucrare propune clasificarea deteriorărilor tribologice (numite generic şi uzuri) în patru forme (Tabelul 2.1).

Chiar şi această clasificare a proceselor de distrugere trebuie abordată cu atenţie pentru că există forme particulare de uzură care pot fi cauzate de suprapu-nerea unor acţiuni, aşa cum este cazul uzurii tip fretting, această degradare fiind rezultatul oboselii materialului din stratul superficial sub acţiunea deplasărilor ciclice cu amplitudine mică, însoţită inevitabil de un proces chimic. În funcţie de procesul dominant (mecanic sau chimic), fretting-ul ar putea fi inclus în a treia sau a patra linie principală a Tabelului 2.1. Datorită frecvenţei şi importanţei lor în scoaterea din uz a pieselor, anumite combinaţii de distrugeri tribologice au primit denumiri specifice.

Unele procese de deteriorare nu implică decât în mică măsură îndepărtare de material, dominând procese de deformare locală la rece sau la cald, de încreţire, brinelare, fisuri de tratament sau de prelucrare (prin deformare, rectificare etc.).


26

Pentru un tribosistem dat, distrugerea poate fi considerată un pachet de procese, intercondiţionate, în care fiecare componentă nu poate fi anulată complet, dar este foarte posibil ca acţiunea uneia sau chiar a întregului „pachet” să fie minimalizată sau întârziată, astfel încât durabilitatea tribosistemului să crească [190, 191, 257]. Pe baza acestei observaţii s-au structurat următoarele subcapitole ale cărţii, destinate analizei formelor de uzură, specifice anumitor elemente de maşini (lagăre de alunecare şi de rostogolire, transmisii cu roţi dinţate); au fost selectate doar aceste elemente având în vedere importanţa lor în sistemele tehnice, participarea lor activă la îndeplinirea funcţiilor acestora, dar şi costurile mari de prelucrare şi mentenanţă în caz de distrugere. Nu înseamnă că celelalte elemente de maşini nu sunt importante; au şi acestea forme particulare de distrugere/ deteriorare, soluţii specifice de creştere a fiabilităţii sistemului din care fac parte. Şi aceste forme de distrugere trebuie studiate, analizate şi explicate, dar spaţiul oferit acestei lucrări nu permite o sinteză atât de cuprinzătoare. Din cauza frecvenţei de apariţie în practică, datorită bogatei şi eficientei activităţi de cercetare în economiile avansate (având engleza ca limbă oficială sau preferată în domeniile tehnice şi de cercetare), a simplităţii formei lexicale, multe forme specifice de deteriorări tribologice au denumiri împrumutate din limba engleză şi vor fi folosite astfel în această lucrare [228, 240, 271]. În principiu prima apariţie în acest text a unei denumiri de proces de deteriorare sau de uzură în limba engleză este însoţită de definiţii şi explicaţii, astfel încât parcurgea în continuare a informaţiilor şi analizelor efectuate să fie uşor de urmărit. Uzura triboelementelor depinde de perechea de materiale implicate, de stra-turile superficiale şi dinamica lor ca structură, proprietăţi, topografie, temperatură etc., existenţa sau nu a elementului intermediar (lubrifiantul), de proprietăţile termo-mecanice ale acestuia, de regimul de lucru (prin sarcină şi viteză, la rândul lor, fiind funcţii de timp), de condiţiile de mediu.

În funcţie de prezenţa unui lubrifiant, între suprafeţele în contact, sistemele tehnice pot funcţiona în unul din următoarele regimuri [6, 74, 89, 187, 192, 251]: - regim cu frecare uscată; - regim cu frecare în prezenţa unui lubrifiant. Acest ultim regim poate fi limită sau mixt (semi-fluid), sau cu peliculă portantă de lubrifiant.

Regimul cu peliculă de fluid poate fi: regim hidrostatic (HS) (pelicula se formează datorită presiunii statice, creată de pompe), regim hidrodinamic (HD) (pelicula se formează prin antrenarea forţată a fluidului în interstiţiul convergent, format între corpuri rigide, în mişcare relativă) [89], regim elastohidrodinamic (EHD1) (pelicula este generată într-un interstiţiu variabil, format între corpuri elastice, deformaţiile lor influenţând distribuţia de presiune în lubrifiant) [74].

Regimul limită este caracterizat prin interpunerea unor pelicule foarte sub-ţiri de lubrifiant între suprafeţele în contact. Aceste pelicule pot fi solide sau semi-fluide şi aderă sau se fixează pe suprafeţele corpurilor în mişcare relativă prin

1 simbolizat şi cu EHL – elastohydrodynamic lubrication în literatura de limbă engleză.


27

mecanisme chimice, de adsorbţie sau combinate. Frecarea nu se mai realizează între corpurile solide, ci între aceste pelicule subţiri, caracterizate prin coeficienţi de frecare mai mici. În acelaşi timp este împiedicată, cel puţin parţial, formarea micro-punţilor de sudură între asperităţi. Pe acest principiu acţionează aditivii din lubrifianţii moderni [211, 246, 257, 281]. Local şi la creşterea accentuată a presiunii pe anumite asperităţi, aceste pelicule se pot distruge şi apare contactul direct, crescând frecarea şi uzura suprafeţelor în contact.

Regimul mixt sau semifluid este caracterizat prin prezenţa simultană a zonelor cu contact direct şi a peliculelor parţiale de fluid, fiind specific perioadelor de tranziţie în funcţionare sau contactelor cu cel puţin un corp mai elastic (de exemplu, ca în cazul lagărelor cu cuzineţi din polimeri [5, 145, 226]).

2.3. Uzura de adeziune

Această formă de uzură este cauzată de micro-suduri ale asperităţilor suprafeţelor reale, care apar la contactul sub sarcină dintre două solide în mişcare relativă, producând transferul sau pierderea de material de pe straturile superficiale [271]. De regulă transferul de material în procesul de adeziune are o intensitate mai mare dinspre corpul mai moale spre corpul mai dur, dar acesta poate apare şi între corpuri cu durităţi apropiate, chiar din acelaşi material, lucru explicabil prin diversitatea condiţiilor locale de încărcare şi de formă pentru asperi-tăţile care vin în contact. Adeziunea ca proces de deteriorare se caracterizează prin viteze mari de uzură şi instabilitatea comportării tribologice (uzură neuniformă dar progresivă, coeficient de frecare instabil dar cu tendinţă de creştere rapidă). În plus, frecarea suprafeţelor generează un câmp termic cu valori ridicate, care, la rândul lui, accelerează procesul. Aspectele particulare sunt date de tipul materialelor în contact, de structura şi calitatea straturilor superficiale. Majoritatea căderilor şi defectelor care au la origine degradarea sau lipsa lubrifiantului duc la forme de uzură adezivă. Materialele metalice tind să sufere procese de uzură adezivă dar nu în acelaşi mod şi nici cu aceeaşi intensitate. Un rol important în mecanismul de aderenţă îl joacă straturile de oxizi şi de contaminanţi, de apă sau de alte fluide care, inevitabil, se găsesc pe triboelemente. Unele dintre acestea nu sunt favorabile aderenţei materialelor de bază. Adeziunea este redusă şi prin creşterea rugozităţii sau/şi a durităţii suprafeţelor în contact. Experimente pentru evidenţierea uzurii de aderenţă au arătat că procesul se dezvoltă diferit în vid comparativ cu atmosfera normală. Suprafeţele metalice în vid nu au pe straturile superficiale oxizii care se formează în atmosferă şi au modififări mai dramatice ale suprafeţelor, în aceleaşi condiţii de testare [36, 58].

Adeziunea între materialele metalice se poate explica prin transferul de electroni între suprafeţele contactului, atunci când distanţa dintre suprafeţele de separare este suficient de mică. Structura cristalină influenţează calitativ şi cantitativ adeziunea. Metalele cu structură hexagonal compactă au cea mai mică


28

tendinţă de adeziune pentru că au planele de alunecare mai distanţate şi sunt mai puţin ductile decât cele cu feţe centrate sau cu volum centrat (Fig. 2.3).

Fig. 2.3. Influenţa structurii reţelei cristaline asupra tendinţei de aderenţă a metalelor, exprimată prin coeficientul mediu de adeziune (definit la pagina următoare) [196, 210]

Adeziunea este influenţată şi de reactivitatea chimică şi electropozitivitatea

metalului sau a cuplului de metale. De exemplu, aluminiul este foarte „aderent” pe alte suprafeţe metalice, ceea ce nu se întâmplă cu metalele nobile. De aici rezultă importanţa testării proprietăţilor tribologice ale contactului uscat în condiţii cât mai apropiate de cele reale [22, 30, 33, 38]. Adeziune mai puternică apare între aceleaşi metale sau aliaje (cum ar fi fier pe fier, sau oţel pe oţel) dar şi pentru alte combinaţii de materiale metalice diferite. În primii ani după marcarea importanţei frecării şi uzurii sub denumirea unei ştiinţe – tribologia (în 1954 profesorul englez D. Tabor a folosit termenul pentru prima oară), multe studii teoretice şi experimen-tale au încercat să modeleze şi să cuantifice adeziunea [5, 36, 58, 83, 222, 233]. În 1984 Buckley a studiat adeziunea dintre un indentor conic, prelucrat din diferite materiale metalice, şi o plăcuţă de fier (tehnic), constatând că deşi a păstrat constantă forţa de apăsare (0,5mN) pentru realizarea aderenţei dintre suprafeţele metalice, forţa necesară separării aceloraşi suprafeţe a fost mai mare, pentru oricare dintre metalele folosite pentru prelucrarea micro-indentorului [36]. Figura 2.4 prezintă sugestiv această concluzie, cât şi solubilitatea metalului indentorului în fier. Se subliniază astfel că forţa de aderenţă nu poate fi proporţional corelată cu


29

solubilitatea metalului în fier şi nici cu mărimea atomului acestuia. Se observă că fier-pe-fier are cea mai mare forţă de adeziune, adeziunea mai mare între aceleaşi materiale metalice sau materiale similare fiind constatată şi de alte experimente [120, 128,142].

Fig. 2.4. Forţa de adeziune a unor metale pe fier şi solubilitatea acestora în fier [36]

Plumbul, staniul, cuprul şi argintul sunt des folosite în aliaje de lagăre

pentru a reduce frecarea prin reducerea, de fapt, a tendinţei de aderenţă cu fusul (de obicei din oţel), din cauza slabei lor reactivităţi chimice faţă de materialul piesei în rotaţie. Deşi scumpe, metalele nobile ca argintul şi aurul se folosesc în unele aplicaţii (roţi melcate şi segmenţi de pistoane, acoperiri pe contactoare electrice). Materialele impurificate au o tendinţă mai redusă de adeziune, de exemplu, oţel-pe-oţel are o uzură mai redusă decât fier-pe-fier.

Coeficientul mediu de adeziune este definit ca raport între forţa necesară distrugerii contactului şi forţa de apăsare care produce adeziunea, ca valoare putând ajunge şi la 20 [36, 246]; de aici şi tendinţa de blocare a contactelor care suferă un proces accelerat de adeziune. Adeziunea este puternic influenţată de câmpul termic, care este de cele mai multe ori factorul care o iniţiază şi accelerează. Procesul poate apărea şi la temperaturi normale sau joase dacă sunt îndeplinite local condiţiile de realizare a microsudurilor între asperităţi (de exemplu, o sarcină normală foarte mare, la alunecare cu viteze relativ mici) [70].

Modelele uzurii adezive se bazează pe contactul real al suprafeţelor rugoase [5, 24, 246, 268]. Când pe două asperităţi în contact, din cauza sarcinii aplicate, se depăşeşte limita de curgere a cel puţin unuia din materiale, rezultă o micro-sudură care se va rupe dacă efortul de forfecare exterior este suficient de mare. Această rupere nu are loc la faţa de separare a celor două materiale, ci în materialul mai


30

moale. Rămâne o urmă caracteristică, puţin alungită în sensul de mişcare. Pe corpul mai dur, micro-volumul aderat, mai moale, este supus în continuare unui proces de deformare şi de ecruisare, de zgâriere, de către alte asperităţi, în final detaşându-se parţial sau în mare măsură, sub formă de particule de uzură. Acestea pot fi smulse sau detaşate împreună cu micro-volume din materialul mai dur.

Kato [135, 136] propune două modele de aderenţă pentru suprafeţele meta-lice în contact, cu alunecare. Dacă interfaţa contactului dintre cele două suprafeţe are suficientă rezistenţă adezivă pentru a se opune alunecării, în zona contactului apare o deformaţie plastică importantă, sub acţiunea locală a tensiunilor de com-presiune şi forfecare, şi o alunecare extinsă în lungul planelor de alunecare, în cristalele sau grăunţii cristalini ai zonei deformate. Sub acţiunea combinată de compresiune şi de forfecare, materialul mai ductil formează benzi, următoarea etapă fiind iniţierea fisurii şi propagarea ei într-un mod combinat de rupere la tracţiune şi forfecare, în zona din faţa contactului (Fig. 2.5a). Deformaţia plasti-că mare în zona de contact formează uneori depuneri similare celor de pe tăi-şurile de sculă, urmate de iniţierea rupe-rii combinate prin tracţiune şi forfecare, în zona din spatele contactului (Fig. 2.5b).

Când fisura atinge suprafaţa de contact, se detaşează o particulă de uzu-ră. Procesul descris în Fig. 2.5 corespun-de unei singure treceri dar, în realitate, acesta se repetă, statistic, cu diferite in-tensităţi, în funcţie de forma asperităţi-lor, de tensiunea locală, temperatura in-stantanee. Detaşarea particulelor de uzu-ră se intensifică, rezultând şi alte procese de uzură, cel mai probabil, cel abraziv. Cercetătorii au demonstrat că uzura ade-zivă nu poate exista independent de uzura abrazivă din cauza deformării muchi„laminare” sau comprimare) şi care suferădure decât materialul original [78, 83, 175, 2 Un alt model evidenţiază că ductilitacontact favorizează adeziunea (Fig. 2.6). Dudurităţi diferite, asperitatea din material msarcinii normale şi naturii materialelor apamită şi micro-sudură sau micro-joncţiune). Eproprietăţile mecanice prin deformare şi atuse propagă până la desprinderea completă, pe corpul mai dur. În contact acest mecanis

a) b) Fig. 2.5 Modele pentru uzura adezivă

ilor micro-volumelor deja aderate (prin un proces de ecruisare, devenind mai 46, 258]. tea mai mare a unuia din materialele în pă ce vin în contact două asperităţi de ai ductil se deformează iar din cauza

r condiţiile creării micro-aderenţei (nu-ste posibil ca asperitatea să-şi modifice nci apare o fisură la baza acesteia, care un micro-volum de material rămânând m se repetă de câte ori se întâlnesc câte


31

două asperităţi de pe suprafeţele în mişcare care îndeplinesc condiţiile de aderenţă, ceea ce justifică modificarea rapidă a topografiei suprafeţelor în mişcare, care parti-cipă la preluarea sarcinii. În plus, asperităţile astfel formate vor intensifica procesul de uzură abrazivă, caracteristic contactelor uscate, rugoase. În varianta b) din Fig. 2.6 materialul mai moale rămâne ductil iar ruperea va avea şi ea un caracter ductil. În principiu, materialul rămas pe asperitatea mai dură este mai redus ca volum iar topografia suprafeţei nu se modifică atât de spectaculos ca în varianta a). Acest mod de uzură adezivă este preferat pentru lagăre de alunecare [20, 61, 76, 141].

Fig. 2.6. Modelul uzurii adezive [246]

Fig. 2.7. Aliaj de Al-Si transferat pe un segment de piston. Se poate observa

neuniformitatea procesului [246]

Micro-volumele aderate pot evolua astfel: fie sunt predominant detaşate la următoarele treceri, fie rămân predominant pe suprafaţa mai dură, formând aşa-numita peliculă de transfer. În unele cazuri materialul aderat este neuniform distribuit pe suprafţa contrapiesei (Fig. 2.7).

Uzura de aderenţă se dezvoltă şi la dispariţia locală a lubrifiantului, chiar pe durate scurte, în proces generându-se un câmp termic cu valori mari. Dacă pelicula de lubrifiant se distruge, chiar parţial, contactul dintre corpuri se face direct pe vâr-furile asperităţilor iar frecarea va genera un câmp termic favorabil producerii unor micro-suduri, ruperea lor necesitând un consum de energie din ce în ce mai mare; la începutul procesului de adeziune, continuarea mişcării este încetinită, apoi chiar blocată. Tot datorită câmpului termic micro-sudurile pot apărea mai repede şi la sarcini mai mici, generându-se deformaţii plastice sau topiri locale ale materialelor.


32

a) formarea unor particule de uzură,

aproape sferice, prin detaşarea de micro-volume de pe ambele suprafeţe.

b) antrenarea pariculei de uzură în contact şi aplatizarea ei din cauza sarcinii normale în

contact

c) particula de uzură se dezvoltă, se roluieşte

şi continuă să se aplatizeze d) antrenarea în continuare în contact duce

la mărirea particulei de uzură

Fig. 2.8. Modelul uzurii adezive cu particule-conglomerat de uzură [222, 246]

Stakowiak [246] propune un alt model de uzură adezivă (Fig. 2.8). Acesta este confirmat de experimente

[25, 128, 141], mai ales pentru aliaje de lagăre (Fig. 2.9) [222]. Particulele de uzură sunt un amestec din cele două materiale în contact, care cresc în

volum şi sunt presate în contact, rezultând o structură lamelară, deseori

ecruisată; aceste particule mari şi rezis-tente mecanic sunt greu de evacuat din contact, iar la presiuni mari apar microaderenţe puternice între microvolume de acelaşi material, unele din particula de uzură şi altele de pe suprafeţele triboele-mentelor (Fig. 2.10).

Fig. 2.9. O particulă-conglomerat de uzură [222]

Fig. 2.10. Modelul gripării suprafeţelor din cauza particulelor-conglomerat, generate prin

procese de adeziune între particulele de uzură şi suprafeţele cu care vin în contact [246, 222]


33

Rezultatul este o uzură abrazivă intensă (tip brăzdare). La un moment dat particulele de uzură aderă atât de puternic la ambele suprafeţe încât legăturile nu mai pot fi rupte, şi nici particulele, devenite rezistente mecanic din cauza deformă-rii repetate, nu mai pot fi forfecate: este forma finală de distrugere prin adeziune, griparea. Figura 5.54 arată griparea a două roţi dinţate pe care se observă prezenţa multor particule mari aplatizate (şi din cauza câmpului termic cu valori foarte ridicate), formate, foarte probabil, după modelul prezentat în Fig. 2.10. Astfel de particule-conglomerat sunt greu de evacuat din contact iar antre-narea lor prin contact nu face altceva decât să continue aderarea microvolumelor de pe ambele suprafeţe. Din cauza aplatizării şi a deformaţiilor plastice ale materia-lului „adunat”, acesta suferă ecruisări neuniforme, particula fiind greu de „spart” sau fragmentat. Aceasta se poate ataşa puternic de una din suprafeţe, generând pe cealaltă uzură abrazivă, de tip macro-brăzdare. Micro-zone ale suprafeţei libere a particulei vor adera puternic la suprafaţa materialului de acelaşi fel. Dacă sarcina şi temperatura în contact cresc (şi firesc se întâmplă aşa, pentru că frecarea particu-lelor produce un câmp termic suplimentar iar sarcina va avea variaţii mari din cauza instabilităţii distanţei între corpurile în contact, instabilitate indusă de particulele-conglomerat), particulele nu vor mai putea fi detaşate şi nici antrenate afară din contact. Rezultatul este uzura adezivă severă – griparea.

Unele forme de uzură de aderenţă au denumiri specifice. Scuffing-ul2 (Fig. 2.11) este un proces localizat de deteriorare, cauzat de

micro-suduri în fază solidă între vârfurile asperităţilor celor două suprafeţe, fără topirea locală a suprafeţelor, dar şi o formă de uzură adezivă care apare între su-prafeţe iniţial lubrifiate la care, din diverse cauze, pelicula de lubrifiant se distruge [2, 34, 57, 60, 63, 302, 304, 264]. Rezultă micro-smulgeri rugoase, cu o densitate mai mare în zonele de presiune mare de contact şi în zonele cu alunecări mai mari.

Modelul lui Blok (1937) [citat în 63] sugerează că iniţierea scuffing-ului apare când temperatura totală în contact atinge anumite valori specifice cuplului de ma-teriale pentru iniţierea adeziunii, mai ales când pelicula de lubrifiant este subţire sau chiar inexistentă local. Temperatura totală are două componente: o parte caracteristică volumului pieselor – o temperatură medie (relativ uşor de măsurat sau calculat), peste care se suprapune o creştere instantanee, locală, a temperaturii suprafeţelor în contact. Temperatura instantanee, mult mai mare decât valoarea medie din volumul pieselor, poate atinge un prag critic, de la care se iniţiază scuffing-ul. Şi alţi factori contribuie la declanşarea acestuia: suprasarcină, şoc mecanic, rugozitate mare (fie doar şi locală), raportul între alunecare şi rostogolire. Totuşi, temperatura instantanee nu este un criteriu suficient pentru estimarea cu o bună probabilitate a existenţei scuffing-ului. De exemplu, s-a constatat că prezenţa oxigenului în lubrifiant întârzie apariţia scuffing-ului, pentru anumite cupluri de materiale, din cauza formării unor pelicule protectoare şi rezistente de oxizi [221, 231].

2 scuff – a merge / a umbla târşâind / târând picioarele; a râcâi; a roade; scuffed – ros, zgâriat (extras din Dicţionar englez-român, Leviţchi L., Bantaş A., Ed. Teora, 2003); în sens tehnic cuvântul scuffing s-a îndepărtat de sensul literar, şi înseamnă proces de deteriorare şi de uzură, rezultatul vizibil având urme în sensul de mişcare.


34

a) Pe un cilindru de piston din fontă [366] b) Urme de scuffing la partea superioară a

alezajului cămăşii de cilindru din a) [366]

c) Pe un tachet [83]

Fig. 2.11. Aspecte macro ale scuffing-ului Scuffing-ul este specific elementelor de maşini cu mişcare de alunecare (un

exemplu este dat în Fig. 2.11a şi b pentru cilindrii de piston şi cămăşile lor) sau cu mişcare combinată, de rostogolire cu alunecare: la roţi dinţate, la sistemul came-tacheţi (Fig. 2.11c şi Fig. 2.12) etc.

Fig. 2.12. Arbore cu came cu suprefeţele de lucru deteriorate

prin smearing (uzură adezivă) [275]


35

Smearing-ul3 este o formă particulară de uzură de adeziune, caracterizată prin transferarea materialului de pe o suprafaţă pe alta [268, 302]. Apare de obicei în tribosisteme cu corpuri relativ dure (la rulmenţi), la mişcări de alunecare şi rostogolire cu alunecare (mare), sub sarcină, în prezenţa unui câmp termic cu valori atât de mari, încât în oţeluri apar condiţii locale de călire repetată. Cauzele apariţiei smearing-ului pot fi multiple, uneori chiar suprapunându-se. Un singur exemplu aici: în lipsa unui lubri-fiant sau în prezenţa unui lubrifiant neadecvat, care nu produce sau nu mai poate produce peliculă. De exemplu, din cauza scăderii drastice a vâscozităţii, frecarea între suprafeţele laterale ale rolelor unui rulment şi colivie poate crea condiţiile apariţiei smearing-ului. Iniţial, când apare contactul direct între suprafeţe, frecarea de alunecare se caracterizează prin valori mari ale coeficientului de frecare, generând, deci, un câmp termic care va permite sudarea asperităţilor şi transferul localizat de material. Dacă mişcarea mai poate continua, aceste micro-aderenţe, în funcţie de mişcarea triboele-mentelor, se distrug prin forfecare (mai ales la alunecare) sau prin smulgerea unui micro-volum din materialul mai moale (la rostogolire cu alunecare). Deşi acest proces de distrugere prin aderenţă este recunoscut ca atare, unii specialişti îl numesc şi scoring4, mai ales în legătură cu distrugerea roţilor dinţate [60], dar şi pentru rulmenţi (Fig. 2.13). Micro-craterele rezultate în urma distrugerii micro-aderenţelor (micro-sudurilor) locale, pot avea forma de micro-ciupitură aproape sferică sau de micro-lacrimă (la roţi dinţate, în zonele cu rostogolire cu alunecare, sau la rulmenţi, când din diverse cauze apare o alunecare forţată între elementele acestora). Pe suprafeţele laterale ale rolelor de rulmenţi în contact cu colivia, urmele de smearing pot avea o

Fig. 2.13. Scoring pe inelul unui rulment [280]

3 smear – a păta, a murdări, a mânji, a mâzgăli (extras din Dicţionar englez-român, Leviţchi L., Bantaş A., Ed. Teora, 2003); sensul tehnic al cuvântului s-a îndepărtat de sensul literar dar aspectul macro al deteriorării este cel de pată. 4 score – urmă, semn; tăietură, crestătură; zgârietură; a face crestături (extras din Dicţionar englez-român, Leviţchi L., Bantaş A., Ed. Teora, 2003). În sens tehnic scoring este definit ca „zgârieturi adânci pe suprafaţa unei piese” [57]


36

formă curbă, indicând o mişcare de alunecare, dar cu traiectorie curbă (Fig. 2.13). Exemple de suprafeţe distruse prin smearing sau scoring vor fi detaliate în următoarele capitole.

Contactul direct între asperităţi şi sarcina mare în contact produc concentrări localizate de tensiuni care pot genera fisuri şi exfolieri, accelerând procesul de distrugere a suprafeţelor. Dacă suprafeţele sunt din materiale similare, urmele de smearing sunt asemănătoare, în cazul materialelor cu structuri şi compoziţii diferite, uzura de tip smearing sau scoring diferă pe cele două suprafeţe.

a) pe arborele unui pinion de la cutia de

viteze a unui automobil [321] b) pe capetele bolţului unui

piston de motor [314] Fig. 2.14. Galling (uzură adezivă severă)

Galling-ul5 este o formă severă de deteriorare cu forfecare şi detaşare locali-

zată de material, macroscopică, rezultatul fiind zone foarte rugoase, bombări prin deformare plastică, peste nivelul suprafeţei iniţiale, implicând şi curgeri plastice şi/sau transfer de material (Fig. 2.14) [325, 328, 340]. Procesul este iniţiat la o depă-şire a unei presiuni limită de contact, putând fi un precursor al ruperii. Dacă mate-rialele în contact sunt similare, uzura de aderenţă se manifestă pe ambele supra-feţe; apar micro-joncţiuni mai dese iar ruperea, funcţie de sarcina locală şi de geo-metria asperităţilor, are loc când pe o suprafaţă, când pe alta. Este cazul contactului oţel-pe-oţel, slab lubrifiat, ca la roţi dinţate. Dacă temperatura creşte, lubrifierea devine ineficientă iar procesul se intensifică: creşte numărul de particule detaşate dar şi volumul lor.

5 gall – jupuitură, julitură; rosătură; a juli, a roade; galling – care roade (extras din Dicţionar englez-român, Leviţchi L., Bantaş A., Ed. Teora, 2003). În sens tehnic cuvântul galling înseamnă „o aderenţă localizată, rzultată prin sudare, urmată de spalling (exfoliere, detaşare) şi creşterea rugozităţii suprafeţelor metalice în contact cu mişcare, ca rezultat al frecării excesive şi a contactului metal-pe-metal pe zone (asperităţi) înalte” [57].


37

Mecanismele uzurii de aderenţă se particularizează funcţie de un pachet de factori, care include: perechea de materiale în contact, tipul mişcării şi al regimului de ungere, calitatea suprafeţelor, condiţii de mediu – mai ales temperatura şi agre-sivitatea chimică [253, 246, 258]. Trebuie reţinut că distrugerea prin aderenţă ca mecanism predominant este rapidă, necontrolabilă odată iniţiată.

Fără a avea pretenţia că sunt analizate toate tipurile de mecanisme de uzură de aderenţă, în continuare sunt date câteva exemple. Contactul polimer–metal se poate caracteriza printr-o uzură de aderenţă mai puţin agresivă [67, 79, 104, 112, 225, 226]. În aceste contacte se distruge de obicei piesa din masă plastică iar cea metalică poate fi recondiţionată uşor.

Adeziunea polimerilor poate avea doar o componentă mecanică (mai rar, în cazul polimerilor cu slabă reactivitate chimică), o componentă chimică sau o combinaţie a celor două. Dacă regimul de frecare nu produce un câmp termic cu valori semnificative în polimer atunci topografia suprafeţei cu care vine în contact polimerul (de obicei mai dură, chiar metalică) este un factor foarte important. Cercetări recente au arătat că o mai bună comportare la uzură a polimerului pe suprafeţe metalice implică un anumit interval al valorilor parametrilor de rugozitate şi nu existenţa suprafeţelor superfinisate. Aşa cum se sugerează şi în Fig. 2.15, o suprafaţă prea netedă (a) nu permite ancorarea (fixarea) mecanică a particulelor de polimer şi formarea peliculei de transfer (contiunuă sau nu) care are rol important în reducerea frecării şi uzurii.

a)

b)

Fig. 2.15. Influenţa topografiei suprafeţei dure asupra uzurii adezive a unui polimer [79, 50, 207]


38

Adeziunea ca proces mecanic poate fi exemplificată pentru politetrafluor-etilenă (PTFE) pe oţel. Din cauza slabei reactivităţi chimice, uzura acestui cuplu de materiale poate fi considerată doar de natură mecanică (adeziune şi abraziune) (Fig. 2.16). Componenta de aderenţă nu are aceeaşi intensitate pe durata mişcării triboelementelor, fiind dominantă la începutul mişcării [99, 246, 266].

Fig. 2.16 Model al uzurii adezive pentru PTFE alunecând

pe o suprafaţă metalică [99, 246, 266]. Mecanismul de transfer al polimerului are trei etape (fig. 2.16): I - formarea

stratului iniţial de transfer, prin ancorarea micro-plachetelor sau benzilor în asperi-tăţile piesei mai dure; II - creşterea micro-plachetelor depuse; III - detaşarea lor de pe substrat sau numai detaşarea celor superficiale. Benzi foarte fine de PTFE (a≅0,3 µm în lungime şi b≅20...30 nm în grosime) se transferă pe suprafaţa metalică conju-gată (v. Fig. 2.41b). Acest transfer nu este cauzat de topirea polimerului. Pelicula de transfer creşte în grosime, bucăţile fine de polimer sunt împinse în depresiunile profilului, adunându-se în insuliţe mai mari din cauza alunecării repetate. Procesul de detaşare şi transferare nu are loc într-un singur sens, mai ales după ce stratul iniţial, legat doar prin forţe van der Waals, uneori însoţite de forţe electrostatice sau cu legături de hidrogen, nu mai participă direct la frecare. Astfel, micro-plachetele de PTFE migrează în contact în sensul de alunecare şi cresc în mărime. O dată formată o peliculă care depăşeşte profilul, foiţele sunt roluite şi detaşate mai uşor.


39

În cazul lubrifierii, pelicula de transfer se formează preferenţial la începutul şi sfârşitul alunecării, când există contact direct între suprafeţe, redus apoi, de formarea, cel puţin parţială, a peliculei de lubrifiant [8, 9, 123, 127, 266]. O parte din foiţele aderate sunt antrenate de fluid.

Adeziunea între suprafeţe polimerice în mişcare este de intensitate moderată din cauza naturii chimice a lanţurilor moleculare. Apar doar legături van der Waals, procesul de aderenţă fiind puternic dependent de variaţia temperaturii (chiar de ordinul a 10…20°C), la care se adaugă factori ca presiunea în contact şi viteza, ajungându-se la forţe mari de frecare pentru anumite cupluri de polimeri, la înmuierea straturilor superficiale. Adeziunea are o pondere mare până la înmuierea straturilor superficiale din cauza căldurii degajate prin frecare, după care uzura se manifestă mai intens prin detaşare de material vâscos prin deformare-roluire-detaşare; în acest proces de uzură, din cauză că mişcarea se face între pelicula de transfer şi polimer dar şi pentru că în contact sunt antrenate în mişcare de rostogolire particule de uzură (ca nişte „role” moi), frecarea este mai redusă decât în procesul în care predomină aderenţa [127, 176].

La contactul ceramică – metal, adeziunea se datorează afinităţii lor chimice. Din cauza diferenţei de duritate, de obicei metalul se transferă pe ceramică. Adeziunea, calitativ şi cantitativ, depinde de ductilitatea metalului. De exemplu, bronzurile sau alama generează pe ceramică, prin transfer, pelicule relativ groase, continue, dar oţelul şi fonta se transferă sub formă de filme fragmentate, dure, care nu reduc frecarea şi din cauza ecruisării particulelor detaşate.

Uzura de aderenţă la compozite polimerice depinde atât de natura matricii (a polimerului), cât mai ales de tipul materialului de adaos (pulberi, fibre lungi sau scurte, orientate sau nu).

Fig. 2.17. Modelul uzurii adezive pentru composite polimerice cu pulberi,

aplicabil în special compozitelor cu matrice de PTFE [9, 67, 266]

Pentru compozite cu pulberi metalice, modelul se bazează pe lucrările lui Gong [99, 100] dar şi pe studiile efectuate asupra compozitelor PTFE+bronz [9, 67, 226], PTFE+carbon+grafit [226]. Se disting tot trei etape ca şi în uzura polimerului (Fig. 2.17):

I - constituirea primului strat transferat care poate sau nu să fie complet, funcţie de concentraţia de PTFE la suprafaţă; se transferă nu numai PTFE dar şi


40

particule fine din materialul de adaos; mecanismul este la început preponderent mecanic pentru ambele materiale, apoi se pot forma legături chimice sub acţiunea presiunii şi a câmpului termic între particulele de pulbere şi substrat;

II - continuarea transferării PTFE dar şi a materialului de adaos în straturi succesive dar nu egale ca înălţime, funcţie de profilul anterior;

III - detaşarea parţială a stratului transferat, din cauza slabei aderenţe între straturile depuse peste stratul iniţial.

Transferul unui compozit PTFE+60% bronz pe o rolă de oţel este prezentat în Fig. 2.18a iar Fig. 2.18b este o imagine a aceleaşi role, obţinută la microscopul optic.

Fig. 2.18. Uzură adezivă pe rolă de oţel după testare pe saboţi din PTFE +60% bronz, regim

uscat v=0,5m/s şi p=0,79 MPa [67, 265, 266]

c) după alunecare în apă în circuit deschis

pe compozitul PTFE+60% bronz; v=0,5m/s şi p = 1,53 MPa

d) transfer preferenţial de PTFE la marginea contactului cu sabotul pentru aceeaşi rolă,

şi acelaşi test dat în c) Fig. 2.19. Transfer de PTFE şi bronz pe o rolă de oţel [225, 226]

Reducerea uzurii compozitului comparativ cu cea a PTFE este pusă pe sea-

ma acţiunii de preluare a sarcinii de către materialul de adaos [9, 23, 29, 67, 132]. Mai mult, metalele au o bună conductivitate termică şi o ductilitate care asigură o conformabilitate mai bună a contactului. Pulberile ductile, cum este cazul celor din bronz, participă la formarea peliculei de transfer, granulele fiind capturate, apoi laminate pe suprafaţa conjugată. Între substrat şi aceste granule depuse şi deformate, se formează legături chimice (metalice) mult mai stabile, au loc procese locale de difuzie până la completarea stratului depus iniţial direct pe suprafaţă.


41

Următoarele depuneri de PTFE sau/şi de granule au loc pe acest strat, dar procesul este mult încetinit din două cauze: PTFE este captiv între granulele metalice şi foiţele se formează şi se desprind mai greu, iar stratul transferat pe contra-piesă este mai stabil, migrarea şi detaşarea foiţelor de PTFE fiind mult împiedicată de prezenţa micro-grăunţilor metalici şi în stratul transferat (Fig. 2.18). În regim uscat apar şi particule de uzură mari, tip conglomerat, după modelul prezentat în Fig. 2.8, prin desprinderea de material compo-zit atât din piesa iniţială cât şi din pelicula de transfer. Particula de uzură din Fig. 2.20 con-firmă procesul de aglomerare şi aplatizare, de laminare şi ecruisare [266]. Intensitatea gene-rării peliculei de transfer între compozitul polimer + pulbere şi suprafaţa metaică este puternic influenţată de tipul regimului (Fig. 2.21): a) în regim uscat procesul de formare prin aderenţă a peliculei de transfer este in-tens, cu detaşarea de particule mai mari, uşor alungite în direcţia de alunecare; detaşarea este favorizată de înmuierea matricii polime-rice din cauza câmpului termic generat prin frecare; b) la ungere cu apă, transferul este mult redus din cauza formării unui regim mixt şi a evacuării rapide a cădurii din con-tact, fapt ce nu mai permite înmuierea stratu-lui superficial al compozitului.

a

b ) spe c

gr

c) roc

co

În cazul când unul sau ambele materiale sunt compozite, uzura de aderenţă are carac-terul predominant al matricii compozitului. O intensificare a uzurii de aderenţă în cazul unui compozit este pusă pe seama alegerii necores-punzătoare a materialelor componente [67, 32].

Cuplul de materiale ceramică – polimer este rar utilizat în primul rând din cauza diferenţei mari de proprietăţi mecanice. Procesul de aderenţă între suprafeţe ce-ramice este foarte slab din cauza reactivităţii chimice slabe a componentelor structurale. Avantajul este eclipsat de slaba rezistenţă la şoc mecanic şi oboseală şi de conductivităţile termice reduse [4, 31, 249]. Contactul ceramică - ceramică este caracterizat printr-o pondere mai mică a uzurii de aderenţă, comparativ cu

Fig. 2.20. Particulă de uzură [226]

) suprafaţa iniţială a rolei de oţel

uprafaţa rolei după frecare uscată ompozit PTFE + 32% carbon + 3% afit la v = 1 m/s şi p = 0,76 MPa

lă după alunecare în apă, pe acelaşi ompozit v=3 m/s şi p=4,6 MPa Fig. 2.21. Proces de transfer al mpozitului pe rola de oţel [226]


42

alte procese de uzură: uzura abrazivă, cea de impact etc., din cauza structurii tipice a acestor materiale [4, 5]. Teste efectuate în vid şi în gaze, cu alunecare între triboelemente din aceleaşi ceramice policristaline, caracterizează acest contact prin coeficienţi mari de frecare (0,5...0,9 [245]), valorile fiind mai mici decât cele obţinute în aceleaşi condiţii pentru metale în vid, ceea ce demonstrează o mai slabă tendinţă de aderenţă a ceramicelor. Uzura contactului ceramică–metal poate avea o componentă adezivă sub-stanţială, în funcţie mai ales de tipul materialului metalic, de temperatura în contact şi de susceptibilitatea metalului de a suferi un proces de tribocoroziune [248]. În Fig. 2.22 sunt prezentate două modele ale uzurii aderente pentru alunecare între o ceramică şi un material metalic [156, 246]. Câteva exemple de uzură adezivă între ceramică şi material metalic sunt date în Fig. 2.23 şi Fig. 2.24.

Fig. 2.22. Modelul uzurii adezive pentru contactul ceramică – metal fără reactivitate chimică

între materialul metalic şi ceramică [22, 246]

a) aliaj moale (alamă) b) aliaj dur (fontă)

Fig. 2.23. Analiză SEM a peliculei metalice, transferate pe ceramică (alumină), la temperatura camerei [246]


43

Fig. 2.24. Peliculă de transfer la alunecarea în regim uscat între ceramică

şi fontă cenuşie, la 400ºC[209]

În cazul unei reactivităţi chimice între cele două materiale în contact, uzura adezivă este însoţită de procese mai intense de uzură abrazivă deoarece, de cele mai multe ori, produsele reacţiilor chimice nu sunt rezistente mecanic şi după formare sau/şi aderare, sunt detaşate, fie prin abraziune, fie printr-un proces de re-aderenţă pe suprafaţa metalică. Figura 2.25 prezintă sugestiv posibile etape ale formării peliculei de transfer în cazul unei reactivităţi chimice între triboelemente.

Fig. 2.25. Modelul uzurii de aderenţă între ceramică şi material metalic, cu formarea unei

pelicule de transfer [121, 156]


44

Griparea este o formă extremă de uzură adezivă prin care, în urma dispari-ţiei momentane şi parţiale a lubrifiantului, a straturilor protectoare ale suprafeţelor în contact, datorită concentrării de tensiuni şi a unei temperaturi ridicate, se produc multe micro-suduri şi smulgeri ale suprafeţelor în contact, lăsând urme adânci, modificând vizibil topografia şi forma pieselor, acestea devenind inutilizabile. Griparea poate fi considerată termică sau atermică. Prima variantă este un proces de dezvoltare a micro-sudurilor sub un câmp termic intens, provocat de fre-care şi/sau de mediul de lucru. În al doilea caz micro-surile sunt rezultatul unei încărcări excesive a contactului, dar câmpul termic în contact nu variază semnifi-cativ (este cazul mişcărilor relative cu viteze foarte mici).

Figura 2.26 prezintă urme de gri-pare, rezultate după câteva minute de tes-tare a unei unsori pe tribomodel rolă pe rolă [70] în condiţiile: ungere cu unsoare, viteză periferică de ~2 m/s, sarcină speci-fică normală de 150 N/mm. Având în ve-dere distrugerea rapidă a suprafeţei role-lor este evident că unsoarea testată nu este recomandată pentru setul de solicitări im-pus (sarcină, viteză şi temperatura mediu-lui ambiant).

F

Defecţiunile de ungere, vâscozitatea scăzută a lubrifiantului, dilatările excesi-ve, sarcinile cu şoc sau suprasarcini mari, deformaţiile elasto-plastice mari, având ca rezultat încărcări locale exagerate ale con-tactului, sunt unele din cauzele uzurii severe de aderenţă, până la faza de gripare (Fig. 2.27).

Fig. 2.27. Iniţierea gripării pe un

ig. 2.26. Gripare atermică: temperatura

mediului: -10°C. Vedere de sus
a unei role testate [70]
arbore pinion [339]


45

2.4. Uzura abrazivă

Uzura abrazivă [42, 210, 236, 238, 243, 283] este cauzată de particule sau asperităţi dure, forţate să se mişte faţă de un solid mai moale şi este un proces mecanic cu caracteristici specifice, dependente calitativ şi cantitativ de forma şi calitatea suprafeţelor în contact, de proprietăţile mecanice ale straturilor superfi-ciale, de sarcina şi viteza relativă a corpurilor. Pe durata frecării proprietăţile mecanice şi micro-topografia straturilor superficiale şi a particulelor implicate în frecare se pot schimba, determinând modificări ale procesului abraziv.

În funcţie de natura contactului şi de mecanismele implicate în procesele abrazive, se discută despre:

- uzură abrazivă – ca mecanism de deteriorare a straturilor superficiale în mişcarea relativă a două corpuri solide rugoase (aşa numita uzură cu/între „două corpuri”, dar şi în tribosisteme tip „trei corpuri” (corpuri solide în mişcare relativă cu interpu-nere de particule solide de dimensiuni relative mult mai mici) [95, 246],

Fig. 2.28. Procese abrazive la alunecare

- eroziune – ca rezultat al impactului particulelor solide pe suprafeţele corpurilor solide [5, 152, 153],

- cavitaţie – ca mecanism de deteriorare specific mişcării unui fluid pe lângă un solid, cauzat de impactul fluidului asupra suprafeţei, dar şi de implozia bulelor de gaz generate de curgerea fluidului [46, 143, 188].

Unii specialişti consideră că în multe aplicaţii există condiţii de dezvoltare a unor procese combinate de eroziune-coroziune [134, 145, 181], eroziune-cavitaţie [250] sau că predomină unul din ele [134, 320].

Figura 2.28 prezintă schematic formele de uzură abrazivă. Cele două straturi superficiale ale corpurilor în contact pot fi ierarhizate în unul moale şi unul comparativ mai dur. Uzura abrazivă este rezultatul unor procese complexe, care se dezvoltă simultan, de tip:

- micro-aşchiere, - microbrăzdare, - micro-fisurare sau micro-spargere, - oboseală superficială,

În aplicaţii unul din aceste procese poate să predomine.

În funcţie de natura şi proprietăţile mate-rialelor în contact, de caracteristicile mediului


46

(în special temperatura şi compoziţia), de sarcina şi viteza relativă, unul sau o combinaţie de procese abrazive poate predomina.

Formele de uzură abrazivă pot avea evoluţii rapide şi, dacă nu sunt contro-late sau minimalizate, implică cheltuieli considerabile în exploatarea sistemelor tehnice, fie pentru piese de schimb, fie pentru remedierea avariilor provocate de uzura abrazivă în principal. În anul 2000, Neale aprecia că din totalul costurilor antrenate de uzură, 63% revine abraziunii, 28% pentru uzură adezivă şi fretting, şi numai 11% pentru eroziune şi oboseală superficială [179]. Deşi alţi specialişţi nu recunosc un procent atât de mare pentru primul tip de uzură, acceptă că multe din căderile sistemelor mecanice sunt provocate de un contact direct, apărut din dife-rite cauze (întreruperea alimentării cu lubrifiant, un lubrifiant greşit selectat, impu-rificări ale mediului şi/sau ale lubrifiantului, deteriorarea topografiei suprafeţelor astfel încât pelicula portantă nu se poate forma, greşeli de proiectare a contactelor uscate fără luarea în considerare a presiunii maxime, a fluxului termic generat prin frecare şi a dinamicii proprietăţilor mecano-termice-chimice ale triboelementelor etc.). Procesul de micro-aşchiere (Fig. 2.29) apare la mişcarea unei asperităţi sau la mişcarea unei particule solide faţă de o suprafaţă a unui corp solid. Această formă de uzură constă în zgârierea şi detaşarea de particule din stratul mai moale, de către proeminenţele stratului mai dur. Între două corpuri în mişcare relativă, procesul poate fi iniţiat pe ambele suprafeţe, chiar dacă, statistic, proprietăţile lor mecanice sunt foarte apro-piate. Local pot exista mici varia-ţii ale durităţii, ale topografiei suprafeţei, asperităţile acţionând ca nişte micro-muchii tăietoare sau ca micro-indentoare. Proce-sul este iniţiat şi dacă în contact pătrund particule mai dure, care prin antrenare, aşchiază suprafe-ţele. De multe ori acest proces de corpuri, prin alegerea cuplului de mfie mai intens pe piesa ieftină sau/şi Micro-brăzdarea poate fi asodeformare plastică locală şi detaşareasperităţi sau a unei particule mai dlasată se caracterizează printr-o adâlateral, deasupra nivelului iniţial al de curgere ale materialului ductil,particule, materialul din mariginile

Fig. 2.29. Aspect tipic al uzurii abrazive pe o suprafaţă metalică [179]

uzură abrazivă este direcţionat pe unul din ateriale, a calităţii suprafeţelor, astfel încât să

mai uşor de înlocuit. ciată cu un proces de oboseală prin micro-

de material (Fig. 2.28b). Iniţial, la trecerea unei ure peste un material mai ductil, forma urmei ncitură centrală, mărginită de material împins suprafeţei. Cum tensiunile au depăşit limitele la următoarea trecere a altei asperităţi sau urmei anterioare este iarăşi deformat plastic,


47

poate apare şi un fenomen de ecruisare şi chiar detaşarea unei părţi din acest micro-volum puternic solicitat. Micro-brăzdarea depinde de natura materialului. La cele ductile urmele iniţiale au margini proeminente, formate din materialul împins în lateral, pe când la un material casant, micro-brăzdarea este însoţită de micro-spargeri ale zonelor laterale ale urmei. Urma lăsată de trecerea asperităţii mai dure, de deformarea şi eventual detaşarea materialului mai moale, poate avea două forme (Fig. 2.30): a) materialul mai ductil este extrudat (împins) lateral, deasupra suprafeţei iniţiale dar la următoarele treceri poate fi aşchiat, forfecat sau comprimat, b) pe un material mai dur, trecerea unui indentor (a unei asperităţi) poate provoca ruperea marginilor urmei din cauza concentrării tensiunilor la marginea ei.

Când o asperitate dură este sufi-cient de rezistentă pentru a forma o urmă pe contrapiesa în mişcare de alunecare, particulele de uzură se pot forma în trei moduri [21] (Fig. 2.31): a) prin aşchiere – când se formează particule de uzură lungi, răsucite, frecarea este mică dar uzura intensă; b) prin depunere pe tăiş – când la vârful asperităţii mai dure se formează o depunere care rămâne acolo, lucrând ca un tăiş încărcat care continuă

aşchierea, alunecarea având loc la baza muchiei încărcate, unde transferul ade-ziv continuă să crească lent, rezultând un proces combinat de adeziune şi abraziune. La un moment dat, materialul aderat se rupe (de observat că, deşi rezul-tatul acestui mecanism de distrugere a stratului superficial este de tip abraziv, acesta începe cu un proces de deformare şi adeziune a materialului mai moale); c) prin zgâriere – când particulele de uzură nu se detaşează de la prima trecere, ci la următoarele, acestea fiind mai fine faţă de cele rezultate în primele cazuri.

Fig. 2.30. Influenţa naturii materialului asupra urmei de uzură abrazivă

Fig. 2.31. Forme de uzură abrazivă [21]


48

a) netezire

b) brăzdare ductilă

c) aşchiere ductilă + fisurare superficială

d) aşchiere + fisurare, proces mai intens

e) „aşchiere” casantă

Fig. 2.32. Modele de uzură pentru trecerea asperităţi dure pe o suprafaţă

ductilă [7]

Forma şi mărimea asperităţilor (în spe-cial unghiul la vârf şi înălţimea lor) şi dife-renţa între proprietăţile straturilor superfi-ciale dau naştere la procese abrazive diverse. În Fig. 2.32 sunt date forme de uzură abrazi-vă, caracteristice, de obicei, unei diferenţe mai mari între proprietăţile mecanice ale ma-terialelor în contact (polimer–metal, oţel–material antifricţiune de lagăr etc.). Forma asperităţii mai dure poate fi aproape plată (a) până la foarte ascuţită (d şi e). Micro-fisurarea la trecerea unei asperi-tăţi sau particule este caracteristică materia-lelor mai dure, casante. S-au evidenţiat trei moduri de micro-fisurare (Fig. 2.33), în func-ţie de mărimea sarcinii: a) micro-fisuri orien-tate la ~30º la forţe normale mici, b) micro-fragmentări localizate la forţe mai mari, c) micro-fragmentare locală şi o fisură mediană îngustă şi adâncă, la forţe mai mari (care în final poate provoca spargerea piesei, nu nu-mai deteriorarea stratului superficial) [176].

n1F n2 n1F F> n3 n2F F>

Fig. 2.33. Moduri de micro-fisurare a materialului casant, în funcţie de sarcina normală aplicată în alunecare [176]

Detaşarea particulelor de uzură la trecerea unei asperităţi sau particule poate fi şi rezultatul unui proces de oboseală (Fig. 2.28d), caracteristic în special cerami-celor. La primele trecerei ale unei asperităţi are loc un proces de micro-zgâriere, dar solicitările repetate în contact pot genera, la un moment dat, o micro-fisură la graniţa grăunţilor cristalini, care se dezvoltă rapid, provocând dislocarea întregului grăunte la alte treceri ale asperităţii. Procesul este uneori intens, mai ales la mate-rialele ceramice cu grăunţi cristalini mult diferiţi ca formă şi structură [234, 246]. Uzura abrazivă poate fi analizată şi din punctul de vedere al modului în care asperităţile dar mai ales particulele, participă la procesul abraziv. Pot exista două situaţii (Fig. 2.34): - asperităţile sau particulele sunt, pe toată durata mişcării, în contact cu celălalt corp (aşa-numitul model cu două corpuri abrazive), - prezenţa celui de-al treilea corp [95].


49

a) Modelul uzurii abrazive cu două corpuri [246]

b) Modelul uzurii abrazive cu al treilea corp [246], c) Fig. 2.34. Modele ale uzurii abrazive şi un exemplu în c): o urmă tipică de uzură abrazivă, pe

un rulment care a funcţionat cu lubrifiant contaminat cu particule solide, procesul abraziv decurgând conform modelului b) [307]

Sasada le-a diferenţiat încă din 1985 [222]: primul proces de uzură abrazivă poate fi asociat cu trecerea asperităţilor „fixate rigid” într-unul dintre cele două corpuri solide şi, în general predomină micro-aşchierea. Acest proces este principiul de funcţionare a multor scule aşchietoare din compozite cu pulberi dure într-o matrice ceva mai ductilă, cum ar discurile abrazive: urmele de uzură apar relativ continue şi având aceleaşi direcţii cu cea a mişcării de alunecare a sculei. În al doilea caz, micro-particulele solide sunt antrenate între cele două corpuri în mişcare relativă, proces caracteristic, de exemplu, rulmenţilor cu lubrifiant contaminat, lagărelor care funcţionează cu peliculă portantă gazoasă, dar care antrenează şi impurităţi. Particulele au o mişcare spaţială, mult mai complexă decât mişcarea macro-corpurilor analizate, nefiind mereu în contact cu suprafeţele solide. Presiunea lubrifiantului în contact acţionează pe suprafaţa particulei determinându-i o mişcare complexă. Rezultă urme discontinue de uzură abrazivă, cu direcţii aleatoare faţă de mişcarea de alunecare (Fig. 2.34c). Specialiştii apreciază că uzura abrazivă a unui tribosistem cu al treilea corp poate fi şi de zece ori mai puţin intensă comparativ cu acelaşi sistem funcţionând în contact direct al corpurilor solide [128]. Intensitatea procesului abraziv depinde şi de evoluţia în timp a unor para-metri, cum ar fi duritatea superficială a corpurilor (prin ecruisare la trecerea repe-tată a asperităţilor), forma asperităţilor sau a particulelor participante (Fig. 2.35), sarcina şi viteza. În funcţie de proprietăţile mecanice, particulele antrenate în con-tact se pot aplatiza, sparge, rotunji, ceea ce, de exemplu, într-un contact lubrifiat ar reduce rata uzurii, dacă se poate menţine regimul de ungere cu peliculă fluidă.


50

a) Particule iniţiale rugoase b) Particule sferoidale mai puţin rugoase

Fig. 2.35. Modificarea intensităţii uzurii în timp o dată cu

modificarea formei particulelor celui „de-al treilea corp” [62] În general funcţionarea pieselor din oţel este proiectată în prezenţa unui lubrifiant capabil să genereze o peliculă portantă, care să minimalizeze substanţial probabilitatea contactului direct dintre asperităţi, reducând astfel uzura abrazivă. În plus în lubrifiant sunt adăugaţi aditivi care să favorizeze un regim de lubrifiere limită [84, 101] chiar la viteze mici (la pornire, la oprire etc.). În cazul contactului uscat intensitatea uzurii abrazive depinde de structura oţelurilor în contact şi de calitatea suprafeţelor, de mărimea sarcinii şi vitezei, de tipul mişcării. Figura 2.36 prezintă câteva modele de procese abrazive pe oţel. În realitate procesul abraziv al pieselor din oţel în contact direct este mult mai complex, fiind însoţit şi de uzură adezivă, de intensificarea câmpului termic, de creşterea progresivă a rugozităţii, procese care se accelerează reciproc, până la distrugerea pieselor.

a) Structura sferică a incluziunilor mai dure nu împiedică deformarea plastică a fazei mai ductile, rezul-tând o uzură abrazivă intensă.

b) Incluziunile de cementită lame-lară în perlită reduc uzura abrazivă.

c) Grăunţii sferoidali de carburi reduc uzura abrazivă. mai ales în contact cu particule mai fine; pre-zenţa lor blochează direct sau reduce brăzdarea sau /şi micro-aşchierea

Fig. 2.36. Modele de uzură abrazivă pentru oţeluri [246] Uzura abrazivă la cuplul de frecare ceramică-ceramică are forme caracteris-tice din cauza durităţii mari a corpurilor în contact. Dacă mişcarea şi sarcina sunt uniforme, uzura abrazivă este, în general, redusă. Există aplicaţii atât cu mişcare de


51

alunecare (etanşări frontale etc.) cât şi cu rostogolire (rulmenţi ceramici [334]). Procesul abraziv la ceramice se caracterizează prin detaşarea grăunţilor cristalini, fiind influenţat de mărimea şi structura acestora. Uzura de abraziune poate fi consecinţa altor procese de deteriorare. De exemplu, particulele detaşate prin procesul de oboseală superficială, cele formate prin ruperea micro-volumelor implicate în aderenţă, constituie promotori ai uzurii abrazive pentru contactele ceramică-ceramică. Compozitele cu matrice metalică şi adaos de ceramice au o rezistenţă mai bună în aplicaţii cum ar fi procesele de prelucrare prin aşchiere sau rectificare etc. Procesul de uzură abrazivă a polimerilor depinde foarte mult de calitatea suprafeţei contrapiesei: pentru suprafeţe me-talice, rugoase, uzura abrazivă este intensă, având la bază micro-aşchierea, agăţarea şi tra-gerea benzilor moleculare din stratul su-perficial. Alţi factori importanţi sunt: pro-prietăţile fizice şi termice ale polimerului (determinate implicit de structura moleculară), gradul de cristalinitate, prezenţa unui fluid intermediar, gradul de absorbţie a lichidelor în stratul superficial. Procesul abraziv în polimeri este complex din cauză că particulele de uzură formate se deformează uşor, se roluiesc şi în unele contacte, dacă sunt menţinute în contact, formează un al treilea corp care scad proba-bilitatea contactului direct cu corpul mai dur şi reduc frecarea prin antrenarea particulelor de uzură într-o mişcare de rostogolire forţată. Suprafeţele metalice netede iniţiază procesul de uzură a polimerilor prin deformări locale, din cauza adeziunii şi/sau prinderii polimerului de asperităţile contrapiesei, ruperi datorate tensiunilor de întindere în urma deformărilor locale, roluirea materialului antrenat şi formarea particulei de uzură. Ruperea micro-volumului astfel antrenat se poate face prin forfecare sau prin tragerea unui volum supli-mentar din stratul superficial al polimerului. Moore [175] propune modelul din Fig. 2.37, iar Fig. 2.38 arată o particulă de uzură de polimer, roluită şi laminată, obţinută după alunecarea PTFE pe oţel, confirmînd modelul descris mai sus. În determinarea rezistenţei la abraziune a polimerilor trebuie ţinut seama că tipul tribotesterului influenţează

Fig. 2.37. Modelul uzurii abrazive între un polimer şi un corp dur, neted [175]

Fig. 2.38. Particulă de uzură de PTFE, obţinută în regim uscat

la alunecare unei role de oţel pe un sabot de polimer [266].


52

comportarea la uzură. Astfel, pentru polimeri, testele efectuate cu ştif (polimeric)-pe-disc (metalic), deşi des utilizate, pot da rezultate diferite faţă de cele efectuate pe disc inelar (polimeric) – disc (metalic), chiar pentru aceeaşi parametri (forţă nor-mală şi viteză de alunecare), dar procesul de abraziune este similar. Figura 2.39 arată rezultatul complex al frecării policarbonatului sub formă de disc inelar pe suprafaţă de oţel.

a) Suprafaţa polimerului, cu urme de

micro-aşchiere

b) Roluirea particulei de uzură, chiar

înainte de a fi complet detaşată.

c) Micro-cutarea particulei de uzură

Fig. 2.39. Aspecte ale uzurii abrazive pentru un policarbonat, după alunecare pe supra-faţă de oţel, având rugozitatea medie Ra=0,10µm. Presiunea medie pe discul poli-meric inelar p= 2,1MPa, la v=0,95m/s [40]

Fig. 2.40. Vitezele de uzură pentru câţiva

polimeri la alunecare pe oţel [341]

Câteva valori pentru viteza de uzură a polimerilor în regim uscat de alunecare sunt date, orientativ, în Fig. 2.40, în aceleaşi condiţii de testare (simbolizarea polimerilor este: PEEK–polieteretercetonă, PPS–polife-nilensulfură, PI–poliimidă, PA – poliamidă, POM–poliacetal, PTFE–politetrafluoretile-nă). Se aminteşte că viteza de uzură este deseori calculată cu relaţia:

3

uzurăV mv

F L N m⎡ ⎤∆

= ⎢ ⎥⋅ ⋅⎣ ⎦V

(2.1)

în care este volumul de material pierdut prin uzură, F este forţa normală în contact iar L – distanţa de alunecare.

∆


53

Prezenţa unui lichid în contactul polimer–metal, chiar dacă nu produce peli-culă, reduce câmpul termic al contactului. Rezultatul este o uzură abrazivă mai redusă decât în lipsa fluidului. Pe suprafaţa polimerului se observă particule de uzură roluite şi urme fine de uzură abrazivă [266]. Comparativ cu particula de uzură din Fig. 2.38, în regim de ungere cu apă (Fig. 2.41), intensitatea procesului abraziv în PTFE scade considerabil, observându-se particule de uzură roluite, mult mai mici, dar şi alte procese specifice polimerilor: înglobarea unor particule deja detaşate dar re-antrenate în contact din cauza compresiunii suficient de mari, urme de abraziune făcute de asperităţile contrasuprafeţei (regim mixt) dar şi urme deviate faţă de direcţia de alunecare, ca urmare a zgârierii polimerului de către impurităţile solide antrenate, odată cu lichidul, în evacuarea laterală din contact.

a) Vedere din zona de maximă presiune pe sabot b) Vedere laterală din aceeaşi zonă Fig. 2.41. Proces caracteristic de deteriorare superficială a unui poliumer, în regim cu ungere

cu apă. Rolă de oţel pe sabot din PTFE, v=2,5 m/s, pmediu=1,5 MPa, [226] Compozitele cu matrice polimerică au o comportare mai bună la abraziune deoarece adăugarea ranforsanţilor (fibre, pulberi, nanoparticule) micşorează sub-stanţial tendinţa de tragere a benzilor de polimeri din substrat. Pentru regim uscat, compozitele cu matrice polimerică pot avea uzura redusă cu un ordin sau două de mărime comparativ cu cea a polimerului [26, 66, 83, 297, 298]. Ponderea procesului abraziv în uzura polimerilor sau compozitelor, dar este greu de stabilit pentru că este însoţit mereu de procese de adeziune pe suprafaţa mai dură. Descrierea proce-sului de distrugere superficială pentru aceste materiale este descrisă la subcapitolul 2.7, deoarece este caracterizat printr-o combinaţie specifică de uzuri (abraziune, adeziune, oboseală), determinate de concentranţiile constituienţilor, forma şi pro-prietăţile lor, de procesele din straturile superficiale, incluzând şi eventuale proce-se chimice întreţinute de condiţiile contactului, modificarea proprietăţilor materia-lului plastic din cauza câmpului termic generat prin frecare, dilatarea termică, absorbţia de lichid (în funcţie de natura polimerului), procesele de orientare a fibrelor, cele de creştere a concentraţiei materialului de adaos în stratul superficial al compozitului [9, 67, 99]. Elastomerii, din cauza naturii lor vâsco-plastice au un mecanism particular de uzură, caracterizat prin deformări elasto-plastice mari în faţa contactului, de tensiuni de întindere în urma contactului, iar frecarea internă este mare [226, 246, 286]. În contact există două surse de generare a căldurii, frecarea cu piesa mai dură


54

cât şi frecarea internă din elastomer, din cauza deformaţiilor mari şi repetate [126]; cum elastomerii au o capacitate redusă de transfer termic, ca majoritatea compuşilor organici, temperatura creşte rapid. Acţiunea combinată, mecanică şi termică, duce la ruperea lanţurilor moleculelare, la formarea de radicali care reacţionează cu mediul (lubrifiantul, un alt fluid tehnologic sau chiar cu atmosfera înconjurătoare). Rezultatul este o degradare mecanică şi termică, sub forma unei aglomerări de particule de uzură, cu aspect uleios. Utilizările principale ale elastomerilor în tribosisteme sunt etanşările, anvelopele de autovehicule etc.

Fig. 2.42. Modelul de uzură al elastomerilor [246, 286]

În general structura elastomerilor constă din conglomerate de lanţuri molecu-lare care-şi modifică forma şi orientarea în funcţie de existenţa sau nu, a unei sarcini exterioare. Dacă în stare iniţială moleculele sunt de forma unui „ghem încâlcit”, la alunecare există tendinţa de orientare a acestora (Fig. 2.42). Volume mari de elastomer, dar şi micro-volume, îşi modifică considerabil dimensiunile, fără a se rupe, din cauza naturii elasto-plastico-vâscoase a materialului. De aceea deteriorarea acestor materiale, când se mişcă faţă de alte corpuri solide, are un caracter particular. Deşi, dacă se analizează în detaliu, este vorba tot de procese combinate de aderenţă, de abraziune, de oboseală şi de coroziune. Particular este modul în care se intercondiţionează acestea. Procesul specific de comportare a elastomerilor în contactul de alunecare a fost observat şi studiat pentru prima oară de Schallamach [226], acum procesul fiind cunoscut sub denumirea de undele lui Schallamach (Fig. 2.43).

Fig. 2.43. Modelul contactului cu alunecare, între un elastomer şi o suprafaţă netdă [226, 246]

Când un elastomer vine în contact cu un solid dur, cu suprafaţă fin prelu-crată, suprafaţa reală de contact este mult mai mare comparativ cu alte perechi de materiale. Se formează aderenţe din cauza unor legături van der Waals mai puternice. Elastomerii aderă chiar pe sticlă, ceea ce nu se poate spune despre alte


55

materiale. Din cauza naturii vâsco-elastice, în straturile superficiale ale elastome-rului pot avea loc deformaţii mari fără ruperea materialului. Zonele în care elasto-merul a aderat la suprafaţa sunt greu de separat fără o forţă tangenţială substan-ţială. Local însă pot exista condiţiile de desprindere, suprafaţa elastomerului având un aspect de micro-ondulare sau vălurire, care „avansează” în sensul mişcării cu viteză mai mare decît macro-alunecarea (Fig. 2.44). Creşterea vitezei de alunecare între elastomer şi corpul solid duce la generarea prin frecare a unui câmp termic cu valori mai mari, fiind implicate şi procese de înmuiere, topire, chiar degradare termică a elastomerului, care modifică procesele de uzură şi ponderea lor. Procesul de uzură este acum similar celui descris schematic în Fig. 2.37 [175], dar cu o tendinţă de deformare mai mare până la ruperea micro-volumui roluit în contact.

Fig. 2.44. Procesul de ondulare a elastomerului, observat la alunecarea unei sfere de cauciuc

pe un polimer transparent [226]

Între elastomer şi suprafaţa mai dură procesul abraziv se poate iniţia cu o intensitate mare, dacă suprafaţa dură prezintă asperităţi înalte şi ascuţite, chiar în proporţie redusă. Această asperitate singulară (sau altele câteva) agaţă şi sfâşie elasto-merul pe zone întinse, particulele de uzură se for-mează nu atât prin detaşare şi forfecare, cât prin tra-gerea unui micro-volum relativ mare de elastomer. O dată apărute primele urme de deteriorare prin îndepărtarea materialului, distrugerea elastomerului este rapidă (Fig. 2.45).

Fig. 2.45. Uzură abrazivă

pe un inel O [329]

Fig. 2.46. Modelul uzurii abrazive

cauzate de impurităţi [169]

Procesele de deteriorare ale straturilor super-ficiale ale elastomerilor sunt puternic influenţate de temperatură şi de natura mediului. Există fluide care pot ataca chimic suprafaţa elastomerului, altele care îl pot dizolva, proces care este accelerat de existenţa mişcării. Selectarea materialelor pentru etanşări este foarte importantă şi trebuie realizată după obţinerea informaţiilor referitoare la compatibilitatea acestora cu lubrifiantul, mediul de lucru, temperatura maxi-mă a aplicaţiei etc. Un posibil scenariu de deteriorare a unei manşete de etanşare prin proces abraziv este sugerat în Fig. 2.46.


56

Creşterea rezistenţei la uzură a elastomerilor se face pe baza adaosului de ranforsanţi. La ora actuală în multe din aplicaţii tipice se folosesc, în loc de elatomeri, compozite ale acestora. Pentru a exemplifica importanţa „reţetei” elastomerului şi a testelor tribologice, în Fig. 2.47 sunt prezentate fotografii la microscopul cu baleiaj electronic (SEM), din care rezultă:

- comportarea tipică la alunecare, conform modelului lui Schallamach, - adăugarea de carbon liber în proproţie de 30% a redus substanţial uzura

materialului elastomeric şi a redus intensitatea proceselor de deteriorare prin frecare (Fig. 2.47b şi d).

Pentru testele prezentate în Fig. 2.47, raportul vitezelor de uzură între elastomer şi elastomer cu carbon liber, calculate cu relaţia (2.1) a fost de ~65, ceea ce subliniază rolul materialului de adaos.

a) şi c) elastomer b) şi d) elastomer cu 30% carbon liber

Durata testului: 15 min Durata testului: 6 ore

Fig. 2.47. Ştift sferic de oţel cu diametrul de 3 mm şi Ra~0,1 µm, pe disc de elastomer (etilen-propilen-dienă); v=50 mm/s, sarcină normală F=3 N [133]

Eroziunea este o formă particulară de uzură abrazivă, fiind un proces de pierdere progresivă de material din stratul superficial din cauza interacţiunii mecanice dintre un fluid (multifazic sau nu) sau a unui jet de fluid (cu sau fără particule solide), şi o suprafaţă solidă [18, 134, 136, 178, 251, 304]. Din cauza definiţiei foarte largi, tribologii folosesc alţi termeni alături de cel de eroziune pentru a specifica particularitatea mecanismului: eroziune de cavitaţie, eroziune sub jet de particule solide, eroziune prin şoc de presiune etc.


57

În urma impactului cu o particulă solidă sau fluidă, suprafaţa solidului se deformează, apar procese de alunecare şi/sau de fisurare, care, dat fiind caracterul repetitiv al impactului, generează detaşarea de particule. Printre cei mai importanţi factori care influenţează procesul de eroziune sunt: natura materialului solid (pro-prietăţile mecanice şi chimice ale fazelor componente, caracteristicile de structură şi dispersie a fazelor), natura şi suportul de antrenare a particulelor (gaz sau li-chid), viteza, forma şi mărimea particulelor, direcţia lor faţă de suprafaţa de impact (prin unghiul de impact), topografia surafeţelor, atât a solidului cât şi a particulelor, unghiul de impact.

În literatura de specialitate eroziunea este acceptată ca un proces complex, care implică simultan mai multe mecanisme de uzură [134, 320, 335]. În funcţie de combinaţia factorilor enumeraţi mai sus, se poate identifica ponderea mai mare a uzurii abrazive, de exemplu, la unghi mic de impact cu suprafaţa solidă a unui jet de particule solide în aer. Dacă particulele incidente sunt din lichid, procesul abra-ziv este aproape inexistent, dar se iniţiază un proces de oboseală prin impact repetat.

Eroziunea cu particule solide poate fi caracterizată printr-unul din meca-nismele specifice, prezentate în Fig. 2.48 [5, 246, 268]:

Fig. 2.48.Tipuri de procese de eroziune [246, 268]

a) caracter dominant abraziv când particulele sau marea lor majoritate, lo-

vesc suprafaţa sub unghiuri mici de impact; b) particulele relativ dure şi casante şi viteze medii, la impact cu un corp mai ductil, pot produce deformaţii elastice mari, cu formare de particule de uzură sub formă de fulgi, sau, dacă şi corpul lovit este casant, se poate distruge stratul superficial al acestuia prin fisurarea şi fragmen-tarea unui micro-volum de material; c) caracter dominant de oboseală, când particulele au viteză relativ mică, unghiuri de impact mari şi mase destul de mari; d) caracter termo-mecanic, când particulele au viteze mari, deci energie cinetică


58

mare; oprirea particulei pe sau în stratul superficial determină transformarea ener-giei cinetice în căldură, rezultând topirea locală a stratului superficial; e) caracter macroscopic, particulele sunt mari şi apar efecte secundare: deformări ale stratului superficial, fisurări şi desprinderi; f) la materiale cristaline, impactul particulelor foarte mici provoacă eroziunea la nivel atomic sau molecular. În variantele b) şi c) numerotarea particulelor (1, 2, respectiv, 1, 2, 3) sugerează ordinea în care particulele lovesc suprafeţele şi efectele suplimentare pe care le produc (oboseală, fragmentarea particulelor deja deformate şi/sau desprinse din stratul superficial).

Eroziunea poate fi rezultatul combinat a două sau mai multe din mecanis-mele descrise mai sus, având în vedere caracterul statistic al vitezelor, maselor şi formelor particulelor şi împrăştierea valorilor acestor parametri în jurul mediei.

Dacă se modifică doar unghiul de impact al particulelor, materialele ductile şi fragile se erodează diferit. În Fig. 2.49 se observă că materialele ductile se uzează rapid la impact sub un unghi de ~30º pe când materialele casante au o viteză de uzură crescătoare cu unghiul de impact. Deşi există o tendinţă generală a comportării materialelor la eroziune, testarea materialelor este imperios cerută pentru a estima durata de viaţă a triboelementului supus deteriorării.

Fig. 2.49 Curbe tipice ale vitezei de uzură prin eroziune

Fig. 2.50. Urme de impact pe epruvete din aliaj de aluminiu, după 10 minute de impact cu

apă şi nisip silicios (particule cu dimensiuni medii de 660µm) [263]


59

Figura 2.50 prezintă urmele de impact pe o placă dintr-un aliaj de aluminiu, făcute de particule de nisip silicios. Din studiul efectuat [262] a rezultat o pierdere maximă de material pentru un unghi de 10º, cu valori ridicate între 0...20º, iar la unghiuri mari (60...90º) pierderea de masă prin eroziune a fost redusă la jumătatea acesteeroziune au o durabilitate limitată. Se obsmai lent la început şi mai accelerat spre sfâ2.51). Trebuie, deci, asigurate condiţii de acîncă din faza de proiectare.

Pentru a sublinia importanţa selectăpentru aplicaţii în care apare eroziunea, suale lui Santa [220] pe patru materiale (primacoperiri rezistente la eroziune-coroziune,reducerea uzurii erozive în turbine FraColumbia.

a) ASTM A743CA6NM 0,06%C, 1%Mn, 1%Si,

11,5…14%Cr, 3,5…4,5%Ni, 0,4…1%Mo, rest Fe

b) AISI 431 0,2%C, 1%Mn, 1%Si,

15…17%Cr, 1,25…2,5%Ni, rest Fe

d) Particulele de cuarţ, utilizate pentru testare

Fig. 2.52. Urme tipice la teste de ero

Fig. 2.51. Influenţa duratei eroziunii asupra

unui aliaj de aluminiu [263]

i valori. Piesele şi acoperirile supuse la ervă că procesul de eroziune evoluează rşitul perioadei de utilizare a piesei (Fig. ces şi de înlocuire rapidă a acestor piese

rii materialelor, în special a acoperirilor, nt prezentate rezultatele experimentale ele două – oţeluri inoxidabile, celelate –

Fig. 2.52). Studiul a fost realizat pentru ncis, instalate într-o hidrocentrală din

c) T35 MXC

Oţel îmbogăţit cu particule bogate

în Al

d) E-C 29123 3…7% Cr, 15…40%Ni,

7…13% Co, rest W,

f) ziune cu particule de cuarţ [220]


60

După testare, suprafeţele uzate aveau urme tipice de eroziune cu micro-aşchieri şi micro-brăzdare, ca mecanisme principale, mai evidente pe oţeluri (Fig. 2.52a şi b). Acoperirea E-C 29123 (Fig. 2.52d şi f) a avut un răspuns diferenţiat datorită fazelor prezente în microstructură. Carburile de wolfram şi cobalt au contribuit la creşterea rezistenţei la eroziune datorită durităţii şi modulului de elasticitate, ambele având valori mari; cu creşterea perioadei de testare s-a constatat expunerea fazelor dure iar mecanismul de uzură a trecut de la micro-aşchiere la exfolierea particulelor dure, cu evidenţierea unor micro-fisuri fragile (zona indicată de săgeată în Fig. 2.52f); faza mai moale (Ni–Cr) are urme de micro-aşchiere pe când faza dură are urme de netezire. Oţelurile neacoperite au avut cea mai mare pierdere de masă iar acoperirea E-C 29123 – cea mai mică.

Viteza particulelor are un rol foarte important asupra mărimii uzurii prin eroziune. La viteze relative mici eroziunea are valori foarte mici, deseori nefiind un criteriu de proiectare Dar la viteze medii şi mari, uzura prin eroziune are valori semnificative. Una din cele mai simple modelări matematice a eroziunii este:

ndm k vdt

− = ⋅ (2.2)

în care este pierderea de masă în unitatea de timp (viteza de uzură), k – o constantă controlată de mulţi factori printre care materialul, forma, densitatea particulelor (influenţa acestora fiind greu de estimat teoretic), v – viteza medie de impact a particulelor iar n – un exponent care variază între 2...3. Rezultă că o creştere de 10 ori a vitezei măreşte viteza de uzură de 100...1000 de ori.

dm /dt−

Şi particulele fluide generează, la impact cu suprafeţe solide, un proces de eroziune, explicat prin apariţia undelor elastice de şoc sau de presiune, care traversează un lichid puternic accelerat sau decelerat (Fig. 2.53). Presiunea maximă de contact, generată la lovirea unei suprafeţe solide de o picătură de lichid, poate fi foarte ridicată, la viteză mare. De exemplu, o picătură de apă cu viteza de impact de 240m/s determină o presiune maximă de 375MPa, valoare care poate depăşi limita de curgere a unui material solid [30].

Fig. 2.53. Modelul eroziunii cu particule de lichid [246]

Tensiunile provocate de impactul repetat al picăturilor determină desprinde-

rea particulelor de uzură. Uzura este rezultatul unui proces repetat de contacte


61

pulsatorii care determină un proces de oboseală în materialul pe care cad particu-lele de fluid. La viteze mici procesul de eroziune fluidă este lent, având o perioadă mare de incubaţie, dar la viteze mari suprafaţa de impact devine rapid rugoasă. Micro-ciupiturile de eroziune se recunosc după forma oarecum sferică, cu marginile zdrenţuite care, în timp, sunt fragmentate de alte picături de impact. În timp micro-craterele se unesc şi se dezvoltă mai rapid. Studii din anii 80’…90’ au arătat că rezistenţa la uzură erozivă este proporţională cu rezilienţa materialului, aşa că UHMWPE (polietilena de înaltă densitate) se deterioarează mai încet decât poliesterii [8, 68, 313]. Intensitatea procesului de eroziune depinde şi de natura mediului care antrenează particulele solide. S-a constatat că vâscozitatea, densitatea şi re-gimul de curgere a fluidului cu particule influen-ţează uzura erozivă. Dacă fluidul este agresiv chi-mic, eroziunea este accelerată. Capacitatea fluidului de a evacua căldura degajată la impactul particu-lelor solide este şi ea importantă.

Influenţa regimului de curgere asupra dis-trugerilor stratului superficial prin eroziune este schematic prezentată în Fig. 2.54. Deşi nu sunt reprezentate, se poate presupune că în a) particulele solide sunt antrenate, în mare măsură, paralel cu suprafaţa solidă, doar o parte din ele fiind „târâte” pe suprafaţa solidă. În regim turbulent numărul de particule care lovesc suprafaţa solidă creşte, în plus traiectoria lor în regim turbulent poate avea un-ghiuri diferite de impact cu suprafaţa solidă, uzura erozivă fiind mai accentuată.

Figura 2.55 arată o suprafaţă reală, distrusă prin acest mecanism. Se observă apariţia unui pro-ces de subtăiere (de generare sau dezvoltare a cavităţii o dată formate, sub suprafaţă, în formă de lacrimă), ceea ce slăbeşte materialul rămas deasu-pra, acesta fiind, foarte probabil, detaşat în timp. „Subtăierea” materialului din stratul superficial este în sensul de deplasare al jetului de particule, existând tendinţa de rupere a materialului de deasupra micro-cavităţii.

Fig. 2.54. a) curgere aproape

laminară; b), c) şi d) regimuri cu grad crescând de turbulenţă

Fig. 2.55. Fotografia unei secţiuni printr-o suprafaţă distrusă prin eroziune [317]


62

Influenţa tipului regimului de curgere a fluidului cu particule, asupra intensităţii uzurii erozive este subliniată şi de modelul din Fig. 2.56: a) în curgere laminară particulele solide sunt antrenate pe lângă suprafaţa corpului solid, proba-bilitatea ca acestea să lovească suprafaţa solidă fiind mică. În plus, dacă unele dintre particule lovesc suprafaţa solidă, din cauza prezenţei fluidului şi a unghiu-lui mic de impact, există probabilitatea ca mişcarea lor să fie combinată, de alune-care şi rostogolire astfel încât solicitarea exercitată de o particulă pe suprafaţă este mai mică decât în cazul curgerii turbulente; este puţin probabil ca particula să de „infigă” în suprafaţă; b) în curgere turbulentă particulele au traiectorii complexe ca şi moleculele de fluid: există o probabilitate mai mare ca acestea să lovească supra-faţa solidă sub unghiuri variabile pe un interval larg, viteza cu care o pot lovi poate fi atât de mare încât să determine deformări plastice locale şi rămânerea particulei captivă în stratul superficial; acest proces determină modificarea topografiei suprafeţei, şi mărirea turbulenţei pe lângă suprafaţa solidă iar alte particule se pot agăţa sau pot lovi particula captivă, cu detaşarea ei împreună cu materialul înconjurător. Deci, curgerea turbulentă a unui fluid care antrenează şi particule solide, accelerează procesul de distrugere al suprafeţei.

a) Regim laminar b) Regim turbulent

Fig. 2.56. Traiectoriile particulelor solide antrenate de fluid pe lângă un corp solid Vâscozitatea mediului în care se mişcă particulele este importantă. În flui-de puţin vâscoase, cum este apa, mai multe particule lovesc suprafaţa solidă con-vexă, pe când într-un fluid vâscos (de exemplu un ulei hidraulic) traiectoria parti-culelor este în mare măsură deviată pe lângă marginea corpului solid (Fig. 2.57).

a) Fluid mai puţin vâscos b) Fluid vâscos Fig. 2.57. Suprafaţa erodată în fluid mai puţin vâscos este mai mare comparativ cu suprafaţa

deteriorată într-un fluid vâscos

Curgerea turbulentă sau laminară cu viteze mari, poate distruge peliculele aderente şi depunerile formate cu scopul unei protecţii anticorosive [104]. Subţie-rea şi, în final, înlăturarea acoperirilor prin eroziune din cauza unui fluid în


63

mişcare, duce la o coroziune accelerată, numită de unii specialişti eroziune-coro-ziune sau eroziune corosivă. „Atacul” este accelerat în coturile conductelor, în zo-nele cu schimbări bruşte de secţiune sau/şi de direcţie a fluidului, care sunt caracterizate printr-o turbulenţă mare a fluidului, prin variaţii mari ale vitezei şi presiunii acestuia.

Eroziunea apare sub forma unor micro-cavităţi, suprafeţe ondulate, ciupituri sub formă de picătură, micro-fisuri în formă de potcoavă sau de lacrimă în straturile superficiale (cu deschidere spre suprafaţă), micro-şanţuri. Efectele proprietăţilor flui-dului (vâscozitate, temperatură etc.) nu sunt încă pe deplin înţelese şi explicate, fiind subiectul unor studii de cercetare [231]. Forma micro-cavităţilor rămase pe suprafaţa deteriorată nu dă indicaţii precise asupra direcţiei de acţiune a fluidului. Figura 2.58 subliniază complexitatea proce-sului de deformare şi fisurare a stratului superficial al aliajelor metalice în procesul de eroziune.

Ceramicele se folosesc ca materiale rezistente la eroziune în special pentru aplicaţii cu temperaturi înalte, în care aliajele inferioare. Principalul dezavantaj al ceramicelcasante. La viteze mici de impact, materialul einiţial gropiţe, uniform împrăştiate dar, în timaspectul suprafeţei devine neuniform şi foartformate iniţial sunt fragile şi, la următoareleviteze mari, efectul este mai accelerat. Dasuperficial se poate rupe, sparge sau exfolia pe

a) Impact la 90º Fig. 2.59. Eroziune pe o ceramică, cu microsfere de

Fig. 2. 58. Secţiune printr-o urmă de eroziune, arătând forfecare şi deformaţii

într-un oţel cu 11% crom [231]

metalice nu fac faţă sau au rezultate or aplicaţii cu eroziune este că sunt ste uniform micro-excavat, formând

p, acestea se măresc, se unesc iar e rugos. Marginile micro-craterelor impacturi, craterul se măreşte. La că materialul este casant, stratul

zone relativ mai întinse (Fig. 2.59).

b) Impact la 30º sticlă de 3000µm, la v= 270 m/s [231]


64

a) b) Fig. 2.60. Comportarea acoperirii la impactul cu o particulă dură

Nu există o „reţetă” sigură de reducere a uzurii de eroziune şi din cauza

faptului că variabilele procesului sunt specifice unor aplicaţii şi, chiar pentru o sin-gură aplicaţie, ele se distribuie pe un interval larg de valori [11]. De exemplu, unghiul de impact poate varia între 10...60º în unele aplicaţii, mărimea relativă a particulelor poate fi cuprinsă într-un interval de ordinul sutelor, iar viteza de antrenare a acestora nu este deloc constantă.

Fig. 2.61. Modelul mecanismului de autoregenerare a peliculelor

rezistente la eroziune- coroziune [162]

În ultimii ani s-a dezvolvat tehnologia acope-ririlor de protecţie împotriva eroziunii [68, 105, 145, 166]. Teoretic, aceste acoperiri funcţionează pe baza unuia din cele două modele prezentate schematic în Fig. 2.60, varianta a) fiind pentru acoperiri ceramice sau din compozite ceramice cu matrice metalică iar varianta b) pentru acoperiri moi, din aliaje metalice, polimeri sau compozite polimerice.

Cum eroziunea este provocată de fluide (cu sau fără particule solide), acţiunea lor poate avea şi o componentă corosivă. Lopez [162] propune un model de protecţie la eroziune şi coroziune cu ajutorul unor tratamente termo-chimice (de exemplu, pentru oţe-luri, un tratament de îmbogăţire în azot) care să se regenereze în condiţiile particulare ale eroziunii şi acţiunii chimice a mediului cu care vin în contact. Mecanismul este prezentat schematic în Fig. 2.61. Susceptibilitatea unui aliaj pasiv de a rezista la degra-dare prin eroziune şi coroziune poate fi corelată cu „competiţia” între viteza de înlăturare a peliculei protectoare de oxizi (sau alţi compuşi de reacţie) şi viteza de repasivizare a materialului rămas expus la mediul agresiv. În teste efectuate pe oţeluri inoxida-bile, supuse unui jet eroziv cu 10% (masic) particule de cuarţ în soluţie de apă cu 5% NaCl, s-a observat


65

o reducere a efectului sinergic eroziv-corosiv cu ~20% pentru oţelurile martensitice bogate în azot, pentru că azotul participă la regenerarea stratului superficial mai rezistent la coroziune, atenuând şi modificarea topografică a suprafeţei, prin micşorarea marginilor urmelor de impact. Acoperirile dure, pe bază de ceramice sau metale, sunt caracterizate prin duritate şi rezilienţă ridicate iar la impactul cu aceste suprafeţe dure particulele se sparg sau sunt redirecţionate ca într-o ciocnire între corpuri perfect rigide. Acoperirile moi, din polimeri şi chiar elastomeri, au rezilienţă mare, dar modulul de elasticitate este mult mai mic. La impact, o parte din energia cinetică a particulei se transformă în energie de deformare a substratului moale. Dacă nu se depăşeşte limita de elasticitate a substratului, particula este respinsă iar suprafaţa acoperirii revine la forma iniţială. În timp elasticitatea acoperirii se poate reduce, mai ales la unghiuri mici de impact când deformaţia se concentrează pe volume mici de material din stratul superficial. Suprafaţa unui astfel de polimer arată urme de uzură abrazivă, dar şi o „vălurire” (numită rippling6 în literatura de limbă engleză [57, 63, 355]). Problema elastomerilor este că sunt susceptibili la degradare chimică. Iată următorul scenariu: unele particule erodente au pe suprafaţa lor molecule de apă, care la impact cu elastomerul, vor reacţiona chimic cu acesta, mai ales dacă tempeatura locală instantanee creşte brusc în urma transformării unei părţi a energiei cinetice a particulei.

Alegerea soluţiei de creştere a duratei de viaţă a piesei supuse la eroziune sau eroziune-coroziune depinde de mulţi factori, inclusiv de particularitatea apli-caţiei. De exemplu, pentru ferestrele aeronavelor, pe lângă rezistenţa la eroziune cu particule de dimensiuni diferite, solide şi lichide, la viteze foarte mari, materialul trebuie să asigure o variaţie cât mai mică a gradului de transparenţă, dintre polimeri cel mai bun candidat fiind polimetilmetacrilatul (PMA). Tabelul 2.2 pre-zintă orientativ principalele avantaje şi dezavantaje ale materialelor în aplicaţii cu procese de eroziune.

Tabelul 2.2.

Materialul Rezistenţa la eroziune

Materiale metalice

Gamă numeroasă de mărci, cu combinaţii rezilienţă–duritate care pot face faţă unghiurilor diferite de impact. Sunt însă sensibile la coroziune şi înmuiere la temperaturi ridicate.

Ceramice Mărci din ce în ce mai rezistente la impact sunt disponibile datorită noilor tehnologii. Rezistă bine la coroziune şi la temperaturi ridicate dar predomină deteriorarea prin fisurare fragilă, rezistenţa la oboseală de impact fiind şi ea relativ mai mică decât a materialelor metalice.

Polimeri Unii polimeri şi elastomeri au rezilienţă bună, chiar şi în medii corosive; aplicabilitatea este restricţionată de intervalul îngust al temperaturii de lucru.

6 ripple – val mic, undă, buclă, ondulaţie; a se încreţi, a se văluri, a se undui (despre apă; a se bucla, a se încreţi (despre păr); a face vălurele, a încreţi (apa) rippling – unde, vălurele, creţuri (extras din Dicţionar englez-român, Leviţchi L., Bantaş A., Ed. Teora, 2003);


66

2.5. Deteriorarea prin oboseală superficială

2.5.1. Generalităţi Caracteristica de bază a mecanismelor de deteriorare prin oboseală este

solicitarea repetată sau ciclică a elementului de maşină [2, 5, 83]. Tensiunile varia-bile dau naştere la acumularea deteriorărilor (alunecări, deformaţii etc.), până când acestea generează fisura şi duc în final la căderea elementului de maşină.

Diferitele mecanisme asociate oboselii depind de modul în care aceste ten-siuni ciclice se dezvoltă într-o anumită zonă a elementului sau de cauze specifice aplicaţiei reale, care dezvoltă un anumit tip de solicitări variabile, de multe ori diferite faţă de cele avute în vedere la proiectare sau la testarea prototipului. Uneori peste procesul de oboseală se suprapun sinergic mecanisme de uzură (abraziune şi aderenţă) şi coroziune. Silva [234, 235] consideră că mecanismele de oboseală se pot grupa în două categorii:

• mecanisme primare de oboseală, capabile prin ele însele să dezvolte şi să propage fisura de oboseală, în care sunt încluse:

- oboseala mecanică (în volum), - oboseala superficială (sau de contact), - oboseala hidrodinamică (sau oboseala de contact în prezenţa unui fluid), - oboseala termică şi mecano-termică, - oboseala de impact, - oboseală cu fluaj;

• mecanisme secundare de oboseală, care nu sunt capabile să promoveze fisura, dar pot iniţia sau „ajuta” la iniţierea sau la dezvoltarea fisurilor deja existente:

- fretting-ul, - oboseala corosivă, - oboseala abrazivă, - tribocoroziunea.

Alţi specialişti recunosc importanţa caracterului ciclic al unor factori care determică şi influenţează deteriorările suprafeţelor în contact, dar nu fac această distincţie, ca fiind procese primare sau secundare de uzură [83, 178, 246, 281].

2.5.2. Oboseala mecanică în volum Oboseala mecanică se dezvoltă în componentele asupra cărora acţionează o

sarcină variabilă exterioară. Forma elementului, tipul solicitării, proprietăţile de material determină concentrarea tensiunilor în anumite zone ale elementului, zone în care probabilitatea de apariţie a fisurilor de oboseală este foarte mare. De exemplu, dintele unei roţi dinţate evolventice are două zone cu concentrare mare a tensiunilor: zona de contact cu flancul dintelui-pereche (aici apare aşa-numita oboseală de contact) şi zona de racordare de la piciorul dintelui, unde tensiunile de încovoiere sunt mari (oboseală de încovoiere). La temperaturi înalte, oboseala


67

provocată de sarcini variabile este însoţită deseori de procese de fluaj. În literatura de specialitate [6, 80, 103] sunt analizate diferite moduri de deteriorare a elemen-telor de maşini prin oboseală mecanică: arbori solicitaţi la încovoiere sau încovoiere + torsiune, arbori cotiţi, dinţii roţilor dinţate, din cauza solicitării de încovoiere la baza dintelui etc. [4].

Mecanismul ruperii prin oboseală se caracterizează prin următoarele etape: - amorsarea microfisurii de oboseală: din cauza defectelor din reţeaua

cristalină, a grăunţilor cu structură mult diferită, a porilor, incluziunilor sau chiar a defectelor de suprafaţă (de exemplu, o zgârietură);

- propagarea fisurii: din cauza solicitărilor repetate, fisura îşi schimbă forma, este mărită, închisă şi deschisă în mod repetat; pe piesele distruse prin oboseală această zonă are un aspect lucios, cu benzi concentrice faţă de locul de iniţiere a fisurii;

- ruperea finală: din cauza reducerii suprafeţei care preia eforturile exte-rioare, elementul de maşină cedează brusc, prin rupere fragilă sau ductilă, suprafaţa acestei ruperi fiind foarte rugoasă.

Fig. 2.62. Arbore rupt prin oboseală; iniţierea a două fisuri de oboseală în dreptul fiecărui

concentrator de tensiune (canalele de pană) [69]

Fig. 2.63. Arbore rupt prin oboseală, fără

concentratori de tensiune [2]

Distrugerea prin oboseală a aliajelor metalice are un aspect specific (Fig. 2.62,

Fig. 2.63). La efort variabil nu au loc deformaţii plastice mari, nu apare gâtuirea ce precede ruperea la solicitare statică. Deseori fisura de oboseală nu se propagă continuu, cu aceeaşi viteză, ci cu intermitenţe. În aer, în piesele solicitate variabil apar una sau cel mult două puncte de iniţiere a fisurii. În mediu corosiv, sursele de amorsare a fisurilor se înmulţesc, din cauza schimbării compoziţiei stratului super-ficial, şi procesul de distrugere este accelerat.


68

2.5.3. Oboseala de contact Oboseala de contact este un

proces mecanic, cauzat de solicitări mecanice sau mecano-termice cicli-ce, asociate unei mişcări de rostogo-lire, de alunecare sau de combinaţii ale celor două, caracterizat prin apariţia şi dezvoltarea unor micro-cratere specifice, datorită tensiuni-lor şi deformaţiilor în contact. Sub acţiunea tensiunilor variabile şi în prezenţa unor discontinuităţi de formă şi structură ale materialelor în contact (incluziuni, impurităţi, fisuri pre-exsitente, rugozitate), în zona cea mai solicitată a contactu-lui, de obicei puţin sub suprafaţă, se iniţiază deformări, alunecări ale formelor structurale, în final o micro-fisură care va avansa spre su-prafaţă [112, 160, 196, 234]. Figura 2.64a-c prezintă schematic etapele procesului de oboseală superficială: a)nilor tangenţiale care depăşesc limita prin prezenţa unei impurităţi), b) propdezvoltă iniţial aproape paralel cu suplastice şi/sau a reţelei de fisuri spre micro-fisuri, în majoritate paralele cusolicitării repetate, reţeaua de fisuri edintre suprafaţă şi aceasta, se detaşeamicro-crater cu margini rugoase, un nFig. 2.64d arată reţeaua de fisuri de diametrului de rostogolire, validândfisurile au fost cauzate de oboseala desau de abraziune, fapt susţinut de pînchisă), nedeteriorat, la suprafaţa dint

Iniţierea fisurii de oboseală se faze. De exemplu, o rugozitate prea mafaţă, apoi desprinsă, a format o micro2.65), aderenţa unei particule de uzurăcreşterea tensiunii peste limita de obospoate creea discontinuităţi în generare

d) Fig. 2.64. Modelul evoluţiei deteriorării prin

oboseală superficială [234, 196]

ini-ţierea fisurii în substrat din cauza tensiu-de rezistenţă a materialului (local redusă şi agarea fisurii, sub forma unei reţele care se

prafaţa, c) creşterea progresivă a curgerilor limita inferioară a asperităţilor provoacă alte

suprafaţa; la un moment dat, din cauza ste suficient de mare, încât materialul slăbit ză; ruperea este fragilă, lăsând în urmă un ou concentrator de tensiune. Fotografia din

oboseală din substratul unui dinte, în zona etapa b) a modelului din aceiaşi figură; rostogolire, nu de vreun proces de adeziune rezenţa unui strat fin de oxizi (de culoare elui. ce şi pe suprafaţa solicitată, din diverse cau-

re, o particulă de uzură, indentată pe supra--cavitate – un concentrator de tensiune (Fig. pe suprafaţă a determinat, în contact uscat, eală a materialului, iar în regim cu lubrifiant a peliculei şi apariţia contactului direct.


69

a) b) c)

Fig. 2.65. Iniţierea procesului de oboseală superficială chiar pe suprafaţă, după indentarea unei impurităţi în stratul superficial al unei căi de rulare a unui rulment. a) momentul

detectării, b) după 1000 de ore de funcţionare, c) după încă 200 de ore de funcţionare [331]

Acest proces de deteriorare apare la rulmenţi, roţi dinţate, elemente active ale cuplajelor, la roţile şi şina de cale ferată etc. Analiza contactului static între cor-puri solide se bazează pe teoria lui Hertz [128]: plecând de la aceasta, modelele pentru contactul cu frecare iau în considerare tensiunile produse suplimentar la in-terfaţa corpurilor de procesul de frecare. O modelare relativ simplă şi uşor de utili-zat în soft-uri specializate de mecanica corpului solid este adăugarea unei distri-buţii de tensiuni tangenţiale pe suprafaţa contactului, proporţională, în fiecare punct al contactului, cu tensiunea normală:

( ) ( )frecare x, y p x, yτ = µ ⋅ (2.3)

în care este presiunea hertziană în contact. Evident, valoarea coeficientului de frecare ar trebui cunoscută. Se observă din figurile 2.66 şi 2.68 că frecarea determină creşterea presiunii maxime în contact şi poziţionarea ei înspre faţa contactului.

(p x, y)

( )ech max 1 2T 2σ = τ = σ −σ

În ipoteza tensiunii tangen-ţiale maxime după Tresca [96, 128], tensiunea echivalentă se calculează cu relaţia:

Fig. 2.66. Distribuţia de tensiuni normale pe

suprafaţa de contact: a) la sarcină normală, b) cu frecare, în regim izoterm, şi c) cu luarea în

considerare a eforturilor termice [28]

(2.4)

σ1 fiind tensiunea normală maximă şi σ2 – tensiunea normală minimă. Distrugerea sau fisurarea unui corp va începe când tensiunea echiva-lentă va fi mai mare sau egală cu limita de curgere sau limita de ru-pere a materialului pentru solicita-rea respectivă (cvasi-statică sau de oboseală, de încovoiere, de torsiune etc. sau combinaţii ale acestora). Pentru aceeaşi forţă aplicată nor-mal, tensiunea normală maximă pe suprafaţa contactului este mai mare


70

când există mişcare cu frecare şi dacă se ia în considerare câmpul termic ge-nerat prin frecare (orientativ, Fig. 2.66). S-a observat că valoarea maximă a tensiunii tangenţiale este sub supra-faţa de contact, poziţia punctului de maxim depinzând de tipul mişcării, de tipul contactului, de temperatură (Fig. 2.67 [96]).

Rezultă, deci, că prima fisură de oboseală apare, cu foarte mare pro-babilitate, în substrat şi se dezvoltă spre suprafaţă, mai ales dacă în această zonă materialul real este slăbit prin prezenţa impurităţilor, porilor sau a consti-tuienţilor cu proprietăţi mecanice mai slabe.

Fig.2.68. Tensiuni într-un corp elastic, la sonormală şi tangenţială (f=0,25 şi f=0,5), pentrurealizat prin suprapunerea în contact a unei s

normală şi cu o constantă – coefic Figura 2.68 prezintă influenţa fre

care, notat aici cu f) pentru un contacnormală: se observă simetria câmpuril

Fig. 2.67. Tensiunea tangenţială în stratul superficial, la contactul a două corpuri: a)

cu rostogolire; b) cu alunecare; c) cu rostogolire cu alunecare. (b – dimensiunea

contactului) [96]

licitare cu forţă normală (f=0) şi cu solicitare un contact bilă pe plan (Simularea frecării s-a

olicitări tangenţiale proporţionale cu presiunea ientul de frecare f) [Czichos, 1992]

cării (prin valoarea coeficientului de fre-t punctiform (bilă pe plan) cu solicitare or de tensiuni la contact static (f=0) şi


71

asimetria acsetora pentru solicitare suprapusă (normală şi tangenţială), pentru valori ale coeficientului frecării de rostogolire f=0,25 şi f=0,5.

Oboseala de contact este numită în literatura de specialitate pitting7 (obo-seală prin ciupitură) sau spalling8 (oboseală prin exfoliere), funcţie de aspectele particulare ale suprafeţei deteriorate [60, 63, 318, 325]. Rezultatul procesului de oboseală superficială este uzura de oboseală (pitting wear sau fatigue wear). De multe ori se utilizează numai un cuvânt – pitting, din context rezultând dacă este vorba de procesul de oboseală sau de deteriorarea produsă de acesta.

Fig. 2.69. Aspect macro al dezvoltării progresive a pitting-ului pe inelul unui rulment [302]

Exemple tipice de suprafeţe

deteriorate prin oboseală sunt date în fotografiile următoare. Figura 2.70 evidenţiază evoluţia în timp a acestui proces. Spre deosebire de tribosistemele de alunecare în care procesul de deteriorare şi implicit, de uzură, evoluează în general li-niar, oboseala superficială şi uzura tip pitting au o creştere exponen-ţială [54, 268]. În Fig. 2.70 se pot recunoaşte etapele de formare a ciupiturii de oboseală, date în modelul de la începutul subcapitolulu Care este diferenţa între pittinrulmenţi folosesc pentru distrugereaflaking9, adăugând deseori spalling în

7 pit – groapă, cavitate, adâncitură; a face groBantaş A., Ed. Teora, 2003); de aici sensul tmicro-cavităţilor. 8 spall – aşchie, ţandără; bucăţică, fragment; dde formare a aşchiilor, de fragmentare (a stratu9 flake – fulg (de zăpadă etc.); solz; coajă; fosolzoasă. asemănare cu fulgii; de aici sensul tparticule asemănătoare fulgilor sau solzilor.

Fig. 2.70. Aspect micro al oboselii superficiale pe o fontă [246]

i 2.5.3 (Fig. 2.64). g şi spalling? Firme mari producătoare de suprafeţei prin oboseală şi termenul de paranteză [12, 302, 331, 338]. În literatura de

pi în(extras din Dicţionar englez-român, Leviţchi L., ehnic al cu vântului pitting – procesul de formare a

e aici sensul tehnic al cu vântului spalling – procesul lui superficial), de exfoliere. iţă; a cădea sub formă de fulgi; flakiness – structură ehnic al cuvântului flaking – procesul de formare de


72

specialitate pitting-ul ca proces de deteriorare şi uzură, este asociat cu micro-cratere care au aspect aproape circular pe suprafaţă, pentru materiale relativ mai ductile (oţeluri tratate termic, pentru roţi dinţate, fără un strat superficial tratat termo-chimic), dar şi pentru cele mai dure (oţeluri tratate, ceramice etc.).

Spalling-ul (sau flaking-ul) este un proces uzură caracterizat prin detaşa-rea, exfolierea unor particule macroscopice din stratul superficial, sub formă de aşchii, fulgi, solzi, de obicei asociat cu tribosisteme cu mişcare de rostogolire sau rostogolire cu alunecare, dar fiind rezultat al oboselii stratului superficial la solici-tări ciclice, dar şi de impact [42]. Termenul este mai des utilizat pentru rulmenţi şi roţi dinţate cu straturi superficiale durificate termo-chimic, detaşarea particulelor făcându-se de multe ori la interfaţa dintre stratul superficial dur şi materialul de bază, mai ductil.

O formă particulară a oboselii de contact poate fi considerat şi fretting-ul (descris ca proces de detriorare şi uzură în subcapitolul 2.5.9).

Uneori oboseala de contact este însoţită şi de fretting, din cauza vibraţiilor cu amplituni mici ale sistemului. Este greu de separat influenţa celor două procese, mai ales dacă funcţionarea sistemului presupune existenţa simultană a factorilor care le dezvoltă.

Oboseala hidrodinamică este tipică triboelementelor care funcţionează cu peliculă portantă de fluid. Fisurile pot fi deja iniţiate sau se generează ca în pro-cesul oboselii de contact, descris anterior. Lichidul, având în zona contactului pre-siuni mari, şi pătrunzând în fisură, determină propagarea acesteia. Procesul de de-teriorare este specific lagărelor de alunecare, dar şi rulmenţilor. Schematic proce-sul de deteriorare prin oboseală cu peliculă intermediară de fluid, este prezentată în etape, în Fig. 2.71. Fisurile pre-existente pot fi, de exemplu, cele generate de procesul de rectificare.

Mecanismul de oboseală în mediu fluid (lubrifiant, apă etc.) este specific rul-menţilor, şinelor de cale ferată, lagărelor, presupunând că nu există deloc impuri-tăţi solide în fluid. În practică, acestea există, ca particule de uzură detaşate din materialele solide în contact sau/şi ca impurităţi solide din mediu, fiind antrenate de fluid [22], cauzând procese de abraziune şi sau aderenţă, chiar tribocoroziune.

I II III IV V VI

Fig. 2.71. Modelul de distrugere prin oboseală în mediu fluid [28] Figura 2.71 arată etapele de distrugere din cauza oboselii superficiale, într-un

mediu fluid sub presiune: I – fisura a fost amorsată, fie la suprafaţă, fie a fost propagată până la atingerea suprafeţei; II – triboelementul mobil comprimă stratul superficial din faţa contactului, având tendinţa să închidă fluidul în interiorul fisurii; III – la trecerea


73

triboelementului mobil, fisura este închisă; IV – tensiunile de compresiune din stratul superficial închid fisura, tinzând să o deformeze, lubrifiantul captat în interiorul ei este supus unor mari fluctuaţii de presiune, lărgind fisura, V – după trecerea triboele-mentului, tensiunile de tracţiune caracteristice din urma contactului şi procesele de adeziune locală deschid fisura şi pot detaşa o particulă specifică. La următoarele treceri procesul se repetă şi în alte regiuni ale contactului.

Deteriorarea prin oboseală, ca proces predominant, poate fi observată pe suprafeţele de rulare şi pe corpurile de rostogolire ale rulmenţilor; acestea sunt foarte bine finisate, în condiţii normale de funcţionare există doar o deformaţie elastică, alunecarea între suprafeţe este foarte mică (sub 0,01), temperatura este constantă, sub 200°C, iar lubrifiantul este curat, fără particule abrazive. În aceste condiţii alte forme de uzură cum ar fi adeziunea, abraziunea sau uzura oxidativă, sunt minimizate. Distrugerea stratului superficial apare târziu, după un anumit „timp de incubaţie”, cauza fiind oboseala materialelor [10].

Uzura prin oboseală este accentuată de un mediu corosiv, de temperatură. Agenţii chimici activează mai rapid procesul de oboseală, în mai multe micro-zone, crescându-i viteza. Temperatura are două efecte care se întreţin reciproc: mişcarea relativă a triboelementelor generează căldură, care determină scăderea caracteris-ticilor mecanice ale straturilor superficiale şi ale lubrifiantului, accelerând posibile distrugeri de natură chimică.

Forma distrugerii prin oboseală depinde şi de tipul mişcării triboelemen-telor. Figura 6.72 prezintă iniţierea şi dezvoltarea fisurii de oboseală pe un tribo-element din oţel: a) rostogolire pură, b) rostogolire cu alunecare relativă de 10%.

Influenţa tipului de mişcare se vede şi în Fig. 2.82: a) rostogolire şi b) rosto-golire cu alunecare relativă S=40% [13], care s-a calculat astfel:

[ ]1 2

1

v vS 102 v−

= ⋅⋅

0 % (2.5)

în care v1 şi v2 sunt vitezele periferice ale rolelor testate.

a) Rostogolire b) Rostogolire cu alunecare

Fig. 2.72. Influenţa tipului de mişcare asupra formei şi mărimii micro-craterelor de oboseală [19]


74

Rostogolirea pură a produs urme caracteristice de pitting (micro-cratere cu margini aproape rotunde). Alunecarea relativă între suprafeţe a produs o uzură mai accentuată. Smulgerea materialului s-a făcut de pe o suprafaţă mai mare şi se observă tendinţa de exfoliere şi de laminare a particulelor de uzură; micro-craterele sunt mai adânci şi după detaşarea particulelor de uzură, rămân fisuri adânci pe fundul micro-cavităţilor (fotografia din dreapta-jos din Fig. 2.72). În plus, efectul de margine la testarea rolă-pe- rolă, duce la o uzură mai intensă spre marginile contactului (rolele din Fig. 2.73), unde solicitarea materialului este mai mare; sepoate observa ciupiturile de pe rola cu mişcare de rostogolire şi alunecare sunt mai mari şi mai multe, iar forma cavităţilor lăsate prin detaşarea particulelor nu este aproape circulară (ca la rostogolire pură), ci alungită.

a) Rostogolire pură b) Rostogolire cu alunecare

Fig. 2.73. Vedere de sus a rolelor din oţel, (lăţimea lor este dată în întregime, pe orizontală), după testare în aceleaşi condiţii (sarcină normală 75 N/mm, v=2 m/s, ungere cu unsoare şi

temperatura mediului ambiant 100°C) [70]

Având în vedere aplicaţiile numeroase în care există mişcare de rostogolire sau de rostogolire cu alunecare, studiul distrugerii suprafeţelor supuse acestui tip de mişcare este important pentru cunoaşterea mecanismului de distrugere, cu sco-pul minimalizării acestuia. Studiul pe tribomodel oferă avantajul unei investigaţii mai amănunţite. De exemplu, o analiză a profilogramelor rolelor, înainte şi după testare poate evidenţia zona stratului superficial, supusă modificărilor [212, 214]. În figurile 2.74…2.77 se prezintă comparativ topografia suprafeţelor rolei şi contrarolei supuse unui test de uzură la rostogolire cu alunecare de 7,5% [212, 214]. Cele două role sunt realizate din oţeluri de îmbunătăţire, cu diferenţă de duritate de 250 MPa. Profilul (iniţial periodic) al rolei a suferit doar modificări pe înălţimea profilului, netezirea proeminenţelor fiind cu atât mai intensă cu cât încărcarea a fost mai mare (Fig. 2.75a, pentru încărcarea de 700 MPa).

Suprafaţa contrarolelor a suferit deformări plastice, profilul iniţial aleator a devenit periodic, sub acţiunea profilului periodic al rolei (cu duritate mai mare). Se poate spune că profilul contrarolei este aproape o „replică” ale profilului rolei, atât ca formă (Fig. 2.77a în comparaţie cu Fig. 2.75a şi fotografiile din Fig. 2.75b şi Fig. 2.77b), cât şi ca periodicitate şi spaţiere a neregularităţilor.


75

-15

-10

-5

0

5

10

151

1001

2001

3001

1000 diviz .=500µm

µm

0,5 mm

-15

-10

-5

0

5

10

15

1

1001

2001

3001

1000 diviz .=500µm

µm

0,5 mm

a) a)

b) b)

Fig. 2.74. Suprafaţa neuzată a rolei: a) profilograma; b) fotografie (50x)

Fig. 2.75. Suprafaţa uzată a rolei: a) profilograma; b) fotografie (50x)

-10

-5

0

5

10

15

1 188 375 562 749 936 1123 1310 1497

100 div iz iuni = 100 microni

inal

timea

pro

filul

ui (

mic

roni

)

0,5 mm

-10

-5

0

5

10

15

1 179 357 535 713 891 1069 1247 1425

100 div iz iuni = 100 microni

inal

timea

pro

filul

ui (

mic

roni

)

0,5 mm

a) a)

b) b)

Fig. 2.76. Suprafaţa neuzată a contrarolei: a) profilograma; b) fotografie (50x)

Fig. 2.77. Suprafaţa uzată a contrarolei: a) profilograma; b) fotografie (50x)


76

Oboseala polimerilor se poate manifesta şi în volum şi pe suprafaţă, în funcţie de specificul aplicaţiei. Studii din anii ´70...´80 [126, 83, 260] dar şi mai recente, au relevat comportarea mult diferită a materialelor plastice [33, 90, 261].

Supuse la solicitări variabile (de încovoiere, de torsiune sau combinate) polimerii se încălzesc, atât datorită componentei vâscoase (frecările interne din ma-terial generează căldură), cât şi conductivităţii termice scăzute (care nu permite evacuarea căldurii generată prin frecare internă), iar ruperea poate avea loc după două mecanisme diferite [126]:

a) temperatura creşte un timp, după care se stabilizează, iar ruperea are loc prin iniţierea şi propagarea fisurii de oboseală;

b) din cauză că nu se ajunge la un echilibru termic, căldura generată prin frecarea internă fiind mai mare decât cea posibil de disipat în exteriorul piesei solicitate ciclic, temperatura acesteia creşte continuu şi au loc înmuierea polime-rului şi deformaţii plastice mari, în final, ruperea piesei; de multe ori aceasta se de-formează atât de mult încât, chiar dacă nu se rupe, provoacă defectarea sistemului.

Oboseala superficială a polimerilor are un caracter particular, observându-se o suprapunere a efectelor termice, pentru anumite materiale şi condiţii de sarcină, viteză şi temperaură. De multe ori este greu de separat participarea procesului de oboseală la distrugerea stratului superficial. Dacă nu se depăşeşte pragul termic peste care temperatura promovează o înmuiere sau chiar o topire a stratului superficial, mecanismul de oboseală din polimeri alunecând pe suprafeţe dure, fin prelucrate, poate avea două aspecte, ilustrate în Fig. 2.78:

Fig. 2.78. Uzura polimerilor prin mecanism predominant de oboseală [246]

- deteriorarea stratului superficial se face printr-un mecanism de adeziune şi deformare, cu apariţia unor fisuri, dar uzura este încă moderată, proporţională liniar cu distanţa de alunecare;


77

- deterioararea cu uzură mai severă, cu schimbarea pantei graficului de uzură în care predomină, în afara mecanismelor menţionate anterior, dislocarea unor particulele mari de uzură, din cauza dezvoltării unor reţele de fisuri care avansează şi converg, ajungând să producă exfolieri macro.

Iniţierea regimului sever de uzură depinde de natura polimerului, şi, în condiţii de viteză constantă de alunecare, de tensiunea maximă în contact. La valori mici ale acesteia, până la 1 MPa, procesul de oboseală din stratul superficial se manifestă prin detaşare nesemnificativă de material. Creşterea tensiunii de contact duce la apariţia uzurii de oboseală superficială, după parcurgerea unei distanţe de alunecare invers proporţionale cu mărimea tensiunii.

Prezenţa unui fluid, ca mediu de răcire sau lubrifiant, poate creşte rezistenţa la uzură a polimerului, prin evacuarea mai bună a căldurii generate prin frecare, menţinând temperatura contactului mai scăzută, evitând astfel creşterea ponderii proceselor de detaşare de particule prin înmuiere şi adeziune, sau chiar formând pelicule portante, care chiar dacă nu modifică mult tensiunea în contact [43, 66], împiedică dezvoltarea uzurii abrazive şi de adeziune.

2.5.4. Cavitaţia – proces de oboseală şi uzură Cavitaţia este un proces de oboseală superficială într-un material solid,

asociat mişcării unui fluid pe lângă acesta, cu variaţii mari de presiune ale fluidului. În zonele de presiune scăzută bulele de gaz sau fluid implodează repetat, iar undele de presiune astfel generate, solicită variabil straturile superficiale ale corpului solid.

Mecanismul mai este cunoscut sub denumirea de eroziune de cavitaţie sau eroziune cavitaţională, dar la bază are, de fapt, fenomene de oboseală mecanică de contact, produse prin cicluri de tensiuni şi deformaţii în corpul solid, schema fiind prezentată în Fig. 2.79. Deteriorarea suprafeţei solide nu se declanşează imediat, ci după un interval de timp, numit perioadă de incubaţie, ceea ce susţine ideea că este un proces de oboseală superficială.

Fig. 2.79. Modelul procesului de cavitaţie [145, 246]


78

Figura 2.80 prezintă o urmă de cavitaţie în indiu - un metal moale. În materiale mai dure, cum sunt ceramicele şi aliajele metalice, distrugerea stratului superficial prin cavitaţie la materiale mai casante se caracterizează prin micro-ciupituri, fisuri şi exfolieri superficiale. La uzuri severe prin cavitaţie aspectul ma-terialului este buretos (poros).

Fig. 2.80. Urmă tipică de cavitaţie pe indiu [134] Acest tip de deteriorare este specific cămăşilor de cilindri din motoarele

diesel, din cauza vibraţiilor pereţilor (Fig. 2.84a), dar şi elicilor de nave, elemen-telor active ale pompelor, ale ajutajelor [13], ale turbinelor cu abur (mai ales rece) şi altor elemente de maşini care vin în contact cu un fluid a cărui presiune variază în zona de contact cu corpul solid.

Bulele de gaz sau vapori (cu raze de 50…250 µm), în contact cu suprafeţe reci şi/sau sub un câmp de presiune variabil, suferă o implozie sau o condensare bruscă [27]. Acest proces repetat de micro-jeturi, caracterizat prin viteze foarte mari, de până la 1000 m/s, are un efect distructiv pronunţat, desprinzând micro-particule, rezultând un strat superficial slăbit şi sensibil la următoarele solicitări.

Iniţial procesul se produce din cauza scăderii presiunii statice într-un lichid în mişcare (de exemplu, la ieşirea din contact, la lagăre de alunecare [2, 46]) sau în zona de suprafaţă a unui solid expus unui fluid în mişcare, fiind numit şi cavitaţie vibratorie. Distrugerea unei suprafeţe solide din cauza cavitaţiei se numeşte ero-ziune de cavitaţie când implozia bulelor are loc lângă sau pe suprafaţa respectivă.

În general materialele care au cea mai bună rezistenţă la cavitaţie se caracte-rizează prin: structură fină, modul de elasticitate ridicat, ductilitate, rezilienţă, rezistenţă la oboseală şi duritate superficială apreciabilă [246].

Pentru a evidenţia complexitatea proceselor de distrugere prin cavitaţie, importanţa studiilor experimentale şi complexitatea soluţiilor, va fi prezentat concis un studiu efectuat de Krella şi Czyzniewski în 2006, într-un tunel de cavitaţie cu


79

apă, diferenţa de presiune realizată în fluid fiind ~850MPa. Cele trei oţeluri testate (Fig. 2.81) au avut mecanisme diferite de distrugere prin cavitaţie:

a) oţelul austenitic X6CrNiTi18-10, cu microduritate 1,7 GPa: suprafaţă ondulată, aglomerare a benzilor de alunecare şi fisuri iniţiate la întrepătrunderea benzilor de alunecare, ca într-un pro-ces de oboseală;

a) oţel austenitic X6CrNiTi18-10, microduritate 1,7 GPa;

b) oţel X39Cr13, microduritate 2,8 GPa

c) oţel X39Cr13, microduritate 4,6 GPa

Fig. 2.81. Influenţa durităţii suprafeţei de oţel asupra mecanismului de deteriorare prin

cavitaţie (Rainiţial ≤ 0,05 µm)

b) oţelul X39Cr13, cu micro-duritate 2,8 GPa: deteriorarea a înce-put de-a lungul grăunţilor de mar-tensită, provocând micro-adâncituri, „micro-tuneluri” în material;

c) oţelul X39Cr13, cu microdu-ritate 4,6 GPa: deteriorarea a început de-a lungul grăunţilor de martensită, provocând micro-brăzdare în mate-rial; din cauza durităţii mari, defor-maţiile sunt împiedicate de benzile de martensită; materialul este frag-mentat de-a lungul liniilor de striaţie iar variaţia presiunii apei determină şi ea micro-ruperi. Comportarea mai bună a oţe-lului austenitic X6CrNiTi18-10 (Fig. 2.81a şi Fig. 2.83) este legată de posi-bilitatea „consumării” unei părţi a energiei de impact pentru deforma-rea substratului şi pentru transfor-mări de fază în stare solidă (evidenţiate prin difractometrie cu radiaţie X).

Cum creşterea rezistenţei la cavitaţie a pieselor se poate realiza prin acoperiri [89, 296], Krella şi Czyzniewski [145] au testat în ace-leaşi condiţii, o acoperire de TiN, obţinută printr-o tehnologie comple-xă (curăţarea şi preîncălzirea sub-stratului în vid, depunerea unui strat intermediar de titan de ~0,05 µm în argon şi depunerea acoperirii de TiN, cu grosime de ~3,7 µm în atmosferă de azot).


80

a) oţel X6CrNiTi18-10 cu acoperire de TiN, cu microduritate 1.7GPa; deformări cauzate de on-dularea substratului, detaşare de micro-volume de TiN, de forma unor picături; micro-fisurile iniţiate pe vârful ondulaţiilor, din cauza tensiunilor de tracţiune care au depăşit limita de rupere a materialului acoperirii, se dezvoltă şi se unesc, apoi se propagă între ondulaţii, cu predilecţie spre zonele din care au fost detaşate micro-volme ale acoperii, întrucât sunt discontinuiţăţi, reducând durabilitatea acoperirii; b) se dezvoltă şi un proces de exfoliere pe marginea fisurilor de pe ondulaţii.

c) oţel X39Cr13 cu acoperire de TiN, microduritate 2,8 GPa; ondularea acoperirii în zonele mai puţin erodate, mai redusă ca în a); d) în zonele puternic solicitate acoperirea a fost detaşată în mod fragil, rămânând doar câteva particule, substratul expus fiind şi el erodat.

e) oţel X39Cr13 cu acoperire de TiN, microduritate 4,6 GPa; fără ondulaţii; acoperirea a fost aproape în întregime detaşată, probabil prin exfoliere; f) impulsurile de presiune au fost atât de mari încât unele particule din acoperire au fost aderate sau îngropate în substrat, deşi acesta are o duritate ridicată.

Fig. 2.82. Deteriorări prin cavitaţie [145]


81

Măsurarea uzurii şi studiul calibilă optimizarea tribosistemului din pu

Se observă uzura mai mică pentru oţelurile acoperite şi creş-terea perioadei de incubaţie a pro-cesului de deteriorare prin cavitaţie (Fig. 2.83).

În funcţie de aplicaţie, obo-seala de cavitaţie poate fi însoţită de oboseală termică sau mecano-termică. Ciclul termic nu poate fi evitat, cum este şi cazul cămăşilor de cilindru (Fig. 2.84), dar în alte instalaţii în care variaţia tempe-raturii este restricţionată din cerinţe de funcţionare sau tehnologice, influenţa oboselii termice este mai redusă. [14].

a)

Fig. 2.84. a) Pereţii unei cămăşi de cilindroboseală de cavitaţie [234, 235]; b) Reprez

asupra peretelui cilindrului (1, 2 şi 3 supr

Intervalul mare al rezistenţei materialelor tehnice la cavitaţie este sugerat de fotografiile din Fig. 2.86. Pentru a justifica uzura atât de dife-rită a materialelor la cavitaţie trebuie amintit că o caracteristică a cavita-ţiei este atacul preferenţial, în sensul detaşării şi deformării fazei mai slabe dintr-un material multifazic

tativ al proceselor de deteriorare, face posi-nct de vedere al rezistenţei la cavitaţie.

Fig. 2.83. Evoluţia uzurii de cavitaţie pentru materialele din Fig. 2.81 şi Fig. 2.82 [145]

b)

u la un motor cu ardere internă, deteriorate prin entarea schematică a acţiunii presiunii variabile nt etape în ordine cronologică, a desfăşurării

ocesului)

Fig. 2.85. Cavitaţia în materiale multifazice cu proprietăţi mult diferite [246]


82

(Fig. 2.85), aşa cum se întâmplă cu grafitul liber din fonta cenuşie.

a) Aliaj de aluminiu

b) Alamă

c) Oţel carbon

Fig. 2.86. Eroziune de cavitaţie pe diferite

materiale [313]

d) Oţel inoxidabil

f) Poliamidă Figura 2.86 prezintă rezultatul cavitaţiei asupra diferitelor materiale testate

în condiţii similare. Nu toate materialele reacţionează la fel la cavitaţie, chiar dacă au caracteristici mecanice apropiate. Vibraţiile accelerează procesul de distrugere prin cavitaţie; acestea pot fi doar reduse, dar nu total înlăturate din cauza speci-ficului procesului tehnologic sau din cauza abaterilor de formă şi poziţie ale ele-mentelor sistemului tehnic. Incluziunile de grafit sunt surse de iniţiere a fisurilor, care se pot dezvolta şi se pot uni rapid, ducând la o rupere fragilă locală sau chiar a întregii piese. Compozitele cu matrice metalică şi incluziuni ceramice au un mecanism similar de distrugere la cavitaţie. Concluzia ar fi că materialele rezistente la uzura de cavitaţie trebuie să aibă o microstructură fină, cât mai uniformă, de dorit monofazică sau cu faze cu proprietăţi mecanice cât mai apropiate.

Dacă deteriorarea prin cavitaţie apare în medii corosive, uzura este accele-rată. De exemplu, rezistenţa la cavitaţie a materialelor elicelor de nave este puternic influenţată dacă acestea funcţionează în apă dulce sau în apă de mare [320]. Având în vedere chiar aceste ultime aplicaţii, este foarte probabil ca procesele de uzură prin cavitaţie să fie însoţite şi de eroziune, pentru că apa antrenată conţine impurităţi solide, de mărimi şi forme diferite. În plus, când bulele de gaz fac implozie, accelerează puternic particulele solide, aflate în zona lor de acţiune, acestea lovind suprafaţa solidă cu viteză foarte mare.

Dintre oţeluri, cele inoxidabile austenitice au o rezistenţă mai bună la cavita-ţie [145]. Oţelurile slab aliate nu sunt luate în discuţie ca oferte serioase în aplicaţii în care se cere rezistenţă la cavitaţie deoarece aplicaţiile implică prezenţa apei sau aburului şi aceste materiale nu rezistă la coroziune. Unele cămăşi de cilindru în motoarele cu ardere internă sunt prelucrate din fontă; rezistenţa la cavitaţie este mărită prin tratamente termice astfel conduse, încât carbonul liber şi cementita liberă să fie în cantităţi cât mai mici. Deşi cu duritate superficială mare şi rezistenţă la coroziune şi la temperatură foarte bune, ceramicele nu au suficientă rezilienţă


83

pentru a fi utilizate în aplicaţii în care apare cavitaţia. Iată câteva exemple de aliaje neferoase, rezistente la cavitaţie, în ordine descrescătoare a acestei caracteristici: aliaje de bronz cu o singură fază sau cu faze cu proprietăţi similare, aliaje pe bază de staniu, aliaje Cu-Pb, aliaje pe bază de plumb. Ierarhizarea ţine seama de faptul că prezenţa plumbului liber nu protejează la cavitaţie pentru că este un constituent moale comparativ cu restul aliajului. În aplicaţii cu cavitaţie severă se folosec aliaje de cobalt dar, deşi rezistente la cavitaţie, nu au o bună rezistenţă la eroziune.

Figura 2.87 prezintă două suprafeţe distruse prin cavitaţie: a) urmele de cavitaţie se văd mai bine pe pala din partea de jos a fotografiei, pe celelalte două pale cavitaţia a fost atât de intensă (atât ca pierdere de material dar şi ca proces de slăbire a materialului), încât se pot observa fisuri şi ruperi fragile; b) circulaţia fluidelor în instalaţii hidraulice poate duce la uzură de cavitaţie pentru că, inevitabil, fluidul poate conţine bule de gaze iar traseul acestuia poate fi caracte-rizat prin variaţii bruşte de viteză şi/sau presiune.

a) O elice de navă [320] b) Un rotor de pompă [339]

Fig. 2.87. Piese distruse prin cavitaţie 2.5.5. Oboseala termică

Într-un tribosistem se pot crea condiţii

favorabile unei variaţii ciclice ale valorilor câmpului termic, fie numai local (chiar în contact), fie din cauza particularităţilor proceselor în care este implicat sistemul. De exemplu, un regim termic variabil caracterizează prelucrarea la cald sau funcţionarea componentelor electro-nice. În tribosistemele lubrifiate, această soli-citare termică poate fi indusă prin alimenta-rea intermitentă cu lubrifiant, din diverse cauze, prin distrugerea straturilor formate sau chiar din însăşi funcţionarea sistemului, cum ar fi Fig. 2.88. Aspect tipic al oboselii

termice pentru un aliaj metalic [179]


84

ciclul variabil de solicitare termică şi mecanică a segmenţilor de piston, a palierelor de la arborele cotit al motoarelor cu ardere internă. Dacă se ţine seama încă de la proiectare, de existenţa acestui „pachet” indivizibil de solicitări mecano-termice, triboelementele pot fi executate pentru o anumită durată estimată de viaţă. În funcţionare pot apare accidental abateri mari de la valorile utilizate pentru proiectare iar efectele sunt dezastroase (Fig. 2.88), urmând un aşa-numit „cerc vicios” al solicitării mecano-termice (Fig. 2.89). Fiecare din efectele produse de variaţiile iniţiale ale temperaturii şi solicitării mecanice sunt apoi amplificate într-un interval scurt de timp, în final rezultând distrugerea elementelor sistemului (triboelemente, lubrifiant, carcase) prin mecanismul de oboseală mecano-termică.

Fig. 2.89. Cercul vicios al oboselii termice [87]

Acest proces de oboseală poate avea două variante: a) în zone diferite ale unui singur element apar temperaturi ciclice; tensiu-

nile pot fi generate din însăşi variaţiile de temperatură şi se suprapun peste cele aplicate din exterior, scăzînd durata de viaţă a elementului, mai ales dacă pe inter-valul de variaţie a temperaturii apar modificări mari ale proprietăţilor materialului [5, 87]. Figura 2.90 arată o distrugere tipică a unui disc de frână, provocată de oboseala termică, cu detaşare/dislocare de particule mari, reţeaua de fisuri fiind dezvoltată şi de procesele repetate de dilatare-contractare din stratul superficial. O astfel de deteriorare apare, inevital, pe sculele de prelucrare la cald şi pe unele scule aşchietoare (freze în special).


85

Discul de frână din Fig. 2.90 este un exemplu de oboseală termică, provocată de variaţia temperaturii într-un element din acelaşi mate-rial; fisurile tipice se dezvoltă de-a lungul frontului termic, adică paralel cu gradientul termic.

b) temperaturi ciclice pe un element format din două materia-le diferite (cu coeficienţi de dila-tare diferiţi). Exemple sunt lipi-turile şi sudurile [6, 118]. Deşi de dimensiuni relativ mici, lipiturile pentru asamblarea componentelor electronice pot fi supuse unei obo-seli termice; modelul mecanis-mului de solicitare dat în Fig. 2.91a, este exemplificat în b) şi c).

Fig. 2.90. Disc de frână deteriorate prin oboseală termică [234]

a) Modelul solicitării termice într-o asamblare prin lipire (materiale diferite)

b) Aliaj Sn-Ag-Cu

c) Aliaj Sn-Pb

Fig. 2.91. Fisuri de oboseală termică în materialul lipiturii, după 4700 cicluri termice, între -40ºC şi +125ºC, cu 5 minute la fiecare extremitate şi 1 minut timp de tranziţie [118]

Delimitarea între oboseala mecanică şi oboseala termică este greu de realizat

şi deseori coexistă în practică, în literatură mecanismul de distrugere fiind numit oboseală termo-mecanică. Acest proces are loc în discurile turbinelor, în compo-


86

nentele motoarelor cu ardere internă. Dacă este vizibilă o crăpătură principală, mai mare ca dimensiuni, aceasta este o dovadă a faptului că oboseala mecanică prevalează. Dacă ponderea procesului de oboseală termică este mai mare, se obţin câteva fisuri de oboseală, ca pe capul pistonului din Fig. 2.92.

Tensiunile termice sunt produse de distribuţia neuniformă de temperaturi (mari pe capul pistonului şi mai scăzute în partea de jos a acestuia). Pe direcţie radială există un gradient de temperatură, responsabil cu deformaţiile termice diferenţiate care în zona centrală, sunt restricţionate de forma capului cilindrului. Rezultă tensiuni mari de compresiune, care pot depăşi limita de curgere sau de fluaj a materialului. Când pistonul se răceşte, curgerea materialului dă naştere la tensiuni reziduale de tracţiune. Repetarea acestui ciclu de tensiuni provoacă fisuri distribuite pe toată zona decupată a capului pistonului (Fig. 2.92).

Fig. 2.92. Pistonul unui motor cu ardere internă, deteriorat

prin oboseală termică şi fluaj [234]

Din cauza temperaturilor înalte, acest tip de oboseală poate fi însoţit de fluaj.

Fig. 2.93. Coroziune accelerată de oboseală termică [323]

Creşterea temperaturii cauzează şi dezvol-tarea unui proces de coroziune. Figura 2.93 pre-zintă o fisură într-un superaliaj pe bază de nichel, care urmează forma graniţei dintre grăunţii cris-talini ai materialului, favorizată de acţiunea coro-sivă a mediului, la rândul ei activată şi accelerată de creşterea temperaturii, cauza fiind oboseala ter-mică provocată de regimul sever de lucru al moto-rului [323]. O dată iniţiată fisura prin mecanismul oboselii termice, aceasta avansează foarte rapid în adâncime, prin coroziune pe micro-suprafeţele noi expuse ale fisurii, crescând considerabil riscul unei fracturi în tot volumul piesei.

2.5.6. Oboseala de impact


87

Oboseala de impact se caracterizează prin existenţa unui impact (şoc) în

afara mişcării relative a corpurilor şi care implică transferul şi transformarea ener-giei de impact. Un exemplu este în Fig. 2.94: arcul supapei s-a slăbit şi există un impact suplimentar la fiecare contact, care creşte tensiunea maximă de contact, şi deci pot apărea fisuri superficiale mai mari şi mai multe decât în cazul în care arcul ar acţiona cum era prevăzut pentru o funcţionare corectă. Impactul determină un transfer energetic sun formă de unde de tensiuni. Deşi nu există multe studii asupra acestui subiect, efectul tensiunilor induse de impactul repetat a fost observat de Zhang [294], care consideră că mecanismele de iniţiere a fisurilor sunt diferite pentru oboseala de impact comparative cu cele caracteristice oboselii de contact.

a) b) Fig. 2.94. a) Componenta supapei unui motor cu ardere internă, deteriorată

prin oboseală de impact [234]; b) Soluţia constructivă

Modelul hertzian al impactului se referă numai la deformaţii locale, consi-derate echivalente cu cele statice, celelate fiind ignorate. În realitate oscilaţiile lon-gitudinale şi transversale, provocate de impact, au un rol important în forma şi va-loarea maximă a distribuţiei tensiunilor şi deformaţiilor. Dacă impactul nu produce decât deformaţii elastice, variaţia ciclică a acestora va produce oboseală superfi-cială, după un model similar celui prezentat pentru sarcini ciclice. Efectul plastic al impactului a fost studiat prin metode energetice [3, 149, 294]. S-a arătat că volumul penetrării unui corp în mişcare (indentor), în altul (în repaus) este direct proporţio-nal cu energia cinetică a indentorului. Astfel, energia consumată pentru deforma-rea plastică este egală cu diferenţa dintre energia cinetică a indentorului şi energia de revenire a lui (aceasta fiind energia cinetică a indentorului, după separare). Diferenţa dintre deformaţia observată în timpul impactului şi deformaţia rezultată după separare este explicată prin componenta elastică a deformaţiei, care se anulează la încetarea contactului [3, 128].

Impactul este un proces tranzitoriu de interacţiune a două corpuri solide, în care gradienţii vitezelor şi solicitărilor, ale deformaţiilor şi tensiunilor sunt mari, atât în timp, cât şi pe contact. Acesta poate fi divizat teoretic în patru etape:


88

I. zona de contact se deformează elastic şi dacă deformaţiile sunt numai în dome-niul elastic iar energia cinetică este redusă, suprafeţele revin elastic şi se despart fără deformaţii remanente; II. presiunea depăşeşte limita de elasticitate a materialelor, producând deformaţii plastice mici, chiar pentru energii cinetice mici; III. deformaţiile plastice se măresc, proporţional cu presiunile dezvoltate în con-tact pe durata impactului şi sunt însoţite de deformaţii şi tensiuni elastice în ambele materiale; IV. după separare are loc eliberarea tensiunilor elastice din zona contac-tului şi se produce revenirea formei corpurilor, până la anularea deforma-ţiilor elastice; această etapă de reveni-re se explică prin faptul că pe măsură ce energia în timpul impactului scade, în materiale are loc o acumulare de energie elastică de deformare, care de-păşeşte spre finalul impactului, valoa-rea diminuată a energiei cinetice, declanşând revenirea elastică.

Impactul este rar întâlnit ca pro-ces necesar sau dorit într-un tribosistem. Iată câteva exemple: forjarea, sablarea şi prelucrarea suprafeţelor prin împroşca-re cu alice, baterea pilonilor de fundaţie în construcţii etc. De cele mai multe ori el este rezultatul unui şoc, repetat sau nu, ca rezultat al unei abateri sau uzuri în funcţionare a sistemului tehnic (vezi Fig. 2.101). Condiţiile în care se realizea-ză un impact sunt foarte diferite: de la cel uscat, până la cel în care între corpu-rile solide se interpune o peliculă de lubrifiant. Primul este caracteristic tribo-sistemelor care funcţionează la tempe-raturi înalte, în momentul impactului (cum este cel analizat în Fig. 2.94), cel de-al doilea poate fi întâlnit la rulmenţi, roţi dinţate.

Studiile teoretice şi experimen-tale asupra impactului s-au dezvoltat şi datorită necesităţii evitării consecinţelosau repetat, a creşterii rezistenţei la impact

c

lfa

Ffl

r grave, produse de un impact singular a triboelementelor.

a) Distribuţia presiunii adimensionale P în ontactul lubrifiat, cu impact normal; p=p(r) –

distribuţia de presiuni în contact, pH – presiunea hertziană în contact

b) Grosimea adimensională H, a peliculei de ubrifiant: h=h(r) – grosimea peliculei la raza r ţă de centrul contactului, R – raza echivalentă

de curbură, b – raza contactului hertzian

ig. 2.95. Modelarea unui impact cu peliculă de uid, pentru o bilă care loveşte un plan, ambele

elastice [149]


89

Modelele teoretice au inclus atât corpuri cu suprafeţe netede cât şi corpuri rugoase la care forma asperităţilor este introdusă ca bază de date sau ca funcţii periodice [3, 149]. Din Fig. 2.95, se observă că prin modelarea unui impact bilă pe plan, pe baza teoriei elastohidrodinamice de ungere (EHD), se evidenţiează varia-ţia, ca formă şi valoare maximă, pentru distribuţia de presiuni şi variaţia grosimii peliculei de lubrifiant. Numerele asociate fiecărui linii reprezintă perioada de timp de la începutul contactului, în 10-6 secunde. În centrul contactului se formează o cavitate în pelicula de fluid, care creşte în direcţie radială cât timp bila se apropie de suprafaţa plană. Când aceasta revine, în zona de margine se dezvoltă un vârf de presiune care se deplasează spre centrul contactului. Această creştere a presiunii se asociază cu scăderea grosimii peliculei (Fig. 2.95b) în faza de revenire, care favorizează izolarea unui micro-volum de fluid în centru, prin posibilitatea existenţei unui contact uscat sau mixt în jurul acesteia, în condiţiile reale ale suprafeţelor elastice şi rugoase, lucru evidenţiat de experimentele din Fig. 2.98.

a) b) Fig. 2.96. Influenţa vitezi asupra distribuţiei de presiuni şi a grosimii peliculei,

cu ajutorul unui model propus de Andrei [3] Modelul HD al impactului, propus de Andrei în [3], atât pentru suprafeţe netede cât şi pentru suprafeţe rugoase, arată o creştere mare a presiunii, mai ales sub influenţa vitezei de impact, de un ordin sau două de mărime, pe o durată foarte mică; graficul din Fig. 2.96a este obţinut pentru t=5⋅10-6 secunde de la începutul impactului (to), iar cel din b) după 20⋅10-6 secunde de la acelaşi moment to), justificând astfel depăşirea limitei de elasticitate a materialului (bila se consideră perfect rigidă în acest model).


90

a) material fragil b) material ductil

c) ambele materiale sunt deformate plastic d) fragmentarea straturilor de oxizi

e)

Fig. 2.97. Modele de deteriorare a pieselor supuse la impact repetat [232]

Comportarea diferită a materialelor la impact este sugestiv dată în Fig. 2.97, varianta c) fiind cea întâlnită la brinelarea rulmenţilor, dar şi exemplificată cu rezultatele din Fig. 2.98. Mecanismele de deteriorare şi detaşare de material la impact repetat (numit şi impact de oboseală) pot fi:

- uzura oxidativă, formându-se straturi de oxizi care împiedică contactul direct metal-pe-metal; tipul uzurii, depinde de natura straturilor de oxizi: redusă – pentru straturi mai stabile şi greu detaşabile, severă – pentru straturi uşor de fragmentat la impact;

- uzura de adeziune, caracterizată prin transfer de material de pe o supra-faţă pe alta şi de smulgeri (tip smearing), deoarece, o dată aderate, separarea suprafeţelor la impact repetat se poate face departe de suprafaţa de aderenţă, în materialul mai slab;

- uzură abrazivă se dezvoltă din cauza formării marginilor cavităţilor de indentare, care apoi se pot rupe, sparge generând particule abrazive care se inter-pun între corpuri; şi mişcarea relativă a corpurilor pe durata impactului, poate lăsa urme de abraziune; în funcţie de natura materialelor, urmele pot fi tip brăzdare, cu deformări plastice ale marginilor ridicate deasupra suprafeţei iniţiale;


91

- oboseală superficială severă, cu iniţierea mult mai rapidă a fisurilor din substrat, însoţită de laminarea, ecruisarea şi detaşarea de particule, de obicei sub forma unor plachete sau solzi, mai mari decât cei observaţi pe aceleaşi materiale, la oboseala ciclică;

- deformări plastice; dacă impactul repetat nu duce la detaşare de material, acesta fiind mai ductil, se deformează, fiind „extrudat” spre marginea urmei de impact, semînând ca formă, cu o ciupercă (Fig. 2.97b).

Ponderea mecanismelor de deteriorare la impact este sugerată în Fig. 2.97e. Cercetările experimentale au relevat importanţa formei şi calităţii supra-

feţelor corpurilor, a materialelor acestora dar şi influenţa parametrilor impactului (forţă de impact, viteză, durată) asupra modificărilor cauzate în corpuri (deforma-ţii, schimbări structurale etc.) dar şi asupra funcţionării sistemului tehnic ca întreg.

Condiţii de testare; Impact normal pe suprafaţa plană a probei, Bilă cu diametrul de 10 mm, Ra=0,2 µm, Suprafaţa în repaus lubrifiată cu ulei de transmisie.

Amprente plastice obţinute pe oţel Rul 1 recopt, 207 HB, Rm=2300...2600 MPa, Rp0,2=1100...1150 MPa

a) v = 0,1 m/s; b) v = 0,2 m/s c) v = 0,3 m/s

Distribuţia de presiune cu

un singur maxim, hmin

aproape constantă.

Apare a doua zonă de presiune ridicată, localizată

inelar şi pelicula ocupă o cavitate inelară, spre periferia contactului.

Apare o a doua zonă centrală de presiune ridicată, cu

valori comparabile cu cea inelară, în care lubrifiantul

este „captiv”. Amprente obţinute pe probe de oţel Rul 1 tratat, 60 HRC, Rp0,2=2015 MPa; (Evidenţierea amprentei elastice s-a făcut cu toner distribuit uniform pe bila de impact.)

Fig. 2.98. Influenţa vitezei de impact asupra contactului [3] Astfel, mărirea vitezei de contact pentru aceeaşi masă implicată în contact

(aşa cum se întâmplă şi la brinelarea rulmenţilor) a dus la creşterea forţei,


92

acceleraţiei de impact şi a amprentei, atât pe materialul mai moale (Rul 1 recopt), cât şi pe cel dur (Rul 1, tratat).

Această analiză mai detaliată a impactului singular a fost făcută cu scopul de a evidenţia regimul tranzitoriu sever (gradient mare de presiuni, atât în timp, cât şi pe contact, şi comportarea diferită a metrailelor în funcţie de caracteristicile mecanice). Consecinţele impactului modifică solicitările din contactul solicitat la oboseală, provocând oboseală prematură din mai multe cauze: zona contactului devine un puternic concentrator de tensiune, materialul este slăbit de impactul singular, pelicula de lubrifiant este greu de format pe noua topografie a suprafeţei.

Repetarea impactului (Fig. 2.100) duce la distrugerea stratului superficial, după un număr redus ce cicluri, printr-un mecanism similar obosealii superficiale dar cu componente evidentă de curgere şi deformare plastică a materialului. Alte cicluri de impact vor provoca fisuri pe zone extinse, cu detaşarea (exfolierea) unor particule mari, aplatizate [304, 335], după modelul din Fig. 2.99.

Fig. 2.99. Etape succesive în deteriorarea la impact repetat [232, 335]

a) după 2 impacturi b) după 4 impacturi c) după 5 impacturi

Fig. 2.100. Deformarea stratului superficial la impact repetat, pe un oţel recopt (ANSI 1060), cu duritate 95 HRB [232]


93

a) Modelul deteriorării suprafeţelor şi repoziţionării supapei

b) Suprafaţa de reazem, deteriorată, a supapei

Fig. 2.101. Cauzele generării

oboselii de impact la supapele motoarelor cu ardere internă.

[232]

c) Suprafaţa deteriorată a scaunului. i) – fisuri superficiale;

ii) – detaşări de material prin exfoliere.

Impactul repetat se generează la modificarea poziţiei supapelor unui motor cu ardere internă: trebuie subliniat că parametrii impactului (viteză, energie de impact) sunt crescători în timp, din cauza uzurii progresive care modifică continuu poziţia supapei. Deci distrugerea suprafeţelor active este şi ea accelerată (nu este un proces cu viteză constantă ca la lagărele de alunecare, tocmai din cauza oboselii de impact). Repoziţionarea supapei are două cauze: impactul repetat al supapei pe scaunul ei de reazem şi alunecarea supapei pe suprafaţa scaunului deoarece capul supapei ăşi modifică poziţia în timpul ciclului de ardere din cilindru. Impactul pe suprafaţa supapei Aceste procese produc o uzură caracteristică pe suprafaţele în contact: urme sau benzi denivelate şi „văi” aproape circulare pe suprafaţa de aşezare a supapei (Fig. 2.101b) şi fisuri superficiale pe suprafaţa de reazem a scaunului (Fig. 2.101c)

2.5.7. Oboseala cu fluaj


94

Oboseala cu fluaj ca proces de deteriorare, implică suprapunerea oboselii

mecanice peste fluaj. De fapt, o temperatură ridicată, chiar constantă, a elementului solicitat provoacă un fluaj ciclic, mai accentuat sau nu din cauza tensiunii variabile induse de solicitarea mecanică. Deci, oboseala cu fluaj există dacă cea mecanică acţionează pe un element la temperatură ridicată: pentru aliaje metalice aceasta poate fi de ordinul sutelor de grade, dar pentru materiale plastice procesul poate apare la temperatura mediului ambiant sau la creşterea temperaturii doar cu câteva grade sau zeci de grade Celsius [126]. Acest proces de degradare a materialui este întâlnit în unităţi energetice, în reactoare nucleare [12]. Din cauza menţinerii la temperaturi ridicate a elementelor de lucru, fluajul existent poate promova dezvolta-rea fisurii iniţiată de oboseala mecanică. Uneori procesul poate fi însoţit şi de cavitaţie (la rândul ei, tot un proces ciclic), cum se întâmplă în cazul pereţilor cilindrilor de la motoarele cu ardere internă. (Fig. 2.84a) [234].

2.5.8. Mecanisme secundare de deteriorare prin oboseală Şi procesul de abraziune (dar nu numai) poate fi analizat ca fiind ciclic,

repetabil. Abraziunea poate fi cauza iniţierii unei fisuri de oboseală, sau a detaşării particulelor din stratul superficial deoarece ar putea veni „în întâmpinarea” fisurii de oboseală, mărind-o (Fig. 2.102). Oboseala abrazivă este asociată cu mişcarea relativă a două corpuri, unul solid cu dimensiuni relativ mari, celălalt ca sistem de particule relativ mici. Praful care există între diferite suprafeţe ale triboelementelor, lubrifiate sau nu, poate duce, în anumite condiţii (formă, masă a particulelor, viteze etc.) la deteriorare. Aceasta poate să nu apară la prima „trecere” a particulelor de praf, ci după treceri repetate, de aici şi analogia cu procesele de oboseală. Aspectul rămas după acest mecanism de oboseală este denumit şi spalling sau pitting, similar cu rezultatul oboselii unui contact încărcat. Utilizarea termenilor se justifică pentru că procesul abraziv poate accelera dezvoltarea unor fisuri deja existente în material (cauzate de alt tip de oboseală sau din alte cauze, de exemplu, provocate de defecte tehnologice).

Fig. 2.102. Mecanismul de inţiere a oboselii abrazive într-un lagăr de alunecare [234]


95

Figura 2.102 prezintă un model în etape pentru un proces de oboseală abrazivă: 1 - iniţierea unor fisuri în substrat din cauză că particula „captivă” în contact determină creşterea presiunii în contact, 2 – în alt loc, aceeaşi particulă sau o alta va „ajuta” la propagarea fisurii şi la deschiderea ei spre suprafaţă, 3 – la o altă trecere sau/şi în altă zonă a contactului, particula solidă „târâtă” în contact provoacă detaşarea materialului dintre suprafţa corpului şi reţeaua de fisuri, rezultând un micro-crater similar celui obţinut prin oboseală de contact.

a) fisuri pre-existente b) după propagarea fisurii

Fig. 2.103. Oboseala de uzură pentru un lagăr de alunecare [235]

Un exemplu de uzură abrazivă este dat în fig. 2.103a care prezintă un lagăr de arbore cotit, având impurităţi mecanice; în afara solicitării din contact se observă urme de zgârieturi, ceea ce înseamnă că pe lângă solicitarea de contact, suprafaţa este supusă unei uzuri abrazive. Chiar dacă uzura abrazivă nu este suficient de agresivă ca să iniţieze fisuri, o dată apărută una, să zicem din cauza obosealii superficiale (Fig. 2.104), una sau mai multe particule pot fi „blocate” în fisură, devenind un micro-indentor singular sau multiplu, care va zgâria suprafaţa conjugată şi va împiedica formarea peliculei de lubrifiant (măcar intermitent şi/sau local). Tensiunile mari care apar pe particulele captive în fisuri sunt transmise materialului, forţând mărirea fisurii (Fig. 2.104, cadrul 3) şi chiar detaşarea unor particule de uzură, relativ mai mari.

Fig. 2.104. Mecanismul oboselii abrazive, acţionând asupra unei fisuri pre-existente [234].


96

Oboseala provocată de uzură este tipică sculelor aşchietoare (de la cele mai mici, până la dinţii de excavator). Sarcina ciclică apare inevitabil datorită proceselor de stick-slip ce însoţesc detaşarea aşchiei, a vibraţiilor maşinii-unelte, a caracteristicilor procesului de aşchiere etc. Totuşi fisurile se dezvoltă şi în zone care nu sunt supuse uzurii, deci procesul are la bază oboseala mecanică a materialului sculei. Procesul de prelucrare prin aşchiere implică şi un câmp termic cu valori variabile, deci deteriorarea sculei poate avea şi o componentă de oboseală termică. Influenţa ei poate fi redusă prin selectarea unui fluid de răcire adecvat procesului tehnologic, dar acest lucru nu înseamnă eliminarea câmpului termic variabil, ci doar reducerea sau/şi concentrarea lui spre zona activă a sculei [18].

Oboseala abrazivă apare şi când între cele două corpuri în mişcare relativă apare un „al treilea corp” [95] (praf, nisip, impurităţi mecanice etc.), chiar dacă sis-temul are sau nu lubrifiant. Rezultatul mecanismului de deteriorare seamănă cu cel produs de oboseala de uzură, unii specialişti utilizând denumiri particulare numai pentru a evidenţia prezenţa siste-mului format din particule solide. Există chiar procese de prelucrare care implică introducerea particule-lor solide în fluidul tehnologic, de exemplu, la finisarea bilelor de rul-ment. Acest mecanism de deterio-rare se întâlneşte, nedorit, în lagă-rele şi rulmenţii contaminaţi cu particule solide (Fig. 2.105). Prezen-ţa unei fisuri pre-existente face ca aceasta să se comporte ca o „cursă” pentru particulele solide, care se „înţepenesc” în deschiderea fisurii, provocând dezvoltarea ei accele-rată, la variaţia ciclică a sarcinii.

Fig. 2.105. Palier de arbore cotit, distrus prin obseală abrazivă [234]

2.5.9. Fretting-ul – un proces de oboseală şi uzură Oboseala fretting10 apare de obicei la corpuri în contact sub sarcină, deseor

fără mişcare relativă vizibilă, dar supuse unor vibraţii cu amplitudine mică (tradi-ţional, între 1...100 µm). Acest proces de distrugere este des întâlnit în asamblărsupuse la vibraţii (între şuruburile şi piuliţele de asamblare ale bielei, între ineleleexterioare ale rulmenţilor şi suprafeţele de reazem din carcase, între inele interioareale rulmenţilor şi fusurile pe care sunt montaţi etc.). Cum sistemele sunt compusedin elemente individuale, ataşate unele de altele prin diverse procedee, fretting-u

10 fret – a se agita; a se roade, a fi ros/mâncat (şi despre fier etc.); a măcina; roadere, măcinare; locros/uzat/ mâncat (extras din Dictionar englez-român, Leviţchi L., Bantaş A., Ed. Teora, 2003).

i

i

l


97

apare şi în asamblarea palelor de elici sau de turbine pe butuc, la piesele intermediare între discurile turbinelor şi arbore etc. [19, 217, 223, 305].

Fretting-ul este un proces de oboseală pentru că în cazul existenţei micilor mişcări oscilatorii tensiunile superficiale şi cele din volumul materialului sunt ciclice. Fisura iniţială poate fi cauzată de valori mari, alternative ale tensiunilor, de un proces de aderenţă între asperităţile care rămân blocate. O dată apărută, fisura are o viteză mare de propagare şi o ramificare intensă din cauza tensiunilor mari de tracţiune din zona de margine a contactului şi a adeziunii puternice între asperi-tăţile contactului: asperităţile nu se rup întotdeauna, dar lărgesc şi/sau adâncesc fisura şi/sau fisurile învecinate.

Fretting-ul poate fi privit şi ca un proces de tribocoroziune, pentru că piesele între care apare, funcţionează în prezenţa unor agenţi agresiv chimic. Rezultatul procesului este numit uzură fretting. Cauzele iniţierii şi întreţinerii fretting-ului (ca proces de deteriorare dar şi de uzură) pot fi: deformaţii elastice sau elasto-plastice, adeziuni, oboseală superficială, difuzie, microsuduri, abraziune, eroziune, modificarea stării de tensiuni, surse de vibraţii în apropierea contactului (acesta fiind considerat static la nivel macro şi teoretic).

Fretting-ul reduce durabilitatea contactului, prin fisurarea şi corodarea suprafeţelor în contact. Procesul, cu ambele aspecte (coroziune şi oboseală), este accelerat de unele reacţii chimice, dar se produce şi în vid sau gaze inerte, şi caracterizează atât materialele metalice, cât şi materialele plastice, compozitele, chiar şi metalele nobile, depuse ca acoperiri de protecţie.

Fig. 2.106. Distribuţia de tensiuni într-un contact supus la fretting

Modelul procesului de deteriorare prin fretting are în vedere comportarea elasto-plastică a materialului în contact [183]. Sub acţiunea sarcinii normale W dar şi a sarcinii tangenţiale Q, asperităţile din zona centrală a contactului (Fig. 2.106, Fig. 2.107) se deformează elastic. Această zonă, numită şi „fără alunecare”, este înconjurată de o alta, inelară, pe care asperităţile se deformează plastic, dar nu se rup încă. La rândul ei este înconjurată de zona „de alunecare” în care asperităţile se rup. Se presupune că în contact acţionează sarcina normală W, care în condiţii statice determină o distribuţie parabolică (hertziană) de presiuni p pe contact,


98

sarcina tangenţială Q, cu o distribuţie concavă pe suprafaţa de contact, atât timp cât nu se realizează mişcarea macro, şi bineînţeles o forţă de frecare care determină pe suprafaţa de contact un efort tangenţial de forma pµ ⋅ , µ fiind coeficientul de frecare caracteristic cuplului de materiale. Toate aceste sarcini sunt ciclice, W şi Q putând avea perioade egale sau mult diferite, în funcţie de aplicaţie.

Fig. 2.107. Iniţierea fisurilor prin oboseală fretting

Rezultanta eforturilor tangenţiale pe suprafaţa de contact este dată în Fig.

2.106, cu linie continuă, forma distribuţiei lor fiind cauza celor trei zone cu comportare diferită în contact.

Caracterizarea procesului de fretting se face şi prin coeficientul de acoperire reciprocă (CAR), definit ca raport între valoarea cea mai mică a ariei nominale de contact dintre cele două care se formează pe triboelemente şi aria nominală a urmei de frecare (Fig. 2.108) [194, 246]. CAR se poate defini şi pentru orice contact cu mişcare relativă. De exemplu, pentru rulmenţi şi angrenaje cu roţi dinţate are valori mult mai mici decât 1, mai mic decât 1 în cazul frecării segmentului de piston pe cilindrul motorului cu ardere internă. Pentru mişcările oscilatorii care provoacă fretting-ul, valorile CAR se apropie de 1.

a) l < a şi CAR>0,5 b) l > a şi CAR<0,5

Fig. 2.108. Coeficientul de acoprire reciprocă la fretting La valori mici pentru CAR, particulele de uzură formate în procesul de

fretting sunt relativ uşor îndepărtate din contact deoarece sunt antrenate în afara acestuia de muchia triboelementului mai mic, la următoarele cicluri de mişcare


99

(Fig. 2.107). Când CAR are valori mari, o mare parte din suprafaţa deteriorată nu este expusă (altfel spus, rămâne mereu acoperită de celălalt triboelement) iar o mare parte din particulele de uzură formate, este reţinută în contact (Fig. 2.109).

O caracteristică a fretting-ului este reţinerea/menţinerea prelungită în contact, a particulelor de uzură, rezultate, între suprafeţele de alunecare, când amplitudinea mişcării este relativ mică.

Chiar şi la amplitudini mici, particulele detaşate se acumulează în straturi insulare care pot separa suprafeţele iniţial în contact. Particulele continuă să se acumuleze până când, la ~105 cicluri, după care suprafeţele sunt separate de acest strat de particule de uzură, care, în timp, este aruncat în afara urmei de fretting. Menţinerea particulelor în contact nu este dăunătoare atâta timp cât suprafeţele au posibilitatea să se mişte liber. Pentru contacte cilindrice (având ajustaje cu joc sau intermediare [104]) sau inelare (la etanşări frontale statice, supuse vibraţiilor), formarea şi reţinerea particulelor de uzură în contact este dăunătoare pentru că măreşte tensiunile din contact. Modelul procesului de deteriorare prin fretting (Fig. 2.109 [27, 183, 223, 246, 273]) a fost evidenţiat în multe studii experimentale [27, 72, 107, 119, 130, 246] şi în aplicaţii reale [75, 114, 312]. Fretting-ul poate apare chiar şi în contacte lubrifiate [130].

a) Etapa iniţială a procesul de fretting

b) Etapa următoare în procesul de fretting

Fig. 2.109. Modelul reţinerii particulelor de uzură în contactul supus frettingului [27, 72, 107, 246]

În prezenţa oxigenului din aer sau a altor agenţi chimici (apa, de exemplu), particulele de uzură, mai ales cele metalice, suferă un proces puternic de oxidare şi degradare chimică, devenind mai uşor de fragmentat, rezultatul fiind o pulbere fină. De exemplu, în contactele oţel-oţel această pulbere fină are culoarea roşiatică a ruginii, iar în contactele care implică aliaje de aluminiu, pulberea ca rezultat al fretting-ului, este de culoare neagră, tipică.


100

Pentru a exemplifica modelul procesului de fretting din Fig. 2.109, vor fi prezentate câteva foto-grafii din studiul lui Hager et al. [107], făcut pentru a creşte durabilitatea unei turbine prin reducerea intensităţii procesului de deteriorare prin fretting a asamblării dintre palele compresorului şi butuc. Testele au simulat contactul elipsoidal din Fig. 2.110 (amplitudinea mişcării oscilatorii ~200 µm, cu frec-venţa de 30 Hz), materialul fiind, pentru ambele piese, un aliaj de Ti (Ti6Al4V), caracterizat printr-un raport mare între rezistenţă şi masă, şi respectiv, rezistenţă la coroziune. Dar, din punct de vedere tribologic, aliajele de titan în contact sunt suscepti-bile să promoveze uzură de aderenţă, chiar în forme severe (galling), iar oxizii formaţi prin fretting sunt duri, producând uzură abrazivă suplimentară. Pentru acest contact s-a evidenţiat că fretting-ul este un proces dinamic, dezvoltat în etape:

Fig. 2.110. Suprafeţele pe care se dezvoltă fretting-ul, la asamblarea

unei pale în butuc

- în primele 100 cicluri de solitare se dezvoltă procese de aderenţă (galling) şi de transfer de material, concomitent cu forfecarea asperităţilor;

a) Săgeţile indică particule

mari de uzură (după 1000 cilcluri) b) Săgeţile indică secţiunea

prezentată în c) şi d) (după 100.000 cicluri).

c) Secţiune prin urma de fretting din a);

săgeata indică compactarea particulelor de uzură, oxidate.

d) Detaliu al zonei centrale a cavităţii din c); săgeţile indică ruperi ale

stratului de format plastic. Fig. 2.111. O urmă rezultată prin deteriorare tip fretting a contactului între piese prelucrate

din acelaşi aliaj de titan, la temperatura camerei [107]


101

- între 100 şi 1.000 de cicluri, stratul superficial este puternic ecruisat şi devine prea casant pentru a face faţă solicitării variabile, se fragmentează în parti-cule fine, care sunt reţinute între suprafeţe, spre marginea contactului, producând o uzură abrazivă tipică celui de-al treilea corp, unele fiind evacuate din contact;

- până la 100.000 de cicluri, particulele de uzură se oxidează; cavitatea for-mată (cu adâncimea de ~40µm) este plină cu particule de uzură; zona întunecată de deasupra din Fig. 2.111c şi d, este formată dintr-o pulbere compactată de titan şi oxizi ai acestuia; stratul superficial al urmei de fretting este puternic deformat spre marginile cavităţii şi în centrul ei, unde se acumulează şi sunt înglobate particule mai mici de uzură; deformaţia plastică a stratului superficial al cavităţii va continua până când, din cauza ecruisării, va deveni fragil şi se fisurează generând particule mari de uzură. Creşterea rezistenţei acestui contact la fretting se poate face prin acoperiri compatibile, care să-şi păstreze ductilitatea, să nu genereze procese de coroziune-oxidare atât de intense şi să aibă viteze de uzură mai reduse; soluţia oferită de Hagen [107] a fost perechea de acoperiri, una de nichel, cealaltă din nitruri de crom şi carbon.

Fretting-ul se poate suprapune peste alte forme de distrugere a stratului superficial şi, câteodată, este greu să se spună care mecanism de distrugere a fost, cronologic, primul.

Oboseala fretting se manifestă şi prin generarea de fisuri cauzate de mişca-rea vibratorie şi care apar la marginea sau spre interiorul contactului, accelerând şi procesul de coroziune, rezultând o imagine caracteristică, mai ales la rulmenţi [302, 306, 307, 332] (v. şi Cap. 4. Deteriorarea rulmenţilor).

Mecanismele şi urmele de fretting pot diferi, în funcţie de cuplul de materiale, de sarcina în contact, tipul mişcării (contact static sau, supus vibraţiilor), de natura mediului şi de temepratură. Chiar şi oţeluri considerate rezistente la coroziune pot fi deteriorate prin fretting (Fig. 2.112).

Fig. 2.112. Fretting (numit şi coroziune de contact) pe un capăt de arbore

din oţel inoxidabil [339]


102

Materialele corpurilor în contact determină aspecte tipice pe suprafeţele deteriorate (Fig. 2.113):

a) urmă obţinută din cauza unui proces de fretting între epruvete cilindrice din oţel: urmă adâncă, „excavată”, la contactul direct între asperităţi, acumularea particulelor de uzură în straturi, în micro-cavităţile formate;

b) urma obţinută la contactul între două ceramice atestă o rezistenţă mai bună a ceramicelor la fretting, comparativ cu oţelurile; mecanismele de deteriorare sunt dominate de abraziune fină (polizare), micro-fracturare şi micro-exfoliere.

a) Oţel-oţel b) Ceramică-ceramică

Fig. 2.113. Urme de fretting obţinute în aceleaşi condiţii de testare [246]

Comportarea polimerilor la fretting, deşi nu sunt predispuşi la oxidare, este puternic influenţată de prezenţa apei. De exemplu, la policarbonat (PC) în contact pe oţel în aer uscat, de abia se observă urme de fretting, în atmosferă umedă de azot sau oxigen (80% umiditate), uzura polimerului creşte de 30...50 de ori.

Deşi, teoretic, se poate explica influenţa temperaturii prin două moduri, acestea există simultan în orice contact supus la fretting: creşterea temperaturii măreşte (sau accelerează) viteza de oxidare şi/sau coroziune, dar determină şi modificări ale proprietăţilor fizice şi mecanice ale materialelor, de cele mai multe ori nefavorabile pentru durabilitatea contactului.

Fretting-ul este accelerat de curentul electric în două moduri: slăbeşte rezistenţa mecanică a contactului şi reduce rezistenţa electrică a contactului în urma proceselor tribochimice.

2.5.10. Oboseala corosivă Oboseala corosivă există oricând unul sau mai multe dintre elementele unui

tribosistem favorizează iniţierea şi susţinerea unor reacţii chimice care generează prematur şi accelerează procesele de oboseală.

Oboseala de coroziune apare şi se dezvoltă de cele mai multe ori în condiţii de mediu sau/şi lubrifiant agresiv chimic, sub solicitări variabile; accelerează dez-voltarea fisurii şi de cele mai multe ori iniţiază fisuri de oboseală în mai multe zone


103

ale elementului analizat, comparativ cu un mecanism de oboseală fără influenţă corosivă considerabilă (de exemplu, ruperea unui arbore la oboseală este iniţiată în acest caz într-un punct sau cel mult în două zone mai solicitate, în funcţie de tipul şi solicitarea arborelui, vezi Fig. 2.62 şi Fig. 2.63). Figura 2.114 [234] prezintă o rupere a unei biele printr-un mecanism de oboseală corosivă. Efectul reacţiilor corosive se observă clar pe morfologia ruperii, prin culorile tipice ale compuşilor chimici formaţi. O analiză la microscop arată, în majoritatea cazurilor, o propagare intergranulară a fisurii, specifică oboselii corosive [20]. Pentru evidenţierea culorilor, vezi CD-ul ataşat cărţii).

Uzura corosivă este rezulta-tul unui proces de distrugere în care reacţiile chimice sau electro-chimice joacă un rol dominant în defectarea tribosistemului, putând fi însoţită de detaşare de material [43, 51, 246]. Aceasta apare la piesele în repaus sau în mişcare re-lativă atunci când mediul este agre-siv chimic. Chiar unii lubrifianţi pot fi agenţi agresivi chimic, mai ales în combinaţie cu apa, sau când, din diferite cauze, au suferit schimbări structurale, rezultând radicali liberi foarte agresivi cu materialele solide cu care vin în contact [32]. Curentulcoroziunii pentru că poate iniţia şi într

Coroziunea nu poate fi evitată dProcesul corosiv depinde, în con

pului, de mediu (prin compoziţie, tlichide etc.). Cum prezenţa oxigenulumedii de lucru (fiind dizolvat şi în eliminat fiind puţine şi strict specializdezvoltă la suprafaţa corpurilor. În cazinstabile termo-dinamic, la suprafaţaintermediază acţiunea mediului sau Câteodată acest strat acţionează ca o baluminiului şi aliajelor lui), alteori exemplu tipic fiind oxidarea aliajelor fe

Frecarea accelerează efectele cosuperficial, reacţii exotermice, acumpătrunderii agenţilor agresivi în fisuril

Tribocoroziunea este rezultatulşi solicitărilor ciclice ale suprafeţelor. Quinn (citat în [83]) pentru suprafeţe d

Fig. 2.114. Bolţ de asamblare a unei biele,

deteriorate prin oboseală corosivă [234].

electric favorizează apariţia şi dezvoltarea eţine formarea redicalilor liberi. ar poate fi redusă. diţii statice, de compoziţia şi structura cor-

emperatură, prezenţa particulelor solide şi

i caracterizează atmosfera normală şi alte fluide), aplicaţii în care oxigenul este total ate, oxidarea este principalul proces care se ul metalelor şi aliajelor lor, majoritatea fiind lor se formează un strat de oxizi care a altui corp asupra materialului de bază. arieră care protejează suprafaţa (ca în cazul oxidarea este continuă şi distructivă, un roase (ruginirea). roziunii chimice prin modificări în stratul ulări de potenţial electrostatic, forţarea

e de oboseală sau în urmele de abraziune. combinat al coroziunii chimice şi al mişcării Acest proces va fi descris după modelul lui in oţel, material încă dominant în aplicaţiile


104

industriale. Pelicula de oxid este deja formată pe piesa încă în repaus, având anu-mite caracteristici mecanice şi chimice. În mişcare, procesul de oxidare continuă dar cu trăsături caracteristice, dependente de sarcină, viteză, temperatură şi topo-grafia suprafeţei. Din punct de vedere al intensităţii procesului de triboxidare, s-au delimitat două regimuri, unul uşor şi altul sever. Nu întotdeauna regimul sever de uzură oxidativă se asociază cu o uzură totală severă. Cele două regimuri sunt de obicei delimitate de o anumită viteză relativă dintre triboelemente.

În Fig. 2.115 sunt date etape ale tribocoroziunii: a) creşterea peliculei de oxid şi ruperea ei, b) ruperea peliculei ajunsă la o grosime critică şi regenerarea peliculei de oxid. Local, predomină una din etape, rezultatul fiind o uzură de coro-ziune, asociată cu una de ade-ziune şi abraziune, ponderea fiind dictată de caracterul parti-culelor detaşate şi de cel al stra-turilori de oxizi, regenerate.

Peste o anumită viteză cri-tică, uzura se manifestă ca înde-părtare a peliculei de oxizi. Regi-mul uşor de oxidare se caracteri-zează prin oxidarea vârfurilor asperităţilor din cauza căldurii generate prin frecare, iar stratul de oxid creşte până când, la o anumită grosime (~10 µm pentru oţel), este forfecat sub formă de micro-plachete de uzură. La viteze mari (peste 10 m/s), oxidarea devine un proces mult mai intens, fiind considerată severă. Din cauza regimului termic ridicat, pelicula de oxid devine plastică, chiar poate topi local, formând un material foarte vâscos, dar care poate curge sub acţiunea sarcinii şi mişcării relative [33].

Fig. 2.115. Modelul procesului de tribocoroziune [33]

Oxidarea determină, în anumite condiţii, un strat protector, regenerant, care îmbunătăţeşte comportarea tribologică, situaţie întâlnită la unele triboelemente de alunecare, funcţionând la temperaturi ridicate [33]. Pe durata alunecării se generează particule de uzură. Unele dintre ele se pierd din contact, dar altele sunt reţinute între asperităţile suprafeţelor, unde sunt deformate în mod repetat şi fragmentate. Odată reduse la dimensiuni mai mici, ele se aglomerează mai ales în „văile” profilului şi are loc un proces de adeziune şi compactare a lor, rezultând un strat superficial care poate susţine sarcina. Această „sinterizare” a particulelor detaşate şi fragmentate duce, în anumite condiţii, la reducerea uzurii totale ca într-un proces de „reciclare” a particulelor de uzură.


105

Uzura de coroziune, alta decât cea oxidativă, apare chiar la contacte lubri-fiate, când lubrifiantul sau aditivii lui reacţionează chimic cu suprafeţele solide. Rezultatele acestor reacţii pot fi incluse în două grupe: produse care slăbesc stratul superficial (şi atunci distrugerea prin uzură se accelerează) şi produse care, odată formate şi adsorbite pe straturile superficiale, îmbunătăţesc comportarea tribologică, eliminând contactul direct dintre corpurile solide. Problema acestei uzuri corosive direcţionate este că stratul se va regenera atât timp cât există condiţiile de formare (anumiţi aditivi în lubrifiant, o anumită temperatură etc.).

Fig. 2.116. Modele de deteriorare a peluculeor de oxizi [13, 14, 252]

În general pe suprafaţa triboelementelor se formează pelicule care depind de

natura materialelor solide dar şi de compoziţia şi temperatura mediului. Când tribosistemul funcţionează, în contact sunt, de fapt, aceste pelicule. Figura 2.116 prezintă posibile procese de tribocoroziune şi uzură:

a) pe suprafaţa triboelementelor se formează pelicule rezistente, durabile, care reduc substanţial uzura şi coroziunea; pelicula solidă astfel obţinută, are, deci, proprietăţi lubrifiante; aceasta poate fi generată de chiar aditivii din lubrifiant (de exemplu, aditivii de extremă presiune (EP) reacţionează chimic cu substratul meta-lic de la o anumită temperatură în sus, şi dacă nu sunt depăşite anumite limite de sarcină, viteză şi temperatură, pelicula astfel formată nu se distruge şi reduce freca-rea şi uzura (regimul de lubrifiere este numit în acest caz regim limită [211, 281]);

b) pelicula formată în prezenţa agentului corosiv (din mediu sau lubrifiant) se distruge în contact, dar se regenerează imediat ce suprafaţa astfel descoperită vine în contact cu agentul corosiv, rezultând o uzură intensă; aceasta este forma cea mai des întâlnită ca uzură corosivă, deoarece majoritatea peliculelor de uzură sunt formate din oxizi şi/sau compuşi fragili, conţinând ioni activi care întreţin tribocoroziunea;


106

c) un proces de coroziune în care alte forme de uzură, caracteristice tribosistemului (abraziune, adeziune, oboseală etc.), permit şi accelerează reacţii chimice între materialul de bază şi pelicula superficială formată prin acţiunea iniţială a agentului corosiv, acesta putând să acţioneze şi ca un catalizator de reacţie. Un exemplu de agent corosiv care poate acţiona în acest fel, este apa sau soluţiile acide. Trecerea unui curent electric şi creşterea temperaturii accelerează procesul. În acest caz materialele triboelementelor ar trebui înlocuite cu altele pentru care tribocoroziunea să fie cel puţin diminuată;

d) acest proces este caracteristic mediilor foarte agresive chimic, în care pelicula superficială este extrem de slabă, conţinând chiar compuşi dizolvabili în mediu sau în lubrifiant; distrugerea straturilor superficială este foarte rapidă.

2.6. Forme particulare sau combinate de uzură În Fig. 2.117 sunt date forme specifice de uzură de rostogolire, influenţate în special de duritatea stratului superficial a triboelementelor.

Uzura de rostogolire (rolling wear) [35, 36, 42] este o uzură cauzată de mişcarea relativă de rostogolire între corpuri rigide, care au aceeaşi viteză (modul, direcţie) şi nu este un sinonim pentru oboseala în contactul de rostogolire, deşi aceasta poate fi o componentă a procesului de distrugere la rostogolire.

a) b)

c) d) Fig. 2.117. Forme particulare de uzură [268]


107

Falsa brinelare (false brinelling) este o distrugere a suprafeţei unui lagăr (de alunecare sau de rostogolire), caracterizată prin amprentări datorate altor cauze şi nu deformării plastice ca rezultat al unei suprasarcini. Poate apare, de exemplu, sub acţiunea jeturilor corosive, a încălzirii.

Eroziunea – coroziunea [42] este un proces sinergetic de distrugere, impli-când simultan două componente: eroziunea şi coroziunea care se intercondi-ţionează, şi, de aceea, uzura rezultată este accelerată.

Zgârierea (scratching-ul) [36, 42] este un proces de distrugere prin detaşare mecanică (în principal zgâriere), prin deplasarea relativă a suprafeţelor în contact. Rezultatul este amplificat de prezenţa particulelor abrazive, a asperităţilor corpului-pereche. Un termen sinonim este brăzdarea.

Uzura de netezire (delamination wear) [42] este o uzură care apare în sta-diul de rodaj şi constă în pierderea de material astfel încât suprafeţele devin mai netede (se rup doar vârfurile asperităţilor mai înalte, celelate deformându-se doar, elastic sau elasto-plastic). Dacă viteza de alunecare este suficient de mică pentru a nu încălzi materialele în contact, suprafeţele devin mai conforme şi presiunea de contact scade din cauza repartizării mai uniforme şi pe mai multe micro-contacte. Frecarea duce la deformarea asperităţilor, forfecându-le pe cele mai înalte în sensul de mişcare; principalul mecanism nu este abraziunea, ci desprinderea de micro-plachete, presupunându-se că efortul exercitat de asperităţile mai dure produc o forfecare plastică a celor de pe materialul mai moale.

În concluzie, mecanismele de deteriorare a triboelementelor sunt complexe, deseori se suprapun, fiind greu de estimat cronologic apariţia lor, şi de stabilit o pondere a fiecăruia la rezultatul final. De aici rezultă importanţa realizării testelor în condiţii cât mai apropiate de solicitarea reală, în scopul de a nu altera componentele şi interdependenţa proceselor de deteriorare, prin parametrii testului şi forma epruvetei în laborator.

2.7. Studiu de caz. Uzura compozitelor cu matrice polimerică Noi tehnologii şi materiale compozite se dezvoltă şi se investighează pentru

domenii de aplicare din ce în ce mai diverse, necesitând evaluarea proprietăţilor acestora în condiţii particulare [23, 33, 259, 288, 297]. Compozitele pot avea un set de proprietăţi tribologice surprinzător de bune, spun utilizatorii, iar specialiştii (fizicieni, chimişti, tribologi), pe baza unor ample şi variate studii teoretice şi experimentale continuă să ofere soluţii pentru creşterea durabilităţii sistemelor pe baza exploatării şi direcţionării setului de proprietăţi ale compozitelor. În „Advances in Composite Tribology”, Briscoe [33] propune o clasificare a compozitelor în funcţie de proporţia fazelor constituente:

• compozite cu faze „moi” dispersate într-o fază „dură”; deşi matricea nu este autolubrifiantă, faza moale generează un strat autolubrifiant, cu variantele:

a. faza „moale” este imobilizată în faza dură, şi pe măsură ce compozitul se uzează, aceasta este expusă frecării, regenerând un tribostrat cu bune proprietăţi de frecare (exemple tipice sunt: PTFE în aliaje metalice, cum este


108

bronzul [9, 67, 226], grafitul, disulfura de molibden, fluide siliconice cu masă moleculară mare în termoplastice rezistente la temperaturi înalte, chiar plumbul liber în aliaje moi de lagăr); b. faza moale poate migra prin cea dură spre suprafaţa de frecare, cu îmbunătăţirea proprietăţilor tribologice [9, 29, 90]. Ambele variante pot forma o peliculă de material transferat pe contrapiesă

(în general prin aderenţă), compoziţia acestuia variind în jurul celei a compozitului de bază [123, 127, 203, 219, 229, 260, 266]. Pelicula de transfer ar trebui să fie relativ subţire, să „netezească” profilul piesei dure, să adere puternic la contrapiesă sau să fie uşor regenerabilă; cele mai groase devin bariere în transferul termic în contact şi sunt, de cele mai multe ori, instabile mecanic;

• compozite cu faze „dure” în matrici „moi”: matricea moale este, prin natura ei (compoziţie, structură), un lubrifiant solid, dar nu are meritul unei stabilităţi mecanice în contact; rolul fazei dure este să ofere stabilitate dimensională şi o evoluţie cel puţin satisfăcătoare a proprietăţilor compozitului în ansamblu; din punct de vedere tribologic faza dură va influenţa puternic rezistenţa la oboseală şi mai puţin coeficientul de frecare; comportarea acestui tip de compozite depinde foarte mult de natura materialului dur, numit şi ranforsant. Acesta poate fi sub formă de granule, particule cu dimesiuni comparabile în toate direcţiile (micro- şi nano-particule ceramice sau metalice) sau sub formă de fibre; la rândul lor fibrele trebuie caracterizate din punct de vedere al lungimii (scurte sau lungi), al naturii (fibre de sticlă, de carbon, fibre organice cum sunt cele de nylon sau cele aramidice etc) şi al orientării (orientate sau cu orientare aleatoare).

a) Modele ale uzurii compozielor cu fibre orientate

FS – fibră de sticlă

b) PTFE + 20% FS + 5% MoS2:

(5N, 0,1 m/s, umiditate relativă 36%, alunecare pe 5 km) [140]

c) PTFE +15%FS + 5%MoS2. Sarcină normală 20 N [137]

Fig. 2.118. Procese de uzură în compozite cu matrice polimerică şi fibre


109

În cazul ranforsanţilor orientaţi şi lungi se pare că integritatea structurală a compozitului este mai bine menţinută, existând pericolul exfolierii micro- sau macro-; natura şi intensitatea procesului de deteriorare depinde de poziţia relativă a fibrelor faţă de direcţia de alunecare. Modelul mecanismului de uzură este prezentat în Fig. 2.118.

Dacă fibrele sunt orientate perpendicular pe planul de alunecare, se poate obţine o creştere a capacităţii portante a contactului în detrimentul creşterii probabilităţii de propagare a ruperilor în adâncimea stratului superficial, a fisurilor pe interfaţa de separare dintre faze (Fig. 2.119).

Etapa I

Etapa II Fig. 2.119. Procesul de uzură în compozite cu matrice polimerică pentru fibre orientate

perpendicular pe planul de alunecare

De ce există atât de multe mărci de compozite cu matrice polimerică? Răspunsul este dat de intervalele mari ale proprietăţilor fizice-mecanice-tribologice ale fazelor care constituie compozitul, numărul de faze din compozit (două [47, 91], trei [66, 266] sau chiar patru), combinaţii de concentraţii foarte diferite. Diversificarea lor are la bază şi specificul aplicaţiei: tipul mişcării (de rostogolire, alunecare sau combinate, continue, intermitente sau cu mişcare alternativă), în mod deosebit regimul de ungere (uscat sau cu lubrifiant), intervalul temperaturii de lucru, agresivitatea mecanică şi/sau chimică a mediului, regimul de lucru (sarcină, viteză şi evoluţia lor în timp).

Polimerii îşi pot varia proprietăţile prin: modificări structurale, modificări ale masei moleculare, orientarea lanţurilor moleculare prin procese mecano-termice, modificarea gradului de cristalinitate pentru cei cristalini. Polimerii cei mai utilizaţi ca matrice în aplicaţii tribologice sunt: politetrafluoretilena (PTFE), polieteretercetonele (PEEK), poliamidele (PA), poliimidele (PI), polietersulfona


110

(PES), polifenilensulfura (PPS), poliamidimida (PAI), poliacetalul (POM), dar şi alţi polimeri cu fluor, cum este polifluorura de viniliden (PVDF),

Din expunerea de mai sus rezultă necesitatea imperioasă a testării acestor compozite în condiţii cât mai apropiate de cele ale aplicaţii, de analizare şi selectare a celui care se potriveşte cel mai bine acesteia.

Fig. 2.120. O comparaţie sugestivă a comportării tribologice pentru câţiva polimeri ţi

compozite polimerice cu adaos de particule ceramice [9] Diversitatea comportării tribologice a compozitelor cu matrice polimerică se

observă în Fig. 2.120 deşi aceasta se referă mai mult la compozite cu particule ceramice.

Comportarea tribologică a compozitelor polimerice depinde şi de combina-ţia sarcină-viteză, fiecare dintre parametri putând avea valori mari sau mici. rezultă, deci, patru tipuri de regimuri sarcină-viteză, dar rareori sunt delimitate strict de cercetători, tot din cauza multitudinii de mărci. Astfel, un regim consi-derat sarcină – viteză mică pentru un anumit compozit poate fi de tip sarcină mică – viteză mică pentru un altul [9, 96].

Cu amabilitatea CEPROINV Focşani care prelucrează piese din materiale plastice şi compozite polimerice, Figura 2.121 conţine grafic informaţii asupra pro-prietăţilor tribologice pentru mărci comerciale de polimeri şi compozite: CELAZOLE – polibenzimidazol, VESPEL – poliimidă, TORLON PAI – poliami-dimidă, KETRON PEEK – polieteretercetonă, TECHNOTRON – polifenilensulfură, PPS – polifenilensulfură, PETP – polietileneterftalat; SP 21 – 15% grafit, HPV – grafit şi fibră de carbon, GF30 – 30% fibră de sticlă, CA30 – 30% fibră de carbon.


111

a) Coeficientul de frecare µ, pentru polimeri şi compozite polimerice.

Condiţii de testare: testare ştift (polimer sau compozit) pe disc (oţel), presiune medie 3 MPa, viteză 0,33m/s, rugozitatea discului de oţel Ra=0,7…0,9 µm, distaţa de alunecare 28 km.

b) rata de uzură (µm/km), pentru polimeri şi compozite polimerice.

Condiţii de testare: testare ştift (polimer sau compozit) pe disc (oţel), presiune medie 3 MPa, viteză 0,33 m/s, rugozitatea discului de oţel Ra=0,7…0,9 µm, distaţa de alunecare 28 km.

Fig. 2.121. Uzura unor materiale plastice şi a câtorva compozite cu matrice polimerică [342] Având în vedere domeniul de cercetare abordat de autoare [65-67, 264-267,

209-214], modelele proceselor tribologice de deteriorare a compozitelor polimerice vor fi exemplificate pentru compozite cu matrice de PTFE. Pentru comparţie va uneori prezentat şi polimerul (PTFE).

În Fig. 2.122 (regim uscat) şi Fig. 2.123 (lubrifiere cu apă) sunt date fotografii reprezentative ale proceselor care au loc în stratul superficial al compozitelor cu fibre de sticlă, cu grafit şi fibre de sticlă, cu grafit.

În regim uscat procesele tribologice caracteritice compozitelor testate sunt descrise în continuare.


112

a) Suprafaţa iniţială

b) După alunecare cu v = 0,5 m/s PTFE + 15% fibră de sticlă

c) PTFE + 23% carbon + 2% grafit: v =1 m/s

d) PTFE + fibră de sticlă + grafit

e) Suprafaţa iniţială (înainte de testare) f) După alunecare cu v =1 m/s.

g) Frecare uscată, v = 1m/s, h) Particulă mare de uzură (mai rare)

Fig. 2.122. Regim uscat de alunecare, p =0,76 MPa

Sabot pe rolă de oţel (Ra=0.8...1.2 µm)


113

• compozitele cu fibră de sticlă (Fig. 2.122a, b, d): - orientarea fibrelor în matricea polimerică a stratului superficial în direcţia de

alunecare, proces favorizat şi de generarea câmpului termic prin frecare; - tăierea şi uzura fibrelor de către asperităţile suprafeţei conjugate, mai ales la viteze mari; - aglomerarea fibrelor ca urmare a transferului preferenţial de PTFE pe suprafaţa conjugată;

- curgerea unor micro-volume de PTFE, chiar cu fibre; cauzele ar fi câmpul termic local neuniform şi scăderea gradului de cristalinitate al PTFE, înmuierea materialului făcându-se preferenţial în zonele cu stare amorfă;

- înglobarea de particule de uzură mai dure, rezultate de pe rolă sau colectate din aer.

• compozitelele cu pulberi (Fig. 2.122c, e, f, g, h): - creşterea procentului de material de adaos prin transferarea sau detaşarea

PTFE sub formă de micro-rulouri. - eliminarea preferenţiale a PTFE din stratul superficial se explică prin rigidi-

tatea mai mare a materialelor de adaos, şi prin înmuierea şi extrudarea polimerului din cauza câmpul termic generat de frecare, fie din cuiburi (ca la compozitul cu bronz), fie pe o zonă mai întinsă (ca la compozitul cu 23% carbon +2% grafit). Din cauza slabelor legături între lanţurile moleculare, PTFE tinde să se întindă pe suprafaţa materialului de adaos învecinat, în sensul mişcării de alunecare;

- centrul saboţilor este supus unui câmp termic mult mai mare decât marginile şi datorită conductivităţii termice reduse a PTFE, acesta curge mai uşor în zona centrală, presiunea de contact va creşte pe marginile sabotului, urmând ca şi acestea să piardă materialul mai moale sub formă de particule roluite sau aplatizate (procesul depinde de viteză, mai ales). Rezultă, deci, un proces alternativ, de modificare a zonelor cu presiune mai mare de contact, de formare neuniformă a particulelor de uzură iar înmuierile neuniforme duc la oscilaţii vizibile ale sabotului.

În compozitul cu trei constituenţi se regăsesc procesele descrise mai sus (Fig. 2.122d). Având în vedere temperaturile măsurate la marginea sabotului, în zona solicitată (80...180ºC după 1500 m de alunecare [266]) şi uzura mare a materialelor, regimul testat (v=0,5 m/s şi v=1 m/s, p=0,79 MPa) poate fi încadrate în categoria sever.

Comportarea aceloraşi compozitelor cu matrice polimerică în regim lubrifiat [226] se caracterizează prin dezvoltarea următoarelor procese de deteriorare:

- procesele de detaşare de material sunt mai puţin intense din cauza frecării reduse; din cauza peliculei sau a regimului mixt, câmpul termic este mai mic şi polimerul îşi păstrează proprietăţile mecanice, în plus reţeaua de fibre împiedică „tragerea” sau aşchierea benzilor de polimer;

- acumularea fibrelor de sticlă în stratul superficial; la acelaşi regim se observă pe suprafaţa sabotului o concentraţie similară de fibre (Fig. 2.124b, d, e) deşi iniţial aceasta a avut valori diferite (15, 25% şi, respectiv, 40%);

- transferul de PTFE pe rola de oţel se face cu o intensitate mult mai mică datorită presiunii apei din peliculă, care favorizează evacuarea foiţelor, şi nu depunerea lor pe rolă;

- periodic (dar cu perioadă neegală) au loc smulgeri de micro-conglomerate de fibre şi PTFE care, pentru scurt timp, modifică şi coeficientul de frecare;


114

PTFE + 15% fibră de sticlă

a) p = 3,0 MPa ,v = 1 m/s

b) v =3 m/s şi p = 4,6 MPa

PTFE + 25% fibră de sticlă

c) Strat superficial p = 3,07 MPa, v=2,5m/s d) v =3 m/s şi p = 4,6 MPa

e) PTFE + 40% fibră de sticlă, v =3 m/s şi p = 4,6 MPa

Fig. 2.123. Compozitele cu fibră de sticlă testate la alunecare în apă în circuit deschis;

teste efectuate pe rolă de oţel pe sabot (Φ60x 25 mm) [266]

- absorbţie de apă: tribostratul având în general o nuanţă mai închisă pe

adâncimea lui susţine ipoteza absorbţiei de apă (cu impurităţi), fragmentarea lui; adâncimea pe care au loc aceste procese depinde de sarcină şi viteză dar şi de concentraţia iniţială a fibrelor

- captarea particulelor mari în masa matricii polimerice iar a impurităţilor foarte fine în spatele fibrelor.

- pentru sarcini mici acest tribostrat este discontinuu, format, maxim pe o adân-cime de ~100 µm; la sarcina cea mai mare, s-a obţinut o adâncime centrală de ~250 µm. Chiar dacă are loc un proces de uzură, tribostratul se regenerează; dacă pierde PTFE, fibrele de sticlă se acumulează în stratul superficial, de unde sunt smulse, fie prin agăţare, fie chiar sub presiunea apei, şi procesul continuă (Fig. 2.123).


115

Aceste procese sunt dinamice, pseudo-periodice, rezultatul fiind un tribostrat cu caracteristici mecanice mai bune decât compozitul de bază; dinamica acestor procese se reflectă în evoluţia uzurii (uzură măsurată după fiecare 1,5km, Fig. 2.124). Valorile negative arată captarea, înglobarea de particule solide sau de apă, în stratul superficial. Acesta e mai puţin intens la presiuni medii mai mari şi la concentraţii mai mari de fibră. Aglomerarea fibrelor în tribostrat este dinamică, oscilantă. La început se transferă un volum mic din PTFE pe suprafaţa conjugată: fibrele rămân în concentraţie mai mare şi reţeaua rămasă (neuniformă dar mai densă), încetineşte mult transferul sau detaşarea particulelor de polimer. După concentraţia de fibră de sticlă din tribostrat este greu de apreciat concentraţia iniţială de fibre.

încărcare specifică p = 0,76 MPa

-0.3-0.2-0.1

00.10.2

0 5000 10000

drum de alunecare (m)

(g) 100% PTFE

fibră de sticlă15%25%40%

p = 3.079 MPa

-0.25

0

0.25

0.5

0.75

0 5000 10000

(m)(g

)

Fig. 2.124. Rata uzurii pentru compozitele PTFE + fibră de sticlă

Devenind mai numeroase în acest strat superficial, unele fibre sunt agăţate,

uzate, rupte de suprafaţa conjugată, ele însele participând la micro-aşchierea stra-tului transferat iniţial. Particulele rezultate (fragmente de fibre) sunt, fie înglobate înapoi în compozit, fie în stratul transferat sau sunt captate între asperităţile profilului mai dur pe care există sau nu PTFE transferat. Ele consolidează mecanic foiţele PTFE şi rezultatul este o uzură mult redusă, cu unul sau două ordine de mărime compa-rativ cu PTFE pur.

Pe baza analizei procese-lor din straturile superficiale, a măsurării uzurii, se pot opti-miza concentraţiile fazelor dintr-un compozit. Figura 2.125 prezintă modelarea matematică 3D a valorilor uzurii în funcţie de concentraţia fibrelor şi de presiunea medie, pentru sabot-rolă de oţel; se observă influen-ţa mai puternică a concentraţiei de fibre; uzura este minimă pentru 15...25% fibre.

c

Fig. 2.125. Influenţa concentraţiei de fibre de sticlă şi apresiunii medii asupra uzurii pentru

ompozite cu matrice de PTFE, în regim de ungere cu apă, v=2,5m/s [266]


116

Compozitele cu pulberi se caracterizează prin dezvoltarea următoarelor procese în stratul superficial:

- tribostratul (Fig. 2.126d) are structură orientată, mai fină (datorată proce-selor repetate de fragmentare, detaşare de material şi reînglobare în stratul superfi-cial), pe grosime de 100..120 µm, concentraţia de PTFE este vizibil mai mică decât a materialului de bază; tribostratul are ~50...100 µm, dar este neuniform, compactat şi cu proprietăţi mecanice mai bune, fără a elimina PTFE, proces benefic pentru reducerea frecării.

a) După alunecare în apă, p = 3MPa şi

v = 2,5 m/s, PTFE + 60% bronz

b)PTFE + 60% bronz după frecare în apă,

cu v = 3 m/s şi p = 4,6 MPa

c) PTFE + 23% carbon + 25 grafit: strat

superficial obţinut după alunecare în apă la v = 2,5 m/s şi p = 1,5 MPa

d) PTFE + 23% carbon + 25 grafit; vedere

de sus a sabotului din c); e) v = 3 m/s şi p = 4,6 MPa

Fig. 2.126. Tribostratul compozitelor cu matrice de PTFE [226]

Datorită efectului de răcire a lubrifiantului, proprietăţile mecanice ale mate-

rialelor se păstrează, pierderea PTFE şi ecruisarea datorată sarcinii normale şi alunecării, cresc rigiditatea tribostratului, acest proces având loc simultan cu acomodarea celor două suprafeţe (a rolei şi sabotului), rezultatul este o bună comportare la frecare.

Studiul particulelor de uzură ajută la înţelegerea mecanismelor combinate de uzură, specifice compozitelor polimerice: din imaginile prezentate în Fig. 2.127


117

se pot observa particule mari, tip conglomerat, fragmentate şi reunite din cauza polimerului înmuit de câmpul termic intens în regim uscat; în b) particulele sunt roluite, ceea ce demonstrează că în contact ele au fost „corpuri” moi de rostogolire, justificând valorile relativ mici ale coeficienţilor de frecare.

a) PTFE + 20% fibră de sticlă + 5% grafit b) PTFE + 32% carbon + 3% grafit

Fig. 2.127. Particule de uzură, după alunecare în regim uscat Pentru compozitul cu bronz, studiul

particulelor de uzură arată de ce suprafaţa acestuia are rugozitate mare după alune-care, fie uscat, fie în apă, comparativ cu cele-lalte compozite; este probabil ca formarea particulei din Fig. 2.128 să fi început cu tragerea colţului din stânga-sus, conco-mitent cu o laminare (aplatizare) care să fi ecruisat materialul mai mult metalic, al par-ticulei. Antrenarea particulei între cele două suprafeţe a crescut tensiunea din zona de legătură cu substratul: a rezultat ruperea fragilă vizibilă în dreapta-jos a fotografiei. O astfel de rupere lasă suprafaţa cu asperităţi relativ mari şi destul de dure. Se observă şi în această particulă că PTFE este în cantitate foarte mică. În cazul PTFE, în regim uscat, se obţin particule mari laminate şi roluite, având lungimi maxime de câţiva milimetri dar şi particule fine, de câţiva microni (Fig. 2.129). La lubrifiere cu apă, ele sunt mai mici şi mai rare din cauza că materialul va curge mai greu (temperatura în contact urcă doar cu câteva grade faţă de cea a apei [266]).

Fig. 2.128. Particulă de uzură din PTFE + 60% bronz, ungere cu apă

(p=0,76 MPa şi v=0,5 m/s)

Fig. 2.129. Particulă de uzură din PTFE, regim uscat (p=0,76 MPa şi v=0,5 m/s)

118

Cap. 3. Deteriorarea lagărelor de alunecare

3.1. Introducere

Până în 1907 când suedezul Wingquist a realizat fabricarea în serie a lagă-relor de rostogolire nu exista problema alegerii tipului de lagăr, singurul disponibil fiind cel de alunecare. După această dată s-a născut o concurenţă susţinută între cele două tipuri principale: cele cu rostogolire au câştigat iar cele cu alunecare au pierdut din diversitatea aplicaţiilor, conturându-şi nişte domenii clare pentru care rulmenţii nu sunt deloc o soluţie; lagărele navale, lagărele motoarelor cu piston, cele de laminoare, de turbine, lagărele pentru echipament electrocasnic, mecanică fină etc. În prezent, doar 10...15% din lagăre sunt de alunecare.

Printre avantajele şi dezavantajele lagărelor cu alunecare se pot enumera: - suportă presiuni hertziene mari; - se comportă bine la sarcini pulsatorii, oscilante sau cu vibraţii; - necesită precizii ridicate de prelucrare şi montaj; - durabilitatea este, în general, mai mică decât a rulmenţilor şi depinde de apli-

caţie; se poate estima pe baza testelor, deoarece uzura este continuă dar cu viteză mică;

- suportă un anumit grad de impurificare a mediului sau a lubrifiantului, fără a afecta grav funcţionarea;

- gabaritul radial este redus dar cel axial mare, comparativ cu rulmenţii; - „căderea” este anunţată de creşterea jocului şi vibraţiilor, a temperaturii, a

coeficientului de frecare; - tehnologiile de obţinere sunt relativ mai ieftine faţă de cele pentru rulmenţi; - sunt sensibile la modificarea regimului de lucru (în special la schimbarea direc-

ţiei, a sarcinii, a temperaturii) şi nu sunt recomandate pentru opriri şi porniri dese; - lubrifiantul constituie o componentă principală a cheltuielilor (trebuie să fie

calitativ bun, dar şi într-o cantitate relativ mare). În funcţie de regimul de lucru se deosebesc: - lagăre în regim de frecare uscată, - lagăre funcţionând cu peliculă de fluid în:

- regim hidrostatic (pelicula se formează datorită presiunii statice ridicate, furnizată de pompe), - regim hidrodinamic (pelicula se formează din cauza antrenării forţate a fluidului într-un interstiţiu de secţiune variabilă, format între corpuri considerate rigide) [89], - regim elastohidrodinamic (pelicula este generată tot într-un intersti-ţiu variabil dar corpurile sunt considerate elastice, deformaţiile lor influenţând distribuţia de presiune în peliculă) [6, 74],


119

- regim magneto-hidrodinamic (lagărul funcţionează în regim hidro-dinamic dar o parte din portanţa lui este asigurată de câmpul magnetic aplicat),

- lagăre în regim mixt: când asperităţile străpung pelicula de lubrifiant şi în unele zone apare contactul direct; - lagăre cu regim variabil, incluzând şi regimul tranzitoriu caracteristic

pornirii şi opririi. Din punct de vedere al direcţiei sarcinii preluate, lagărele pot fi: radiale, axiale, radial-axiale (foarte rare).

3.2. Privire generală asupra deteriorărilor în lagăre de alunecare

Identificarea cauzelor distrugerii lagărelor de alunecare este foarte impor-

tantă pentru remedierea lor, înlocuirea sau reproiectarea altor lagăre. Prima etapă este examinarea vizuală a lagărelor deja defectate. De obicei căderea unui lagăr a fost rezultatul combinat al mai multor mecanisme de deterio-rare a materialului cuzinetului sau/şi fusului, dar şi a lubrifiantului. De multe ori, după iniţierea deteriorării, mecanismul care a stat la baza acesteia poate fi „ecra-nat” de următoarele procese de distrugere şi este important să se identifice primul. Un lagăr poate funcţiona în regim uscat, mixt sau cu ungere cu peliculă. În practică există o combinaţie de regimuri, fiecare din ele având o durată şi o caracteristică dependentă de mulţi factori. Formele de deteriorare vor depinde de setul de regimuri de lucru, de materialele implicate şi condiţiile de mediu. În 1995 Smith [240] recunoaştea următoarele ponderi ale cauzelor defectării lagărelor de alunecare (Fig. 3.1).

Fig. 3.1. Cauzele defectării lagărelor de alunecare [240]

Deterirorări în tribosisteme

120

Pe baze experimentale, pentru anumite materiale şi aplicaţii se stabilesc limite ale funcţionării lagărului, aşa cum sunt cele din Fig. 3.2, cele mai multe funcţie de viteză şi sarcină.

Fig. 3.2. Limitarea regimului de lucru pentru diferite tipuri de lagăre [89]

O clasificare a distrugerilor în lagăre de alunecare poate avea în vedere mai multe criterii, printre care; - procesul dominant de deteriorare (mecanisme şi tipuri de uzură), - cauza primară care a promovat distrugerea (design, proces tehnologic, montaj, exploatare, mentenanţă etc.). O analiză a unei defectări pentru un lagăr de alunecare trebuie să cuprindă:

- informaţii referitoare la soluţia de proiectare, - informaţii despre funcţionarea lagărului (durata de viaţă până la cădere,

condiţii de lucru, mai ales depăşiri ale acestora (sarcină, viteză, temperatură, şocuri); multe dintre lagărele mari, care deservesc industria energetică, metalurgică sunt monitorizate din punct de vedere al evoluţiei vibraţiilor, sarcinii pe arbore, temperaturii, investiţia în aparatura necesară nemaifiind prohiobitivă comparativ cu avantejele oferite în identificarea cauzelor de defectare şi optimizarea soluţiei constructive şi a mentenanţei;

- analiza lagărului după defectare (examinare vizuală (macro, micro- dar şi nano-), analize nedistructive, analize conexe legate de lubrifiant şi piesa pereche),

- informaţii despre alte subansamble care ar fi putut influenţa scenariul defectării (sistemul de ungere, şocuri şi/sau suprasarcini generate în procesul de exploatare etc.),

- schiţa unui scenariu şi schema logică, - măsuri care să împiedice reluarea „scenariului”.

Aşa cum s-a evidenţiat şi în capitolul anterior, o grupare a deteriorărilor în lagăre de alunecare se poate face după mai multe criterii:

- după mecanismul predominant care a dus la deteriorare. - după cauza principală care a provocat căderea.


121

Un specialist, indiferent de tipul lagărului, va încerca să catalogheze deterio-rarea din ambele perspective pentru a putea avea un rezultat care să promoveze o soluţie fiabilă [21, 54]. ISO [326] propune o clasificare a modurilor de deteriorare în lagăre astfel:

Moduri de deteriorare a lagărelor (conform ISO)

oboseală

uzură

coroziune

eroziune electrică

deformare plastică

rupere

oboseală iniţiată în substrat

oboseală iniţiată la suprafaţă

uzură abrazivă

uzură adezivă

provocată de mediu, lubrifiant etc.

tribocoroziune şi fretting

suprasarcină

identare - la manipulare, montare - contaminare cu particule străine

rupere forţată

rupere fragilă de oboseală

rupere termică

tensiune excesivă

scurgeri de curent prin lagăr

Fig. 3.3. Clasificarea mecanismelor de deteriorare în lagăre

3.3. Materiale pentru lagăre de alunecare

Complexitatea factorilor şi solicitărilor ce acţionează asupra lagărelor cu alu-necare impune o gamă variată de forme [52, 89, 144] şi de proprietăţi pentru


122

materialul cuzinetului, cel al fusului fiind, de cele mai multe ori, oţel tratat [43, 61, 75, 138, 144].

Rezistenţa la presiune de contact şi duritatea relevă cel mai important compromis pentru materialele antifricţiune; duritatea ar trebui să fie cât mai ridicată pentru a micşora uzura şi a prelua presiuni mari dar ar trebui să fie scăzută pentru ca materialul să poată îngloba particule şi să aibă o conformabilitate bună. În cataloagele de produse se dau presiuni medii admisibile pentru diferite grupe de aplicaţii şi materiale, dar valoarea acestora nu „dezvăluie” presiunea ma-ximă în contact, cea care este responsabilă pentru procesul „normal” de oboseală.

Rezistenţa la oboseală. Se recomandă elaborarea îngrijită a cuzineţilor astfel încât să nu prezinte pori, incluziuni cu structură mult diferită. Marea majoritate a cuzineţilor au în zona de contact o solicitare pulsatorie, dar cuzineţii motoarelor cu ardere internă sunt defavorizaţi, suportând sarcini alternante. Firmele producă-toare dau valori ale rezistenţei la oboseală în anumite condiţii de exploatare a unui material pentru cuzinet.

Conformabilitatea este proprietatea materialului de a se adapta eventua-lelor erori geometrice ale pieselor conjugate sau deformaţiilor în timpul funcţio-nării. Modulul de elasticitate reflectă această proprietate. O conformabilitate slabă (material prea dur pentru cuzinet) duce la apariţia unor suprasarcini locale, urmate de distrugerea peliculei, microsuduri, gripare.

Capacitatea de înglobare a particulelor este invers proporţională cu duri-tatea. Mecanismul de înglobare este specific fiecărei grupe de materiale pentru cuzineţi, materialele plastice fiind cele preferate dacă predomină impurirăţile solide în fluid sau/şi mediu.

Coeficientul de dilatare termică. Dacă materialul suportului cuzinetului şi cel al cuzinetului propriu-zis au coeficienţii de dilatare mult diferiţi, jocul în lagăr se modifică substanţial, cuzinetul se „desprinde“ de suport. Pentru cuzineţi cu coe-ficienţi mari de dilatare (materiale plastice, compozite polimerice) se recomandă pereţi subţiri, mai multe tronsoane pe direcţie axială, separate de elemente metalice.

Conductivitatea termică. Evacuarea căldurii rezultate din frecare este foarte important să se facă şi prin cuzinet. Materialele metalice nu ridică probleme deose-bite dar cele plastice sau compozitele acestora au o conductivitate termică redusă.

Rezistenţa la coroziune. Lubrifiantul manifestă întotdeauna un grad oarecare de agresivitate chimică, agravat de procesele specifice sistemului (arderi, şocuri termice, contaminare). Chiar şi mediul poate întreţine sau accelera coroziunea prin prezenţa agenţilor chimici, a aburului, umidităţii etc.

Compatibilitatea. Dacă încărcările locale depăşesc anumite valori, dacă apare regimul mixt sau chiar uscat, şi perechea de materiale nu a fost bine selec-tată, apar microsuduri, gripări locale sau mai extinse, ceea ce duce la deteriorarea rapidă a lagărului. Compatibilitatea este caracteristica unei perechi de materiale de a avea o tendinţă cât mai redusă de adeziune şi sudare; se poate aprecia între aliaje metalice, dar şi între materiale mult diferite (oţel pe material plastic, pe ceramică etc.). De exemplu, cupluri metalice cu grad mare de compatibilitate sunt Pb-Cu, Fe-Pb, Fe-Ag, iar necompatibile sunt Al-Fe, Fe-Cr, Ni-Cr deoarece acestea sunt solubile în stare solidă.


123

Coeficientul de frecare. Chiar dacă regimul staţionar este hidrodinamic sau elastohidrodinamic, la porniri şi opriri, contactul este uscat sau mixt, şi este bine ca acest parametru să aibă valori cât mai mici pentru aceste regimuri tranzitorii [144, 211].

Preţul unui material antifricţiune nu este întotdeauna relevant; un cuzinet scump poate determina scăderea preţului instalaţiei, a ungerii, a întreţinerii. De multe ori preţul unui cuzinet este mare din cauza tehnologiei de depunere a materialului antifricţiune.

Pentru unele materiale se determină experimental, în anumite condiţii de sarcină, temperatură, regim de ungere etc., valori limită ale produsului presiune medie-viteză, notat cu . Aceste valori nu se pot extrapola pentru un interval mai larg, şi deci, cercetarea experimentală în domeniul materialelor pentru lagăre are un rol foarte important [83, 89, 144].

( )admisibilp v⋅

Proprietăţile antifricţiune ale fontelor depind de cantitatea şi forma incluziu-nilor de grafit, ce absorb lubrifiant şi îl menţin pe suprafeţele în frecare, dar cuzineţii din fontă cer o precizie ridicată de execuţie şi montaj pentru că nu au conformabilitate. Fontele trebuie să nu aibă ferită şi cementită liberă. Mărci destinate lagărelor sunt: fonte cenuşii şi maleabile, fonte rezistente la uzură (aliate cu Ni, B, înalt aliate cu Cr, dar care sunt scumpe) [22, 92].

Se folosesc compozite sinterizate pe bază de fier, grafit, cupru, staniu; porozitatea le ajută la acumularea lubrifiantului, şi creşterea duratei de exploatare chiar în condiţii de ungere insuficientă sau în regim fără ungere.

Aliajele neferoase pentru lagăre se grupează funcţie de principalul element: - aliajele pe bază cupru au rezistenţă bună la oboseală, suportă solicitări mari

şi au o bună rezistenţă la uzură, rezistă în medii agresive şi chiar la cavitaţie dar sunt scumpe şi tehnologia este pretenţioasă. Pot fi bronzuri (Cu-Sn), alame (Cu-Zn), bronzuri cu Al, cu Pb, cu Be sau cu Mn [141]; cele înalt aliate sunt turnabile, cele cu mult cupru sunt deformabile şi se depun şi prin tehnologii de placare, presare etc.;

- aliajele nichelului au proprietăţi tribologice bune, sunt rezistente la coroziune şi refractare; unele prin îmbătrânire îşi măresc duritatea;

- aliajele pe bază de plumb şi staniu sunt printre cele mai bune materiale metalice pentru cuzineţi: au temperatura de topire scăzută şi în regim termic prea ridicat acţionează ca un lubrifiant semi-solid, au proprietăţi bune de turnare, stabi-litate mare în lubrifianţi, se pot prelucra uşor prin aşchiere; dezavantajul îl consti-tuie proprietăţile mecanice reduse, ceea ce obligă folosirea unui suport din fontă sau oţel pentru turnarea compoziţiilor [167, 254];

- aliajele de aluminiu, deşi au proprietăţi tribologice bune, au dezavantajul unui coeficient de dilatare de două ori mai mare ca al oţelului şi au aderenţă slabă la suport.

Materialele plastice sunt des utilizate pentru cuzineţi [129, 342, 349]. Deşi caracteristicile mecanice şi termice sunt inferioare aliajelor metalice, tind să le înlocuiască pentru că sunt mai puţin sensibile la schimbarea regimului de funcţionare, au proprietăţi autolubrifiante chiar în medii corosive sau abrazive, au densitate mică, absorb vibraţiile şi sunt silenţioase, se deformează uşor (au o conformabilitate bună) şi sunt relativ ieftine. Se recomandă cele termoplastice pentru a nu bloca lagărul în cazul unui regim termic prea sever. Se folosesc pentru


124

cuzineţi poliamidele, polimerii acrilici, bune rezultate fiind obţinute cu fluoropo-limeri şi compozite ale lor, acestea având o stabilitate termică mai bună faţă de alte termoplastice (–250 ...+260°C), rezistenţă foarte bună la agenţi chimici, cu excepţia celor cu halogeni, nu sunt aderenţi chiar în regim uscat, practic nu absorb apa sau alte fluide, dar sunt scumpi, au coeficient de dilatare mare. Un exemplu este politetrafluoretilena (PTFE), folosit sub formă de bucşe aplicate pe un suport mai rigid. Coeficientul mic de frecare se obţine datorită structurii lui moleculare; sub sarcină, el aderă pe suprafeţele metalice, frecarea realizându-se între straturi de PTFE, rezultând un coeficient foarte mic de frecare chiar în regim uscat (cu lubrifiere se obţine µ~0,03…0,1) [55, 175]. Pentru a mări rezistenţa mecanică şi la uzură a materialelor plastice se adaugă fibre organice sau de sticlă, grafit sau lubrifianţi solizi, rezultând compozite cu calităţi superioare [61, 76, 266].

Ceramicele şi compozitele pe bază de ceramice se folosesc pentru aplicaţii speciale: lagăre uscate, rezistente la uzură, cu sarcini mici şi moderate, fără şocuri mecanice şi termice, viteze într-un interval larg, lagăre utilizate în vid sau în medii foarte agresive. În compoziţie se pot găsi: oxizi de aluminiu, de siliciu, silicaţi, nitruri de siliciu, oxizi metalici ai titaniului, nichelului, zirconiului. Multe compozite de acest fel se obţin prin sinterizare sau depunere cu plasmă sau laser. Se folosesc la lagăre dar şi ca suprafeţe active la etanşări mobile [4].

Cristalele naturale sau sintetice, unele pietre semi-preţioase (rubin, safir, agat) se folosesc des în mecanica fină pentru cuzineţi.

3.4. Procese de deteriorare a lagărelor de alunecare 3.4.1. Oboseala superficială Procesul de oboseală superficială a unui cuzinet depinde de materialul

utilizat. Procesele complexe care au loc în aliajele antifricţiune ale cuzineţilor sunt

exemplificate în Fig. 3.4: particulele de uzură generate sunt apoi îngropate în aliajul alb şi nu rămân doar depozitate, ci sunt amestecate odată cu curgerea plastică, fragmentarea, laminarea repetată a stratului superficial [228].

În aliajele albe (pe bază de Sn-Sb-Pb, numite şi babbi-turi) deteriorarea prin obosea-lă se finalizează prin fisuri intergranulare, foarte subţiri, care apar şi se dezvoltă spre suprafaţă, preponderent în sensul de alunecare (Fig. 3.6). Deoarece fisurile nu avan-sează în suportul rigid al cuzi-netului, traseele lor se pot in-tersecta fie la suprafaţă (Fig. 3.6), fie aproape de suprafaţa

Fig. 3.4. Aliaj Al–20%Sn–1%Cu pentru lagăr,

după testare la alunecare [228]


125

de separare cu materialul suport (Fig. 3.5a), rezultând bucăţi relativ mari de aliaj antifricţiune exfoliate în aceeaşi direcţie. Fisurile se pot extinde iar materialul se poate exfolia până la descoperirea suportului mai rigid pe care a fost fixat (prin turnare de cele mai multe ori) cuzinetul (Fig. 3.5b).

Deşi cauza principală a deteriorării prin oboseală superficială este solicitarea pulsatorie, concentrată, la acest proces pot contribui, în combinaţii diverse, şi alţi factori. De exemplu, pe cuzinet pot apare în afara solicitării ciclice de compresiune, tensiuni chiar alternante din cauza încovoierii fusului sau deformării suportului de lagăr şi, implicit, a cuzinetului, astfel procesul de deteriorare prin oboseală se accelerează. De observat că oboseala apare indiferent de tipul legăturii cuzinetului cu piesa suport: prin turnare, lipire sau montare cu ajustaj cu strângere etc.

Temperatura de lucru în lagăr este foarte importantă pentru că o creştere a acesteia determină scăderea rezistenţei la oboseală a materialului cuzinetului.

a) Fisuri de oboseală într-un aliaj alb [319] b) Aspect macro al unui segment oscilant

dintr-un lagăr radial (Sn-Pb) [318] Fig. 3.5. Oboseală superficială în aliaje antifricţiune albe

Fig. 3.6. Reţea superficială de fisuri de oboseală pe un lagăr axial [318]


126

În general lagărele cu cuzineţi din aliaje albe se pot recondiţiona. Încă din proiectare se prevede o anumită durată de viaţă a acestora; exploatarea în continuare a lagărelor peste această valoare este foarte riscantă. Un exemplu tipic este lagărul de la laminoarele de tablă.

Aliajele ceva mai dure, pe bază de cupru prezintă o creştere a durităţii superficiale prin ecruisare (Fig. 3.7).

a) Aliaj 10,13%Sn+0,18%P+9,89%Pb+0,03%Zn+0,56%Ni+0,04%Sb, restul Cu)

b) Aliaj 0,01%Pb+0,08%Zn+4,77%Fe+4,49%Ni+9,25%Al+1,06%Mn, restul Cu

c) Aliaj (9,7%Sn+0,15%P, restul Cu)

d) Variaţia durităţii superficiale, înainte şi

după alunecare e) Uzura (în mm3) după alunecare

Fig. 3.7. Frecare uscată pe fus de oţel: v=0,09 m/s [141]


127

Din rezultatele lui Kimura în regim uscat (Fig. 3.7) [141] se poate concluziona că este importantă modificarea durităţii pe durata alunecării, proces care îi conferă stratului superficial timpul necesar unei mai bune acomodări şi mai puţin duritatea iniţială a aliajului. În principiu procesele care au loc la alunecare uscată sunt similare: o alungire a grăunţilor cristalini în sensul alunecării, mai accentuat spre suprafaţă: la primul aliaj tendinţa de exfoliere este mai mare (oboseala apare şi se dezvoltă mai repede).

Prezenţa impurităţilor în lubrifiant este o cauză a accelerării oboselii şi prin iniţierea fisurilor la suprafaţa lagărului, care vor facilita slăbirea stratului superficial şi iniţierea şi propagarea fisurilor din substrat.

Lagărele de alunecare lubrifiate trebuie să aibă sistem de filtrare a lichidului, de înlocuire a eventualelor priederi prin etanşări, evaporare etc. pentru ca o cantitate suficientă de lubrifiant poate fi cauza întreruprii generării unei pelicule portante, a evacuării mai lente a căldurii generate în lagăre.

Alte cauze ale oboseli premature într-un cuzinet pot fi: - nealinieri rezultate din montaj sau din exploatare, - o excentricitate în afara intervalului estimat la proiectare, - neechilibrarea dinamică a arborelui, care produce suprasarcină cu aceeaşi

perioadă ca şi sarcina utilă, - deformările flexionale prea mari ale arborilor, - existenţa unui ciclu termic, - vibraţiile. Oboseala prematură a palierelor din Fig. 3.8 este provocată de suprasarcină

sau supraalimentare cu combustibil; este posibil ca materialul palierului să nu fi fost bine selectat – o rezistenţă la oboseală redusă; se observă că distrugerea stratului superficial este localizată.

Fig. 3.8. Oboseală prematură pe paliere de arbore cotit [315]

3.4.2. Uzura abrazivă în lagăre de alunecare

Uzura abrazivă predomină în lagărele de alunecare care funcţionează în regim uscat sau mixt, şi atunci, încă din proiectare sau pe baza unor teste de laborator se cunoaşte viteza de uzură şi se poate estima durata de viaţă; în acest caz este vorba de o deteriorare acceptată şi previzibilă, numită deseori „normală”.


128

Dar abraziunea se pro-duce şi în lagăre cu ungere HD sau EHD când, din diver-se cauze, apare contactul di-rect între suprafeţe; se dez-voltă o uzură abrazivă şi când lubrifiantul este impurificat cu particule solide (Fig. 3.9).

Materialul cuzinetului este mai moale, nu numai pentru a avea un contact con-form cu fusul şi pentru a mi-nimaliza o nealiniere mică de început, dar şi pentru a putea îngloba particule dure, prote-jând astfel fusul. Există totuşi o limită a acestui proces de protejare. Fie contaminanţii sunt foarte numeroşi, fie stratulunele rămân proeminente şi zgâr

Rezultatul uzurii abrazivede contact cu fusul, urmarea fiintrebuie înlocuit. Modificarea joc(lobate, tip lămâie etc.) pentru cărele hidrodinamice pot funcţionapermite formarea peliculei portasă funcţioneze într-un regim mParticulele dese dar mici pot fi a

Fig. 3.9. Uzură abrazivă şi cu urme de micro- aderenţă (scoring) cauzată de impurităţi mecanice antrenate de

lubrifiant [319]

superficial a fost „saturat” cu particule dure şi iind fusul.

este o pierdere de material a cuzinetului în zona d o mărire a jocului şi, la un moment dat, lagărul ului este mai periculoasă la lagărele necilindrice măreşte rapid instabilitatea în funcţionare. Lagă- până la o anumită valoarea limită a uzurii, care

nte. Peste această valoarea a uzurii, lagărul începe ixt apoi chiar uscat, distrugând rapid cuzinetul. ntrenate de lubrifiant şi au o acţiune abrazivă în

direcţia curgerii lui. Procesul de uzură are as-

pecte particulare, funcţie de gru-pa de materiale pentru cuzinet: metalice, polimerice, ceramice, compozite (Fig. 3.11...Fig. 3.13). Sunt preferate materialele care pot îngropa în stratul superficial particulele dure, pentru că astfel se minimalizează uzura abrazi-vă. De exemplu, Fig. 3.10 pre-zintă particule metalice şi impu-rităţi din lubrifiant, captate şi îngropate într-un cuzinet exe-cutat dintr-un compozit cu ma-trice de PTFE şi fibră de sticlă.

Fig. 3.10. Regim uscat pentru PTFE + 15% fibră de sticlă, pe oţel), caracterizat prin înmuierea şi

curgerea polimerului pe direcţia de alunecare. v=0,5 m/s, p=0,79 MPa (Φ60x 25 mm).

Alunecare de la stânga spre dreapta [266]


129

Fig. 3.11. Uzură abrazivă pe un sector de lagăr axial [315]

Fig. 3.12. Uzură abrazivă severă, însoţită de scoring pe un cuzinet din bronz cu plumb, cauzată de contami-narea uleiului prin montarea lagăru-lui fără curăţarea carcasei. [319]

Fig. 3.13. Uzură abrazivă şi înglo-bare a particulelor dure în stratul superficial al lagărului din aliaj Sn-Pb Particulele de impurităţi sunt suficient de mici pentru a fi antrenate în interstiţiu convergent al lagărului dar sunt destul de mari pentru a nu putea trece prin zona de înălţime minimă a peliculei şi se aglomerează în zona de presiu-ne ridicată, participând la accelera-rea oboselii superficiale pentru că iniţiază concentratori de tensiune şi fisuri. [315]

În lagărele care funcţionează în mediu sau cu lubrifiant cu vâscozitate redusă (apă, apă sărată, soluţii, emulsii), pelicula de lubrifiant, chiar dacă există condiţii de formare, poate fi parţială şi cu întreruperi la orice schimbare de regim (pornire, oprire, variaţii de sarcină şi/sau viteză etc.), uzura abrazivă fiind dominantă în distrugerea cuzinetului (Fig. 3.14...Fig. 3.16).


130

Fig. 3.14. Uzură adezivă şi abrazivă; arbore din oţel inoxidabil, cuzinet din aliaj de Cu + lubrifiant solid; v=0,5 m/s, p=20 MPa; apă

sărată [43]

Fig. 3.15. Uzură abrazivă pe arbore de oţel inoxidabil, şi pe cuzinet (spart) din oţel

inoxidabil + grafit; v=0,2 m/s, p=8 MPa; apă de mare [43]

Fig. 3.16. Arbore şi cuzinet acoperiţi cu stelit; v=6,5 m/s, p<0,5 MPa; apă de mare. Uzură abrazivă localizată, prin

antrenarea unei particule mari şi dure, în zona contactului [43]

Fig. 3.17. Cuzinet din polietilenă de înaltă densitate; v=6,5 m/s, p=0,5 MPa; ungere cu

apă. Urme de curgere şi extrudare a materialului plastic [43]

În funcţie de natura materialului cuzinetului, procesul abraziv este însoţit şi de alte procese de deteriorare: aderenţa poate apare după iniţierea unui proces abraziv ca urmare a creşterii temperaturii în contact din cauza modificării topografiei suprafeţei; tribocorziunea poate fi accelerată din cauza expunerii de noi


131

suprafeţe atacului agenţilor agresivi din lubrifiant şi/sau mediu. De exemplu, radicalii liberi din uleiuri sau unii aditivi se pot fixa chimic de materialul cuzinetului, rezultând de cele mai multe ori produşi mai friabili şi mai uşor de îndepărtat la alunecare directă. Astfel Fig. 3.17 prezintă un cuzinet din polietilenă de înaltă densitate, distrus probabil în timpul unui regim mixt, datorită instabilităţii lagărului; se observă că deşi iniţial procesul a fost abraziv pe zonele de contact direct, căldura degajată prin frecare a dus la curgeri plastice ale materialului, pe direcţie similară evacuării laterale a apei utilizate ca lubrifiant.

Deşi dur, fusul suferă şi el un proces de abraziune, mai ales în cazul contactului cu cuzineţi relativ duri, executaţi din ceramice, aliaje metalice mai dure sau compozite ale lor (Fig. 3. 14...Fig. 3.16)

3.4.3. Eroziunea în lagăre de alunecare În lagărele de alunecare eroziunea apare dacă lubrifiantul, având o viteză

mare, antrenează particule solide foarte fine, a căror dimensiune este mai mică decât înălţimea minimă a peliculei de lubrifiant, altfel s-ar obţine un proces de deteriorare prin abraziune şi scoring [319]. Acest tip de uzură se poate întâlni la lagărele şi turbinele care vehiculează apa cu particule fine de nisip [246]. Atenţie că aspectul macro (vizual) poate fi asemănător cu produs de cavitaţie (vezi subcapitolul următor) dar în exemplul din Fig. 3.19 faptul că procesul de deteriorare este vizibil în zona de alimentare cu lubrifiant susţine ipoteza că eroziunea cu articule solide este cauza.

Fig. 3.18. Eroziune pe un lagăr radial, cauzată de prezenţa în ulei a unor particule mici şi dure [319]

Fig. 3.19. Eroziune în jurul orificiului alun-git, de alimentare cu lubrifiant. Uleiul a con-ţinut particule dure, suficient de mari încât să nu fie antrenate de fluid şi care s-au blocat în zona de alimentare a lubrifiantului, provocând în final distrugerea muchiilor orificiului. [319]


132

3.4.4. Uzura de cavitaţie

Uzura de cavitaţie apare la lagărele de alunecare din mai multe cauze: prezenţa bulelor de vapori sau gaz în lubrifiant, zona depresurizată de la ieşirea din contact a lagărului, instabilitatea lagărului (însoţită de vibraţii), viteze foarte mari. Eroziunea prin cavitaţie depinde foarte mult de material. La lagărele axiale, distrugerea are intensitate crescândă spre exterior, din cauza vitezelor de alunecare mai mari în această zonă. Figurile 3.21 şi 3.22 prezintă două distrugeri ale lagărelor, cauzate în principal de cavitaţie.

Cavitaţia apare în lagărele radiale şi axiale lubrifiate în regim hidrodinamic dar şi elastohidrodinamic. La ieşirea din contact (din zona presurizată) fluidul are tendinţa să formeze dâre (curenţi) orientaţi în sensul de evacuare a fluidului (şi nu circumferenţial, în direcţia de alunecare a corpurilor solide).

Concentraţia bulelor de gaz nu este uniformă, nici ca număr, nici ca mărime. Cavitaţia poate apare şi în zo-nele în care fluidul are schimbări bruşte de presiune şi viteză, cum sunt „buzunarele” sau canalele de alimen-tare. Presiunea de alimentare cu lubri-fiant are oarecare influenţă asupra re-ducerii cavitaţiei în zona adiacentă ali-mentării, în sensul că orificii mai mari şi o presiune de alimentare ceva mai ridicată reduce riscul apariţiei cavita-ţiei în jurul acestor zone.

Figura 3.20 arată sugestiv zona predispusă la cavitaţie într-un lagăr radial [144]: scăderea bruscă a presiu-nii fluidului la ieşirea din contact favorizează antrenarea şi formarea bulelor de gaz în fluid, premise pentru iniţierea procesului de cavitaţie. Cu cfluidului va fi mai mare în această zonăproces de deteriorare superficială. Aşacavitaţie” au direcţiile de evacuare a fluid

Trebuie reţinut că procesul cavipentru un interval restrâns al paramtemperatura în contact). În practică estcauze: deformaţii ale elementelor lagărulşi a sarcinilor externe, variaţii ale vitezealimentare cu lubrifiant, impurificarea temperaturii fluidului în interstiţiul dalimentare cu fluid dar şi la ieşirea temperatură ridicată („încălzit în contact

Fig. 3.20. Zona predispusă la cavitaţie (180º…225º) pe un lagăr radial

ât saltul de presiune şi temperatură al cu atât mai repede se va dezvolta acest cum se vede în Fig. 3.21 „urmele de ului din lagăr (spre marginile laterale). taţional poate fi redus substanţial doar etrilor de funcţionare (sarcină, viteză,

e greu de evitat cavitaţia din mai multe ui din cauza variaţiei temperaturii în lagăr i de funcţionare, variaţii ale presiunii de acestuia, şi, nu în ultimul rând variaţia intre cuzinet şi fus. Atât în zona de

din contact un volum de lubrifiant cu ” se va amesteca cu fluidul mai rece adus


133

dinspre zona de alimentare, ceea ce favorizează prezenţa bulelor de gaz. Locaţia zonelor cu cavitaţie, mai ales a celor dinspre ieşirea din contact depind de excentricitatea lagărului radial [89, 246], de viteza de evacuare a fluidului pe direcţie laterală şi circumferenţială. La lagărele axiale cavitaţia apare în special spre exteriorul sectoarelor deoarece aici viteza de alunecare a corpurilor este mai mare, implicit şi fluidului antrenat. Din cauza variaţiei mari a presiunii şi vitezei fluidului, cavitaţia poate apare şi pe suprafeţele laterale ale lagărelor (Fig. 3.22): turaţia arborelui este foarte mare (25000 rot/min), rezultând vibraţii; aspectul suprafeţei deteriorate seamănă cu cel al acţiunii valurilor pe un ţărm nisipos (Fig. 3.22b). Cauza a fost amestecul agentului de refrigerare cu lubrifiantul, creând un amestec favorabil cavitaţiei (prezenţa bulelor de gaz).

Fig. 3.21. Eroziune datorată cavitaţiei, la un lagăr de motor. Gradientul mare de presiune în

contact face ca bulele de vapori din ulei să implozeze [319]

a) b)

Fig. 3.22. Uzură de cavitaţie pe suprafaţa laterală a unui lagăr din aliaj Pb-Sn, la un compresor de refrigerare (a), din cauza instabilităţii; (b) detaliu detaliu mărit al suprafeţei

erodate [319]


134

La palierele arborilor cotiţi şi la lagărele bielelor se poate observa cavitaţie mai ales dacă lubrifiantul este mai puţin vâscos şi are tendinţă de spumare; în general zonele deteriorate prin cavitaţie sunt poziţionate în faţa ieşirii din contact (Fig. 3.23), şi pot avea urme de coroziune (a). Aspectul depinde de structura şi proprietăţile materialului selectat pentru paliere.

a) [350] b) [315]

Fig. 3.23. Uzură de cavitaţie în palierele arborilor cotiţi. Deteriorarea apare la ieşirea din zona de presiune a lubrifiantului şi aspectul depinde de materialul palierului.

La sectoarele lagărelor axiale, executate din aliaje albe, uzura de cavitaţie

poate avea aspectul din Fig. 3.24, sub forma unor micro-goluri în zonele de variaţie bruscă presiunii şi vitezei fluidului de ungere. Perioada de incubaţie a procesului de cavitaţie, în fond tot un proces de oboseală poate fi mărită astfel încât lagărul să se deterioreze „normal”, prin oboseală mecanică, abraziune. Iată câteva recoman-dări care pot avea acest rezultat: re-ducerea jocului în lagăr, reducerea gabaritului radial, creşerea debitu-lui de fluid prin lagăr, creşterea vâscozităţii lubrifiantului (prin răcire şi/sau selectarea unuia cu vâscozitate şi indice de vâscozitate mai mari), modificarea presiunii de alimentare cu lubrifiant, şi, în final, alegerea altui material pentru sec-toare, mai dur. Atenţie însă, că pentru a observa o îmbunătăţire, duritatea trebuie să fie substanţial mai mare (unii specialişti [246] recomandând o creştere de două … trei ori a durităţii).

Fig.3.24. Cavitaţie pe un sector de lagăr axial [254]


135

3.4.5. Fretting-ul în lagăre de alunecare

Fretting-ul şi uzura chimică sunt greu de separat dacă lagărul a funcţionat deja. Un mediu agresiv chimic şi prezenţa vibraţiilor le pot accelera, intercon-diţionându-le. Fig. 3.25 prezintă rezultatul unui fretting pe cuzinetul unui lagăr, când sistemul este staţionar, dar supus vibraţiilor. Urma apare în planul vertical (al sarcinii, probabil doar greutatea proprie) şi nu deplasată în sensul de alunecare, aşa cum ar apare dacă fretting-ul s-ar produce în funcţionare. Fig. 3.26 arată uzura fretting, produsă pe un sector al unui lagăr axial, din cauza vibraţiei axului-pivot.

Fig. 3.25. Fretting pe un cuzinet, generat pentru că, deşi staşionar, lagărul a fost supus vibraţiilor din

cauza vibraţiilor [319]

Fig. 3.26. Fretting provocat de vibraţia axului pivot [319]

Următoarea figură poate fi încadrată ca o greşeală, dar momentul apariţiei

acesteia poate fi la proiectare sau la montaj. Rezultatul este un proces de fretting din cauza unei strângeri neadecvate între suprafaţa exterioară a lagărului şi supra-faţa de reazem din carcasă. Pentru palierul din Fig. 3.27 strângerea între suprafaţa lui exterioară şi locaşul de montaj a fost prea mică, şi după un timp de funcţionare, din cauza vibraţiilor, au apărut urme tipice de fretting. Acestea pot apărea şi în cazul în care există abateri de formă prea mari ale locaşului, palierului sau ale ambelor piese. În fotografie se pot observa şi urme de coro-ziune specifică. În plus, o ase-menea greşeală duce şi la su-praîncălzirea lagărului deoa-rece transferul termic se face mai greu dinspre zona solici-tată din lagăr, spre carcasă. Cauza poate fi, de exemplu, o strângere defectuoasă a şu-ruburilor bielei, ca poziţie şi/sau ca mărime a forţei de asamblare.

F

ig. 3.27. Fretting provocat de un ajustaj cu strângere preamică între palierul lagărului şi locaşul acestuia [315]


136

3.4.6. Uzura chimică şi tribocoroziunea Rezultatul reacţiilor chimice asupra lagărului este dezastruos şi durabili-

tatea se reduce drastic. Procese chimice, descrise aici separat, pot acţiona şi simul-tan, cu pondere diferită: - reacţiile chimice din lubrifiant duc la formarea de depozite pe suprafaţa lagărului, viteza de depunere fiind proporţională cu temperatura, în special în zona încărcată a contactului, - reacţii chimice între materialul lagărului şi lubrifiant, produsele de degra-dare a lubrifiantului şi/sau contaminanţi externi. Efectul poate fi diferenţiat: înlă-turarea selectivă a anumitor faze din materialul lagărului sau formarea de depozite pe suprafaţa lagărului, aceste procese sunt tot dependente de temperatura locală, instantanee în lagăr, - reacţii electro-chimice între materiale şi lubrifiant, mai ales la alegerea inco-rectă a lubrifiantului sau la contaminarea lui cu anumite substanţe, diferenţa faţă de procesele descrise mai sus fiind că nu depind atât de mult de temperatură şi apar pe toată suprafaţa lagărului, nu preferenţial în zonele cu câmp termic cu valori ridicate. În Fig. 3.28 se observă formarea de oxid de staniu (negru şi casant) pe sectoarele unui lagăr axial. În zona de presiune ridicată (alunecare, de la dreapta spre stânga în b), stratul de oxid a fost fragmentat şi îndepărat, fie de lubrifiant, fie prin contact direct, depozitul rămânând intact în zona de presiune scăzută (la ieşirea din contact). Creşterea temperaturii a determinat topirea aliajului Sn-Pb şi accele-rarea fragmentării stratului de oxid. Procesul este accentuat de prezenţa apei şi de procese electrolitice [24].

a) Vedere a sectoarelor corodate ale unui lagăr axial b) Detaliu de pe un sector

Fig. 3.28. Uzură corosivă [319]


137

Fig. 3.29. Depozite de sulfură de cupru pe

sectoarele unui lagăr axial [24]

Oxidarea staniului din ali-

ajele albe (Fig. 3.29) este o reacţie electrochimică care reduce până la eliminare, capacitatea de în-globare a impurităţilor antrenate de lubrifiant; oxidul de staniu, având o duritate mare, se recu-noaşte după nuanţa de maro în-chis, chiar negru. Iniţierea proce-sului de tribocoroziune se face în zonele cu temperatură şi presiu-ne ridicate. Odată format, oxidul nu poate fi dizolvat şi duritatea acestuia împiedică „captarea” şi îngroparea impurităţilor; în plus poate promova un proces abraziv, prin detaşarea mai uşoară a particulelor de uzură datorită diferenţei mari între proprietăţile mecanice ale oxidului şi materialului din care se formează. Deteriorarea poate fi încetinită sau chiar neiniţiată dacă se acţionează asupra factorilor care o produc: înlocuirea lubrifiantului, reducerea temperaturii uleiului, curăţarea atentă a elementelor lagărului şi sistemului de ungere (conducte, pompe, filtre).

Fig. 3.30. Proces combinat de uzură corosivă şi deteriorare termică [254]

Depozitele de oxi-dare pe un sector oscilant sunt cauzate de creşterea excesivă a temperaturii. Deşi temperatura foarte ridicată durează câteva milisecunde, este suficient pentru oxidarea hidrocar-burilor din lubrifiant chiar dacă există aditivi anti-oxidanţi (Fig. 3.31). Uzura chimică este asociată, din
Fig. 3.31. Tribocoroziune pe un lagăr axial, cu sectoare [319]


138

cauza temperaturii ridicate cu deformări plastice sau curgeri locale de material. Şi în lagărele de alunecare se observă formarea compuşilor de reacţie în zona de maximă presiune şi temperatură (Fig. 3.32). Identificarea compuşilor din aceste depuneri trebuie făcută cu mare atenţie pentru a nu modifica natura lor: se recomandă spectometria cu radiaţii X, cu radiaţii înfraroşii sau analiză chimică.

Fig. 3.32. Depozite de sulfură de cupru pe cuzinet din aliaj Sn-Pb. Aliajele fără cupru

nu sunt aşa sensibile la atacul sulfului, deşi în condiţii severe de funcţionare pot forma sulfura de plumb [319]

Produse de reacţie rezultate în urma tribocoroziunii depind de scopul întregului sistem tehnic în care se montează lagărul: de exemplu, aspectul parti-cular al tribocoroziunii din Fig. 3.33 se datorează formării depozitelor de succinat de amoniu pe suprafaţa lagărulului unui compresor de sinteză a amoniului.

Fig. 3.33. Tribocoziune pe un cuzinet de lagăr [319]


139

3.4.7. Distrugeri superficiale la trecerea curentului electric Atât sarcinile electrostatice cât şi cele electromagnetice pot genera descărcări electrice prin peliculele subţiri de lubrifiant, rezultatul fiind distrugerea superfici-ală a pieselor în contact, mai probabil a piesei executată din material cu punct sau interval de topire mai coborât. Denumirile asociate acestui proces de deteriorare sunt diverse, incluzând pitting electric, eroziune electrică. Forma mai puţin severă este vizibilă cu ochiul liber ca o suprafaţă mai mată, „glazu-rată” sau mătuită (Fig. 3.34, şi Fig. 3.35), dar continuarea funcţionării poate deteriora suprafaţa sub forma unor micro-cratere vizi-bile, care, modificând topografia, duc la tre-cerea lagărului în regim mixt sau chiar uscat şi la o distrugere rapidă.

Descărcările electromagnetice apar frecvent datorită scurgerilor de curent în mo-toare electrice dar şi în sistemele cu piese mari în rotaţie (turbine, compresoare) sau dacă rotoarele sunt „ridicate” în câmp elec-tromagnetic. Specialiştii [246, 315] estimează că eroziunea electrică apare de la o tensiune minimă de 250 mV.

Descăcările electrostatice pot apare în tcare includ procese tehnologice cu fluide care ansamblu (solvenţii de exemplu). Se consideră eroziunii electrice o tensiune de ~20V. Soluţiile pentru micşorarea riscului prodriorare sunt: un sistem de împământare adecvareazem pentru lagăre sau o combinaţie a acestor

Fig. 3.35. Aspect tipic al unu cuzinet prin car

Fig. 3.34. Cuzinet deteriorat la trecerea

curentului elctric [319]

ransmisii cu curele sau în sisteme pot modifica rezistenţa electrică în că este periculoasă pentru iniţierea

ucerii acestui mecanism de dete-t aplicaţiei, izolarea lăcaşurilor de

a.

e a trecut curent electric [319]


140

Astăzi puţine sunt sistemele în care să nu existe acţionare pe baza energiei electrice, iar lagărele cu elemente metalice (rulmenţi şi cuzineţi) sunt expuse aces-tui tip de deteriorare. Arcul electric se produce când suprafeţele metalice sunt separate de un interstiţiu, fie acesta şi „umplut” cu lubrifiant. Deşi durata arcului electric este de ordinul milisecundelor, energia trasmisă prin arcul electric este suficient de mare pentru a topi local un micro-volum de material; pot exista condi-ţii de vaporizare a metalului; odată în stare topită, materialul este supus şi oxidării (mecanismul pittig-ului electric este dat în Fig. 3.36 şi exemplificat în Fig. 3.37, care arată deteriorarea cuzinetului unui motor electric după o scurtă perioadă de testare, după o reparaţie capitală, provocată de o greşeală de legare la pământ).

Fig. 3.36. Mecanismul formării pitting-ului electric [246]

Uzura rezultată este pro-porţională cu mărimea fluxului energetic indus între suprafeţe şi invers proporţională cu viteza re-lativă a suprafeţelor [246]. Natura suprafeţelor este şi ea importantă: reacţia unei suprafeţe anodice diferă de cea catodică, produsele rezultate în urma creşterii tempe-raturii şi agresiunii mediului ini-ţiază o uzură corosivă care poate deteriora şi mai mult straturile superficiale. Este cazul, de exem-plu, a aditivilor cu sulf din lubri-fianţi, care accelerează uzura suprafeţelor pe post de anod. Adler [1] recomandă o atenţiemântare trece de 1V. Lagărul din Fgrup generator de 11MW. Studiul cauza curentului electric (Fig. 3.38bcraterele prezintă muchii rotunjite dse observă în figură, grosimea liniei

Fig. 3.37. Eroziune provocată de arcuri electrice în zona încărcată a lagărului: se observă aspectul

topit al micro-craterelor [319]

deosebită dacă tensiunea detectabilă la împă-ig. 3.38a [1] a fost demontat din turbina unui la microscop a scos în evidenţă eroziunea din ). Zonele afectate sunt neuniforme iar micro-in cauza topirii aliajului de lagăr; mărimea lor albe fiind de aproximativ 20µm. Urmele fine şi


141

regulate sunt rezultatul prelucrării finale a cuzinetului. Urma mult prelungă din dreapta figurii arată că, uneori, arcul electric produs durează mai mult.

a) Aspect macro b) Aspect micro

Fig. 3.38. Deteriorarea suprafeţei unui cuzinet din cauza descărcărilor electrice prin lagăr [1]

Este greu de stabilit numai din examinarea vizuală dacă deteriorarea s-a produs la sarcini electrostatice sau electromagnetice. În Fig. 3.39 sunt date deterio-rarea ambelor triboelememente dintr-un lagăr, provocată de descărcări electrosta-tice. Analiza întregului sistem va clarifica mecanismul de formare a arcului electric, şi va fi sursa unor soluţii de deviere a descărcărilor electrice. Se observă că la cuzinet zona deteriorată corespunde zonei cu grosime minimă de lubrifiant (zona solicitată a contactului) pe când fusul are o zonă cilindrică de deteriorare.

a) Cuzinetul b) Fusul

Fig. 3.39. Lagărul unui compresor centrifugal, distrus prin pitting electric (descărcări electrostatice) [319]


142

Problema este că distrugerea prin descărări electrice poate fi „ecranată”. Dacă sistemul nu poate fi oprit suficient de repede sau dacă eroziunea electrică se accelerează, apare o uzură abrazivă severă care poate „îndepărta” sau poate modifica atât de mult topografia suprafeţei încât să nu se mai observe forma specifică a micro-craterelor produse la trecerea curentului electric (margini mai netede datorită topirii sau înmuierii materialului, forme relativ sferice, alungite în direcţia de alunecare etc.).

3.4.8. Oboseala şi uzura termică

Creşterea temperaturii poate afecta atât compoziţia chimică cât şi structura materialelor lagărului, stabilitatea dimensională a pieselor supuse temperaturii ridicate. În plus, regimul termic ridicat distruge iremediabil şi lubrifiantul, iniţial prin modificarea proprietăţilor mecanice ale acestuia, în special vâscozitatea, dar apoi prin promovarea de reacţii chimice ireversibile, cu produşi solizi agresivi mecanic şi chimic pentru materialele în contact. Problema este că regimul termic în lagăre este ciclic, chiar dacă este vorba despre un regim uscat impus încă din proiectare, ceea ce înseamnă o reducere a rezistenţei la oboseală a materialelor implicate (vezi subcapitolul referitor la oboseala termică). Câteva exemple de distrugeri ale lagărelor axiale, din cauza unui câmp termic cu valori prea ridicate, sunt prezentate în Fig. 3.40…Fig. 3.43, cu explicaţii privind particularitatea deteriorării, date în dreptul fiecărei figuri. Evident procesele se pot iniţia şi dezvolta şi la lagărele radiale.

Fisurile apar şi din cauza diferenţelor în proprietăţile termice ale materia-lelor: coeficienţi de dilatare mult diferiţi pentru cuzinet şi piesa suport – de obicei din oţel sau fontă, conductivităţi termice diferite care duc la evacuarea mai lentă şi „direcţionată” a fluxului termic prin materialul cu conductivitate termică mai mare. În Fig. 3.40 se observă că fisurile de oboseală termo-mecanică au provocat îndepărtarea aliajului alb în zona cozii de rândunică (asamblarea cu suportul de oţel) deoarece forma favoriza şi concentrarea tensiunilor şi diferenţele locale. Procesul de deteriorare este mai accentuat dacă legătura cu substratul mai rigid este slabă, aşa cum sugerează şi lipsa aliajului alb din stânga sectorului. Concluzia ar fi că fixarea aliajelor antifricţiune prin forme care generează concentratori termo-mecanici nu se recomandă.

Fig. 3.40. Oboseală termică a aliajului Sn-Pb. Faza mai moale a aliajului sau cea cu interval de topire mai coborât, poate fi îndepărtată preferenţial [24]


143

Fig. 3.41. Distrugere superficială prin exfoliere în zona de intrare în contact a sectorului unui lagăr axial, din cauza solicitării termo-mecanice ciclice [24]. Zona deteriorată este cea în care apar cele mai mari variaţii de temperatură (în zona contactului temperatura este ridicată dar

diferenţa de temperatură este mare în zonele de antrenare a lubrifiantului în contact.

Fig. 3.42. În regim termic ridicat, din cauza diferenţelor între coeficienţii de dilatare şi între conductivităţile termice ale constituenţilor unui aliaj, pot apare fisuri. Au loc exfolieri şi din cauza pro-prietăţilor termice diferite ale acoperii şi suportului cuzinetului, accentuate şi de o slabă aderenţă tehnologică. [24]

Fig. 3.43. Deteriorare prin oboseală termică a unui aliaj antifricţiune

tip babbit, anizotrop (thermal ratcheting). [253]

Supraîncălzirea poate avea aspecte particulare funcţie de structura materia-

lelor, de natura lubrifiantului: de la decolorări ale aliajelor albe, fisurări, curgeri şi deformaţii localizate sau generalizate. Ciclurile termice pot induce modificări de fază ale aliajelor, cu deformări caracteristice ale suprafeţei: de exemplu, aliajele cu


144

structuri anizotropice (cum sunt şi unele babbit-uri) au coeficienţi de dilatare diferiţi pe axele de dezvoltare a cristalelor, ceea ce va deforma diferenţiat materialul, inclusiv suprafaţa (în literatura de limbă engleză procesul de deteriorare este numit thermal ratcheting).

Unii lubrifianţi conţin aditivi care se activează după depăşirea unui anumit prag de temperatură, reacţionând cu suprafaţa metalică şi rămânând fixaţi de aceasta. Procesul se iniţiază în zonele cu temperatură şi presiune ridicată, aşa cum se poate observa pe sectorul de lagăr axial din Fig. 3.44: cu aproximaţie intensitatea depunerilor reconstituie distribuţia de presiuni şi câmpul termic pe sector.

Fig. 3.44. Supraîncălzire cu formarea de compuşi chimici

pe baza aditivilor din lubrifiant [253]

Analiza aceastei distrugeri a suprafeţei contactului poate da unele soluţii, legate în special de calitatea şi cantitatea lubrifiantului – de capacitatea acestuia de a genera şi menţine o peliculă portantă în condiţiile particulare ale aplicaţiei: selectarea unui alt lubrifiant care să reziste mai bine la câmpul termic cu valori mai ridicate, caracteristic aplicaţiei (vâscozitate şi indice de vâscozitate mai mare, stabilitate termică mai bună), o alimentare mai eficientă cu lubrifiant (posibil o presiune şi o cantitate mai mare, fără întreruperi).

Fig. 3.45. Palieul unui arbore cotit, cu urme evidente de înmuiere,

curgere şi dislocare de material [315]

Palierul arborelui cotit care a funcţionat într-un regim termic prea ridicat arată ca în Fig. 3.45: materialul a fost înmuiat, a curs şi a fost dislocat pe zone vizi-bile. Cauzele pot fi: întreruperea lubrifierii a generat un câmp termic cu valori


145

foarte mari sau o sarcină concentrată pe un arbore prost aliniat care nu permite generarea unei pelicule portante.

Condiţiile care favorizează declanşarea uzurii temice pot include erori de proiectare (alegerea greşită a materialelor, inclusiv a lubrifiantului, a sistemelor de etanşare), erori tehnologice (suprafeţe calitativ mai slabe decât cele impuse de apli-caţie), erori de exploatare (defectarea sistemului de alimentare cu lubrifiant, supra-sarcini, viteză prea mare, mediu agresiv), greşeli de mentenanţă (neasigurarea jocului în lagăr, neechilibrări, nealinieri, dezaxări etc.).

3.5. Cauze de deteriorare a lagărelor de alunecare Înlocuirea unei piese deteriorate, în special a unui lagăr de alunecare nu

trebuie făcută fără o apreciere a cauzelor care au provocat reducerea duratei de viaţă a piesei, deoarece după montare scenariul se poate repeta cu urmări probabil mai grave pentru tot ansamblu. Este necesară o diagnosticare, aspect ce presupune atât cunoştinţe teoretice în domeniu dar şi o experienţă care se acumulează şi se specializează în cadrul unei echipe de lucru.

Există câteva aplicaţii în care lagărul de alunecare, cu toate dezavantajele acestuia nu a putut fi înlocuit cu alte soluţii: lagăre mari ale utilajelor metalurgice, în special pentru laminoare, lagărele arborilor cotiţi, lagărele navale şi ale marilor sisteme de producere a energiei electrice.

Multe din exemplele care urmează sunt date pentru lagărele arborelui cotit de la automobile dat fiind numărul mare de astfel de sisteme, dar şi faptului că sunt exploatate de diverse categorii profesionale.

Figura 3.46 prezintă cele mai frecvente cauze primare de deteriorare a lagărelor arborelui cotit de la automobile. Aceste cauze se regăsesc şi la alte grupe de lagăre de alunecare dar cu alte procente, dar funcţie de aplicaţie pot apare şi alte cauze cum ar fi trecerea curentului electric, vibraţii, calitatea materialului etc.

45.4

12.8

12.6

11.4

8.1

3.7

3.2

2.8

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

Contaminare

Greşeli de montaj

Nealiniere

Lubrifiere insuficientă / incorectă

Suprasarcină

Coroziune

Prelucrare neadecvată a fusului

Altele

%

Fig. 3.46. Ponderea cauzelor de deteriorare prematură pentru lagărele arborilor cotiţi ale motoarelor cu ardere internă [315]


146

Este imporatant de subliniat că în multe cazuri căderea prematură a unui lagăr de alunecare este provocată de o combinaţie a două sau mai multe din cauzele enumerate mai sus.

3.5.1. Deteriorarea normală

O definiţie a deteriorării normale e greu de dat din însăşi alăturarea celor două cuvinte, acestea reflectând situaţia de facto a oricărui triboelement: durata de viaţă este limitată. În concluzie deteriorarea normală ar putea fi apreciată ca cea observabilă la încheierea duratei de viaţă estimate a piesei analizate. În multe situa-ţii, utilizatorii sistemelor tehnice, fie că sunt sau nu specialişti „îşi forţează norocul” şi pentru că nu sunt simptome „vizibile” de deteriorare, continuă să utilizeze sistemul. Este cazul mai ales autoturismelor personale; este o economie de timp şi de resurse financiare prost înţeleasă şi o analiză a costurilor reparaţiilor accidentale comparativ cu cele ale unei mentenanţe preventive este favorabilă celei din urmă.

Fig. 3.47 arată un palier de lagăr cu uzură normală: pata de uzură este uniformă pe aproximativ 2/3 din suprafaţa palierului, pe toată lăţimea acestuia. Se observă o diminuare a uzurii spre marginile petei de contact

a) Aspectul macro se caracterizează printr-o zonă mai mată, simetrică faţă de marginile

laterale ale palierului; nu se observă urme evidente de abraziune

b) Uşoare urme abrazive sau/şi mici indentări, posibil de la un lubrifiant

impurificat cu particule fine Fig. 3.47. Paliere pentru arborele cotit al unui motor cu ardere internă,

considerat cu uzură normală, uşoară [315]


147

3.5.2. Distrugerea lagărelor din cauza lubrifierii Lubrifierea lagărelor de alunecare include câteva aspecte legate de asigura-

rea circulării lubrifiantului la presiunea şi temperatura recomandată prin proiect, calitatea şi cantitatea de lubrifiant.

Cauzele de deteriorare a lagărelor, legate de procesul de lubrifiere, includ: - întreruperi ale furnizării lubrifiantului, - cantitate insuficientă de fluid, - proprietăţi neadecvate ale lubrifiantului (vâscozitate, stabilitate termică,

pachet de aditivi, presiune de alimentare etc.). Setul de proprietăţi ale lubrifiantului poate fi ales de la început ca fiind

necospunzător sau poate deveni aşa, de exemplu, după o suprasarcină mecanică şi/sau termică în sistem.

Întreruperea furnizării lubrifiantului în contact poate fi provocată de o spargere a unei conducte de circulare, de căderea pompei de vehiculare a fluidului etc. Rezultatul imediat al întreruperii generării peliculei HD sau EHD, fie la pornire sau oprire, fie în timpul funcţionării, este creşterea temperaturii şi topirea locală a materialului cuzinetului. La lagărele de mare viteză curgerea poate apare fără ca pelicula să fie întreruptă, dacă temperatura lubrifiantului creşte peste punctul de topire a materialului cuzinetului.

Cauzele posibile ale reducerii calităţii ungerii sau chiar a întreruperii acesteia, pot fi:

- alimentarea nesatisfăcătoare cu lubrifiant, - folosirea unui lubrifiant neadecvat (prea vâscos sau prea fluid), - temperatura de alimentare a lubrifiantului este prea mare, rezultând o

reducere a vâscozităţii şi, deci, o grosime prea mică a peliculei, formarea ei parţială şi scăderea rolului de agent de răcire al lubrifiantului,

- nealinierea duce la încărcarea muchiilor lagărului şi, din cauza supra-sarcinii locale, este imposibilă formarea peliculei,

- suprasarcina duce la creşterea temperaturii şi subţierea, până la dispariţie, a peliculei,

- deplasarea excesivă a centrului fusului din cauza instabilităţii (de exemplu, la turaţie critică), rezultatul putând fi şi o oboseală prematură,

- direcţia sarcinii este prea apropiată de un canal de ungere, cauzând întreruperea peliculei sau starvarea, ulterior putând apare deformaţii şi ruperi în zona muchiilor canalului,

- deteriorarea suprafeţei (creşterea rugozităţii) astfel încât se întrerupe generarea unei pelicule portante; procesele care micşorează aria reală de contact pot fi oboseală, eroziune electrică, uzură abrazivă etc.

Calitatea ungerii într-un lagăr se poate estima dacă se cunosc parametrii topografiei suprafeţei şi mărimea grosimii minime a peliculei lubrifiante, cu ajutorul parametrului λ,

min2 2q1 q2

h

R Rλ =

+ (3.1)


148

în care este grosimea minimă a peliculei lubrifiante, calculată cu una din

relaţiile date în [74, 89, 187, 211] iar minh

2 2q q1 qR R R= + 2 este un parametru al rugozi-

tăţii echivalente a suprafeţelor, calculată cu valorile abaterilor medii pătratice ale înălţimilor rugozităţii pentru fiecare din cele două suprafeţe în contact ( , ), fiind numită şi rugozitate compusă şi este introdusă în multe din modelele mai recente [89, 281]. Astfel, pentru

q1R q2R

0λ = se obţine regimul uscat. Regimul mixt sau cel limită se caracterizează prin 0,8...3λ = . Peste această valoare, regimul de lucru poate genera peliculă completă. Diferenţierea între regimul mixt şi cel limită este dificil de apreciat dar se poate face cunoscându-se, în plus, natura straturilor fluide, aditivii, temperatura de lucru etc. În funcţionare, parametrul λ se poate modifica din mai multe cauze: schimbarea profilelor suprafeţelor, modificarea cali-tăţii lubrifiantului (prin variaţia vâscozităţii dar şi prin degradarea termo-mecanică a fluidului). Un rodaj bine condus la tribosisteme tip lagăre de alunecare sau angrenaje, determină micşorarea numitorului parametrului λ, rezultând o generare a regimului fluid chiar la o valoare mai mică a grosimii minime a peliculei.

Ungerea insuficientă poate avea diverse cauze: - joc insuficient (la palierele arborilor cotiţi de la motoarele cu ardere internă, se pot folosi paliere cu joc prea mic – o greşeală de operator, - înfundarea sau fisurarea conductelor de ulei, - înfundarea filtrelor, - o pompă sau /şi o supapă de control a presiunii, defectă, - montarea greşită având ca rezultat obturarea parţială sau totală a orificiului de alimentare cu ulei, - vâscozitate prea mică a lubrifiantului

Figura 3.48 prezintă sugestiv importanţa asigurării unei lubrifieri cel puţin satisfăcătoare, adică generarea unei pelicule de o înălţime suficientă pentru a nu dezvolta o uzură severă (cu componente abrazive şi de aderenţă, vezi fotografia din dreapta). Totuşi, din cauza dinamicii de variaţie a vitezei şi sarcinii în lagărele de bielă şi în cele ale arborelui cotit la motoarele cu ardere internă, tot se manifestă o uzură „blândă” (stânga).

Fig. 3.48. Deteriorare din cauză că grosimea peliculei de lubrifiant este prea mică [315]


149

Înainte de înlocuirea lagărului, se vor analiza următoarele: condiţiile de selectare a formei şi materialului lagărului, accesul lubrifiantului în zona de contact (verificarea filtrului, a conductelor şi a pompei, a corespondenţei orificiului de alimentare din lagăr cu cel de pe suport) la presiunea şi în cantitatea necesară. Se poate recomanda schimbarea calităţii uleiului, în special cu referire la un indice de vâscozitate mai mare.

3.5.3. Deteriorări la pornire

Deteriorarea prin fretting cauzată de vibraţii dintr-o sursă exterioară lagărului, când acesta este în repaus, apare în zona centrală a contactului. Urma de fretting este simetrică faţă de verticală şi nu în direcţia de alunecare. Acest tip de deteriorare apare mai mult la lagăre greu solicitate, la care pornirea sau oprirea se face sub sarcină, în special când acestea sunt frecvente. În principiu nu scoate din uz lagărul şi nici nu-i afectează semnificativ fiabilitatea.

Curgerea sau deformarea plastică pot fi considerate şi dorite pentru că grăbesc procesul de acomodare al celor două piese. Dacă lagărul are erori de fabricaţie sau de aliniere, urma vizibilă este deplasată spre unul din capete.

Pornirea sub sarcină, când este prea mare faţă de cea proiectată, produce microcurgeri în materialul cuzinetului dar şi înmuieri şi topiri vizibile, care au deplasat materialul spre muchiile sectorului axial şi s-au solidificat apoi sub acţiunea de răcire a lubrifiantului (Fig. 3.49). Din cauza sarcinii axiale prea mari la pornire, frecarea a fost în regim uscat sau cel mult semi-uscat, generând un câmp termic cu valori ridicate, înainte de generarea peliculei HD. Aliajul de lagăr s-a resolidificat venind în contact cu lubrifiantul rece dintre sectoare. Fotografia arată straturi succesive solidificate, funcţie de numărul de porniri.

La lagăre axiale, cu sectoate fixe înclinate, uzura succesivă la porniri poate schimba profilul suprafeţei înclinate, reducând capacitatea portantă. La sectoare oscilante efectul nu este atât de sever deoarece mişcarea sectorului compensează uzura şi schimbarea formei suprafeţei, reducerea capacităţii portante fiind mult mai mică.

La lagărele multi-lob sau lămâie, uzura, chiar mică, poate duce la modificarea stabilităţii rotorului şi apariţia vibraţiilor, accelerând uzura.

Este bine să se facă deosebirea între uzura la pornire şi uzura din timpul funcţionării. Dacă poziţia urmei de pe cuzinet este pe direcţia sarcinii înainte de pornire, uzura la pornire este mare. Dacă pata este deplasată în sensul de rotaţie, este uzură în funcţionare.

Dacă sarcina la pornire nu poate fi redusă, se va folosi un lagăr de dimensiuni mai mari. Schimbarea lubrifiantului (vâscozitate şi/sau aditivi) nu va avea o influenţă semnificativă asupra procesului de uzură la pornire.

Anularea jocului la pornirea lagărelor radiale produce o urmă de uzură abrazivă fină, care nu periclitează funcţioarea lagărului, mai ales dacă pornirile şi opririe sunt rare (ca în Fig. 3.51). La lagărele axiale, cu sectoare oscilante, pornirea poate forma mici urme de uzură datorate trecerii de la regimul uscat sau mixt, la


150

cel hidrodinamic. Regimul de pornire, tranzitori de la usact la cel hidrodinamic, produce curgerea materialului în centrul tuturor sectoarelor lagărului din Fig. 3.49, o deteriorare mai severă fiind prezentată pe sectorul altui lagăr (Fig. 3.52).

Fig. 3.49. Anularea jocului la pornire, pentru un lagăr axial cu sectoare oscilante [319]

Stabilirea unui echilibru termic într-un astfel de lagăr durează ceva timp din

cauza restricţionării fluxului termic prin sectoare. La porniri rapide apare o dilatare termică suficient de mare pentru a anula jocul, împedicând formarea peliculei EHD şi cauzând curgeri de material pe centrul sectoarelor. Toate sectoarele sau aproape toate au urme similare, dar aplicarea unei sarcini descentrate, poate uza preferenţial unele sectoare.

Curgerea materialului pe durata unei funcţionări normale tinde să se vadă pe o suprafaţă mai mare, dar procesul este mai slab şi urma formată este deplasată în sensul de mişcare.

Acest tip de distrugere poate fi evitat prin prelungirea timpului de pornire până la viteza nominală sau prin creşterea jocului din lagăr, dacă această soluţie este acceptabilă din punct de vedere al performanţelor lagărului în condiţii nominale de lucru.

În Fig. 3.50 este arătată o fisură cauzată de întreruperea ungerii în palierul unui compresor, executat din bronz cu plumb. Diametrul lagărului este de ~25 mm. Bronzul a curs dar, spre deosebire de un aliaj alb, a cărui temperatură limită este de ~240°C, aici s-au produs temperaturi mult mai mari. La aliajele de bronz cu plumb doar una din faze se topeşte (de obicei cea a plumbului), se generează temperaturi ridicate la frecarea directă a fusului şi cuzine-tului, se poate fisura şi fusul, prin călire repetată (prin intrarea şi ieşirea lui din zona încărcată).

Fig. 3.50. Fisurarea fusului din cauza călirii repetate, în absenţa

unei lubrifieri suficiente [24]


151

Fig. 3.51. Uzură minoră în partea cea mai joasă a cuzinetului, din cauza

frecării uscate sau semi-uscate de la pornire, înainte de instalarea

regimului EHD [24]

Fig. 3.52. Distrugere datorată regimului sever de pornire (lipsa lubrifiantului şi sarcină

mare) [319]

3.5.4. Contaminare cu particule solide

Spre deosebire de rulmenţi la care această contaminare duce la o distrugere rapidă a acestora, la lagărele de alunecare, funcţie de materialul cuzinetului, de mărimea şi caracteristicile pariculelor străine, acesta poate funcţiona în continuare, căderea fiind oarecum întârziată de capacitatea materialului lagărului de înglobare a particulelor solide. Odată înglobate aceste particule, de obicei mai dure decât materialul cuzinetului, accelerează uzura abrazivă, împiedicând şi formarea şi menţinerea peliculei de lubrifiant. Dacă particulele sunt destul de mari, fixarea lor în cuzinet poate constitui un concen-trator puternic de tensiune care poate duce şi la ruperea cuzinetului pe una din dimensiuni (axial sau radial) (Fig. 5.53). Contaminarea este mai periculoasă pentru cuzineţii din materiale dure, cum sunt cei din ceramică sau compozite ale acestora, utilizate la fluide corosive sau la ungere cu apă.

Fip

tr

g. 3.53. Aderarea materialului desprins de e arbore, pe cuzinet sau agăţarea unei par-ticule dure a dus la formarea de concen-atori de tensiune şi cuzinetul din alumină s-a spart; v=6,5 m/s şi p=0,5 MPa [45]


152

Fig. 3.54. Mecanismul de abraziune la contaminare cu particule solide.

a) Particule mai moi b) Particule mai dure

Fig. 3.55. Aspectul suprafeţelor depinde de natura contaminanţilor [315] Contaminarea lagărului este posibilă şi prin pătrunderea particulelor străine între suprafaţa exterioară a lagărului şi suportul (carcasa) mai rigidă (Fig. 3.56). Dacă lagărul este construit din materiale relativ mai moi, cum sunt materialele plastice, prezenţa unor astfel de particule influenţează mai puţin funcţionarea. În cazul palierelor subţiri, din aliaje antifricţiune, se observă o deteriorare a suprafeţei exterioare a palierului dependentă de natura contaminanţilor şi a materialului palierului (Fig. 3.55). Este posibilă o uzură accentuată pe suprafaţa de lucru, în zona de reţinere a unei particule soli-de între palier şi suprafaţa lui de rea-zem (Fig. 3.56), ceea ce provoacă o de-formare plastică locală, cu perturbarea condiţiilor de generare a peliculei portante de fluid.

Fig. 3.56. Mecanismul distrugerii palierului arborelui cotit, din cauza contaminării

suprafeţei de reazem

Cauzele probabile sunt: curăţa-rea nesatisfăcătoare a pieselor la asam-blarea iniţială, filtrarea necorespunză-toare a aerului care intră în motor şi im-plicit în lagăre, uzura altor componente


153

ale sistemului şi antrenarea particulelor de uzură odată cu lubrifiantul, neglijarea înlocuirii la timp a filtrelor.

Acţiunile corective includ verificări ale filtrelor şi înlocuirea lor, filtrarea sau schimbarea lubrifiantului. Şi bineînţeles montarea unui nou lagăr, în cazul arborilor cotiţi a întregului set.

Fig. 3.57. Exemplificarea mecanismului de deteriorare datorită contaminării cu particule

solide a suprafeţei de reazem a unui palier de la un arbore cotit [315]

3.5.5. Greşeli în exploatare Fără a avea pretenţia că se poate epuiza acest subiect aici, în continuare sunt

prezentate câteva erori de exploatare, cu comentarii şi explicaţii alături.

Fig. 3.58. Funcţionare în suprasarcină, cu corpul bielei puternic deformat. rezultă zone prea solicitate pe palier, cu urme de uzură localizată, care continuă de pe o jumătate a palierului

pe cealaltă [315]


154

3.5.6. Greşeli de montaj În figurile următoare (Fig. 3.58...Fig. 3.60) sunt date unele din cele mai frecvente greşeli de montaj pentru palierele arborilor cotiţi [315].

Fig. 3.59. Poziţionare greşită a palierului pe suport

Fig. 3.60. Montare greşită a zonei de alimentare cu ulei

Fig. 3.61. Asamblare incorectă a jumătăţilor de palier cu modificarea geometriei jocului în lagăr; rezultatul este o uzură severă pe zone diametral opuse. [315]

Fig. 3.62. Strângere excesivă a bielei şi capacului care duce la deformarea plastică a cuzinetului [315]


155

3.5.7. Greşeli de proiectare

Orificiul de ungere amplasat prea aproape de zona de presiune din lagăr. În Fig. 3.63 se vede curgerea şi resolidificarea aliajului Sn-Pb în canalul de ungere din cauza temperaturii mai mici din această zonă. Distrugerea poate apare la pornire dar şi în funcţionare, dacă ungerea este întreruptă, parţial sau total. Se poate întâm-pla ca aliajul antifricţiune să fie „cojit” de pe suport şi de aceea este importantă grosimea depusă. După oprire, măsurarea grosimii rămase a aliajului poate da indicaţii despre cauzele distrugerii.

Curgerea poate fi un proces secundar, iniţiat de oboseală sau eroziune elec-trică, reducând aria reală de preluare a sarcinii. Este bine să se analizeze atent distrugerea pentru a acţiona asupra cauzei, şi nu pentru minimalizarea efectelor ei. Schimbarea unui material de cuzinet se face doar dacă s-a stabilit că întradevăr acesta este cauza distrugerii.

O altă greşeală de proiectare este cotarea incorectă a razelor de racordare a umerilor de reazem incompatibile cu razele de racordare ale palierelor (Fig. 3.64), greşeală frecventă şi la lagărele cu rulmenţi [301, 307].

Fig. 3.63. Solidificarea aliajului topit în canalul de ungere [24]

Fig. 3.64. Raze de racordare prea mari pe fusul palierului [315]

156

Cap. 4. Deteriorarea rulmenţilor

4.1. Consideraţii privind distrugerea rulmenţilor Ideea înlocuirii mişcării de alunecare cu cea de rostogolire, caracterizată prin

coeficient de frecare mai mic şi, deci, un consum energetic mai redus, a existat încă din cele mai vechi timpuri [89] dar dezvoltarea tehnologică a epocii respective nu a permis realizarea suprafeţelor sperice sau cilindrice de precizie şi nici obţinerea de materiale cu caracteristici mecanice superioare pentru a face faţă tensiunilor de contact specifice. Se consideră că Leonardo da Vinci a descris un tip de rulment pe la anul 1500, iar Galilei a imaginat colivia elementelor de rostogolire pe la anul 1600. Primul patent referitor la rulmenţi a fost atribuit lui Philip Vaughan în 1794. În 1883 Friedrich Fischer are ideea de a produce bile de mărime egală cu ajutorul unor maşini, aceasta fiind punctul de plecare către o nouă industrie. Producţia modernă de rulmenţi este atribuită suedezului Sven Wingquist de la SKF, care în anul 1907 a pus bazele producţiei bazate pe ideea de interschimbabilitate. Henry Timken a brevetat în anul 1989 rulmentul cu role conice, compania care îi poartă numele fiind şi astăzi, după aproape un secol, printre marii producători de rulmenţi. Această cronologie sugerează dinamica unui sector industrial fără de care nu se pot imagina astăzi sistemele tehnice, de la sisteme gigant de prelucrare a materiilor prime, la maşini-unelte, maşini de transport, până la bunuri electrocasnice, aparate şi jucării, toate acestea conţinând rulmenţi. Cifra de afaceri a primilor mari producători de rulmenţi (SKF, Timken, Schaeffler Group, NSK, NTN) depăşea 20 de miliarde de dolari în 2005.

Rulmenţii sunt indispensabili astăzi în sistemele tehnice iar funcţionarea lor este esenţială în estimarea durabilităţii şi fiabilităţii acestora, în creşterea perfor-manţelor, asociate cu un cu consum energetic redus. Cercetările experimentale în domeniu promovează creşterea duratei de utilizare, a sarcinilor contactului de rostogolire, posibilităţi de reciclare a materialelor şi a rulmenţilor deterioraţi, utilizarea cu responsabi-litate a materiilor prime, rezultând materiale din ce în ce mai performante şi soluţii de proiectare şi execuţie, optimizate şi specializate. Proiectantul şi inginerul de mentenanţă trebuie însă să cunoască bine avantajele şi dezavantajele introducerii rulmenţilor ca lagăre în sistemele tehnice:

- momentul de frecare la pornire este mic şi apropiat de valoarea celui din exploatare în regim normal; coeficientul de frecare este cuprins în intervalul µ=0,001...0,01 [328, 333, 337];

- ungerea este simplă; rulmenţii necesită cantităţi mai mici de ulei sau unsoare; există şi rulmenţi capsulaţi, care se livrează cu unsoare încorporată şi care asigură ungerea pe toată durata de viaţă estimată, dacă nu se depăşesc parametrii normali de lucru, în special temperatura;

- la acelaşi diametru, lagărul cu rulmenţi are un gabarit radial mai mare dar cel axial este mai mic, comparativ cu un lagăr de alunecare;

http://en.wikipedia.org/w/index.php?title=Philip_Vaughan&action=edit&redlink=1

http://en.wikipedia.org/wiki/1794

http://en.wikipedia.org/wiki/Friedrich_Fischer

http://en.wikipedia.org/wiki/Sven_Wingquist

http://en.wikipedia.org/wiki/SKF

http://en.wikipedia.org/wiki/Henry_Timken

http://en.wikipedia.org/wiki/Henry_Timken

http://en.wikipedia.org/w/index.php?title=Schaeffler_Group&action=edit&redlink=1


157

- cu excepţia rulmenţilor cu ace, sarcina preluată poate fi combinată, radială şi axială (între anumite limite ale raportului dintre ele), pe când lagărele de alunecare sunt fie radiale, fie axiale şi apariţia unei sarcini pe altă direcţie decât cea proiectată duce la uzură excesivă, întreruperea regimului optim de lucru, chiar gripare;

- rulmenţii îşi „anunţă“ căderea prin creşterea zgomotului şi a vibraţiilor, pe când lagărele de alunecare sunt mai dificil de monitorizat, pot avea o cădere/deteriorare bruscă, fără „simptom” clar;

- există o gamă largă de tipuri şi dimensiuni, marea majoritate sunt standar-dizaţi (excepţie facând cei pentru aplicaţii speciale) şi, deci, sunt interschimbabili, sunt uşor de comandat şi de montat într-un ansamblu [328, 333, 337];

- se montează şi se demontează uşor, dar necesită uneori dispozitive speciale, pentru încălzirea rulmenţilor sau pentru montarea prin presare;

- asigură o precizie bună a arborelui: unii pot prelua unele nealinieri sau dezaxări unghiulare; se pot monta pretensionaţi, asigurând rigiditate şi precizie, mai ales la maşini-unelte;

- arborele cu rezemare pe rulmenţi poate avea orice poziţie în spaţiu; - sunt sensibili la impurităţi (praf, aşchii metalice, agenţi chimici); odată

„impurificaţi” (sau contaminaţi), durata lor de viaţă scade drastic; lagărele de alunecare nu suferă de această „boală” deoarece particulele străine fie sunt înglobate în cuzinet, fie sunt spălate de lubrifiant;

- rulmenţii sunt zgomotoşi chiar în condiţii normale de exploatare; - distrugerea prin oboseală apare indiferent de cât de „îngrijit” este lagărul; - au rezistenţă scăzută la şocuri şi vibraţii. Căderea unui rulment într-un ansamblu provoacă, de cele mai multe ori,

întreruperea funcţionării lui, fiind necesare demontarea şi schimbarea rulmentului, a lubrifian-tului şi garniturilor aferente, ceea ce înseamnă mult timp de staţionare a utilajului, cheltuieli cu piesele de schimb etc.

De multe ori, pe baza „urmelor” lăsate de avarie, se pot determina cauzele ei şi se pot da soluţii. Un bun specialist pune accent pe analiza unor parametri în funcţionare: zgomot, vibraţii [301, 333], momentul real de torsiune, expunerea la contaminanţi, temperatura de lucru dar şi temperaturi extreme, etc.

Cunoaşterea şi diagnosticarea corectă a deteriorărilor rulmenţilor are o importanţă deosebită în industrie [18, 30]. Este evident că aceste deteriorări sunt de natură tri-bologică pentru că scopul rulmenţilor este de a se mişca „mai repede, mai mult...”. Deşi această lucrare are în vedere în principal deteriorările în funcţio-nare, sunt discutate şi deteriorări provocate de manipulare, montare, soluţii de proiectare neadecvate, pentru că acestea afectează funcţionarea rulmentului şi trebuie cunoscute în corelaţie cu implicaţiile lor asupra duratei în exploatare.

Fără a face încă o clasificare a acestora, printre cele mai des întâlnite cauze de cădere a rulmenţilor se numără:

• alegerea greşită a unui rulment, din lipsa informaţiilor asupra solicitărilor din sistem sau asupra gamei de rulmenţi;

• contaminarea lubrifiantului sau folosirea unui lubrifiant neadecvat; • avarierea la transport şi la manipulare;


158

• abateri prea mari, de poziţie şi/sau de formă ale elementelor sistemului; • montarea greşită (nerespectarea tuturor condiţiilor cerute în catalog); • exploatarea incorectă a utilajului care înglobează lagăre cu rulmenţi. Sunt mai rare greşelile tehnologice (tratament termic şi/sau erori de prelu-

crare ale rulmenţilor) [258, 301, 307]. Studiul rulmentului deteriorat duce la înţelegerea mecanismului avariei şi

ajută la eliminarea cauzelor. De exemplu, amprentarea sau brinelarea rezultă în urma şocurilor sau a asamblării incorecte, când sarcina depăşeşte limita de curgere a materialului, iar primul simptom este modificarea zgomotului sau a vibraţiilor, în funcţionare. Subcapitolele următoare vor prezenta mai detaliat alte scenarii de distrugere a rulmenţilor.

Ruperea sau spargerea unui rulment poate fi cauzată de anularea jocului intern în rulment, ungerea necorespunzătoare sau o suprasarcină. Înaintea ruperii apare, de obicei, o frecare intensă şi înmuieri ale materialelor din cauza căldurii generate. Colivia poate fi prima care să se distrugă, apoi unul dintre inele.

Erorile de aliniere (axiale şi frontale) pot fi cauza apariţiei unei suprasarcini sau a blocării rolelor. Trebuie făcut calculul rotirilor în lagăr, valorile obţinute

comparându-se cu cele admisibile. O analiză a vibraţiilor în timpul funcţionării ar fi o soluţie, costul monitorizării acestora fiind din ce în ce mai accesibil.

Când se examinează un rulment spart, cauza principală poate fi ecranată sau ascunsă chiar de urmările ei. De exemplu, o vâscozitate neadecvată nu înseamnă întotdeauna un lubrifiant greşit ales; acelaşi simptom poate fi produs de o supra-sarcină (chiar şi termică). Dacă nu se ia în considerare şi această cauză, se pierd bani şi timp pentru încercarea diferiţilor lubrifianţi.

Un alt motiv este necurăţarea elementelor carcaselor atunci când se mon-tează sau se înlocuiesc rulmenţii. Indiferent de felul în care au fost păstraţi, rulmenţii nu se vor despacheta decât înaintea montării şi se vor spăla conform indicaţiilor date de furnizor.

4.2. O concisă caracterizare a materialelor din rulmenţi Rulmentul fiind un ansamblu de elemente, trebuie ca materialele acestora,

fiecare în parte, să poată face faţă solicitărilor specifice. Evident solicitările cele mai mari sunt cele dintre corpurile de rostogolire şi calea de rulare. Dar cum marea ma-joritate a rulmenţilor funcţionează cu ungere, şi lubrifiantul trebuie să facă faţă unor solicitări de presiune şi temperatură. Materialele coliviei şi ale etanşărilor sunt solicitate în mod diferit, dar deteriorarea lor poate duce la distrugerea rul-mentului ca ansamblu. Cu alte cuvinte, „pachetul” de materiale este important. Figura 4.1 prezintă sugestiv o hartă a temperaturilor şi tensiunilor într-un contact circular, aşa cum ar putea exista şi pentru rulmenţi, în condiţii de ungere elastohi-drodinamică [74, 89, 246], pentru a sublinia severitatea condiţiilor de lucru în rul-menţi. Valoarea tensiunii maxime de contact (numită şi presiune hertziană), pmax, poate atinge 5...6 GPa în contactele greu solicitate iar tensiunea maximă de forfecare, τmax, se atinge în substrat în faţa contactului, la adâncimea de


159

aproximativ 0,25...0,3b faţă de suprafaţa de contact, b fiind semilăţimea contac-tului. Contactul în rulmenţi se caracterizează prin presiuni hertziene mari, trans-mise prin pelicula de fluid, justificând într-o oarecare măsură procentul mare al defectărilor din cauza lubrifierii (50...55%). În acest tribosistem – rulmentul, lubri-fiantul este cel mai „slab” material din contact, vâscozitatea şi stabilitatea compo-ziţiei lui fiind puternic afectate de temperatură [1, 211]. În acest capitol vor fi discutate numai deteriorările elementelor solide ale rulmenţilor (căi de rulare, cor-puri de rostogolire, colivii). Pentru informaţii suplimentare asupra proprietăţilor, degradărilor şi recomandărilor de selectare a lubrifiantului se vor consulta litera-tura de specialitate [196, 257, 281] şi cataloagele firmelor producătoare de rulmenţi.

a) Temperatura lubrifiantului b) Temperatura ariei de contact

c) Distribuţia de tensiuni în substrat

Fig. 4.1. Caracterizarea unui contact punctiform de rostogolire[după 246] În tabelele 4.1 şi 4.2 sunt trecute în revistă unele materiale destinate fabricării

inelelor şi corpurilor de rostogolire ale rulmenţilor şi câteva proprietăţi, pentru a sublinia importanţa selectării acestora, diversitatea aplicaţiilor. Solicitările mari la care sunt supuse corpurile de rostogolire şi căile de rulare în timpul funcţionării au impus folosirea unor oţeluri speciale pentru rulmenţi, dar se execută rulmenţi şi din aliaje neferoase, din compozite ceramice mai puţin casante [328, 331].


160

Tabelul 4.1. Materiale metalice pentru rulmenţi [355]

Tipul materialului Mărci şi simbolizări Magnetizare Duritate Oţeluri cu Cr AISI E-52100 (durificabil în

miez) Puternic magnetic

60…67 HRC

Oţeluri inoxidabile durificabile

AISI 440C Puternic magnetic

58…65 HRC

Oţel inoxidabil nedurificabil

AISI 316 sau 302 Uşor magnetic 30 HRC

Alame 60-70% Cu, 30-40% Zn

Aproape amagnetic

75…87 HRB

Oţel cu conţinut redus de carbon

AISI 1018 Puternic magnetic

28 HRC

Aluminiu Aluminiu No. 2017, SAE No. 26

amagnetic 54…72 HRB

Aliaj Cu-Be Aliaj cu 1.80…2.05% Be, 60% (Ni+Co, maxim), rest Cu

Aproape amagnetic

38 HRC Min

Carbură de W 93.5…94.5% carbură de wolfram şi 5.5…6.5%Co

Uşor magnetic 87,5…90,4 HRA

Tabelul 4.2. Materiale plastice pentru rulmenţi (căi de rulare şi corpuri de rostogolire) [355]

Denu-mirea

Rezistent la

Proprietăţi

Temperatura maximă de

utilizare

Absorbţ ia de apă

Nylon Uleiuri, unsori, coroziune electrolitică şi majoritatea solvenţilor organici

Rezistenţă mecanică (oboseală) şi la abraziune, coeficient mic de dilatare, proprietăţi electrice foarte bune

182°C. Higroscopic, absoarbe considerabil apa (4…1.5%)

PTFE Practic toţi solvenţii organici, substanţele puternic caustice, lichidele criogenice ale rachetelor (combustibil, oxigen lichid), acizii concentraţi

Rezistenţă bună la compresiune

289°C şi în domenii

criogenice

Fără absorbţie de apă (0…0,01%)

Poli-etilenă

Baze, acizi slabi, solvenţi organici (cu excepţia celor cloruraţi)

Atacată uşor de oxiacizi

80°C Absorbţie redusă de apă (0,02%)

Poli-propilenă

Baze, acizi slabi, solvenţi organici, până la ~80°C

Atacată uşor de oxiacizi

160°C Absorbţie redusă de apă (0,01%)

Oţelurile pentru rulmenţi se împart în două mari grupe: oţeluri de îmbună-

tăţire (de călire) şi oţeluri de cementare. Mărcile se aleg pe baza unor studii experimentale minuţioase [350, 355]. Un oţel de rulment trebuie să aibă: o rezistenţă mare la oboseală de contact, duritate mare pe un interval relativ mare de temperaturi, coeficient de dilatare mic, rezistenţă satisfăcătoare la coroziune (în


161

lubrifiant sau în fluid de protecţie). Tabelul 4.3 arată compoziţia, respectiv câteva caracteristici mecanice tipice pentru oţelurile de rulment.

Tabelul 4.3. Câteva compoziţii şi proprietăţi tipice pentru oţeluri de rulmenţi [355] Oţel martensitic C Si Mn P S Cr V Mo N ANSI/ASTM ~ 440C, EN X40 CrMoVN 16-2, Chronifer M-17C

0,95 … 1,20

Max 1,00

Max 1,00

Max 0,04

Max 0,03

16,00… 18,00

- 0,40 … 0,80

-

ANSI/ASTM 420MOD, EN X105CrMo17 Chronifer M-15 KL

0,35 … 0,50

Max 1,00

Max 1,00

Max 0,015

14,00… 16,00

14,00… 16,00

Max 1,50

1,00 … 2,50

0,10… 0,30

Proprietăţi mecanice

Oţel martensitic Rm [MPa]

HRC*

ANSI/ASTM ~ 440C, EN X40 CrMoVN 16-2, Chronifer M-17C 700...950 47…64

ANSI/ASTM 420 MOD, EN X105CrMo17, Chronifer M-15 KL 700 32…56 * funcţie de temperatura de revenire

Oţelurile de îmbunătăţire sunt oţeluri slab aliate cu conţinut mare de carbon (≅1%) şi cu 1,5% Cr; mai conţin Si, Mn, Ni, Mo. Tehnologia de obţinere prevede şi o afinare a oţelului topit în vid, pentru a reduce mult impurităţile.

Oţelurile de cementare se recomandă pentru rulmenţii de dimensiuni mari, supuşi la şocuri şi vibraţii: miezul pieselor este tenace, ductil şi căderile acciden-tale sunt mai rare. Iată câteva mărci: 20MoCrNi06V, 13CrNi35V, 21MoMnCr12, 15Cr08Mo.

Scopul cercetărilor asupra materialelor destinate contactelor de rostogolire este îmbunătăţirea finisării structurii şi a proprietăţilor mecanice. S-a demonstrat că performanţele unui rulment depind în cea mai mare măsură de calitatea materialelor implicate în realizarea acestuia. Metodele de prelucrare a oţelurilor (topire inductivă în vid, cu arc electric sau retopire sub zgură) asigură un control mai bun asupra microstructurii şi compoziţiei oţelurilor de rulmenţi. Aceste metode au putut să reducă numărul şi mărimea incluziunilor (în special a celor cu sulf şi fosfor), defectele de volum (micro-pori), conţinutul de oxigen, care acţionează toate ca nişte concentratori puternici de tensiuni în contactele greu solicitate, fiind surse de iniţiere a fisurilor de oboseală.

Duritatea inelelor şi a corpurilor de rostogolire atinge, după tratamentul termic sau termo-chimic, 62±3HRC. La unele mărci, dacă se depăşeşte o tempera-tură de lucru de +120°C, apar transformări structurale în fază solidă, care modifică şi dimensiu-nile şi caracteristicile mecanice. Rulmenţii recomandaţi pentru temperaturi ridicate sunt supuşi unor tratamente de stabilizare, care însă reduc duritatea şi scad capacitatea portantă.

Coliviile se execută din tablă de oţel ambutisată, din alamă sau chiar din materiale plastice (în special poliamidă). Pentru rulmenţii mari coliviile sunt masive, obţinute prin aşchiere şi asamblate cu nituri. Garniturile rulmenţilor se execută de obicei din cauciuc sintetic, armat cu ţesături metalice sau fibre şi care trebuie să reziste la temperaturi înalte şi să fie chimic compatibil cu lubrifianţii specifici rulmenţilor.


162

Tehnologia acoperirilor a pătruns şi în domeniul fabricării rulmenţilor astfel încât se poate îmbunătăţi rezistenţa la coroziune sau se poate creşte sarcina şi reduce frecarea în rulmenţii predispuşi la starvare. În aplicaţii speciale, cum ar fi industria alimentară, rulmenţii (inclusiv lubrifianţii) trebuie să îndeplinească condiţii suplimentare de netoxicitate şi compatibilitate cu alimentele cu care ar putea veni în contact.

Dezvoltarea tehnologiei de prelucrare a materialelor pentru rulmenţi a redus dependenţa durabilităţii contactului de rostogolire de constrângerile condiţiilor de lucru (în special prin utilizarea lubrifianţilor sintetici), de prezenţa defectelor şi neuniformităţilor structurale în materialele solide utilizate; acestea din urmă, deşi în scădere, sunt cauza dominantă a iniţierii deteriorărilor în rulmenţi, a limitării durabilităţii şi încărcării în aceste tribosisteme [79].

Acoperirile dure pentru contacte de rostogolire (cum ar fi cele pe bază de TiN, TiC, şi DLC (diamondlike carbon – carbon dur) promit creşterea performanţelor rulmenţilor şi implicit a sistemelor tehnice, grosimea şi aderenţa pe substrat a acestor acoperiri fiind parametri critici de performanţă. Datorită proprietăţilor lor excelente şi a durităţii, acoperirile ceramice (TiN, TiC, NbN, NbC, ZrN, HfN şi DLC) se bucură de o atenţie deosebită din partea cercetătorilor şi producătorilor de rulmenţi. Aceste acoperiri sunt produse prin tehnologii de vârf, cum sunt implantul ionic, acoperirea în arc catodic, depunerile în jet de plasmă, depunerile de vapori etc., care, pe zi ce trece, devin mai accesibile şi disponibile pentru producţia de serie. Figura 4.2 prezintă rezultate experimentale ale cercetărilor asupra creşterii durabilităţii contactului de rostogolire pentru acoperiri cu TiN, funcţie de oţelul de bază şi de grosimea acoperirii [79], rezultatele fiind promiţătoare pentru aplicare în producţia de serie.

Fig. 4.2. Influenţa acoperirilor dure cu TiN asupra durabilităţii contactelor de rostogolire. Pe orizontală sunt materialele testate. Simbolizarea este făcută astfel: marca de oţel (dacă

oţelul este fără acoperire) şi acoperirea / marca de oţel conform ANSI (grosimea acoperii în µm). [79]


163

O cauză a „spargerii” prea rapide a rulmenţilor poate fi şi un material pentru inele şi role, prea casant, deci materialul şi tratamentul termic devin primii „suspecţi”. Dacă prin analize metalografice nu se poate „învinovăţi” calitatea iniţială a materialulului, atunci este nevoie de date despre evoluţia în timp a parametrilor regimului de lucru (sarcină şi viteză) şi despre calitatea montajului, informaţii despre evoluţia calităţii şi cantităţii de lubrifiant în rulmenţi, dar şi despre influenţa temperaturii şi regimului de sarcină şi viteză asupra materialelor.

4.3. Criterii de clasificare a deteriorărilor în rulmenţi Standardul ISO 15243:2004 Rolling bearings--Damage and failures- Terms,

characteristics and causes (Rulmenţi – deteriorări şi defectări, încă neadoptat în Româ-nia) a propus clasificarea deteriorărilor în rulmenţi ca în figura 4.2. În următoarele subcapitole deteriorările rulmenţilor vor fi exemplificate conform acestei clasificări.

Fig. 4.3. Clasificarea distrugerilor în rulmenţi conform ISO 15243:2004 [326]

Un alt criteriu de evaluare a deteriorărilor este cauza care a iniţiat procesele de distrugere (Fig. 4.4). Statisticile arată că mai puţin de 1% din rulmenţi ating durata de funcţionare estimată la proiectare din cauza condiţiilor de exploatare. Care sunt cauzele care provoacă distrugerea rulmenţilor? Graficul a rămas aproape neschim-bat pe un interval de aproximativ 25 de ani ([301] pentru anul 1979, [306] pentru anul 2004), ceea ce subliniază că, deşi rulmenţii au evoluat (performanţe mai ridicate, reducerea gabaritului etc., lubrifianţi mai buni, tehnologii de montaj adecvate dimensiunilor etc.), problemele de deteriorare au rămas aceleaşi: predomină erorile de mentenanţă, legate de lubrifiere.


164

5

20

20

15

20

5

5

10

1

0 5 10 15 20 25

contaminare lichidă

contaminare cu particule solide

lubrifiant îmbătrânit

lubrifiere insuficientă

lubrifiere neadecvată

greşeli de montaj

defectări în cascadă

selectare incorectă (tip, serie, capacitate de bază)

erori tehnologice (material, prelucrare)

%

Fig. 4.4. Cauzele căderilor rulmenţilor, statistică pentru anul 1979 [331]

a) b) c)

d) e) f)

g) h) i)

Fig. 4.5. Defecte ale rulmenţilor în exploatare: a) brinelare din cauza forţei axiale; b) concentricitate cu toleranţe prea mari; c) neechilibrare; d) supraîncălzire (căile de

rulare îşi schimbă culoarea); e) nealiniere; f) zgârieturi (alezaj prea mic sau arbore prea mare); g) zgârieturi sau curgeri de material (alezaj prea mare sau arbore prea mic);

h) contaminare; i) brinelare din cauza forţei radiale [2]

Analiza deteriorărilor în rulmenţi urmează aceleaşi etape ca cele recoman-date în Capitolul 1, dar ar trebui acordată o atenţie deosebită „istoriei” rulmentului: cât şi în ce condiţii a funcţionat acesta şi întregul sistem din care face parte. O simplă examinare macro a urmelor lăsate pe un rulment deteriorat poate da indicii asupra procesului de distrugere. Figura 4.5 prezintă o trecere în revistă, sugestivă a formelor de distrugere a rulmenţilor. Un bun inginer va analiza vizual rulmentul căzut şi va putea încadra avaria în una din grupele prezentate. În practică, unele procese de distrugere se pot suprapune, rezultând un efect accelerat


165

de deteriorare. O prezentare mai detaliată a formelor şi poziţiilor urmelor de uzură pe rulmenţi este dată în [319, 333].

În principiu exemplele prezentate în acest subcapitol sunt grupate conform figura 4.3, în funcţie de mecanismul de distrugere, urmând apoi discuţii referitoare la cauzele care l-au produs.

Sunt specificate particularităţi ale următoarelor procese de deteriorare în rulmenţi:

- oboseală, - oboseală prematură, - uzură abrazivă, - fretting,

- distrugeri cauzate de funcţionarea în câmp electric, - distrugeri cauzate de supraîncălzire.

O ierarhizare a cauzelor distrugerilor din rulmenţi ar include: - erori tehnologice, - erori de depozitare şi manipulare, - erori de montaj, - erori de selectare (de proiectare), - condiţii de exploatare (lubrifiere, pierderea jocului intern, suprasarcini

mecanice şi/sau termice, contaminare) Aceaste clasificări ale distrugerilor rulmenţilor nu sunt atotcuprinzătoare şi

nici restrictive. De exemplu, deşi sunt prezentate explicit câteva distrugeri ale rulmenţilor datorate unui câmp termic intens, acestea pot fi produse de mediul de lucru sau de regimul de funcţionare al rulmentului (sarcină, viteză, lubrifiere nesatisfăcătoare etc.), iar unele aspecte sunt discutate la subcapitolele referitoare la pierderea jocului intern în rulmenţi, la lubrifiere inadecvată etc.

4.4. Distrugerea prin oboseală a rulmenţilor Chiar dacă lagărele cu rulmenţi funcţionează conform condiţiilor prevăzute

la proiectare, tot se vor deteriora ca rezultat al procesului de oboseală a straturilor superficiale ale căilor de rulare şi ale elementelor de rostogolire.

În aceste elemente ale rulmenţilor oboseala poate fi iniţiată de defecte inter-ne (incluziuni nemetalice) sau de defecte sau discontinuităţi de suprafaţă ( de exemplu, indentări din cauza contaminării lubrifiantului cu particule solide). Procesul inevitabil de oboseală, iniţiat în substrat, are o perioadă de incubaţie în care, deşi solicitarea variabilă există, nu se iniţiază încă fisura. O oboseală „normală” în rulmenţi poate fi întârziată prin utilizarea unor materiale de calitate superioară (puritate ridicată, structură uniformă), obţinute prin tehnologii de elaborare mai costisitoare, dar mai eficace în creşterea rezistenţei la oboselă.

Teoretic oboseala, ca proces iniţiat pe suprafaţă, nu ar trebui să se producă în condiţiile în care lubrifiantul nu s-ar contamina cu particule solide (etanşare foarte bună, filtrarea uleiului etc.). În realitate, prima particulă de uzură, detaşată de pe substrat poate iniţia oboseala de suprafaţă prin mai multe mecanisme: zgâriere – prin antrenarea acesteia în contact, chiar dacă este mai mică decât grosimea pelicu-


166

lei, crearea de concentratori de tensiune – prin fixarea forţată pe una din suprafeţele în contact.

Fig. 4.6. Oboseală superficială pe o rolă de rulment [301, 307]

Unii specialişti adaugă un proces de modificare a calităţii suprafeţei prin

micro-deformări repetate ale asperităţilor care provoacă o ecruisare în funcţionare a stratului superficial, pe o adâncime tipică, de sub 10 µm (Fig. 4.6) [307]. Alţii consideră acest proces ca pe o etapă de iniţiere a oboselii. La nivel macro, începutul acestui proces este doar o uşoară schimbare a nuanţei culorii suprafeţei, dar menţinerea condiţiilor de dezvoltare (contact direct pe asperităţi din cauza unui lubrifiant cu vâscozitate prea mică, starvare) poate duce la agravarea vizibilă a urmărilor. Este probabil ca forma aceasta de oboseală să apară doar local, fie în zonele cu solicitare mai mare, fie în zonele în care lubrifiantul ajunge mai greu sau în cantitate insuficientă. Dacă se poate genera o peliculă de lubrifiant suficient de groasă şi stabilă de la începutul exploatării rulmentului, procesul poate să nu apară; dacă a fost iniţiat, poate fi redus considerabil prin schimbarea lubrifiantului sau prin modificarea condiţiilor de lucru, astfel încât să nu se mai realizeze deformarea plastică a asperităţilor; problema este că sesizarea acestui tip de oboseală este mai greu de realizat, iar măsurile recomandate mai sus sunt greu de aplicat în practică pentru că ar trebui întreruptă funcţionarea sistemului.

Momentul în care apare primul semn al oboselii materialului de-pinde de sarcină, de calitatea ungerii şi de nu-mărul de cicluri (rotaţii). Figura 4.7 prezintă evoluţia unui micro-crater provocat de oboseală, pe o cale de rulare a unui rulment [307, 359].

Fig. 4.7. Faze succesive ale distrugerii prin oboseală (pitting) (detaliu) [307, 359]


167

Schematic procesul de detaşare a parti-culelor din stratul superficial evo-luează ca în figura 4.8. Particula iniţial desprinsă este mică, dar procesul de detaşare a următoarelor fragmente de material se extinde rapid pe supra-faţă, şi din cauza lubrifian-tului care, sub presiunea determinată de sarcină, acţionează în sensul lăr-girii fisurii şi detaşării unei par

Uzura de oboseală aredeteriorate. Pentru rulmenţi

Pitting-ul apare ca nimult aproximativ egală cu a

a) Calea de rulare a inelulFig. 4.9. Spalling tipic

Spalling-ul este cara

Cercetătorii [146, 258] sublinfăcut, doar calitativ fiind de ul fiind considerat mai puţidefinit spalling-ul ca rezulpropagarea fisurilor, iar nsuprafeţei din alte cauze decadesea la suprafaţă, monitorvibraţiilor, până la distruginteriorul materialului, rezusepararea totală) în inelul ru

Fig. 4.8. Un model de diferenţiere calitativă între pitting şi spalling [146]. b – semilăţimea contactului

ticule de uzură din ce în ce mai mari. denumiri particulare în funcţie de aspectul suprafeţei sunt des întâlniţi termenii de pitting, spalling, flaking. şte micro-cratere puţin adânci, adâncimea lor fiind cel stratului superficial durificat în funcţionare (~10µm).

ui interior b) Detaliu pe un rulment radial-axial cu role conice [146, 258]

cterizat de micro-cavităţi mai adânci (20 µm...100 µm). iază că diferenţierea celor două procese este greu de

acord că definesc două grade de uzură diferite, pitting-n sever decât spalling-ul. De exemplu, Tallian [258] a tatul oboselii de contact la scară macro, cauzat de oţiunea de pitting a păstrat-o pentru deteriorarea ât propagarea fisurilor. Spalling-ul se propagă cel mai izarea rulmentului arătând o creştere a zgomotului şi ere. Uneori propagarea spalling-ului se face spre ltând o urmă tipică de rupere prin oboseală (până la lmentului.


168

Figurile 4.10...4.12 prezintă urme tipice de oboseală la rulmenţi şi câteva comentarii privind aspectul, iniţierea şi evoluţia procesului de deteriorare prin oboseală superficială.

Fig. 4.10. Proces de dezvoltare a spalling-ului iniţiat de un defect în substrat (posi-bil de la o micro-cutare la formarea sau tragerea semifabricatului, care deseori conţine şi oxizi, şi este un concentrator puternic de tensiune) pe o bilă de rul-ment. Presiune hetziană 2,8 GPa [258]. Scenariul deteriorării este de tip oboseală prematură.

Fig. 4.11. Dezvoltarea spalling-ului pe supra-faţa inelului interior al unui rulment cu role conice, iniţiată de un defect în substrat (posi-bil incluziunea dură din A, rămasă în masa oţelului la prelucrare; deşi de dimensiuni mici, ~3µm, este un puternic concentrator de tensiuni); presiune hertziană 5 GPa; procesul de formare a micro-craterului nu este termi-nat, particula de uzură este încă ataşată de substrat dar a suferit un proces de laminare şi fragmentare în zona detaşată. [258]

a) b)

Fig. 4.12. Spalling cauzat de defecte de suprafaţă [258]. Săgeţile negre indică iniţierea spalling-ului la indentarea în suprafaţă a unei particule. Cauze probabile: contaminarea

şi/sau scăderea prea drastică a vâscozităţii uleiului din cauza temperaturii. Din informaţiile furnizate, uleiul mineral a funcţionat la temperatura de 135ºC.

Aşa cum s-a detaliat în Capitolul 2, oboseala apare în orice material solicitat

variabil, dar mecanismul şi aspectul sunt particulare, în funcţie de material şi de specificul solicitării. Figura 4.13 prezintă o uzură prin exfoliere (spalling) pe bilele unui rulment radial-axial cu bile pe două rânduri, prelucrat din nitrură de siliciu, care funcţionează la viteze mari d⋅n=1,2…2⋅106mm⋅rot/min] şi sarcini variabile,


169

lubrifiat cu ulei sintetic pentru că temperatura de lucru era ridicată (120...150ºC). Pentru rulmenţi viteza este evaluată în funcţie un parametru de viteză d⋅n[mm⋅rot/min], d fiind diametrul interior al rulmentului iar n – turaţia inelului rotitor. Cauza acestui spalling nu a fost numai oboseala mecanică. Iniţierea s-a datorat descărcărilor electrice prin rulment, specifice aplicaţiei. Se observă că pri-mul micro-crater format (cel central şi mai adânc) a dus la generarea în cascadă a altora în jurul ciupiturii iniţiale. Rezultă că viteza de propagare a deteriorării creşte mai mult decât liniar [258], fiecare micro-crater generând, la rândul lui, alte câteva.

a) Aspect macro b) Aspect micro Fig. 4.13. Spalling progresiv pe bilele unui rulment [258]

Un alt exemplu de particule relativ dure, care pot provoca spalling cu ini-

ţiere la suprafaţă, este dat în figura 4.14a care prezintă o fisură de oboseală (ca fază iniţială a deteriorării), generată de o incluziune de alumină; în fotografie direcţia de rostogolire este aproape verticală (vezi urmele de pe suprafeţă). Fisura se dezvoltă perpendicular pe direcţia de rostogolire [191]. Deşi incluziunea este foarte mică, sub 3...4 µm, presarea ei în contact a determinat o oboseală prematură. Având în vedere mărimea particulei, cauza foarte probabilă este pierderea capacităţii portante a lubrifiantului din cauza scăderii vâscozităţii. Ar trebui înlocuit cu altul, cu indice de vâscozitate mai mare, care să genereze o peliculă mai groasă, în care pot fi antrenate particulele de dimensiuni atât de mici, fără urmări atât de grave.

a) Urma lăsată de indentare unei particule dure b) Detaliu

Fig. 4.14. Sursă de iniţiere a oboselii de contact, pe suprafaţă [258]


170

Termenul de flaking este utilizat pentru un pitting „mai adânc” [331], pen-tru detaşarea de particule de uzură sub forma unor fulgi aplatizaţi sau solzi. Inginerii asociază acest termen cu apropierea sfârşitului duratei efective de funcţio-nare a unui rulment [302]. În figurile 4.15…4.29 sunt date aspecte şi comentarii ale proceselor de distrugere prin oboseală a rulmenţilor.

Fig. 4.15. Oboseală pe un rulment cu role

conice (inelul interior şi role) [307]

Fig. 4.16. Spalling foarte agresiv, dezvoltat pe toată suprafaţa de rulare din cauza unei lubrifieri neadecvate activând sinergic un câmp termic ridicat [338]

Fig. 4.17. Oboseală prematură provocată de un şoc, posibil cu prinderea altor particule solide în contact [302]

a) Inelul interior b) Inelul exterior

Fig. 4.18. Analiza urmelor de spalling pe inelele unui rulment poate ajuta la determinarea cauzelor: aici – o sarcină axială excesivă. [360]


171

Fig. 4.19. Bandă cu urme de spalling sever pe o bilă de rulment, însoţit de urme discontinue de deformare şi zgâriere: se pare că bila a venit în contact cu muchia inelului interior al rulmentului radial-axial cu bile, în funcţio-nare sub sarcină; presiune hertziană 1,4 GPa, parametrul de viteză d⋅n~106 mm⋅rot/min, ungere cu ulei sintetic la ~120ºC. Cauza probabilă: o eroare de proiec-tare a formei muchiei interioare a inelului (înălţime, rază de racordare). [258]

Fig. 4.20. Spalling extins pe o bilă de rulment: s-a detaşat un strat de gro-sime aproape uniformă. Propagarea deteriorării pe o suprafaţă extinsă este specifică bilelor şi se datorează schimbării poziţiei axei de rotaţie a bilei; probabil iniţierea a fost pe su-prafaţă, având în vedere adâncimea mică a zonei deteriorate. [258]

Fig. 4.21. Oboseală pe şaiba montată fix pe arbore şi pe bilele unui rulment axial, denumită flaking în [309, 310]. Zonele deteriorate indică o descentrare a sarcinii verticale. Cauza este foarte probabil o ungere neadecvată (în funcţionare, lubrifiantul are vâscozitate prea mică).

c)

a) b)

Fig. 4.22. Rn rulment cu spalling local, dar sever (oboseală prematură, provocată de suprasarcini şi/sau lubrifiere insuficientă). a) inelul interior, b) inelul exterior, c) bilele aceluiaşi rulment. [360]


172

a) inelul interior b) inelul esterior

Fig. 4.23. Rulment oscilant cu role butoi. Aspectul macro al oboselii – tip pitting [258, 332]. Distrugerea suprafeţei a apărut în zonele cu sarcină exterioară maximă, dar se observă că este uniform repartizată pe direcţia axială a lagărului.

Fig. 4.24. Pitting pe suprafaţa unui inel de rulment, cauzat de o lubrifiere slabă calitativ. Dacă sarcina nu este mare şi apar şi alunecări, se pot forma şi fisuri superficiale fine. Cum micro-craterele sunt mici şi multe, la început sunt vizibile doar pete cu nuanţe diferite de gri faţă de starea iniţială a suprafeţei. Dacă sarcina este mare, lubrifierea neadecvată duce la creşterea câmpului termic, pot apare micro-curgeri dar mai probabil, fisuri din cauza naturii mai rigide a oţelului de rulment. Cauzele pot fi: contaminarea cu apă a lubrifiantului, cantitate prea mică de fluid, creşterea temperaturii în lagăr şi deci scăderea vâscozităţii uleiului, alunecări temporare datorate condiţiilor de exploatare etc. O asemenea deteriorare recomandă schimbarea uleiului cu unul cu aditivi EP testaţi în condiţii cât mai apropiate de aplicaţie, poate chiar o unsoare moale, îmbunătăţirea etanşării sau eliminarea sursei de contaminare cu apă. [328, 337]


173

a) Iniţierea procesului, probabil din cauza indentării suprafeţei cu o impuritate dură.

b) Dezvoltarea mecanismului de exfoliere, sub forma unui vârf de săgeată caracteristic

Fig. 4.25. Spalling pe calea de rulare a unui rulment. Suprafaţa degradată este deja oxidată. Dacă funcţionarea continuă, urmează d etaşări de material în zonele deja fisurate. [338]

Fig. 4.26. Spalling apărut în zonele cu încărcare maximă. Poziţionarea deteriorărilor poate „deconspira” cauza: o suprasarcină axială mare, concentrată, nealinieri din montaj. [309]

a) Inelul interior spart b) Detaliu după o secţiune axială

Fig. 4.27. Rupere iniţiată de oboseală, propagată în planul axial al rulmentului. În final rulmentul arată ca în a) iar detaliul din b) „dezvăluie” cauza: muchiile uşor rotunjite ale flancurilor fisurii arată că fisura s-a produs în exploatare şi procesul de propagare al fisurii a fost caracteristic oboselii în volum a materialului. La demontare fisura s-a extins rapid pe toată lăţimea lagărului, ca la o rupere fragilă. Cauzele probabile ar fi: o alunecare a rulmentului în carcasă, un ajustaj greşit ales (cu strângere prea mare – corpurile de rostogolire pot avea şi alunecare, iar la un şoc sau la o suprasarcină se poate amorsa fisura de oboseală, ajustaj cu strângere prea mică – inelul se roteşte pe arbore, provocând el însuşi sarcini cu direcţii variabile), lubrifierea neadecvată, arborele cu abateri prea mari de la cilindricitate astfel încât strângerea pe inel este neuniformă, frecări nejustificate cu alte piese vecine. [331]


174

Dacă se are în vedere intervalul de timp în funcţionare după care a apărut oboseala pe rulment, literatura de specialitate deosebeşte:

- aşa-numita oboseală „normală”; teoretic rulmentul ar trebui să fie schim-bat puţin înainte de a-şi epuiza durata de viaţă estimată la proiectare iar uzura de oboseală nu este foarte vizibilă, în cazul apariţiei pitting-ului spre finalul duratei estimate de funcţionare, acesta ar deter-mina pe suprafeţe „pete” mai mate şi doar o uşoară modi-ficare a topografiei suprafeţei; monitorizarea rulmentului ar sesiza o creştere a zgomotului şi o mărire a amplitunilor vi-braţiilor (Fig. 4.28); cauza prin-cipală este „epuizarea” rezis-tenţei la oboseală a materia-lelor, prin iniţierea şi propa-garea fisurilor de oboseală şi formarea micro-craterelor;

Fig. 4.28. Uzură „normală” pe calea de rulare a unui rulment [307]

- oboseala care ar apare spre finalul duratei estimate de funcţionare a rulmentului; aspectele pot varia în funcţie de cauzele care au produs-o, de la deteriorări locale, până la apariţia ei pe întreaga suprafaţă a căilor de rulare (Fig. 4.29) şi pe corpurile de rostogolire; cauza ar fi funcţionarea lagărului în condiţii mai severe decât cele estimate la proiectare; pe baza analizei mărimii, poziţionării şi aspectului zonelor deteriorate se pot recomanda modificări ale soluţiilor constructive (schimbarea seriei, a jocului şi a ajustajelor rulmentului, o etanşare mai eficientă etc.), ale soluţiei de ungere lubrifierii (calitatea şi cantitatea lubrifiantului), măsuri de mentenanţă preventivă (în special pentru reducerea contaminării, creşterea eficacităţii sistemului de răcire a lubrifiantului) şi măsuri de limitare, într-un interval mai strâns, a parametrilor procesului (reducerea probabilităţii de apariţie a suprasarcinilor, a şocurilor, a funcţionării cu accelerări şi decelerări mari şi dese ale maşinilor etc.);

Fig. 4.29. Aspectul macro al fazelor succesive pe un inel interior distrus prin oboseală de

contact (pitting) [301]


175

- oboseala prematură; apare rapid, imediat după montare sau după o peri-oadă relativ scurtă de funcţionare (unii specialişti o estimează la 1/10 din durata estimată de funcţionare, dar nu există o regulă). Cauzele pot fi multiple: de la cele privind selectarea rulmentului, la cele de depozitare, de montaj, până existenţa unor abateri mari ale parametrilor de funcţionare a sistemului, întreruperea accidentală a lubrifierii etc. Două exemple de suprafeţe deteriorate prematur sunt date în figurile 4.30 şi 4.31.

Chiar dacă prima particulă desprinsă este relativ mică, tensiunile mari de la marginea craterului format şi alte fragmente antrenate în contact de către lubrifiant, determină mărirea zonei deteriorate. Apariţia acestui proces se face simţită prin creşterea zgomotului şi a vibraţiilor în zona rulmentului în proces de deteriorare. Analiza defectărilor rulmenţilor cu ajutorul monitorizării şi interpretării informaţiilor despre vibraţiile şi zgomotul în exploatare nu fac obiectul acestei lucrări.

Fig. 4.30. Pitting prematur, local. Cauza: o eroare de montaj şi/sau o tensionare excesivă a

inelului pe arbore sau în carcasă, abateri de la cilindricitate, urmate de anularea jocului intern şi creşterea locală a presiunii hertziene [301]

a) Vedere a inelului inetrior b) Detaliu

Fig. 4.31. Pitting prematur din cauza nealinierii. Se recunoaşte uşor după forma rugoasă şi bine localizată, cu adâncituri (cratere) mari, în plus şi după numărul mic de ore de

funcţionare comparativ cu durabilitatea de catalog [338]


176

4.5. Uzura de adeziune în rulmenţi

Condiţiile care favorizează apariţia de adeziune (sau adezivă) în rulmenţi sunt:

- suprapunerea unei mişcări forţate de alunecare din cauze diverse (anularea jocului etc.),

- lubrifierea nesatisfăcătoare, care permite contactul direct al asperităţilor, sarcinile fiind mari, pot apărea chiar micro-suduri,

- câmpul termic intens, care reduce drastic vâscozitatea lubrifiantului, - vibraţiile, - contaminarea cu particule relativ moi, care pot adera pe suprafeţele în

contact, se ecruisează la intrarea repetată în contact şi împiedică formarea peliculei, - combinaţii ale variantelor de mai sus. În rulmenţi, deoarece materialele căilor de rulare şi ale corpurilor de rosto-

golire au proprietăţi similare, uzura de adeziune, dacă s-a iniţiat, se va observa pe toate suprafeţele contactului (pe corpurile de rostogolire, pe căile de rulare, pe colivii, pe umerii de reazem etc.). Particulele de uzură, detaşate din materialele coliviilor, pot apoi să adere pe suprafeţele contactului. Teorii mai recente asupra uzurii de adeziune presupun că adeziunea este favorizată de un câmp termic concentrat, cu gradienţi mari, astfel încât local există un micro-volum de material dilatat mai mult decât zonele înconjurătoare. Astfe se creează o „asperitate” sau o micro-bombare care suplimentează încărcarea pe asperităţile direct solicitate, grăbind micro-sudarea. În plus, creşterea temperaturii înrăutăţeşte proprietăţile materialelor în contact, în unele oţeluri de rulment ducând chiar la transformări în fază solidă, rezultând structuri mai slabe mecanic, deci mai predispuse la sudare.

În general, dacă rulmentul funcţionează în condiţiile prevăzute la proiec-tare şi a fost corect selectat, uzura de adeziune nu ar trebui să se dezvolte. Pentru rulmenţi există denumiri consacrate pentru uzura de adeziune: galling-ul pentru uzură severă (termen mai rar utilizat la rulmenţi), smearing-ul sau scuffing-ul [258] şi scoring-ul. Prin exemplele următoare se încearcă familiari-zarea specialistului cu aspecte tipice de uzură adezivă în rulmenţi şi posibile scenarii de apariţie a acesteia. Dată fiind mulţimea parametrilor implicaţi în funcţionarea unui rulment, sunt greu de găsit situaţii perfect identice. Doar după o analiză atentă se poate reconstitui succesiunea etapelor şi se pot recunoaşte cauzele de apariţie a uzurii de adeziune. În rulmenţi procesele de adeziune, indiferent de cauza iniţială, se dezvoltă în cascadă, accelerându-se reciproc şi rapid, fără a putea fi întrerupte, chiar dacă se revine la condiţii normale de funcţionare. La nivel micro aspectul uzurii de adeziune pe rulmenţi este uşor de recunoscut (Fig. 4.32 a şi b): a) smearing pe şaiba unui rulment axial cu role cilindrice; chiar dacă rul-mentul este supus unor condiţii normale de exploatare (aşa cum au fost estimate la proiectarea sistemului şi selectarea rulmentului), între calea de rulare, care are o viteză de rotaţie proporţională cu dis-tanţa faţă de axa de rotaţie, şi rola cilindrică (a cărei viteză periferică este constantă datorită formei geometrice) există alunecare. De-a lungul generatoarei rolei există un punct caracterizat numai prin


177

b) Parametrul de viteză:

d⋅n=1,5.105 mm⋅rot/min, pmax=2 GPa, lubrifiere cu ulei mineral, la ~100ºC

a) Parametru de viteză:

d⋅n=1,8.105 mm⋅rot/min, lubrifiere cu ulei sintetic la ~38ºC

Fig. 4.32. Smearing pe suprafaţa de contact a

unui rulment [258]

rostogolire, dar spre exteriorul rulmen-tului pot apărea viteze de alunecare semnificative. Se observă materialul transferat pe zona unei urme de uzură abrazivă, materialul suprafeţei fiind deformat plastic dar şi micro-fisurat. Statistic, netezirea sau „aplatizarea” acestei urme de uzură combinată este posibilă, dacă regimul de lucru nu mai este sever (sarcină şi regim termic, mai reduse). Dar situaţia poate evolua şi spre o deteriorare severă deoarece noua topografie distruge pelicula de lubri-fiant, favorizând apariţia de noi puncte de micro-sudură, curgerea plastică şi detaşarea de particule de uzură. Rezultă un câmp termic cu valori ridicate, care, sinergic, accelerează procesul de uzură. Este mai probabil al doilea scenariu. Toate aceste modificări ale suprafeţei constituie surse de amorsare a unui spalling prematur, extins. Liniile fine pe diagonala fotografiei sunt urmele de prelucrare a suprafeţei. Micro-volumele aderate au direcţia liniilor desenate cu culoare neagră (peste fotografie).

b) Smearing pe un inelul interior al unui rulment radial cu role cilindrice: un detaliu al micro-volumelor aderate şi apoi laminate în contact. Acestea suferă şi un proces de ecruisare puternică, „benzile” formate devenind casante şi surse de particule dure de uzură. Se pot observa fisurile fine de pe materialul aderat şi laminat din partea stângă a fotografiei. Deşi funcţionarea rulmenţi-lor din cele două exemple se caracte-rizează prin valori apropiate ale produ-selor d⋅n[mm⋅rot/min], temperatura diferă cu ~60ºC, ceea ce ar explica exis-tenţa curgerii plastice în primul caz şi fragilizarea depunerilor în cel de-al doilea. Procesul, odată declanşat, va fi însoţit şi de alte forme de uzură (abrazivă, de oboseală etc.).


178

Aspectul macro al smearing-ului este prezentat în figurile 4.33 şi 4.34b. Rul-mentul din figura 4.33 s-a deteriorat din cauza contactului direct şi a dezvoltării uzurii adezive. Neexistând decât rostogolire sau cel mult o componentă mică de alunecare, micro-volumele de material, după ce au aderat, sunt smulse de pe suprafeţe. Se observă că procesul este sever pe calea de rulare superi-oară, ceea ce indică că aici lubrifiantul a fost ineficient (de exem-plu, rulmentul este montat în car-casă, cu ungere din baie, prin barbotare; calea de rulare dinspre baia de ulei va fi mai bine lubrifiată, iar pe următoarea, mai îndepărtată şi greu accesibilă, uleiul ajunge în cantităţi mai mici şi este mai dificil de răcit). Cauzele probabile ar fi: vâscozitatea neadecvată a lubrifiantului

(prea mică), fie pentru că a fost ales greşit, fie că este utilizat la o temperatură prea mare, suprasarcini repetate sau/şi creşterea excesivă a vitezei, anularea jocului intern, sau de cele mai multe ori combi-naţii ale acestora. Chiar şi o creştere cu 5…6ºC a temperaturii instantanee în contact, poate contribui la distrugerea peliculei de lubrifiant prin scăderea vâscozităţii.

La rulmenţi principala cauză a proceselor de distrugere prin adeziune (smearing, sco-ring) este lubrifierea nesatisfă-cătoare. Cum se ajunge la ungere insuficientă sau neadecvată se va discuta în subcapitolul 4.8.

Fig. 4.33. Uzură adezivă pe un rulment [340]

Smearing-ul este favorizat de iniţierea şi întreţinerea unei mişcări suplimen-tare de alunecare. În rulmenţi, în funcţie de soluţia lor constructivă, există zone în care alunecarea este prezentă, cum ar fi: capetele rolelor cilindrice sau butoi, zona de con-tact dintre suprafeţele laterale ale rolelor şi suprafeţele de ghidare ale coliviilor sau ale umerilor laterali ale inelelor. Apariţia unei suprasarcini axiale poate provoca smearing pe aceste suprafeţe chiar în rulmenţi care, prin soluţia constructivă pot prelua o anu-mită sarcină axială (rulmenţi cu role conice, cu role butoi sau rulmenţi cu role cilindrice cu colivii sau umeri laterali de reazem) [340, 309]. Urmele de aderenţă au direcţia miş-cării de alunecare şi au orientări înclinate faţă de direcţia de rostogolire a corpurilor.

Dacă jocul în rulment este prea mare, există o probabilitate foarte mare ca unele corpuri de rostogolire să fie nu fie în contact cu ambele căi de rulare. Unul din inele are viteza unghiulară a elementului pe care a fost montat, celălalt fiind fix sau având altă viteză unghiulară. Lipsa contactului direct între rolă şi una sau ambele căi de rulare face ca rola să nu fie antrenată (rostogolită) atunci când se deplasează în zona neîncărcată a rulmentului, având o mişcare oarecum încetinită.


179

a) Smearing pe suprafaţa

unei role butoi a unui rulment oscilant

b) Suprafaţa frontală a unei role cilindrice, cu urme de smearing

cauzat de sarcina axială prea mare şi de o lubrifiere neadecvată

c) Aspectul umărului de ghidare al rolei din b), atribuit aceloraşi cauze

Fig. 4.34. Smearing [307, 312, 319] Când revine în zona încărcată aceasta este puternic accelerată; această accelerare prea rapidă a corpurilor de rostogolire determină alunecări relative care modifică condiţiile contactului: apar suprasarcini, un gradient mare de viteză, rezultând o întrerupere parţială a peliculei de lubrifiant. Urmele de uzură sunt mai vizibile în zonele caracterizate prin rostogolire cu alunecare (Fig. 4.35), în care lubrifiantul nu este eficient. Când rolele intră din nou în zona încărcată a rulmentului, sunt supuse unei acceleraţii. Rezultă o scădere a vâscozităţii fluidului sau o dispariţie locală a peliculei de lubrifiant. Soluţiile ar include: un alt lubrifiant (mai vâscos şi cu indice de vâscozitate mai bun, cu aditivi EP), reducerea jocului intern în rulment, pentru a nu avea acceleraţii generate de lipsa contactului [39].

La rulmenţii axiali, acest tip de deteriorare este mai rar întâlnit, datorându-se forţelor centrifuge mari care apar pe corpurile de rostogolire şi le forţează să se abată de la traiectoria circulară de pe

Fi

a

F

g. 4.35. Urme de uzură (aderenţă şi zgîriere) spre extremităţile căii de rulare din cauza existenţei lunecării între role şi calea lor de rulare şi a unui

lubriant ineficient [307]

ig. 4.36. Urmele de uzură indică tendinţa bilelor de a se îndepărta de centrul de rotaţie, sub

acţiunea forţei centrifuge [307]


180

calea de rulare (Fig. 4.36). Urmele diagonale de uzură adezivă sunt caracteristice rulmenţilor axiali cu bile, la viteze unghiulare mari. Uzura poate fi redusă prin pretensionarea rulmenţilor cu arcuri, astfel încât să se aplice o sarcina axială minim recomandată [39].

Alte cauze care produc smearing sunt: - o pretensionare prea puternică, - nealinieri care concentrează sarcina astfel încât pelicula de lubrifiant se

distruge, - abateri de concentricitate, paralelism ale arborilor şi carcasei, astfel încât

corpurile de rostogolire (role butoi, conice sau cilindrice) au o mişcare cu componentă de alunecare.

Aspectul macro include şi colorarea rolelor şi a suprafeţelor de rulare, pentru că local temperatura putând afecta structura iniţială a oţelurilor de rulment. În CD-ul ataşat la sfârşitul cărţii se pot observa culorile de revenire de pe rulmenţii care au urme de uzură de adeziune. Micro-craterele formate prin smulgerea şi/sau forfecarea micro-sudurilor sunt defecte de suprafaţă care iniţiază şi accelerează oboseala. În figura 4.37a se observă atât urmele de smearing, cât şi cele cauzate de o oboseală prematură, dar şi culorile tipice după menţinerea unui câmp termic neuniform, cu valori ridicate, iar în c) se observă doar nuanţe diverse de culoare, indicând neuniformitatea distribuţiei de temperaturi.

a) b) c)

Fig. 4.37. Un proces mixt de deteriorare: adeziune, urmată sau simultană cu dezvoltarea unei oboseli premature din cauza alunecării rolelor (condiţii de lucru: viteze mici, sarcini

mari şi o peliculă de lubrifiant prea subţire şi/sau discontinuă) [324] 4.6. Supraîncălzirea

Cauzele supraîncălzirii unui rulment pot fi: temperatura mediului, lipsa lubrifiantului, o suprasarcină continuă, încălzirea exagerată la montaj, cu deformare puternică, care în funcţionare împiedică formarea peliculei de ungere. Supraîncălzirea poate avea drept cauză şi un lubrifiant în cantitate prea mare, mai ales când este vorba despre unsoare. Datorită structurii şi proprietăţilor


181

constituenţilor, oţelurile pentru rulmenţi sunt sensibile la variaţii ciclice de temperatură, cu gradient mare. Distrugerea poate avea diverse aspecte, de la curgerea materialului, până la fisurarea pe întregul rulment, sau ambele, depinzând de dinamica câmpului termic.

Când inelul unui rulment alunecă în carcasă sau pe arbore, frecarea de alunecare produce un câmp termic cu valori ridicate, provocând fisurarea inelului.

a) Pete de supraîncălzire pe inelul exterior b) Fisuri de supraîncălzire şi urme de

coroziune pe alezajul unui inel interior Fig. 4.38. Aspect tipic al supraîncălzirii unui rulment [332]

Fig. 4.39. Fisuri provocate de câmpul termic cu valori foarte mari. Creşterea temperaturii a determinat fisurarea inelului exterior al rulmentului (pe suprafaţa frontală). [332]


182

Fig. 4.40. Rotirea relativă a inelului exterior la suprasarcină sau din cauza unui alezaj

incorect ales, provoacă frecare intensă, câmp termic de valori ridicate şi produce o uzură de adeziune, cu exfolieri, accelerată de vibraţii şi de temperatură [307]

Cât de distrugător poate fi un proces de supraîncălzire se poate vedea în figura 4.41: rulmentul unei roţi din trenul de aterizare al unui avion s-a distrus din cauza condiţiilor severe de la decolare şi aterizare iar frecarea intensă a provocat supraîncălzirea şi curgerea materialului; pe inelul exterior, şi el sever distrus prin supraîncălzire, se pot observa urme de uzură de adeziune (raportul de analiză o numeşte scoring sau galling), dezvoltate pe parcursul distrugerii. Cauza şi mecanismul iniţial, care au dus la această distrugere, nu au putut fi observate din cauza gradului sever de distrugere a rulmentului [356].

a) Inelul interior b) Inelul exterior

Fig. 4.41. Rulmentul exterior al unei roţi din trenul de aterizare al unui avion, după distrugere (ungere cu unsoare) [356]

Figura 4.42 prezintă informativ intervalul temperaturii de lucru, reco-

mandat pentru oţeluri de rulment. Este vorba de temperatura exterioară a rulmentului în funcţionare, nu este vorba de temperatura instantanee în contact, care poate fi mai mare [338].


183

Fig. 4.42. Temperatura de lucru a rulmenţilor în funcţie de materialul

inelelor şi corpurilor de rostogolire [338] 4.7. Uzura abrazivă în rulmenţi

Uzura abrazivă poate fi cauzată direct de contaminanţii solizi din lubrifiant sau proveniţi din mediul în care funcţionează rulmentul. În aceste cazuri trebuie acordată atenţie sistemului de filtrare a lubrifiantului şi a mediului, şi/sau soluţiei pentru etanşarea lagărului cu rulmenţi. De multe ori selectarea unei etanşări mai potrivite aplicaţiei, chiar dacă este mai scumpă, nu egalează costul rulmentului care ar trebui să fie înlocuit destul de rapid, după distrugere prin abraziune.

De cele mai multe ori, dacă se evită contaminarea lagărului din afară sau pe calea lubrifiantului, uzura abrazivă este o consecinţă a detaşării particulelor dure de pe inelele şi corpurile de rostogolire, ca rezultat al pitting-ului, al coroziunii sau al unui proces combinat.

Trebuie verificat dacă rulmentul este corect demagnetizat după încălzire prin inducţie (procedeu recomandat la montaj) pentru că un rulment magnetizat tinde să colecteze particulele de oţel, existente deja în lubrifiant sau desprinse în faze incipiente de uzură.

La lagărele de alunecare viteza uzurii abrazive este considerată constantă, cu creştere doar spre finalul duratei de viaţă a lagărului. În rulmenţi, uzura abrazivă are un caracter progresiv deoarece dezvoltarea acesteia depinde de numărul şi mărimea particulelor de uzură. Cum aceste două caracteristici au o tendinţă de creştere mai mult decât liniară şi uzura va fi accelerată în timp. Procesul abraziv în rulmenţi are două surse: contaminanţii solizi şi particulele de uzură detaşate prin orice proces (oboseală, abraziune, distrugere la trecerea unui curent electric etc.).

Figurile 4.43...4.46 prezintă rulmenţi deterioraţi prin abraziune.


184

Fig. 4.43. Particulele de uzură, din cauza prinderii lor în contact, sunt presate, apoi

reantrenate pe suprafaţa de rulare [39, 307]

Fig. 4.44. Urma unei particule abrazive pe calea de rulare [39, 307]

a)

b)

Fig. 4.45. Distrugeri abrazive pe timpul transportului pe inelul

exterior (a) şi pe rolele butoi (b) ale aceluiaşi rulment[331]

Fig. 4.46. Urmele de uzură abrazivă sunt vizibile în zona încărcată a rolelor. Culoarea se datorează acţiunii lubri-fiantului pe suprafaţa de ru-lare (aici, o unsoare). [340]


185

4.8. Deformări plastice

Aşa cum se vede din figura 4.47, deformările plastice în rulmenţi pot apărea la indentare sau la suprasarcină, câmpul de tensiuni şi de temperaturi fiind atât de mare încât determină deformarea plastică a elementelor rulmentului. Trebuie subliniat că o singură deformare provoacă după aceea o „avalanşă” de alte deformări, ducând rapid la distrugere.

Distrugerea prin brinelare. Brinelarea constă în de-

formarea permanentă, plastică a căii de rulare. Când urmă-toarea rolă trece peste această amprentă, va apărea un alt şoc, rezultând, foarte probabil, o altă amprentă, lângă cea precedentă. Brinelarea este sesizabilă în funcţionare după zgomotul anormal. În timp, zona brinelată poate deveni nu-cleul unei distrugeri premature.

Brinelarea căii de rulare din figura 4.47 [319, 332] a fost cauzată de impactul unei role; avaapărea şi după un şoc mecanic în f

Presarea inelului interior peunui şoc pe inelul exterior va prodde rostogolire pe căile de rulare (Fpot provoca deformări plastice şi, apărea scoring-ul pe capetele roMecanismele de deformare şi de arezultatele lor sunt concentratoridurata de viaţă a rulmentului sau

a) Inelul exterior Fig. 4.48. Deformări plastic

Fig. 4.47. Brinelare pe inelul interior al unui rulment cu role conice pe două rânduri [319, 332]

ria s-a produs în timpul montajului, dar ea poate uncţionare. arbore prin aplicarea unei forţe localizate sau a uce indentări (deformări plastice) ale corpurilor ig. 4.48). Atât nealinierea, cât şi un şoc puternic

dacă rulmentul va funcţiona în continuare, poate lelor şi marginea căii de rulare (Fig. 4.48b). deziune produc distrugerea suprafeţei deoarece puternici de tensiune, care reduc substanţial chiar îl distrug prin spargere şi/sau blocare.

b) Inelul exterior e la impact pe rulmenţi oscilanţi cu bile [319]


186

Indentările, fie că se produc la montaj, fie în exploatare, determină modifica-rea geometriei şi a topografiei suprafeţelor în contact, creând concentratori locali de tensiuni, neuniformităţi şi/sau discontinuităţi ale peliculei de lubrifiant. În zona deformaţiilor plastice este puţin probabil să se formeze o peliculă continuă de fluid, având în vedere că ordinul de mărime al deformărilor poate fi mai mare decât cel al peliculei (aceasta având câţiva microni, rar zeci, iar deformarea fiind vizibilă, de ordinul milimetrilor) Figura 4.49 prezintă: a) aspectul macro al unei zone brinelate, săgeata indicând prima zonă deformată, iar b) şi c) detalii ale acesteia: prima zonă e doar deformată plastic, dar în cea de-a doua deformaţia a fost atât de mare încât au apărut fisuri tipice contactului hertzian – la exteriorul contactului, din cauza tensiunilor mari de tracţiune [128].

a) aspect macro b) deformare plastică c) deformare plastică

şi fisuri Fig. 4.49. Brinelare

Brinelarea nu trebuie confundată cu brinelarea falsă. Deşi aspectul macro al

acesteia din urmă poate fi, la prima vedere, similar, la o analiză mai atentă ma-terialul rulmentului nu este deformat, ci detaşat. Exemple de brinelare falsă sunt date în subcapitolul care include deteriorări cauzate de regimul de lucru (§ 4.12.5).

4.9. Coroziunea şi tribocoroziunea

Pentru a identifica cauzele coroziunii în rulmenţi ar trebui ştiut când şi de ce a apărut acest proces de degradare. Momentul declanşării coroziunii poate fi la


187

ambalare, la depozitare, la montare, şi, bineînţeles în funcţionare (cu două aspecte – în timpul staţionării sau al funcţionării rulmentului).

Dacă în funcţionare nu apar anomalii faţă de regimul estimat la proiectare, coroziunea nu ar trebui să fie cauza degradării rulmentului, ci oboseala, şi aceasta să apară după o durată de funcţionare apropiată cu cea estimată.

Aspectele coroziunii la rulmenţi pot fi foarte diferite, fiind influenţate de mulţi factori, printre care cei mai importanţi sunt: lipsa sau calitatea slabă a protecţiei la depozitare, un regim termic de valori ridicate, asociat cu un lubrifiant neadecvat (cu constituienţi agresiv chimic pentru materialele din rulment), agenţi agresivi chimic din mediul în care funcţionează rulmentul (în special apa).

Se asociază termenul de coroziune în cazul dezvoltării procesului în rul-menţii staţionari, iar cel de tribocoroziune – celor în funcţionare. De ce se face distincţie între cele două procese? În fond sunt caracterizate prin reacţii chimice care distrug materialele rulmentului. Pentru că şi condiţiile, şi propagarea proce-sului diferă în cele două situaţii. La depozitare şi în staţionare procesul este mai mult influenţat de lipsa protecţiei rulmentului (calitatea slabă a fluidului de protec-ţie la depozitare sau lipsa unei pelicule protectoare pe unele suprafeţe ale rulmen-tului, adică o slabă udare a suprafeţei de către agentul de protecţie). În funcţionare tensiunile mecanice mari, mai ales cele de forfecare din fluid şi/sau câmpul termic de valori ridicate generează mecanisme mai accelerate de coroziune.

În acest subcapitol sunt prezentate mai mult aspectele macro ale coroziunii în rulmenţi.

Fig. 4.50. Coroziune punctiformă. Pe toată calea de rulare a inelului exterior al rulmentului se văd numeroase puncte corodate. Oricare dintre ele poate fi o sursă de amorsare a unei

fisuri, a unei desprinderi de material şi rulmentul se va distruge rapid. [40] Câteodată, în literatura de limbă engleză există termeni care pot deruta un

cititor mai puţin avizat. Uneori coroziunea este numită „pitting corrosion” (Fig. 4.50); nu implică deteriorări prin oboseală, ci numai subliniază aspectul, în puncte izolate, al coroziunii: la o examinare vizuală „ciupiturile” de coroziune se pot deosebi rapid de cele prin oboseală, prin diferenţa de culoare care demonstrează existenţa produselor de reacţie (în special oxizi metalici, dar şi produşi rezultaţi din reacţia unor compuşi obţinuţi la degradarea termică şi mecanică a lubrifiantului cu materialele cu care vin în contact).


188

Chiar dacă se elimină condiţiile care au provocat coroziunea (umezeala dintr-o secţie, de exemplu) coroziunea este un proces care va avansa în material şi, în final, va distruge rulmentul destul de repede. La înlocuirea acestuia trebuie bine curaţate suprafeţele de aşezare, chiar tot sistemul, pentru a nu conţine, chiar în cantităţi mici, agenţi de iniţiere a reacţiilor chimice. Şi, bineînţeles, se schimbă lubrifiantul. Pentru rulmenţi este bine să se selecteze lubrifianţi testaţi în condiţii cât mai apropiate cu cele ale aplicaţiei şi firmele producătoare de rulmenţi recomandă mărci testate de propriile lor centre de cercetare, chiar şi pentru regimuri severe (temperatură înaltă, contaminare cu fluide etc.)

Fig. 4.51. Coroziune după depozitare incorectă. Stocarea rulmentului în atmosferă umedă face ca apa sub formă lichidă sau de vapori, să se infiltreze sub role. Dacă s-ar fi montat

acest rulment, este foarte probabil ca distrugerea să se fi dezvoltat rapid. [40]

Fig. 4.52. Coroziune în timpul depozităriii. Rulmentul a fost depozitat

în atmosferă umedă, fără o protecţie adecvată

(unsoare de protecţie, ambalaj rezistent la umiditate) [40]


189

Fig. 4.53. Coroziune adâncă. Cauze: apa şi alte substanţe agresive chimic care au pă-truns în rulment. Poate urma un pitting accelerat şi o uzură abrazivă severă din cauza detaşării materialului atacat chimic. Soluţii: schimbarea etanşării şi utilizarea unui lubri-fiant cu inhibitori de rugină. [40, 301]

Fig. 4.54. Coroziune după funcţionare în mediu cu umiditate ridicată, pe toate suprafeţele rul-mentului. Soluţie: o etanşare mai bună şi o un-soare rezistentă la apă, cu aditivi anti-rugină. [40]

Fig. 4.55. Bila şi calea de rulare ale unui rulment puternic corodat, din partea inferioară a arborelui lent a unui agitator; bilele nu s-au rostogolit, ci au rămas fixate între inele. Rotirea a avut loc între arbore şi inelul rulmentului, provocând distrugerea reductorului de acţionare deoarece rulmentul nu mai participă la preluarea nealinierilor specifice procesului de amestecare. O etanşare mai eficientă ar fi fost o soluţie mult mai ieftină decât înlocuirea rulmentului şi reductorului de acţionare. [1]


190

a) Inelul interior b) Cealaltă jumătate a aceluiaşi inel Fig. 4.56. Grad diferit de distrugere şi coroziune pe căile de rulare ale unui rulment oscilant cu role butoi. Având în vedere urmele de coroziune se poate spune că procesul de coroziune a avut loc când rulmentul era staţionar, intensitatea lui fiind mai mare pe una din căile de rulare. Cauza probabilă: o atmosferă umedă, o etanşare necorespunzătoare faţă de mediul exterior (calea de rulare mai corodată este mai apropiată de sursa de umiditate), un lubrifiant necorespunzător, care nu aderă pe suprafeţe). [40]

Fig. 4.57. Urme adânci de coroziune (ruginire) pe inelul exterior al

unui rulment cu bile. [258]


191

a) Inelul nerotitor b) O bilă

Fig. 4.58. Aspect macro, tip „pitting”, al coroziunii pe un rulment [360] 4.10. Fretting-ul în rulmenţi În rulmenţi distrugerea prin fretting poate apărea dacă aceştia funcţionează

(Fig. 4.59, Fig. 4.60) sau staţionează (Fig. 4.61, Fig. 4.62) în sisteme supuse vibra-ţiilor. În ceea ce priveşte locul de apariţie, procesul se dezvoltă la contactul dintre inelele exterioare şi carcase, dintre inelele interioare şi arbori (similar la suprafeţele de rezemare de la rulmenţii axiali sau axiali-radiali), mai ales dacă există un ajustaj cu joc, din cauza micilor mişcări oscilatorii care iau naştere când corpurile de rosto-golire trec prin zona încărcată a rulmentului (Fig. 4.63, Fig. 4.64). Distrugerea este mai severă dacă vibraţiile sunt suprapuse peste un câmp termic cu valori ridicate (ca în Fig. 4.65). Rezultă că acest proces de deteriorare poate apărea şi după o depo-zitare necorespunzătoare (în apropierea unor maşini cu vibraţii şi trepidaţii mari), rulmentul riscând să se „spargă” de la primele rotaţii dacă totuşi a fost montat cu urme de fretting. La un transport îndelungat şi trepidant se poate iniţia fretting-ul; există soluţii de ambalare care elimină tendinţa corpurilor de rostogolire de a se desprinde şi de a reveni periodic pe calea de rulare, şi care asigură o „pretensio-nare de transport”, relativ mică dar eficientă pentru a nu iniţia procesul de deterio-rare. De obicei aceste piese sunt executate din materiale plastice, rezistente în at-mosferă, sub formă de cutii, capace cu autostrângere, inele ondulate care urmăresc forma corpurilor de rostogolire etc. Preţul lor este semnificativ redus compara-tiv cu rezultatele utilizării lor. O dată iniţiat, fretting-ul formează concentratori puter-nici de tensiune, care grăbesc oboseala stratului superficial (Fig. 4.66, Fig. 4.67).

Problema fretting-ului în rulmenţi are un aspect pe care inginerii de întreţinere îl consideră mare consumator de resurse financiare şi de timp: deteriorarea pieselor cu care rulmentul supus procesului de fretting, a venit în contact (arbori, carcase, bucşe intermediare etc.). Aceste piese sunt scumpe, recondiţionarea unora este destul de laborioasă din cauza formei complexe şi a materialelor etc. Dacă un rulment nou va fi montat pe suprafeţe deja distruse prin fretting, durata lui de funcţionare se reduce drastic. Pentru a sublinia importanţa recondiţionării sau/şi înlocuirii pieselor deteriorate, sunt date fotografiile din figura 4.68.


192

Fig. 4.59. Sus: vedere a unui arbore de-teriorat; se poate observa o deformare plas-tică a arborelui (poate o greşeală de proiec-tare prin alegerea unui material prea moale pentru arbore sau o suprasarcină/şoc prea mare în funcţionare, care a permis depăşirea limitei de curgere a materialului). Zona de alezare a inelului inerior al rulmentului prezintă urme de uzură abrazivă ceea ce înseamnă că inelul s-a rotit pe arbore, iar în zona umărului şi a suprafeţei de rezemare a şaibei de strângere se văd urme de fretting, cu aspectul vălurit dat de vibraţii, când strângerea este mică. Jos: un detaliu mărit de aproximativ 10 ori. Evident acest arbore trebuie înlocuit.

Fig. 4.60. Carcasa şi inelele unui rulment de la o pompă de condensare în vid. Ajustajul în funcţionare (prea mic) a permis iniţierea şi dezvoltarea frettingului între rulment şi carcasă, dar şi între rulment şi arbore. Piesele au un grad de deteriorare sever şi trebuie înlocuite sau recondiţionate. [329]

Pentru un nespecialist aspectul macro al fretting-ului poate fi asociat cu coroziunea. Având în vedere descrierea mecanismului de fretting, acesta are şi o componentă corosivă deoarece particulele de uzură, formate în zona contactului supus vibraţiilor, sunt puternic atacate chimic de agenţii din mediu. La o primă vedere fretting-ul se poate recunoaşte prin forma specifică a urmei de contact, existenţa particulelor de uzură şi suprafaţa rugoasă a urmelor. În figura 4.61 se observă o urmă de fretting, rezultată în urma vibraţiilor exercitate asupra unui corp de rulare dintr-un rulment staţionar; materialul căii de rulare nefiind prea elastic, iniţiază fisuri care sunt foarte periculoase; acestea se vor extinde ceva mai lent dacă rulmentul staţionează şi foarte rapid, dacă va fi funcţiona.


193

Fig. 4.61. Aspect macro al unei urme de fretting,

rezultată pe calea de rulare a unui rulment staţionar [258] Figura 4.62 prezintă atât aspectul macro (a şi b), cât şi micro (c) pentru un rulment distrus printr-un proces de fretting pe suprafaţa de rezemare în carcasă. Schimbarea de culoare a micro-craterelor este determinată de susceptibilitatea lor de a reacţiona cu oxigenul sau cu alţi agenţi prezenţi în mediul înconjurător. Tallian a presupus o amplitudine a vibraţiilor de ~20...40 µm [258]. Procesul de deteriorare s-a dezvoltat pe durata funcţionării rulmentului la presiune hertziană de 3,5 GPa şi parametrul de viteză d⋅n~ 4,5.105 mm⋅rot/min, cu ungere cu ulei sintetic la ~80ºC. Din cauza ajustajului neadecvat (strângere prea mică sau chiar joc), zona opusă maximului de încărcare externă pe rulment este mai deteriorată. Pata aproape circulară din a) se datorează unui senzor de presiune.

a) b)

c) Fig. 4.62. Urme de fretting pe suprafaţa de reazem în carcasă,

a inelului exterior al unui rulment [258]


194

Fretting-ul poate provoca blocarea rulmentului liber dar poate fi prevenit prin aplicarea unei acoperiri fine de indiu pe alezajul rulmentului sau pe suprafaţa de montare în carcasă a inelului exterior, înainte de montare. Se poate aplica şi o fosfatare a acestor suprafeţe [40]. Fretting-ul poate apărea pe suprafeţele exterioare sau interioare ale rulmenţilor liberi pe arbore sau în carcasă (Fig. 4.63…Fig. 4.71). Fig. 4.63. Fretting accentuat pe suprafaţa de reazem a inelului ineterior al unui rulment radial din cauza abaterilor de formă şi a ajustajelor cu arborele sau carcasa, neadecvat alese [39].

Fig. 4.64. Slăbirea materialului prin fretting pe suprafaţa de reazem a inelului exterior al rulmentului şi, probabil, un ajustaj prost ales, au cauzat şi fisurile circulare din inelul rulmentului. Cauze: etanşare slabă, lubrifiant fără aditivi anti-oxidare sau anti-coroziune, ajustaj incorect ales. [39]

Fig. 4.65. Fretting pe inelul interior al unui rulment (vezi CD-ul ataşat cărţii, pentru culori: petele ruginii sunt rezultatul componentei coro-sive a procesului de fretting). [360]

Fig. 4.66. Aceeaşi cauză ca în figura precedentă, dar alt aspect: calitatea strângerii pe arbore a inelului interior s-a deteriorat din unui ajustaj ales prea slab dar şi din cauza vibraţiilor [360].


195

Fig. 4.67. Fretting pe alezajul interior al unui rulment. Când jocul intern în rulment devine

negativ, inelul sau rolele sunt obligate să alunece în loc să se rostogolească. Rezultă un câmp termic cu valori ridicate şi condiţii de apariţie a fretting-ului. Oxizii rezultaţi sunt uşor de

desprins dar devin abrazivi faţă de restul suprafeţei, generând o uzură accelerată, mai ales la ungere insuficientă. [332]

Fig. 4.68. Coroziune tip fretting pe un rulment staţionar. Premisele apariţiei unor astfel de

distrugeri sunt: sarcină mare, vibraţii şi agenţi agresiv chimic (în special oxigen). [332]

Fig. 4.69. Distrugere provocată de vibraţii. La rulmenţii cu role apar mici adâncituri

alungite iar la cei cu bile urmele sunt circulare, de obicei oxidate pe fundul acestora. Se recomandă reducerea vibraţiilor prin montarea de amortizoare

iar la transport – pretensionarea rulmentului. [39]


196

a) Fretting pe suprafaţa interioară a unei

bucşe intermediare [1] b) Fretting pe suprafaţa exterioară a unei

bucşe intermediare [1]

c) Fretting pe suprafaţa exterioară a bucşei şi pe suprafaţa interioară a inelului interior al rulmentului. Se observă pe căile de rulare o distrugere prin oboseală prematură. [24]

Fig. 4.70. Un montaj incorect (o strângere prea slabă, fără verificarea jocului intern) va genera, la scurt timp după pu-nerea în funcţiune, urme de fretting pentru că bucşa şi rulmentul, nefiind strânse sufi-cient, vor vibra sub sarcină, mai ales în zonele adiacente decupării din bucşă. [319]

Fig. 4.71. Ruperi ale inelelor de rulment, provocate de fretting: a) inelul interior al unui rulment cu role butoi; b) fisură circulară pe un rulment radial-axial cu bile [307, 178]

a) b)


197

Un aspect particular al fretting-ului este brinelarea falsă. Acest mod de distrugere apare când rulmentul staţionar este supus la vibraţii, rezultând o uzură de tip fretting în zonele de contact (Fig. 4.72 şi Fig. 4.73). Brinelarea falsă nu este caracterizată printr-o deplasare (deformare) de material ca adevărata brinelare, ci printr-o îndepărtare de material. Această deteriorare poate apărea la rulmenţii mari chiar înainte de montaj.

O caracteristică este că distrugerea apare când lagărul este staţionar şi, deci, zonele distruse sunt spaţiate asemănător corpurilor de rostogolire (Fig. 4.72, Fig. 4.73). Această formă prematură de oboseală se deosebeşte de cea inerentă, normală, prin faptul că apare în zone discrete, repartizate ca şi elementele de rostogolire, şi nu ca o bandă continuă de ciupituri.

a) Pe inelul inerior b) Pe inelul exterior Fig. 4.72. Brinelare falsă sau fretting pe un rulment staţionar [360]

Fig. 4.73. Brinelare falsă şi uzură abrazivă specifică rulmenţilor din sistemele vibratoare, funcţionând în medii cu impurităţi mecanice. Uzura abrazivă este cauzată de pătrunde-rea impurităţilor iar aspectul vălurit al suprafeţelor căilor de rulare sem-nifică suprasarcini prea mari pentru rulmenţii aleşi. [40]

4.11. Deteriorarea în câmp electric Trecerea curentului electric se constată prin mai multe tipuri de elemente de

maşini (dornurile de prindere a sculelor aşchietoare, roţile dinţate) dar cele mai multe deteriorări s-au raport pentru lagăre de alunecare şi rulmenţi. Crearea


198

diferenţei de potenţial electric în contactele de rostogolire este favorizată de pelicula lubrifian-tă care are, de cele mai multe ori, un caracter de „izolator” electric. Din cauza dimensiuni-lor mici ale contactului între as-perităţi (de ordinul a 10-3 mm2) şi a grosimii mici a peliculei de lubrifiant (de la 0,1µm până la câţiva microni), este suficientă o diferenţă de potenţial de câţiva volţi pentru a crea un câmp electric foarte intens şi a iniţia procesul de deteriorare [310, 319].

În literaura de speciali-tate procesul de deteriorare pro-dus de trecerea curentului elec-tric are denumiri diferite, de cele mai multe ori din cauza aspectului vizibil [258]: pitting electric sau eroziune electrică pentru o suprafaţă caracterizată prin micro-cratere bine izolate, eroziune prin descărcări elec-trice (dorită în procese de pre-lucrare, dar nu în lagăre), vălu-rire sau micro-ondulare dacă aspectul macro seamănă cu su-prafaţa unei ape uşor încreţite (Fig. 4.77, Fig. 4.78) [319]. În rulmenţi, după descărcarea electrică un micro-volum de material a fost topit şi îndepăr-tat, micro-craterul rămas având o formă specifică (Fig. 4.74) datorită materialului (de obicei oţel durificat printr-un proce-deu sau altul): câmpul termic local are valori atât de ridicate încât permite obţinerea structu-rilor de revenire, curgeri de material. Diferenţa mare de proprietăţi mecanice ale acestor zone învecinate iniţiază fisuri şi slăbeşte considerabil rezistenţa la oboseală a stratului superficial.

Fig. 4.74. Modificări structurale şi de proprietăţi mecanice în zona unui micro-crater rezultat după amorsarea unui arc electric pe un oţel de rulment

(evidenţiere cu nital) [319]

Fig. 4.75. „Pitting” electric pe o bilă de rulment [24, 319].

Fig. 4.76. Aspect macro al „pitting-ului” electric [360]


199

Pitting-ul electric se poate deosebi de cel mecanic (de oboseală) prin forma rotunjită a marginilor micro-craterelor; este periculos pentru că iniţiază alte procese de distrugere care se intercondiţionează, rezultând o cădere rapidă a rulmenţilor.

Trecerea unui curent electric printr-un rulment determină deteriorarea supra-feţei şi micşorarea durabilităţii acestuia.

La trecerea curenţilor peste 0,5 A se formează o bandă caracteristică de material ondulat pe căile de rulare (Fig. 4.77). Chiar şi la curenţi de 0,01 A apare o deteriorare mai greu vizibilă. Practic se recomandă să nu se depăşească o tensiune de 0,3 V pe rulmenţii cu bile şi 0,5 V pe cei cu role. Efectul trecerii curentului electric a fost estimat astfel [319]:

- până la 0,001 A nu are nici un efect asupra durabilităţii rulmentului, - până la 0,01 A se estimează o reducere a durabilităţii cu 20%, - între 0,01…0,1 A reducerea durabilităţii este între 20…80%, - la 0,5 A durabilitatea se reduce cu mai mult de 80%, aparând banda

specifică de deteriorare (Fig. 4.78).

Fig. 4.77. Vălurire severă din cauza trecerii

curentului electric. Nu s-a observat o corelaţie între lungimea de undă a distrugerii şi

frecvenţa curentului, spaţierea rolelor, sarcina mecanică aplicată. [24]

Fig. 4.78. Iniţierea distrugerii s-a produs din cauza trecerii curentului electric prin

rulment, rezultatul fiind o formă combinată de eroziune (spalling) electrică

şi mecanică. [319]


200

Fig. 4.79. Se observă urme similare pe căile de rostogolire şi pe bile, ceea ce

sugerează o singură descărcare electrică, de putere mare, posibil electrostatică.

[319]

a) b)

Fig. 4.80. Distrugeri cauzate de trecerea curentului electric prin rulment. La trecerea curentului electric apar microsuduri sau deformări plastice locale. Soluţii: izolarea electrică

a zonei cu rulmenţi, redirecţionarea curentului. [360]

Nu întotdeauna distrugerea din cauza trecerii curentului electric prin rul-ment are forma benzilor din figura 4.80. Din cauza descărcărilor mari de energie pot apărea ciupituri, asemănătoare cu cele de coroziune sau eroziune (Fig. 4.81), deosebindu-se prin absenţa oxizilor şi prin forma ciupiturilor care, din cauza energiei concentrate pe contactul de dimensiuni mici, topesc materialul, dându-i un aspect rotunjit al muchiilor micro-craterelor.

a) Pe calea de rulare b) Pe corpul de rostogolire

Fig. 4.81. Distrugere localizată pe un rulment de la o osie de cale ferată, în staţionare din cauza unei descărcări electrice de energie mare. [307]


201

4.12. Cauze ale deteriorărilor rulmenţilor Următoarele exemple vor încerca să particularizeze câteva procese de dete-

riorare sau o combinaţie pentru anumite situaţii posibil de întâlnit pe durata de viaţă a unui rulment: în depozitare, la transport, la montare, pe durata de funcţio-nare. Sunt evidenţiate în special aspectele macro, dar nu sunt date soluţii universal valabile pentru evitarea deteriorării pe perioada estimată de viaţă, ci doar unele recomandări.

4.12.1 Deteriorări din cauze tehnologice Rulmenţii sunt produşi pentru o piaţă foarte competitivă şi pretenţioasă şi

de aceea sunt obiectul unui control riguros al calităţii. Deşi este puţin probabil, distrugerea rulmenţilor poate avea cauze tehnologice, enumerate mai jos:

- defecte de material; un exemplu singular, s-a observat la un rulment radial-axial cu bile: după demontare, una din bile era uzată excesiv în timp ce celelalte păreau ca noi. O analiză metalografică a arătat că bila era executată din oţel cu 13% Cr, nu din oţel de rulment cu 1%Cr şi 1%C. Dacă rulmentul nu era demontat, foarte probabil ar fi apărut o oboseală prematură;

- tratament termic incorect; rulmenţii de uz general au inelele şi corpurile de rostogolire tratate termic prin revenire la 140°C pentru a avea o duritate finală de 62…63HRC. Rulmenţii de dimensiuni mari pot fi din oţel de cementare. Un tratament incorect de cementare lasă oţelul de rulment prea moale şi acesta va cădea prematur. Dacă una din componentele rulmentului este moale şi nu are o decolorare termică în ruptură se poate considera un defect indus de tratamentul termic;

- prelucrare incorectă; rulmenţii care nu respectă normele de dimensiuni sunt foarte rari. Acest lucru se observă la montaj. O eroare mai serioasă apare la cei radiali-axiali cu bile, cu contact în patru puncte, la care una din căile de rulare este formată din două bucăţi.

4.12.2. Erori de proiectare O listă a erorilor de proiectare a lagărelor cu rulmenţi include: - alegerea greşită a tipului şi seriei rulmentului, cauza principală fiind

evaluarea incorectă a solicitărilor mecanice şi termice în rulment; - alegerea greşită a lubrifiantului; pot exista două aspecte: nu s-a ales un

lubrifiant cu o vâscozitate şi/sau un indice de vâscozitate care să permită formarea peliculei de ungere sau poate apărea, de la început sau pe durata funcţionării, incompatibilitatea chimică a lubrifiantului cu unul sau mai multe din materialele rulmentului sau ale etanşărilor; se recomandă consultarea cataloagelor firmei producătoare şi a unor cărţi de specialitate;


202

- proiectarea greşită a pieselor cu care vin în contact rulmenţii; foarte rar rulmenţii nu îndeplinesc condiţiile dimensionale şi de toleranţe, înscrise în cataloa-gele de produs; dar destul de des arborii şi alezajele din carcase au toleranţe necorespunzătoare formând cu rulmentul ajustaje prea mici sau prea mari. Necon-sultarea catalogului de rulmenţi poate determina indicarea unor raze de racordare prea mari pentru montajul rulmenţilor: racordările umerilor din carcasă sau de pe arbori tre-buie să fie mai mici decât raza de racordare a muchiilor rulmentului. Figura 4.82 prezintă o spargere a unui rulment pentru că raza de prelucrare a arborelui în zona de rezemare a rulmentului este prea mare. De multe ori nu se dă atenţie calităţii suprafeţelor de rea-zem şi acestea nu au nici duritatea, nici parametrii de rugozitate în limite recomandate pentru utilizarea rulmenţilor. Calculul de verificare al arborilor poate releva că rotirea în lagăr este mai mare decât cea permisă de rulmentul deja ales şi ar trebui re-făcut (poate arborele tre-buie rigidizat prin mărirea diametrelorrulmenţii); calculul de selectare a rulmdimensiune de rulment să se poată roti od

F

e

- proiectarea greşită a fixării rulme 4.12.3. Deteriorări la depozit

Protejarea rulmenţilor pe durata t

portantă deşi nu necesită un efort deoseviaţa acestora (montarea şi exploatarea)unui rulment din cauza depozitării lui în

ig. 4.82. Strângere prea mare. Inelul s-a fisurat

pe toată secţiunea axială. Cauze: strângere xcesivă sau o suprafaţă de aşezare neadecvată (cu abateri mari de formă, rază de racordare

, inclusiv al celor pe care se vor monta entului se reia astfel încât noua tipo-ată cu arborele;

prea mică etc.). [309]

ntului sau a rulmentului liber.

are şi transport

ransportului şi depozitării este foarte im-bit, comparativ cu următoarele etape din . Figura 4.83 prezintă coroziunea rolelor mediu umed.

Fig. 4.83. Rolele butoi ale unui rulment radial oscilant, cu urme de uzură corosivă în zona con-tactului cu calea de rulare, din cauza umezelii din zona de de-pozitare (vaporii de apă tind să se condenseze în această zonă pentru că materialele metalice conduc mai bine căldura). [360]


203

De obicei aceste subansamble sunt împachetate îngrijit şi protejate cu o unsoare specială, funcţie de durata estimată de depozitare. Producătorii de rulmenţi recomandă păstrarea ambalajului până în momentul montării, depozitarea în spaţii ferite de umezeală şi vibraţii etc.

Alegerea fluidului de protecţie (de obicei unsori) este importantă pe durata stocării rulmentului. Figura 4.84 prezintă acelaşi rulment, dar protejat cu fluide de calitate mult diferită: sus – fluid de protecţie bun, jos – fluid cu slabe calităţi de protecţie. Există şi probabilitatea ca, deşi bine ales, fluidul de protecţie să nu fie uniform repartizat pe suprafeţe sau să existe locuri în care acesta n-a aderat suficient. Apar spoturi de coroziune ca în figurile 4.51 şi 4.52 dreapta. Dacă rulmentul este introdus în ansamblu, se va distruge prin oboseală prematură pentru că zonele corodate acţionează ca puternici concentratori de tensiuni şi materialul lor este slab din punct de vedere mecanic.

Fig. 4.84. Deteriorare din cauza protecţie slabe la depozitare. Sus: fluid de protecţie

bine ales, Jos: fluid nesatisfăcător. [1] 4.12.4. Montajul incorect

Rulmenţii ar trebui montaţi conform unei tehnologii adecvate mărimii,

tipului, particularităţii montajului. Cea mai bună măsură de evitare a erorilor de montaj este calificarea personalului direct implicat în activitatea de montaj şi mentenanţă şi investiţii care astăzi nu mai sunt atât de impresionante, în instrumente pentru verificarea poziţionării arborilor, în dispozitive de încălzire pentru montaj, aparatură de monitorizare a vibraţiilor şi temperaturii etc. Un rol din ce în ce mai important îl joacă baza de date referitoare la înregistrarea, analiza şi diagnoza deteriorărilor anterioare.

Iată câteva scenarii nedorite la montaj: - necurăţarea suprafeţelor de reazem duce la contaminarea cu particule

solide a lubrifiantului, la anularea strângerii;


204

- montarea rulmenţilor prin lovire directă poate duce la spargeri, ruperi, indentări şi deformaţii (brinelare la montaj);

- manipularea neglijentă a elementelor rulmentului la montaj poate duce la zgârieturi care să scurteze durata de viaţă cu peste 80...90% din cea estimată;

- neverificarea alinierii, coaxialităţii şi cilindricităţii pieselor, arborilor poate provoca funcţionarea dezaxată a rulmentului, fiind declanşată o oboseală prema-tură localizată, însoţită de uzură abrazivă, în zonele suprasolicitate ale rulmentului; ajustajele cu jocuri sau strângeri prea mari pot fi cauza iniţierii fretting-ului;

- montarea greşită a unei etanşări – piesă foarte ieftină comparativ cu rulmenţii, poate duce la pierderea lubrifiantului, creşerea excesivă a regimului termic şi distrugerea nu numai a rulmenţilor, ci şi a altor tribosisteme care utilizau acelaşi lubrifiant (de exemplu, roţile dinţate);

- neverificarea jocului în rulmenţi după montare; - pretensionări prea puternice sau prea slabe, efectuate fără instrumente de

verificare a forţei aplicate. În figurile următoare (Fig. 4.85...Fig. 4.96) sunt prezentate unele din aceste

deteriorări produse la montaj, cu note explicative.

Fig. 4.85. Pretensionare inadecvată, excesivă, cu anularea jocului intern, mai ales la montaj pe alezaj conic. Soluţii: alegerea altui alezaj şi/sau alegerea altui rulment cu joc intern mai mare. [39]

Fig. 4.86. Fisură produsă de şoc mecanic. Cauză: lovire directă, la montaj. [39]

Fig. 4.87. Fisuri spre capătul căii de rulare, la distanţe apropiate de distanţa dintre corpurile de rostogolire, din cauza nealinierii dintre arbore şi rulment sau/şi între rulment şi carcasă, sau din cauza suprasarcinii axiale. [39]


205

Fig. 4.88. Fragmentarea sub formă de aşchii mici a muchiei benzii centrale a inelului unui rulment cu role cilindrice cu două căi din cauza forţei concentrate, excesive la montaj. [360]

Fig. 4.89. Spargerea umărului unui rulment cu role conice din cauza unui şoc de montaj. [360]

Fig. 4.90. Zgârieturi pe direcţie axială pe inelul unui rulment radial cu role cilindrice din cauza înclinării inelului interior sau exterior pe durata monta-jului. [360]

Fig. 4.91. Zgârieturi axiale pe rolele cilin-drice ale unui rul-ment radial din cau-za montării greşite (cu înclinarea unuia din inele sau a ambe-lor, pe durata monta-jului). [360]


206

Fig. 4.92. Distrugere la montaj. Suprafaţa frontală a inelului rulmentului a fost lovită cu un ciocan (montaj incorect); au rezultat fisuri ale inelului exte-rior şi amprente mari pe inelul interior. Durabilitatea rulmen-tului poate fi redusă la câteva procente din cea estimată sau chiar la numai câteva rotaţii. [40]

Fig. 4.93. Montaj incorect al inelului interior pe un fus conic. Când coni-citatea axului nu este corectă sau când rulmentul este montat cu o forţă de impingere laterală prea mare şi neuniform distribuită pe inelul rul-mentului, rezultă o spargere prema-tură a rulmentului din cauza anulării jocului şi concentrării tensiunilor [40].

Fig. 4.94. Fractură locală a umărului unui rulment din cauza unui şoc provocat de

montare prin lovire directă cu un ciocan [340]

Fig. 4.95. Amprentă singulară. Cauza: lovire bruscă a rulmentului la montaj

sau în exploatare [312].


207

Un montaj necorespunzător poate duce la apariţia unei uzuri tip smearing (de adeziune) în zonele urmelor de zgâriere+deformare cauzate de introducerea înclinată, fără rotire, a rolelor cilindrice (Fig. 4.96a). Acelaşi proces nedorit apare şi pe role. Acest tip de deteriorare poate fi evitat la montaj prin rotirea unuia din inele atunci când avansează axial. O soluţie destul de simplă şi ieftină este utilizarea unui inel intermediar. Acelaşi aspect de deteriorare se obţine dacă inelele sunt montate cu strângere prea mare în carcasă şi pe arbore; rezultatul este anularea jocului intern în rulment şi o pretensionare periculoasă în funcţionare.

Lovituri sau presiuni mari aplicate pe inelul nerecomandat în tehnologia de montaj, fără rotirea rulmentului şi introducerea înclinată a inelului cu role, produc urme înguste de smearing pe căile de rulare, la intervale egale cu distanţa între role.

a) Soluţie de protejare a rulmentului la montaj

b) Distrugerea căii exterioare de rulare a unui rulment

oscilant cu role butoi c) Detaliu al unei urme din b)

Fig. 4.96. Deformarea şi fisurarea unui rulment la montaj [307] 4.12.5. Deteriorări în exploatare

Dacă parametrii regimului de lucru nu se abat de la valorile estimate în calculul pentru selectarea rulmentului, lubrifierea este cel puţin satisfăcătoare, nu există surse de contaminare (umezeală, apă, praf etc.), rulmenţii se vor încadra în clasa lor de fiabilitate. Pot exista căderi şi în aceste condiţii, dar sunt rare şi suportabile din punct de vedere al costurilor.


208

Orice depăşire a parametrilor de lucru (sarcină, viteză, temperatură) afectează durabilitatea rulmenţilor din sistemul tehnic. Dacă sarcina pe rulment se dublează, durata lui de viaţă se reduce cu până la 90% din cea estimată pentru sarcina normală (Fig. 4.98). Creşterea producţiei pe seama creşterii vitezei de lucru nu este o soluţie bună dacă nu se verifică fiabilitatea sistemului în aceste noi condiţii de lucru: dublarea vitezei de lucru reduce viaţa unui rulment cu cel puţin 50%. Sunt valori uşor de reţinut şi de luat în considerare la modificarea parametrilor de lucru; în aceste condiţii înlăturarea urmărilor unor defectări poate costa mai mult decât cheltuielile necesare creşterii capacităţii sistemului.

Fig. 4.97. Urme de uzură din cauza montajului incorect sau al apariţei sarcinii axiale din direcţia

inversă decât cea prevăzută în proiect

La rulmenţii radiali axiali cu bile, dacă sarcina axială nu acţionează din sensul recomandat de însăşi forma rulmentului, bila se poziţionează în afara căii de rulare şi muchia acesteia lasă pe bilă o urmă de uzură (Fig. 4.97). Când sarcina axială îşi schimbă direcţia, suprafeţele de contact se deteriorează rapid, se încălzesc iar distrugerea este similară celei provocate de strângeri prea mari. Banda de uzură se obţine fie din cauza unui montaj greşit a rulmentului radial-axial, fie din cauza aprecierii greşite a mărimii şi direcţiei forţei axiale externe care acţionează pe rulment.

Figurile 4.98...4.102 prezintă spargeri şi fisurări în rulmenţi, rezultate după un regim prea sever în funcţionare (şocuri sau suprasarcini).

Fig. 4.98. Spargerea umăru-lui exterior al unui rulment axial cu role butoi din cauza unui şoc repetat în funcţionare. [360]


209

Fig. 4.99. Fisurarea inelului exterior al unui rulment cu role cilindrice pe două rânduri. Fisurile s-au propagat de la cea iniţială, cauzată de un şoc puternic. [360]

Fig. 4.100. Sarcină anormal de mare pe colivia din fontă tur-nată a unui rulment radial-axial cu bile, din cauza montării dezaxate a inelelor. [360]

Fig. 4.101. Uzură abrazivă datorată vibraţiilor şi impu-rităţilor dure [332]

Fig. 4.102. Brinelare falsă pe calea de rula-re a unui rulment axial cu bile din cauza vibraţiilor cu unghi mic de oscilare. [307]


210

Temperatura ridicată provoacă defectarea prematură a rulmenţilor, natura distrugerii fiind prezisă destul de bine de temperatura la care se ajunge, faţă de temperatura normală de lucru, de viteza de încălzire şi de tipul lubrifiantului. O creştere uşoară a temperaturii va determina curgerea unsorii (separarea uleiului de bază), reducându-se eficienţa ungerii. Dacă temperatura creşte mai mult, unii constituienţi ai lubrifiantului încep să se degradeze termic (oxidare în special) şi se pot forma depuneri cărbunoase în rulment, care reduc capacitatea de evacuare a căldurii şi deci accelerează creşterea temperaturii rulmentului; pot fi atât de mari încât blochează calea de rulare. Temperaturi şi mai mari pot reduce duritatea straturilor superficiale şi scad limita de oboseală a materialului iniţial; jocurile pot fi anulate şi apare o suprasarcină care poate duce la spargere (Fig. 4.103).

a) inelul interior al unui rulment cu role butoi, fisurat pe direcţie axială

b) secţiune prin zona fisurată: originea este chiar sub suprafaţa căii de rulare

Fig. 4.103. Ruperi din cauza unei prea mari diferenţe de temperatură între inelul interior al rulmentului cu role conice pe două rânduri şi arborele pe care a fost montat. [360]

4.12.6. Lubrifiere neadecvată

Lubrifierea rulmenţilor are două cerinţe majore: să protejeze colivia când apare alunecarea şi să formeze o peliculă elastohidrodinamică. Dacă lubrifiantul este eliminat din zona de contact, dintr-un motiv sau altul, distrugerea este tipică. Căile de rulare sunt uzate sever. dacă lubrifiantul nu este complet eliminat, topografia zonelor uzate se înrăutăţeşte treptat de la o creştere uşoară a


211

parametrilor de rugozitate (o nuanţă mai mată a suprafeţei) până la valori inacceptabile, care accelerează uzura abrazivă şi generează un câmp termic cu valori ridicate ce favorizează transformări de fază în stare solidă şi procese de coroziune, recunoscute prin culorile caracteristice.

Lubrifierea insuficientă sau chiar lipsa ei se poate observa prin schimbarea culorilor căii de rulare şi a corpurilor de rostogolire. Deşi fotografiile sunt alb-negru, comentariul care urmează este util pentru aprecierea calităţii ungerii unor rulmenţi (pe CD-ul ataşat cărţii fotografiile sunt color).

O analiză a culorilor de pe suprafeţele rulmentului poate da informaţii despre zonele cu maxim de temperatură (Fig. 4.104). De exemplu, se poate recunoaşte culoarea specifică încălzirii directe cu flacără (greşeală gravă de montaj). Dacă o carcasă a atins 90…95°C, temperatura instantanee în contact este probabil de două, trei ori mai mare.

Fig. 4.104. Culorile rămase pe suprafeţele de contact ale rulmenţilor pot da informaţii despre

valorile câmpului termic generat [1] (vezi CD-ul ataşat cărţii)

a) b) c)

Fig. 4.105. Bile de rulment, după funcţionare cu ungere nesatisfăcătoare [1]


212

Rolele din figura 4.105 au funcţionat la 200…230°C şi rulmentul a fost înlocuit înainte de distrugere (nu există urme de adeziune, tip galling), deci lubrifiantul încă îşi făcea datoria. Nealinierea (datorată unei suprasarcini) a determinat solicitarea neuniformă a rulmentului, rezultând condiţii diferite de încărcare pe lăţimea rulmentului, pelicula portantă de fluid fiind generată doar în zona mai puţin solicitată; în zona mai încărcată pelicula, chiar dacă s-a putut genera, a fost intermitentă şi/sau insuficient de groasă pentru a evita contactul direct între asperităţi.. Deci, în partea de jos a rolei pelicula de lubrifiant nu a protejat complet suprafaţa inferioară: suprasarcina a cauzat distrugerea parţială a peliculei, frecarea s-a intensificat, la fel şi câmpul termic, s-a micşorat vâscozitatea lubrifiantului şi a fost mult mai uşor de expulzat din contact. A rezultat un câmp termic greu de disipat, recunoscut prin decolorarea părţii inferioare a rolei. Rola din figura 4.105b, c) fiind un detaliu al acesteia, a fost încărcată axial prea mult, fapt dovedit prin diferenţa de culoare pe înălţimea rolei. Partea superioară a rolei este galben deschis, în timp ce partea inferioară trece până la negru-albăstrui, ceea ce înseamnă o diferenţă de ~210°C. Suprafaţa de sus este rugoasă dar uniformă, indicând o funcţionare îndelungată. La un moment dat sarcina axială s-a modificat, cauzând distrugerea peliculei de lubrifiant. Distrugerea rulmentului din figura 4.105 putea fi cauzată şi de alegerea greşită a unsorii; fiind montat într-un cuptor rotativ, avea nevoie de unsoare pentru temperaturi ridicate.

Ungerea incorectă poate fi cauzată de un lubrifiant greşit ales (cu vâscozitate prea mică), nerecomandat pentru anumite temperaturi de lucru. Smulgerea materialului se face cu precădere spre marginea rolelor pentru că acolo există o mişcare de rostogolire cu alunecare (Fig. 4.106).

Ungerea incorectă distruge mai întâi colivia pentru că ea este mai subţire şi supusă în special alunecării şi rostogolirii (Fig. 4.108). În plus este mai uşor defor-mabilă şi va perturba, după deformare, regimul de rostogolire al rolelor sau bilelor.

Monitorizarea calităţii lubrifiantului trebuie făcută prin analize de laborator, nu numai prin examinare vizuală pentru că nu întotdeauna schimbarea proprie-tăţilor poate fi determinată de un operator uman.

Fig. 4.106. Ungere insuficientă din cauza cantităţii prea mici de lubrifiant sau din

cauza unei calităţi slabe a acestuia (vâscozitate prea mică pentru temperatura la care lucrează rulmentul) [40]


213

Figurile 4.107...4.111 prezintă fotografii ale rulmenţilor deterioraţi din cauza lubrifierii incorecte sau insuficiente, şi comentarii asupra cauzelor şi soluţiilor, pentru fiecare caz în parte.

a) Inelul interior b) Detaliu din a)

c) Câteva role butoi; poziţia zonelor

deteriorate (peeling) sugerează o uşoară dezaxare a sarcinii

d) Inelul exterior; peeling la marginile căii de rulare: condiţiile contactului sunt mai puţin severe pentru că dintre cele trei ele-mente ale rulmentului, acesta

are raza de curbură cea mai mare. Fig. 4.107. Peeling este denumirea în limba engleză a unui proces de deteriorare combinat, de uzură uşoară şi oboseală prematură, generându-se fisuri mici, adânci de ~5...10 µm. La început particulele de uzură sunt fine şi, antrenate de fluid, participând la uzura abrazivă,

dar în scurt timp poate apărea exfolierea pe suprafeţe destul de extinse. Cauze probabile: un lubrifiant neadecvat regimului de lucru al rulmentului, contaminarea cu particule solide,

creşterea rugozităţii din cauza lubrifierii slabe [360]

a) Uzura coliviei din cauza lubrifierii

inadecvate [39, 319]. b) Distrugerea până la blocare,

a unei colivii [39, 319]. Fig. 4.108. Este greu de estimat cauza primară a distrugerii unei colivii pentru că şi alte componente ale rulmentului pot fi deteriorate. Principalele cauze sunt vibraţiile, viteza excesivă, uzura, blocarea rolelor şi abateri de poziţie şi formă prea mari ale pieselor în

contact cu rulmentul.


214

Fig. 4.109. Lubrifiant neadecvat regimului de lucru. Când rolele intră în zona încărcată a rul-mentului, sunt supuse unei acceleraţii. Rezultă o subţiere sau o eliminare locală a peliculei de lubrifiant. Soluţii: alt lubrifiant (mai vâscos, cu aditivi EP) sau reducerea jocului intern în rul-ment, pentru a nu avea acceleraţii. [39]

Fig. 4.110. La temperaturi joase, unsorile obişnuite devin prea rigide şi lubrifierea este deficitară. Corpurile de rulare se rotesc cu dificultate, încetinesc sau chiar se opresc în zona neîncărcată. Când un corp de rostogo-lire trece din nou prin zona încărcată, acce-lerează rapid, sub sarcină. Rezultă o alune-care puternică în loc de rostogolire, o distru-gere a peliculei de lubrifiant. [39]

Fig. 4.111. Ungere neadecvată. După o perioadă de funcţionare rezultă suprafeţe fin uzate, cu aspect încă lucios, colorate de la bleu până la maroniu. Cantitatea de lubrifiant nu este sufi-cientă sau nu ajunge în toate zonele rulmentului, provocând o creştere a temperaturii. Este necesar controlul nivelului şi calităţii lubrifiantului, a intervalului de completare [39].

4.12.7. Jocul intern în rulment Un rulment funcţionează optim dacă jocul intern în exploatare este nul (Fig.

4.112). La unii rulmenţi există posibilitatea pretensionării astfel încât după montaj jocul intern să fie nul. Există riscul dilatării termice diferenţiate a elementelor rul-mentului, mai ales în cazul unor frecări intense care cresc valorile câmpului termic. În condiţii de suprapunere a solicitării externe cu solicitări datorate dilatărilor, există posibilitatea să se depăşească limita de elasticitate şi rostogolirea să fie împiedicată, parţial sau total. Pretensionarea se foloseşte unde este nevoie de o


215

precizie mare a centrării arborilor (la maşini-unelte etc.), aplicaţiile obişnuite fiind caracterizate printr-un joc intern mic. Rulmenţii pretensionaţi sunt mai sensibili la creşterea temperaturii.

Odată anulat jocul intern şi depăşită limita de elasticitate a cel puţin unuia dintre materialele rulmentului, apare alunecarea rolelor sau bilelor. Rezultă o creştere a frecării, lagărul se încălzeşte rapid astfel încât se defor-mează plastic (Fig. 4.113, Fig. 4.114). La un rulment montat pe arbore rotit]or, inelul interior atinge cele mai mari temperaturi şi o caracteristică este că distrugerea este mai severă pe acesta.

Fig. 4.113. Spargerea unui rulment din

cauza suprasarcinii produse de anularea jocului [319]

Fig. 4.11unu

gene

Următoarele scenarii duc la anularea joculu1. Regimul termic tranzitoriu pe durata

arborele se încălzeşte mai repede decât catemperatură pe rulment la pornire poate fi mult mAcest efect este mai sever pentru arbori tubulari ş

2. Folosirea unui rulment cu joc intern nediferenţă de temperatură între arbore şi carcentrifuge care lucrează cu fluide fierbinţi, exhauelectrice), se recomandă rulmenţi cu joc intern mprocedează şi la pompele din industria chimică caracterizat printr-un coeficient de dilatare mai m

Fig. 4.112. Dependenţa durabilităţii în funcţie de jocul efectiv în rulment [30]

4. Distrugerea rulmentului din cauza i câmp termic cu valori prea mari, rat de anularea jocului intern. [319]

i intern într-un rulment: pornirii sau opririi. În general rcasa astfel încât diferenţa de

ai mare decât în regim staţionar. i pentru carcase foarte groase. adecvat aplicaţiei. Când există o casă (de exemplu, la pompele stoare de gaze încălzite, motoare ai mare decât cel normal. Aşa se

care au arbori din oţel austenitic, are comparativ cu cel al oţelurilor


216

feritice. Se recomandă un joc intern C3 şi C4. De multe ori se ignoră importanţa jocului intern la înlocuirea rulmentului, în timpul reparaţiilor planificate.

3. Montarea cu strângeri prea mari ale inelelor pe arbore şi/sau în carcasă. Înainte de montare se recomandă verificarea ajustajelor. Cele mai des întâlnite erori apar pe arbore sau în carcasă, nu pe rulment.

4. Strângere insuficientă pe alezajul interior al rulmentului. Rotirea inelului interior pe arbore sau a celui exterior în carcasă produc frecări excesive, deci generează căldură, şi implicit dilatarea excesivă a elementelor rulmentului şi pieselor învecinate.

5. Întreruperea completă a lubrifierii duce la creşterea frecării, generează un câmp termic cu valori foarte ridicate.

6. O vâscozitate neadecvată a lubrifiantului astfel încât nu se generează un regim de ungere EHD în contact. Pentru multe variante de montaj, în special la rulmenţi cu mai multe rânduri de corpuri de rostogolire, dacă nu se asigură prin proiectare pătrunderea lubrifiantului pe toate căile de rulare, temperatura creşte în zona insuficient lubrifiată, iar lubrifiantul, dacă este ales greşit îşi reduce vâscozitatea, accelerând procesul de sărăcire a contactului cu fluid.

7. Suprasarcina provoacă o creştere excesivă a căldurii generate prin frecare. Dacă, din diferite motive, rulmentul montat liber pe arbore este împiedicat să se deplaseze în carcasă, apar forţe axiale foarte mari care duc la spargerea rulmentului după numai câteva ore de funcţionare. Accidente de acest fel au loc la rulmenţii cu diametre mari (d>100mm) ale arborilor exhaustoarelor. Pe durata opririi şi pornirii apar gradiente mari de temperatură şi rulmenţii trebuie să facă faţă dilatării sau contractării excesive a arborilor.

8. Folosirea unor mantale de răcire în jurul lagărului. În aplicaţii în care răcirea este cerută pentru a controla temperatura lagărului, se recomandă răcire în jurul lagărului, cu ulei şi nu cu apă, pentru ca gradientul de temperatură pe rulment să nu fie prea mare. Dacă răcirea este necesară, este mai bine să fie răcit lubrifiantul, şi nu lagărul.

Anularea jocului intern duce la distrugeri catastrofale dacă arborele este cuplat la o maşină de putere mare, care poate învinge momentul mare de frecare, rezultat la anularea şi negativizarea jocului (Fig. 4.113, Fig. 4.114). Căderea este bruscă şi poate antrena distrugerea altor subansamble.

4.12.8. Contaminarea Conţinutul de impurităţi. Impurificarea în funcţionare constă în acumularea

de particule solide în ulei (particule de uzură şi particule din mediul cu care vine în contact lubrifiantul, tip praf, nisip etc.), dar şi de natură gazoasă sau lichidă, prove-nite din mediu şi/sau din procesul tehnologic, care modifică vâscozitatea şi, deci, capacitatea portantă a lubrifiantului. Impurităţile pot determina reacţii chimice cu tribostraturile, accelerând uzura şi coroziunea. De exemplu, figura 4.115 arată că impurificarea cu apă a lubrifiantului provoacă reducerea drastică a durabilităţii efective a rulmenţilor (valoarea 1 este asociată cu durabilitatea teoretică).


217

Modificările din ulei sunt puse în evidenţă şi de evoluţia pH-ului, care acum, datorită aparatelor miniaturale şi portabile, este uşor de monitorizat.

O metodă rapidă de evaluare a calităţii uleiului este cea „a picăturii”. Pe o hârtie de filtru se lasă să cadă o picătură de ulei, prelevată după un anumit timp de funcţionare a siste-mului tehnic. (Fig. 4.116). Urma rămasă dă indicaţii despre gradul de impuri-ficare al uleiului, fiind consconcentrice: zona centrală arparticule solide, aureola care obicei închisă la culoare şi estea particulelor solide. Urmeazămai puţin întunecat, care dăputerea uleiului de a dispersla momentul analizei. Zonagradul de oxidare al uleiuluicătorii dar şi marii consumatoevaluarea gradului de impschimbarea uleiului după depaureolei este mai mare de 2/3

Tipul particulelor se psuprafaţă (Fig. 4.117).

a) Particule moi Fig. 4.117. Suprafaţa căii de ru

co

Fig. 4.115. Influenţa impurificării cu apă a uleiului

asupra durabilităţii rulmenţilor [96]

tituită din sectoare e o aglomerare de o înconjoară este de limita de deplasare un inel de difuzie, informaţii despre

a particulele solide, periferică indică

. În general produ-ri de uleiuri au la dispoziţie imagini etalon pentru

urificare şi degradare a uleiului. Se recomandă ăşirea unei anumite valori a pH-ului şi dacă raza

din raza exterioară a zonei de difuzie.

Fig. 4.116. Testul picăturii de lubrifiant (aspect tipic) [247]

oate aprecia după forma indentărilor care apar pe

b) Particule mici şi dure c) Particule mai dure lare cu urme de indentări ale particulelor solide care au ntaminat lubrifiantul [310]


218

Contaminarea cu apă este foarte periculoasă pentru că oţelurile de rul-ment sunt oţeluri slab aliate, nerezistente la coroziune, în plus, temperatura din lagăre poate accelera reacţiile chimice induse de apă şi oxigenul din aer, în princi-pal, oxidarea. Figurile 4.118...4.120 prezintă aspecte tipice, rezultate după contami-narea lubrifiantului sau pătrunderea impurităţilor solide şi/sau fluide în rulment.

Fig. 4.118. Rugină pe calea de rulare a unui rulment oscilant, în zona contactelor cu rolele bu-toi din cauza condensării ume-zelii din aer pe durata staţionă-rii (rulmentul se răceşte mai repede, favorizând depunerea picăturilor de apă în locurile înguste din jurul contactelor rolelor cu calea de rulare. [360]

Fig. 4.119. Proces de coroziune oxi-dativă (ruginire) pe inelul exterior al unui rulment cu role cilindrice din cauza pătrunderii apei (stropi-rea cu apă a suprafeţei frontale a rulmentului şi, evident, cedarea etanşării). [360]

Fig. 4.120. Pătrunderea apei în lubrifiant şi antrenarea ei, odată cu acesta în rulment, produce coroziune (ruginire). Urmele arată că rulmentul are intervale de timp de staţionare [360].

În figura 4.121 [2] sunt prezentate bilele unui rulment de pompă, la care

lubrifiantul a devenit corosiv, lucru indicat de numeroasele ciupituri. În timp aceste micro-cratere au fost supuse unor fluctuaţii mari de presiune, ceea ce a făcut ca materialul din jurul micro-craterelor iniţiale să fie fragmentat. Din înregistrarea vibraţiilor s-a tras concluzia că rulmentul a început să se distrugă cu mult înainte ca zgomotul în funcţionare să se modifice. Uleiul degradat a pierdut capacitatea de a forma o peliculă adecvată susţinerii sarcinii. Figura 4.121b arată ce se întâmplă în


219

zona în care bila vine în contact cu colivia: apare un contact direct care deformează plastic suprafaţa bilei (din cauza încălzirii), rezultatul fiind numit şi galling. Este vorba despre o coroziune, dar cauza primară a distrugerii este ungerea necorespunzătoare şi lipsa controlului calităţii lubrifiantului.

a) b)

Fig. 4.121. Bile cu urme de coroziune [1]

Lubrifiantul poate fi deteri-orat şi prin completare cu un altul, incompatibil, nerecomandat ca echivalent de firmele producătoare. Aspectul final după o asemenea gravă eroare de mentenanţă poate fi cel din figurile 4.122 sau 4.123. Atât producătorii de lubrifianţi cât şi cei de rulmenţi subliniază că este dificil de oferit mărci echivalente de lubrifiant. (Mărcile de lubrifiant se consideră echivalente dacă pot fi amestecate fără a modifica semni-ficativ durabilitatea şi nu afectează performanţele de funcţionare ale sistemului în întregime. Schimba-rea mărcii de lubrifiant implică îndepărtarea fluidului folosit ante-rior şi curăţarea tuturor suprafeţe-lor cu care acesta a venit în contact, operaţiile acestea fiind mari consu-matoare de timp şi manoperă.

Rulmentul deformat plastic din figura 4.122 a fost montat la arborele de ieşire al unui motor. Scelubrifiantului a încălzit excesiv rulmen

F

ig. 4.122. Deformare plastică cauzată de pierderea lubrifiantului [1]

Fig. 4.123. Rezultatul amestecării unsorilor [1]

nariul distrugerii a fost următorul: lipsa tul, blocând bilele pe căile de rulare. O dată


220

rulmentul „imobilizat”, inelul interior a trebuit să se rotească faţă de arbore, generând şi mai multă căldură. Rezultatele analizei unsorii din acest rulment şi din cel interior al motorului au evidenţiat că pentru cel deformat s-au amestecat mărcile de unsoare, rezultatul fiind fluidizarea amestecului şi eliminarea lui din zona de contact.

De obicei rulmenţii montaţi pe un arbore sunt unul fix, celălalt liber. Este normal ca cel fix să se încălzească mai mult pentru că există frecare suplimentară între role şi cel puţin un umăr al căii de rulare. Temperatura încă admisibilă pentru funcţionarea unui rulment nu se măsoară „cu mâna” şi nu este neapărat necesar ca rulmenţii unui arbore să aibă temperaturi apropiate. Dacă nu se cunosc aceste lucruri, se poate cere o inspecţie inutilă.

Uneori problemele de lubrifiere nu există şi, din lipsa experienţei sau infor-maţiilor, se poate aprecia greşit ungerea. Este cazul din rulmentului din figura 4.124 [1]: acesta are calea de rulare de pe inelul exterior cilindrică, fără umeri pentru a permite rolelor să se deplaseze axial.

În rulmentul din figura 4.124 unsoarea nu a fost în exces dar s-a acumulat ca „un baraj” la marginea căii de rulare din cauza forţei centrifuge (unsoarea este adusă în rulment printr-un orifi-ciu în mijlocul căii de rulare). Deci rolele au creat un fel de canal în unsoare, „treapta” subli-niată pe fotografie fiind generată de mişcarea muchiei coliviei. Lubrifierea a fost corectă pentru că suprafaţa căii de rulare este uniformă, fără pete de supraîn-călzire, lubrifiantul având capa-citatea de a forma peliculă. Când rulmentul se încălzeşte, uleiul de bază al unsorii iese mai uşor din din reţeaua agentului de îngroşare, şi ceea ce rămâne este mai vâscos şi se depune la mar-ginea căii de rulare, acţionând ca un baraj care menţine uleiul în contact. Dacă uleiul este în exces, dde unsoare este prea mult, apare unei cantităţi şi mai mari de uleigăseşte mai mult agent de îngroşuleiului, nu poate să-şi îndeplineasperioade recomandate de producătofie goliţi de unsoarea veche, în specşi să se facă completări cu aceeaşi m

Fig. 4.124. Prag format la marginea căii de rulare din

epăşeşte barajul. Dacă uleiul captiv între pereţii o supraîncălzire care va determina eliminarea din unsoare. Deci, la margine, în „baraj” se are ca în unsoarea iniţială dar care, în lipsa că rolul. Rulmenţii unşi cu unsoare ar trebui, la ri şi de experienţa inginerului de întreţinere, să ial de cea depusă pe marginile căilor de rulare, arcă de unsoare.

agenţii de îngroşare ai unsorii [1]


221

Fig. 4.125. Proces complex de deteriorare a unui rulment radial-axial cu role conice [360]

Complexitatea unei analize de deteriorare poate fi subliniată prin următorul

exemplu: în figura 4.126 este prezentat un rulment distrus ca rezultat al mai multor procese:

- lubrifierea a fost neadecvată deoarece se văd urme de smearing pe capetele rolelor şi o suprafaţă uşor glazurată pe calea de rulare a inelul interior;

- suprafaţa alezajului inelului interior are urme de fretting din cauza ajustajului cu strângere prea mică cu arborele;

- culoarea ruginie a suprafeţei lagărului indică sigur o contaminare cu apă. În acest caz, fără a cunoaşte „istoria” deteriorării, este dificil de a pune un

„diagnostic” şi a indica o cauză primară a acestor deteriorări în final suprapuse. O cădere catastrofală a unui rulment este prezentată în figura 4.127 şi este

rezultatul unei combinaţii de cauze: - calea de rulare a inelului interior indică o suprasarcină rezultantă sau

numai axială prin urmele de deformare adâncă; este posibil ca rulmentul să fi fost montat incorect sau în poziţie greşită;

- pe bile se observă culori de revenire (albastru spre negru) indicând o înmuiere a materialului, din cauza patinării lor (alunecării forţate, în loc de rostogolire) pe calea de rulare;

- atât pe bile cât şi pe căile de rulare se văd urme de deformare prin alunecare a materialului, de curgere a acestuia, indicând că temperatura lor a depăşit la un moment dat 300°C.


222

Fig. 4.126. Distrugere cu cauze multiple [360]

Fără informaţii suplimentare asupra funcţionării întregului sistem şi a

operaţiei de montaj (care foarte probabil nu a fost verificată) nu se poate spune cu exactitate care a fost punctul de plecare în dezvoltarea acestui proces complex de deteriorare.

Rulmentul din figura 4.127 are urme vizibile de coroziune. Etanşarea a fost ineficientă, iar atât rulmentul cât şi lubrifiantul au fost contaminaţi cu apă şi par-ticule solide. Trebuie verificat ce materiale au fost folosite pentru etanşare şi dacă sunt compatibile cu lubrifiantul şi cu materialele rulmentului (inele, corpuri de rostogolire, colivie, niturile co-liviei etc.). Dacă se constată că s-au respectat condiţiile proiec-tului, este posibil ca tempera-tura atinsă în rulment să fi fost atât de mare încât etanşarea nu a mai putut lucra (s-a rigidizat, s-a înmuiat, s-a dilatat prea mult, a mărit apăsarea pe su-prafaţa metalică şi a început să fie sfâşiată etc.). Contaminarea cu apă a dus la scăderea dras-tică a vâscozităţii lubrifiantului şi rezultatul a fost un spalling prematur. Fig. 4.127. Coroziune în funcţionare a unui rulment,

după impurificarea lubrifiantului cu apă [360]

224

Cap. 5. Deteriorarea angrenajelor

5.1. Introducere Dezvoltarea transmisiilor cu roţi dinţate sau a angrenajelor a depins de progresele făcute în domeniul tehnologic, în special pentru maşini-unelte specializate, pentru danturare. Din motive tehnologice şi funcţionale, profilul evolventic este cel mai des utilizat, deşi mai există şi alte forme pentru profilul dinţilor: cicloidal, arc de cerc etc. Transmisiile cu roţi dinţate au un domeniu foarte larg de utilizare, viteze periferice ale roţilor între 2 m/min şi 90 m/s, puteri între 0,0001 kW pentru mecanică fină şi 10000 kW în industria grea. Dacă se respectă condiţiile de proiectare, execuţie, montaj şi exploatare, fiabilitatea lor este mai mare decât a altor tipuri de transmisii la aceiaşi parametri de lucru. Avantajele transmisiilor cu angrenaje sunt: siguranţa în funcţionare, raport de transmitere constant (fără alunecări), randament ridicat (η=0,90...0,98), posibi-lităţi de proiectare pentru diferiţi parametri de intrare şi ieşire (viteze unghiulare şi momente de torsiune), gabarit redus, adaptabilitate la integrarea într-un ansamblu. Dezavantaje pot fi considerate; preciziile înalte de prelucrare şi montaj. Există firme mari specializate în producerea de transmisii cu roţi dinţate pentru că, în afara maşinilor-unelte foarte performante şi scumpe, este nevoie de o dotare specifică pentru tratamente termo-chimice, control dimensional şi de structură, echipament de testare. Transmisiile dinţate sunt zgomotoase şi nu pot realiza orice raport de transmitere, deoarece numărul de dinţi pentru orice roată trebuie să fie număr întreg.

5.2. Principii de proiectare şi aspecte caracteristice contactului dinţilor în angrenare

Primele calcule de rezistenţă sunt legate de construcţia angrenajelor utilizate

în construcţia morilor şi maşinilor cu abur. Ca rezultat al eforturilor conjugate ale practicii şi teoriei angrenajelor, de-a

lungul aproape două secole, se poate afirma astăzi ca principalele tipuri de solicitare ale angrenajelor sunt:

a) solicitarea la încovoiere (rezistenţa la încovoiere la piciorul dintelui), b) solicitarea la presiunea de contact a flancurilor conjugate, c) uzarea flancurilor, d) solicitarea termică.


225

Fig. 5.1. Noile standarde ISO pentru evaluarea prin calcul a angrenajelor

Familia de standarde ISO 6336 (Fig. 5.1) asigură o metodă prin care se pot

compara proiectele diferitelor angrenaje cu roţi dinţate, dar nu intenţionează să asigure performanţa sistemelor cu angrenaje; nu intenţionează să fie folosită de către publicul larg, dar poate fi utilizată de proiectantul experimentat pentru a selecta valori rezonabile pentru factorii din formulele date, bazate pe cunoaşterea proiectelor similare şi având conştiinţa efectelor acestora. Formulele din ISO 6336 au drept scop să stabilească o metodă uniform acceptată pentru calcularea rezistenţei la pitting şi a capacităţii de rezistenţă la încovoiere pentru angrenaje cilindrice cu dinţi evolventici, drepţi şi înclinaţi.

Rezultatele calculelor de evaluare, făcute după această metodă, sunt în bună concordanţă cu metodele anterior acceptate de calcul al angrenajelor [54, 69, 128, 182] pentru unghiuri de angrenare până la 25° şi unghiuri de înclinare a danturii până la 25°. Pentru unghiuri de angrenare şi unghiuri de înclinare a danturii mai mari, tendinţele produselor unor factori de influenţă privind forma dintelui, gradul de acoperire şi înclinarea danturii, atât la încovoiere ( FY Y Yε β⋅ ⋅ ) cât şi la pitting ( HZ Z Zε β⋅ ⋅ ), nu sunt similare cu cele ale metodei din familia de standarde ISO 6336. Utilizatorul este avertizat că atunci când metodele din ISO 6336 sunt folosite pentru alte unghiuri de angrenare şi de înclinare a danturii, rezultatele calculate vor necesita să fie confirmate de experienţă [367-369].

Formulele din ISO 6336 nu sunt aplicabile roţilor dinţate cu dinţi drepţi sau înclinaţi, dacă este îndeplinită oricare din următoarele condiţii:

- gradul de acoperire frontal este mai mic de 1,0 sau mai mare de 2,5; - există interferenţă între vârfurile dinţilor şi piciorul dintelui; - dinţii sunt ascuţiţi; - jocul este zero; - pata de contact este prea mică; - dinţii sunt obţinuţi prin sinterizare sau forjare; - la viteze mici pe cercul de rostogolire (orietativ, sub 1m/s), pentru că

sarcina pe angrenaj este limitată, în acest caz, şi de uzura abrazivă.


226

Formulele de evaluare din ISO 6336 nu sunt aplicabile altor tipuri de deteriorări ale dinţilor cum ar fi curgerea plastică, scuffingul, exfolierea stratului tratat termo-chimic, griparea şi uzura; nu sunt aplicabile în condiţii de vibraţii în care ar putea exista o rupere nepredictibilă a profilului. Formulele pentru calculul rezistenţei la încovoiere sunt aplicabile ruperii la baza dintelui, dar nu sunt aplicabile ruperilor pe suprafaţa de lucru a dinţilor, ruperii coroanei roţii sau a corpului roţii în carcasă sau pe arbore.

Procedurile din ISO 6336 asigură formule de evaluare pentru calculul capacităţii portante, pe baza pitting-ului şi ruperii la baza dintelui.

ISO 6336 nu cuprinde relaţiile pentru: - rezistenţa la scuffing pe dinţii roţilor cilindrice pentru că în prezent există

o concordanţă insuficientă în ceea ce priveşte metoda de proiectare a roţilor dinţate cilindrice pentru a rezista la deteriorarea prin scuffing;

- rezistenţa la uzură (mai ales pentru dinţii cu duritate superficială mică sau roţile cu lubrifiere neadecvată);

- micro-pitting, care este un tip suplimentar de deteriorare a suprafeţei care poate apărea pe dintele roţii;

- niveluri de tensiuni mai mari decât cele admisibile pentru 103 cicluri sau mai puţin, deoarece tensiunile în acest interval depăşesc limita de elasticitate a dintelui la încovoiere sau pentru tensiunea de compresiune pe suprafaţă. În funcţie de material şi de sarcina impusă, un singur ciclu de solicitare mai mare decât nivelul limită al rezistenţei obţinut pentru o durabilitate limitată caracterizată prin N <103 cicluri, ar putea duce la deformarea plastică a dintelui.

O probabilitate adecvată de distrugere şi coeficientul de siguranţă trebuie alese cu grijă pentru a corespunde unei fiabilităţi impuse în tema de proiectare, la un cost justificabil. Dacă performanţa angrenajului poate fi evaluată precis prin testarea unităţii reale în condiţii reale de încărcare, pot fi permise un coeficient de siguranţă mai mic şi proceduri mai economice de prelucrare:

tensiunea admisibilă modificatăcoeficient de siguranţă=tensiunea calculată

(5.1)

Când coeficientul de siguranţă utilizat pentru proiectarea unui angrenaj se bazează pe sarcină, acest lucru se va face cunoscut clar. În plus faţă de cerinţele generale menţionate mai sus şi de cerinţele speciale pentru durabilitatea super-ficială, pitting şi rezistenţa dintelui la încovoiere, va trebui să se aleagă coeficienţii de siguranţă după o atentă luare în considerare a următoarelor influenţe:

• fiabilitatea datelor de material: valorile pentru materiale date în ISO 6336-5 sunt valabile pentru o probabilitate de deteriorare de 1%. Acest risc de deteriorare se reduce odată cu creşterea coeficientului de siguranţă şi viceversa;

• fiabilitatea valorilor sarcinii folosite în calcul: dacă sarcinile sau răspunsul sistemului la vibraţii sunt mai degrabă estimate, şi nu măsurate, ar trebui folosit un coeficient de siguranţă mai mare;

• - variaţii ale geometriei roţilor din cauza toleranţelor de prelucrare; • - variaţii în aliniere; • - variaţii ale calităţii materialui (compoziţie chimică, componenţi micro-

structurali, puritate) din cauza procesului de prelucrare;


227

• - variaţii în lubrifiere şi în mentenanţă, pe durata serviciului roţilor. În funcţie de viabilitatea ipotezelor pe care se bazează calculele (de exemplu,

ipoteze asupra încărcării) şi în acord cu cerinţele de fiabilitate (consecinţele apariţiei deteriorărilor), se alege un coeficient de siguranţă corespunzător.

În acest capitol sunt prezentate preponderent deteriorările tribologice ale roţilor executate din aliaje metalice (oţeluri şi aliaje neferoase), deşi aceste elemente de maşini sunt astăzi fabricate şi din materiale sinterizate, polimeri sau compozite cu matrice polimerică.

În Tabelul 5.1 sunt trecute familiile mari de oţeluri utilizate pentru prelucrarea roţilor dinţate.

Tabelul 5.1. – Materiale pentru roţi dinţate Materialul Tipul

oţeluri carbon cu conţinut redus de carbon, laminate şi normalizate

Oţeluri carbon cu conţinut mic de carbon, normalizate / oţeluri turnate normalizate oţeluri turnate

fonte maleabile negre turnate (structură perlitică) fonte nodulare turnate (structură perlitică, bainitică, feritică)

Fonte turnate

fontă cenuşie turnată Oţeluri durificate în miez, laminate oţeluri carbon, oţeluri aliate Oţeluri durificate în miez, turnate oţeluri carbon, oţeluri aliate Oţeluri laminatedurificate în cutie Oţeluri laminate sau turnate, durificate superficial cu flacără sau prin inducţie

oţeluri de nitrurare Oţeluri laminate nitrurate / de nitrurare, oţeluri nitrurate durificate în miez

oţeluri durificate în miez

Oţeluri laminate, nitrocementate oţeluri durificate în miez Având în vedere diversitatea mărcilor de oţel pentru roţi dinţate, ISO 6336-5 propune o evaluare a tensiunilor limită, nu pentru fiecare marcă, ci în funcţie de duritatea superficială, obţinută pe flancul roţilor, de forma:

Hlim

FlimA x B

σ ⎫⎪ = ⋅ +⎬σ ⎪⎭ (5.2)

în care x este duritatea superficială, exprimată în unităţi HBW sau HV, iar A şi B sunt constante (date în standard). Intervalele de duritate sunt restricţionate de valorile minime şi maxime, iar extrapolarea nu este recomandată. Sunt definite tot în acest standard trei clase de calitate:

- ML pentru cerinţe modeste asupra calităţii materialului şi asupra procesului de tratament termic pe durata prelucrării roţii;

- MQ pentru cerinţe care pot fi realizate de producătorii cu experienţă, cu costuri moderate.

- ME reprezintă cerinţele care trebuie îndeplinite când se cere un grad ridicat de fiabilitate în funcţionare.


228

ISO 6336 este destinat în primul rând pentru verificarea capacităţii de încăr-care a roţilor dinţate pentru care sunt disponibile date prin modul de proiectare detaliată. Datele disponibile în etapa primară de proiectare sunt de obicei puţine şi de aici necesitatea ca, în această etapă, să se folosească aproximaţii sau valori empirice pentru unii factori. Pentru domenii de aplicaţii date sau pentru calcule grosolane, este deseori permis să se înlocuiască unii factori cu unitatea sau cu alte constante, dar coeficientul de siguranţă ar trebui crescut în mod adecvat. O evaluare mai precisă este posibilă când sunt încheiate prelucrarea şi controlul, pentru că atunci sunt disponibile datele obţinute prin măsurare directă. În Fig. 5.2 este prezentată o hartă a distrugerilor unui angrenaj [37], funcţie de viteza periferică şi de sarcina aplicată. Forma domeniilor este doar sugestivă, mulţi alţi factori ducând la schimbarea formei şi dimensiunilor fiecărei zone (calitatea lubrifiantului, temperatura, agenţi mecanici şi chimici etc.).

Fig. 5.2. Model al domeniilor de rezistenţă pentru un angrenaj [311]

Proiectarea angrenajelor cu roţi dinţate se face, pentru aplicaţii obiş-nuite, prin îndeplinirea simultană a condiţiei de rezistenţă la solicitarea de contact şi cea de rezistenţă la oboseală de încovoiere la baza dintelui [69, 182]. Necesitatea îndeplinirii simultane a acestor două condiţii de rezistenţă a fost demonstrată experimental cu aju-torul modelor din materiale plastice tenso-sensibile. În Fig. 5.3 se observă o concentrare a tensiunilor, atât în zona de contact cu dintele pereche, cât şi la baza dintelui. Pentru

Fig. 5.3. Starea de tensiuni pe un dinte [182]


229

aplicaţii speciale proiectarea devine mai restrictivă; de exemplu pentru angrenaje lente se face un calcul de uzură în regim termic [54, 144]. Pentru a exemplifica complexitatea solicitărilor dintr-un angrenaj sunt pre-zentate unele caracteristici ale unui angrenaj, proiectat cu ajutorul soft-ului ACTIS (Fig. 5.4) [69]. Deşi presiunea hertziană de-a lungul segmentului de angrenare nu se modifică semnificativ pentru cele două mărci de lubrifiant (~710MPa) pentru care s-a rulat programul, calitatea acestora influenţează mult grosimea peliculei, şi mai puţin temperatura suprafeţei, având în vedere proprietăţile termice apropiate ale fluidelor lubrifiante (Tabelul 5.2).

Regimul de lubrifiere s-a evaluat cu ajutorul parametrului λ,

min2 2q1 q2

h

R Rλ =

+ (5.3)

în care este grosimea minimă a peliculei lubrifiante, minh 2 2q q1 qR R R= + 2 este un

parametru al rugozităţii echivalente a suprafeţelor, calculată cu valorile abaterilor medii pătratice ale înălţimilor rugozităţii pentru fiecare din suprafeţele în contact, fiind numită şi rugozitate compusă [211, 281]. Regimul mixt sau cel limită se caracterizează prin . Peste această valoare, regimul de lucru poate genera peliculă completă. În funcţionare, parametrul λ se poate modifica din mai multe cauze: schimbarea profilelor suprafeţelor, modificarea calităţii lubrifiantului (prin variaţia vâscozităţii dar şi prin degradarea termo-mecanică a fluidului). Un rodaj bine condus la tribosisteme tip angrenaje, determină micşorarea numitorului parametrului λ, rezultând o generare a regimului fluid chiar la o valoare mai mică a grosimii minime a peliculei.

0,8...3λ =

Din Tabelul 5.3 se observă că lubrifiantul AGMA EP poate promova un regim cu peliculă totală, în timp ce lubrifiantul multigrad 75W140 (ambele din baza de date a soft-ului), din cauza vâscozităţii reduse în funcţionare, generează un regim mixt, şi deci posibilitatea iniţierii încă de la începutul funcţionării a proceselor de uzură sau de aderenţă.

Din acest exemplu de calcul rezultă importanţa calităţii lubrifiantului pentru transmisia cu angrenaje, dar şi problematica deteriorărilor cauzate de o lubrifiere necorespunzătoare.

Tabelul. 5.2. Caracteristicile lubrifianţilor utilizaţi în calculul angrenajului din Fig. 5.4.

Vâscozitate cinematică, [m2/s]

Lubrifiant 40ºC 100ºC

Conductivitate termică,

[W/(m.s)]

Căldură specifică

[J/(kg.ºC)] AGMA EP 8.03⋅103 3,57⋅102 1,26⋅10-1 1,89⋅10-3

75W140 1.77⋅102 2.52 1,26⋅10-1 1.91⋅10-3


230

parametrii angrenajului număr de dinţi: z1=21, z2=66 modul m=5mm unghiul de angrenare α=20º lăţimea roţii b= 40mm putere 1kW turaţie n=750 rot/min

2 2q q1 qR R R= + 2 = 0,8...1,8 µm

(rectificare)

a) 75w140 b)AGMA EP

Fig. 5.4. Caracterizarea contactului roţilor dinţate având parametrii daţi în stânga-sus

Tabelul. 5.3

Temperatura pe suprafaţă [0C]

Grosmea peliculei, [µm]

LUBRIFIANT η [Pa.s]

hmin [µm]

λ

Pinion Roata Min Max AGMA EP 2.472⋅102 7.21 4,01 66.20 65.12 7.21 13.8

75W140 1.512 2.12 1,17 65.11 63.25 2.12 3.50


231

5.3. Procese de deteriorare în angrenaje

În literatura de specialitate există mai multe variante de clasificare a deterio-rărilor angrenajelor [63, 69, 144, 240]. AGMA (American Gear Manufacteres Asso-

ciation) [365] recunoaşte patru tipuri de deteriorare a roţilor dinţate: uzura, oboseala superficială, deformarea plastică şi ruperea, şi o categorie în care sunt incluse forme complexe, ca rezultat al suprapunerii a două sau mai multe tipuri, cu ponderi diferite şi orice alt tip care nu poate fi încadrat în primele patru.

O altă variantă de clasificare a deteriorărilor este dată în Fig. 5.5. Figura 5.6 arată ponderea modu-rilor de deteriorare, aşa cum a fost pre-zentată de directorul tehnologic de la Lube Techni-Gram [363], în anul 2000. Deteriorările roţilor dinţate au fost gru-pate în patru categorii, dar studiind Ta-belul 5.4 care prezintă o detaliere pentru fiecare dintre aceestea, se observă că sunt cuprinse aproape toate procesele de deteriorare incluse în sistematizarea ISO, cu excepţia celor cauzate de trece-rea curentului electric, cavitaţie, eroziu-ne şi coroziune. Având în vedere discu-ţiile privind deteriorarea prin pierdere

de material din stratul superficial, eroziunea şi cavitaţia ar putea să fi fost incluse în uzura abrazivă.

Grupa de deteriorări

Moduri de deteriorare (moduri particulare)

Oboseală de încovoire

Prematură Normală (fisuri la piciorul dintelui, fisuri în profil, la capetele dinţilor) Macropitting (non-progresiv, progresiv, spalling, flaking) Micropitting

Oboseală de contact

Oboseală în substrat Uzură

Adeziune Abraziune Coroziune Fretting Lustruire (uşoară, moderată, severă) Electro-„pitting” Cavitaţie Eroziune

Scuffing Scuffing

Supra-sarcină

Rupere fragilă Rupere ductilă Rupere mixtă Deformare plastică (curgere, curgere la temperaturi ridicate, indentare, laminare, rippling, ridging, subtăiere, interferenţă)

Fisurări Fisuri de călire Fisuri de rectificare Fisuri în coroana dinţată Separare miez - strat superficial

Fig. 5.5. O variantă de clasificare a deteriorărilor roţilor dinţate după modul de

deteriorare [240].

Clasificarea deteriorărilor angrenajelor din Fig. 5.7 este realizată pe baza co-mentariilor şi descrierilor din standardul ISO 10825:1995, Gears – Wear and damage to gear teeth – terminology [325].

Fig. 5.6. Ponderea deteriorărilor roţilor dinţate în funcţie tipul

procesului de deteriorare dominant [363]


232

Uzură Uzură normală (uzură de rodaj)

Uzură moderată Polişare (lustruire, polishing) Uzură abrazivă Uzură excesivă (severă) Zgâriere moderată (scoring) Zgâriere severă Uzură de interferenţă

Coroziune chimică Fretting

Coroziune

Scaling Supraîncălzire

Cavitaţie Eroziune Eroziune

1. Deteriorări superficiale

Eroziune electrică

2. Scuffing

Indentare Deformare plastică

Deformare plastică la şoc Deformare plastică prin laminare

Rippling Ridging

3. Deformaţii permanente

Nervurări (bavuri) Pitting

Pitting iniţial Pitting progresiv Micropitting

Flaking (flake pitting) Spalling

4. Oboseală superficială

Fragmentarea (distrugerea) stratului durificat superficial Fisuri de călire Fisuri de rectificare

5. Fisuri şi ruperi

Ruperi prin oboseală Rupere la suprasarcină

Rupere fragilă Rupere ductilă Rupere semi-fragilă

Forfecarea dintelui Rupere după deformare plastică

6. Ruperea dinţilor

Rupere la oboseală Oboseală de încovoiere Ruperea dintelui

Fig. 5.7. Grupe de procese de deteriorare conform ISO

Tabelul 5.4 Ruperea dintelui prin oboseală 32,8% Ruperea butucului roţii 4,0% Ruperea dintelui la suprasarcină 19,5% Ruperea butucului roţii la suprasarcină 0,6%

Ruperi

Ruperea unor bucăţi din dinte, „ciobire” 4,3% Spalling 6,8% Pitting 7,2%

Oboseală superficială

Spalling şi pitting 6,3% Uzură abrazivă 10,3% Uzură Uzură adezivă 2,9%

Deformări plastice 5,3%


233

Un alt criteriu de clasificare are în vedere cauza care a declanşat procesul de deteriorare (Fig. 5.8):

- deteriorări din cauza erorilor de proiectare: acestea sunt mult mai frec-vente decât în cazul rumenţilor);

- deteriorări din cauze tehnologice (modificări locale ale proprietăţilor mate-rialului, tratament termic neadecvat şi/sau incorect condus, rectificări severe etc.);

- deteriorări în exploatare; - deteriorări produse din cauza montajului neîngrijit. Tabelul 5.5 detaliază graficul din Fig. 5.8 se poate observa ponderea mare a lubrifierii neadecvate în exploatare (puţin peste 50%), ceea ce explică dinamica pieţei lubrifianţilor pentru transmisii dar şi a cercetării în domeniu.

Fig. 5.8. Ponderea deteriorărilor roţilor dinţate în

funcţie de cauze [363]

E

TT

P

P

M

Tabelul 5.5 Montaj incorect 11,2% Lubrifiere necorespunzătoare 16% Suprasarcină continuă 25% Şoc 8,9%

Distrugerea lagărelor 10,7% Contaminare 1,4% Erori de operator 0,3%

XPLOATARE

Manipulare incorectă 1,2% Durificare necorespunzătoare 5,9% Adâncime de cementare insuficientă 4,8% Duritate insuficientă în în miez 2,0% Adâncime de cementare prea mare 1,8% Revenire necorespunzătoare 1,0% Duritate excesivă în miez 0,5%

RATAMENT ERMIC

Deformare 0,2% Specificaţii de tratament neadecvat 2,5% Soluţie neadecvată 2,8%

ROIECTARE

Erori de selectare a materialului 1,6% Rectificare în regim prea sever 0,7% RELUCRARE Urme de scule şi ciupiri 0,7% Defecte în oţel 0,5% Erori de compoziţie 0,2%

ATERIAL

Defecte de forjare 0,1%


234

În exploatare şi la montaj intervin foarte mulţi factori care duc la căderea unui angrenaj. În orice organizaţie în care activitatea include utilizarea acestor transmisii este foarte utilă o bază de date care să le consemneze defectările, un raport asupra posibilelor cauze şi felul în care soluţiile recomandate au afectat durabilitatea şi performanţele. Este foarte importantă creşterea calificării şi impli-cării personalului din sectorul de exploatre şi întreţinere. Unele firme s-au speciali-zat în evaluarea riscului, în expertizarea accidentelor şi oferirea de soluţii pentru a reduce probabilitatea de repetare, altele şi-au creat propriul departament de analiză şi prevenire a întreruperii activităţii, pe baza experienţei particulare. În această lucrare procesele de deteriorare sunt analizate conform clasificării ISO, incluzând totuşi scuffing-ul la procesele de uzură adezivă. Având în vedere că mecanismele de deteriorare au fost descrise şi analizate în capitolul 2, în continuare vor fi prezentate multe exemple comentate care să faciliteze recunoaşterea tipului predominant de deteriorare şi identificarea cauzei sau cauzelor primare care l-au iniţiat şi dezvoltat.

5.4. Ruperea dinţilor Există două tipuri de bază ale procesului de rupere a dinţilor, unul rezultând din şoc mecanic, celălalt din oboseală.

5.4.1. Rupere la şoc sau la suprasarcină

Şocul sau suprasarcina cu şoc poate apărea dintr-un salt al momentului de torsiune, deseori asociat cu defectarea maşinii conduse prin transmisia dinţată. În aceste cazuri, suprafeţele arată o rupere casantă, cu nici o urmă de fisură de oboseală şi, de obicei, unul sau doi dinţi sunt afectaţi. În afară de dinţii afectaţi, ceilalţi sunt buni şi fără urme de fisuri (Fig. 5.9). Efecte similare apar şi dacă un corp străin, dur şi relativ mare, intră în angrenare. Acest lucru se observă din natura amprentei pe dintele rupt şi corpul care a declanşat ruperea poate fi regăsit (întreg sau fragmentat) pe fundul băii de ungere sau în filtre. Alte exemple de rupere la şoc sau la suprasarcină sunt date în Fig. 5.10 şi fig. 5.11.

Fig. 5.9. Rupere fragilă (bruscă) a unui colţ de dinte. Şocul a acţionat doar pe o porţiune din lungimea

dintelui. [336]


235

Fig. 5.10. Şoc sau suprasarcină periodică [357], cu frecvenţa un multiplu

al turaţiei arborelui roţii

Fig. 5.11. Ruperea dinţilor la marginea pinionului, cauzată de nealiniere şi/sau de preluarea sarcinii pe o lungime mult mai

mică decât cea a dintelui [319]

5.4.2. Deterioarea prin oboseală de încovoiere

Oboseala de încovoiere este o cauză a ruperii dinţilor. Forma piciorul dintelui este un puternic concentrator de tensiune şi este solicitat cu tensiuni mari de încovoiere pulsatorie (Fig. 5.12).

Ruperea începe cu iniţierea unei fisuri localizată la baza dintelui şi care se propagă în baza acestuia, până la ruperea completă. Fisura creşte până când secţiunea rămasă nu mai poate transmite sarcina, rupându-se brusc. Secţiunea de rupere la oboseală este nedeformată, netedă şi cu o granulaţie cu atât mai fină cu cât viteza de propagare a fisurii a fost mai mică. Peste această fisură de oboseală se


236

suprapune o uzură de coroziune de contact (accelerată dacă vibraţiile au amplitu-dini mari). Ruperea prin oboseală se caracterizează prin linii de contur cvasi-con-centrice cu locul de iniţiere a fisurii şi o zonă rugoasă, caracteristică ruperii fragile. Când ruperea apare din cauza oboselii, pe dinţii învecinaţi cu cel rupt, există deja fisuri în stadiu incipient de dezvoltare. Următoarele fotografii arată distrugeri prin ruperea dinţilor prin oboseală de încovoiere (Fig. 5.13...Fig. 5.21).

Fig. 5.12. Dinte rupt prin oboseală de încovoiere. Se observă cele două aspecte tipice:

o suprafaţă mai netedă, obţinută prin propagarea ciclică a fisurii şi suprafaţa caracteristică ruperii fragile – rugoasă. [357]

Fig. 5.13. Rupere din cauza oboselii de

încovoiere [81]

Fig. 5.14. Rupere tipică a unui dinte, cauza fiind

oboseala de încovoiere la baza dintelui [2]


237

Fig. 5.15. Rupere parţială a unui dinte. Se observă iniţierea fisurii

de oboselă şi apoi ruperea fragilă. [81]

Fig. 5.16. Un dinte rupt din cauza oboselii de încovoiere. Se observă că dinţii alăturaţi au şi

ei fisuri de oboseală, dezvoltate în diverse stadii. [319]

Fig. 5.17. Fisură de

oboseală [38] Fig. 5.18. Fisura de oboseală sugerează un

material fragil, posibil cu defecte de compoziţie, având în vedere forma şi direcţia fisurii. [38]

Fig. 5.19. Fisurarea unui dinte din cauza oboselii premature. Angrenajul a fost oprit înainte

de ruperea dintelui [258]


238

Fig. 5.20. Dinţi rupţi pe o roată conică cu dinţi curbi (Spiromatic) [339]

a) Aspect macro al ruperii b) detaliu

Fig. 5.21. Oboseală de încovoiere pe o roată dinţată cilindrică cu dinţi înclinaţi, din cauza tensiunilor alternante (roata funcţionează în ambele sensuri de rotaţie [81]

5.5. Oboseala superficială la roţi dinţate

Oboseala de contact poate avea forme particulare în funcţie de aspect şi de evoluţia acestuia în timpul funcţionării:

- macropitting (vizibil cu ochiul liber), - pitting şi -micro-pitting.


239

Micro-pitting-ul este un tip de uzură de oboseală superficială, sub formă de pete gri, în condiţii de lubrifiere cu pelicule prea sub-ţiri (Fig. 5.22a). Suprafaţa arată ca probele metalografice, după atac chimic şi prezintă şiruri de ciupi-turi care uneori urmăresc muchii-le subţiri lăsate de sculă sau alte neregularităţi ale profilului. Apare de obicei la piciorul dintelui con-ducător dar se poate iniţia şi pe cap. Mărită, suprafaţa dintelui a-pare cu micro-cratere fine, care au sub 0,5µm adâncime (Fig. 5.22b). Cauzele pot fi sarcini mari şi gene-rare de căldură, care, la rândul lor, reduc vâscozitatea lubrifiantului, provocând trecerea spre un regim mixt de ungere. Remediul îl con-stituie prelucrarea mai bună a suprafeţei, prin honuire sau recti-ficare, prin rodaj controlat, rezul-tând o conformabilitate mai bună a dinţilor şi reducând generarea de suprasarcini locale şi căldură, distribuind uniform sarcina pe dinte. Micropitting-ul este minimizat prin reduce-rea temperaturii lubrifiantului. Uneori zonele cu micropitting sunt polişate în timpul funcţionării, dacă sarcina şi temperatura nu depăşesc anumite valori.

a) Aspect macro

b) Detaliu din a)

Fig. 5.22. Micro-pitting [5]

Fig. 5.23. Micropitting pe urmele

sculei aşchietoare [2]


240

Micropitting-ul poate apărea şi pe urmele sculei aşchietoare (Fig. 5.23), dacă prelucrarea este grosolană. Acest tip de distrugere poate evolua în două moduri: se poate accentua până la pitting excesiv, mai ales în cazul materialelor relativ moi sau acest tip de pitting incipient poate dispărea, parţial, în cazul unui rodaj bine controlat. Este evident că o suprafaţă de dinte cu asemenea proeminenţe din cauza sculei aşchietoare ar necesita o operaţie de finisare (rectificare, honuire sau rodaj).

Micropitting-ul are aspecte caracteristice în funcţie de material şi de tratamentul aplicat acestuia. Astfel, micro-pitting-ul a fost din ce în ce mai des observat pe suprafeţele roţilor dinţate prelucrate din oţeluri cementate în cutii (Fig. 5.23). În trecut acesta era considerat o uzură secundară, analiza fiind focalizată pe procesul macroscopic de oboseală. Utilizarea pe scară largă a oţelurilor de cementare, cu grad înalt de puritate, şi utilizarea lubrifianţilor special formulaţi pentru a împiedica uzura adezivă (scuffing-ul) au relevat faptul că pitting-ul macroscopic poate fi iniţiat din micro-cratere de suprafaţă sau din defecte similare ale suprafeţei. Utilizarea lubrifianţilor cu aditivi EP eficienţi reduce dramatic posibilitatea de iniţiere a scuffing-ului dar măreşte tendinţa de dezvoltare a micropitting-ului. Deşi specialiştii au efectuat teste numeroase privind influenţa lubrifiantului asupra micropitting-ului, mecanismul de influenţare a procesului de deteriorare de către fluid nu este pe deplin cunoscut.

a) b)

Fig. 5.24. Micropitting pe oţel cementat; a) iniţierea micro-pitting-ului pe asperităţile rămase de la procesul de rectificare, b) secţiune printr-o zonă apropiată de diametrul de rostogolire

în care se observă o propagare a fisurilor în adâncimea stratului, înainte de detaşarea particulei de uzură. [240]

Metodele de examinare sugerează că morfologia fisurilor care provoacă

macropitting-ul şi cea a fisurilor tipice micropitting-ului sunt similare, principala diferenţiere fiind scara. Fisurile se dezvoltă în plane înclinate faţă de suprafaţa materialului cu unghiuri cuprinse între 30 şi 70º, în funcţie de zona de pe înălţimea flancului, de condiţiile de ungere şi de designul roţii flancului. După ce fisura creşte (5...10 µm la micro-pitting, mult mai mult la macropitting), planul de fisurare îşi modifică direcţia, devenind aproape paralel cu suprafaţa. La micro-cratere fisura se ramifică, una din ranuri continuând să se propage înspre mate-rialul de bază, formând asftel premisele pentru formarea unui nou micro-crater. Primele etape de dezvoltare a procesului de pitting depind mult de defectele de suprafaţă (asperi-tăţi, neumiformităţi structurale etc.).


241

Lubrifiantul poate interacţiona chimic cu suprafaţa rămasă după deta-şarea particulei de uzură, putând gene-ra fisuri de coroziune, atacul chimic al suprafeţei sau formarea unor compuşi chimici „de placare”, care modifică con-diţiile de contact sau poate cauza des-chiderea fisurilor din substrat din cauza presiunii mari.

Pitting-ul (Fig. 5.25) Apariţia pitting-ului este grăbită

de mişcarea combinată de rostogolire cu alunecare, mai accentuată la extremi-tăţile dintelui, spre cap sau spre picior (Fig. 5.26). În Fig. 5.27 se observă: a) mai multe fisuri de oboseală, în diverse stadii de dezvoltare: primele din dreap-ta sunt incipiente, urmează un micro-crater, şi o altă fisură mai dezvoltată, b) o imagine mărită a zonei rămase după desprinderea particulei de uzură. În dreapta jos a micro-craterului, desprin-derea particulei nu a eliminat total fisu-ra, ceea ce a rămas constituind un înce-put pentru o altă desprindere.

Ciupiturile apar iniţial (Fig. 5.26), cu o probabilitate mare, pe pinion deoa-rece dinţii lui sunt supuşi la un număr mai mare de cicluri faţă de roata condu-să şi raza de curbură a profilului este mai mică, determinând o presiune hertziană mai mare. Duritatea mică a flancurilor poate favoriza apariţia pitting-ului.

Viteza de dezvoltare a pitting-ului depinde de mulţi factori: evoluţia sarcinii, a temperaturii, prezenţa particulelor de uzură, apariţia unor fenomene de starvare, calitatea în timp a lubrifiantului etc. Starvarea este rezultatul îndepărtării lubrifiantului din zona de contact şi poate avea drept cauze o sarcină prea mare, o viteză de funcţionare prea mare (care nu permit

Fig. 5.2.5 Aspect macro al micro-pitting-ului [240]

Fig. 5.26. Primele ciupituri pe un pinion [24]

a)

b)

Fig. 5.27. Pitting [311]


242

revenirea fluidului în zona de contact, mai ales în cazul lubrifianţilor mai vâscoşi), modificarea vâscozităţii lubrifianţilor (din cauza temperaturii sau a schimbării parţiale a compoziţiei).

Pe suprafeţele flancuri-lor active, micro-fisurile ini-ţiale apar în sensul forţelor de frecare (Fig. 5.28) [311]: a) la roata conducătoare fisurile se orientează spre cercul de ros-togolire; b) la roata condusă, în sens invers. Lubrifiantul

este presat în fisuri, favori-zând desprinderea unor particule de material.

Din cauza direcţiilor relatsarcinii de contact pe dinte, direste că pitting-ul va apărea prefroata condusă. Apariţia acestuiape această zonă a flancului, rezdanturilor roţilor în angrenare. degrabă la dantura dreaptă, câpereche de dinţi în angrenare casarcinii peste cea luată în calculmai mică decât cea luată în calcu

Particule rezultate din prepetată prin contact), cu muchiunei lubrifieri corecte. Se recomîn baia de ulei cu mini-magneţi

Fig. 5.29. Forma particuoboseală şi a

a) Dinte conducător b) Dinte condus

Fig. 5.28. Direcţia fisurilor de oboseală superficială pe dinţii roţilor pereche

ive diferite ale alunecării pe flancuri şi a deplasării ecţia şi propagarea fisurii sunt afectate, rezultatul

erenţial spre piciorul dintelui, atât la pinion cât şi la pe capul dintelui indică o alunecare relativă mare

ultat al unei anumite combinaţii pentru deplasările Pitting-ul în zona cercului de rostogolire apare mai nd în vecinătatea polului angrenării există doar o re preia toată încărcarea; acesta indică fie creşterea

la proiectare, fie o rezistenţă la oboseală de contact l, pentru materialul roţii. itting (Fig. 5.29) sunt dure (ecruisate la trecerea i ascuţite şi pot iniţia uzură abrazivă chiar în cazul andă filtrarea lubrifiantului şi captarea particulelor permanenţi.

lelor de uzură rezultate în urma procesului de antrenării ulterioare în contat [311]


243

Dacă ciupiturile sunt puţine şi nu progresează, sau progresează foarte lent, angrenajul poate fi lăsat să funcţioneze. La angrenajele cu durată mare de serviciu, se recomandă monitorizarea apariţiei şi dezvoltării pitting-ului: există chiar norme, stabilite experimental, după care un angrenaj sau o roată se poate menţine sau nu, în exploatare. Ele includ numărul de ciupituri şi proporţia lor pe unitatea de supra-faţă. Roţile dinţate cu pitting extins, din figurile 5.31…5.35, trebuiau de mult înlocuite.

a)

b)

c)

Fig. 5.30. Secţiuni prin micro-cratere de spalling aproape de diametrul de rostogolire [146]

O formă particulară de obosea-lă a flancurilor dinţilor roţilor este spalling-ul (vezi Capitolul 2). Cra-terul format prin spalling are o su-prafaţă înclinată la ~33º în partea din spate şi un perete mai abrupt, înclinat la ~53º în partea din faţă. Fig. 5.30 arată trei micro-cratere de spalling: a) materialul nu este încă detaşat dar se observă fisurile şi se poate estima forma particulei deta-şate, b) procesul tip spalling a pro-gresat şi s-au detaşat câteva parti-cule de uzură, craterul nefiind în întregime format; pereţii craterului au fisuri care vor propaga detaşarea de material la următoarele solicitări; c) formarea micro-craterului prin detaşarea materialului sub formă de particule de uzură şi amorsarea unor surse de deteriorare – vezi fisura din dreapta fotografiei.

Suprafeţele active ale dinţilor au o uzură excesivă de ciupitură dacă tensiunea de contact este mare. La danturile nedurificate pitting-ul incipient asigură deseori un proces corectiv al nealinierii şi al erorilor minore de profil. După un aseme-nea pitting, dintele apare mai neted. Dacă se monitorizează procesul la intervale egale de timp, se poate în-registra frecvenţa apariţiei ciupituri-lor şi se poate constata dacă aceasta scade sau nu, cu timpul de funcţio-nare. Pitting-ul progresiv, asociat cu o suprasarcină continuă, se va înrăutăţi şi poate duce, eventual, la ruperea dinţilor.


244

Pentru a întârzia apariţia pitting-ului se limitează tensiunile maxime de contact la valori admisibile [69, 182, 368, 371].

Fig. 5.31. Pitting pe flancul unui dinte. Se observă concavităţi mici dar şi micro-cratere extinse prin detaşarea materialului deja slăbit dintre ele. [319]

a) Pitting sever din cauza adâncimii mari a micro-craterelor. Din forma şi mărimea acestora s-ar deduce o supra-sarcină pe partea stângă a dintelui şi un material prea moale pentru caracte-risticile de putere ale transmisiei. [319]

b) Pitting sever [311] Fig. 5.32. Aspecte macro ale pitting-ului


245

Fig. 5.33. Pitting localizat pe un pinion conic cu dinţi curbi. Este posibil ca un şoc sau o suprasarcină să fi determinat un defect de suprafaţă, care a fost apoi sursa de iniţiere a oboselii premature. [360]

Fig. 5.34. Proces tipic de pitting agresiv [360]

Fig. 5.35. Pitting agresiv (ciupituri adânci şi cu suprafeţe mari, rezultate din dezvoltarea şi

unirea zonelor deteriorate) [81]


246

Macro-pitting-ul are trei grade de evaluare, non-progresiv, progresiv, şi exfolierea (în literatura de limbă engleză – spalling sau flaking).

Procesul non-progresiv (sau autoinhibat) constă din ciupituri mai mici de 0,5...1mm în diametru în zone localizate, acolo unde presiunea locală de contact este mare din diverse cauze (de exemplu o abatere de profil a dintelui). După detaşarea particulei de uzură, presiunea de contact se distribuie pe o suprafaţă mai mare (cea din jurul ciupiturii), valoarea ei reducându-se atât de mult încât nu mai depăşeşte limita de oboselă a materialului. Se poate spune că este vorba de o distrugere „direcţionată”, „utilă” a contactului. După dispariţia zonelor de presiune mare, ciupiturile nu se mai formează.

Macro-pitting-ul progresiv (numit deseori şi agresiv sau distructiv) este ca-racterizat prin cratere cu diametrul mai mare de 1mm, care acoperă o parte semni-ficativă a flacurilor active ale roţii. Craterele se pot uni, suprapune, formând zone deteriorate mai mari, de forme neregulate (Fig. 5.36 şi Fig. 5.37). Deseori, un astfel de stadiu al procesului de deteriorare este numit spalling, dar diferenţierea netă între cele două denumiri ale oboselii superficiale, pitting şi spalling, este greu de făcut în cazul roţilor dinţate. O altă variantă de macro-pitting – flake macropitting, lasă pe flancuri o suprafaţă sever deteriorată prin oboseală, prin detaşarea unor particule subţiri, craterele având o formă aproximativ triunghiulară, cu adâncime relativ mică.

Macropitting-ul apare când fisurile de oboseală sunt iniţiate fie pe suprafaţă, fie în substrat. Când fisurile se dezvoltă, formează o reţea care provoacă detaşarea unei bucăţi de material cu suprafaţă mare şi o concavitate cu muchii ascuţite şi neregulate. Rareori şi pentru anumite aplicaţii, se pot recondiţiona dinţii (Fig. 5.38).

Fig. 5.36. Pitting distructiv (sever) în zona diametrului de rostogolire,

din cauza defectelor în substrat [146]


247

Fig. 5.37. Detaliu de pe flancul unui dinte distrus prin pitting. Pe micro-craterele mai mari se

observă urmele specifice ruperii prin oboseală a materialului (urme concentrice zonei cu tensiuni ridicate, de unde a început desprinderea materialului). [82]

a) cu zonă afectată de pitting b) după recondiţionare

Fig. 5.38. Roată dinţată de la o transmisie navală de ~300 kW. S-a observat că după formarea primelor microcraterelor, se iniţiază o fisură adâncă în volumul dintelui şi acesta se rupe.


248

Exfolierea stratului superficial se datorează tensiunilor tangenţiale mari, repetate pe flancuri. Aceasta apare mai ales la materiale la care, din cauza tratamentelor, în special termo-chimice, proprietăţile mecanice ale materialului de bază sunt mult diferite faţă de cele ale stratului superficial (Fig. 5.39). În exemplul din Fig. 5.39a cauza poate fi un defect de tratament termic sau o alegere neadecvată a materialului: sub stratul tratat termic sau termo-chimic materialul a rămas prea ductil şi, din cauza alunecărilor, se produc deformări sub stratul superficial durificat; în timp, accentuarea acestei deformări a structurii cristaline a substratului poate duce la exfolierea stratului superficial.

a) Exfolierea pe o suprafaţă extinsă a dintelui prelucrat din oţel de tratament termo-chimic. Dacă variaţia durităţii de la suprafaţă spre miezul dintelui are pantă prea mare (vezi curba

de călibilitate a materialului), în această zonă se pot amorsa fisuri de oboseală din cauza diferenţelor de proprietăţi ale structurilor rezultate după tratament. Asemea straturi dure

sunt sensibile la şocuri [11].

b) exfoliere locală. cauza probabilă: suprasarcină cauzată de o nealiniere care reduce pata de

contact a dintelui [82].

Fig. 5.39. Aspecte ale exfolierii ca rezultat al oboselii stratului superficial.


249

5.6. Uzura abrazivă Abraziunea roţilor dinţate este cauzată de lipsa unei pelicule lubrifiante în

funcţionare, care să permită realizarea contactului direct dintre asperităţi şi micro-zgârierea suprafeţelor. În plus, regimul caracteristic de funcţionare a roţilor dinţate nu favorizează formarea unei pelicule cu caracteristici constante (sau aproape constante), ca la lagărele de alunecare sau la rulmenţi. Din cauza variaţiei atât a sarcinii în contact dar şi a vitezei de alunecare, grosimea peliculei de lubrifiant oscilează, o dată cu antrenarea dinţilor pe segmentul de angrenare (v. şi Fig. 5.4 în care este calculată grosimea peliculei cu soft-ul ACTIS). Pe durata exploatării, în lubrifiantul transmisiei pătrund contaminanţi solizi (praf, aşchii), cu durităţi foarte diferite (în funcţie de aplicaţie, de materialele triboelementelor sistemului) care sunt antrenate în contact, putând şi ele să genereze un proces abraziv. Chiar prima particulă de uzură, desprinsă prin orice mecanism de deteriorare, va genera uzură abrazivă. Tot din cauza regimului caracteristic de lucru urmele uzurii abrazive pe flancurile dinţilor urmează preponderent direcţia de alunecare (Fig. 5.40, Fig. 5.45).

Uzura abrazivă este principala formă de distrugere la angrenaje deschise şi la angrenaje lente. Pentru angrenajele închise limitarea sau reducerea uzurii abrazive depinde de calitatea lubrifiantului şi de eficacitatea etanşărilor. Utilizarea filtrelor şi a colectoarelor de particule de uzură, a lubrifianţilor cu vâscozitate şi indice de vâscozi-tate mari, cu aditivi de extremă presiune (care formează straturi protectoare pe supra-feţele contactului), poate menţine uzura abrazivă în limite acceptabile.

Uzura abrazivă poate fi şi o consecinţă a unei interferenţe a danturilor cauzată, fie de o proiectare greşită, fie de anularea jocului dintre flancuri, din cauza unor deformaţii prea mari ale arborilor, roata mai dură acţionând ca o sculă aşchietoare.

Pentru danturi tratate termo-chimic, dacă stratul superficial este subţire sau materialul în miez este prea moale, stratul superficial se crapă şi se exfoliază sub forma unor solzi, lăsând ciupituri extinse pe suprafaţă. Particulele de uzură rezultate sunt mari şi dure şi vor accelera procesul de abraziune şi de desprindere.

Uzura abrazivă apare şi la un regim caracterizat prin sarcină mare şi viteză mică, pentru că acesta nu este favorabil formării peliculei sau când lubrifiantul nu este bine ales. De exemplu, dacă fluidul de ungere are vâscozitate prea mică, poate fi uşor de expulzat dintre dinţi şi nu are capacitatea de a forţa intrarea în contact. Din această frecare directă pe contact, chiar parţială, rezultă un câmp termic cu valori foarte mari, care poate avea drept consecinţă formarea de micro-suduri care se rup la mişcare, formând particule abrazive care vor zgâria, brăzda sau amprenta dinţii. Deteriorarea suprafeţei este mai severă pentru materialul mai moale. La danturile durificate, stadiile iniţiale de distrugere prin abraziune se caracterizează prin benzi sau nervuri foarte fine pe suprafaţa flancurilor active. Exemple de forme de uzură abrazivă sunt date în figurile 5.41…5.46. În multe articole de specialitate uzurii abrazive i se atribuie o intensitate: de la uşoară, moderată, până la severă [63, 81, 240].

Polişarea sau lustruirea este un proces de uzură lent, în care mişcarea relativă a triboelementelor în contact direct determină netezirea suprafeţelor flancurilor dinţilor. Acest proces de „finisare” în funcţionare este mai des întâlnit la angrenajele lente, cu sarcini relativ mici, în regim limită sau mixt de ungere. Regimul limită se

http://www.practicingoilanalysis.com/Backup/200101/Gear6.jpg


250

obţine dacă, datorită unuia sau a unui pachet de aditivi, suprafaţa metalică este acoperită de un strat subţire de molecule fixate fizic (adsorbţie) sau chimic (chemisorbţie). Regimul mixt se caracterizează printr-un contact în care local, există condiţii de formare a unei pelicule fine de fluid, restul zonelor acestuia fiind în contact direct. În mod normal această uzură fină nu ridică probleme deosebite decât dacă împiedică angrenajul să atingă durata de viaţă estimată la proiectare. După ce roţile au fost lustruite, micşorarea vitezei de uzură de acest tip poate fi obţinută prin:

- utilizarea unui lubrifiant mai vâscos şi capabil, prin aditivii din formulare, să formeze straturi limită caracterizate prin frecare redusă,

- reducerea sarcinii pe angrenaj şi/sau - mărirea vitezei de lucru, astfel încât să poată asigura generarea unei pelicule

continue de fluid.

Fig. 5.40. Uzură abrazivă moderată [319]

Fig. 5.41. Contaminanţi duri în lubrifiant pe o roată cilindrică cu

dinţi drepţi: urme de de abraziune şi indentare [319]

Uzura abrazivă moderată (Fig. 5.40) apare ca o pată de contact în care

materialul este detaşat atât pe capul cât şi pe piciorul dintelui, dar în zona diametrului de rostogolire procesul aproape nu este vizibil. De cele mai multe ori cauza este contaminarea lubrifiantului cu particule din exterior dar deseori este inevitabilă din cauza variaţie în timp a vâscozităţii lubrifiantului, a vitezei angrenajului şi a


251

temperaturii. Dacă regimul de exploatare al angrenajului nu s-a abătut de la intervalele luate în considerare la proiectare, apariţia acestui tip de uzură marchează apropierea de sfârşitul duratei normale de viaţă a roţilor. Uneori uzura moderată poate fi mult încetinită prin răcirea şi filtrarea lubrifiantului şi asigurarea unui volum suficient de fluid în carcasa angrenajului. În unele aplicaţii se poate trece de la ungere în baie, prin barbotare (caracterizată prin temperaturi mari ale lubrifiantului), la ungere în sistem centralizat, cu instalaţie de răcire. Pare o investiţie mare dar când este analizată trebuie avute în vedere şi alte aspecte: consumul energetic mai mic, creşterea timpului de bună funcţionare a transmisiei şi a întregului sistem în care este inclusă, reducerea cheltuielilor pentru schimbarea lubrifiantului şi pentru piese de schimb etc. O variantă de reducere a vitezei de uzură până la nivelul „uşor” s-ar putea face prin reducerea încărcării, dar soluţia aceasta ar putea scădea productivitatea procesului deservit de transmisie. Pe baza analizei roţilor deja ieşite din funcţionare se pot modifica soluţia constructivă, materialele şi duritatea flancurilor.

Fig. 5.42. Uzură abrazivă severă, cu urme de aşchiere

dar şi de curgere a materialu-lui, pe unul din angrenajele

transmisiei unei macarale [60]

Uzura severă a dinţilor (Fig. 5.42) poate apărea cu un aspect similar cu cel al uzurii moderate, dar se caracterizează prin viteze de uzură mai mari şi, în general, este crescătoare în timp. Materialul este detaşat aproape de pe toată suprafaţa flancului dintelui iar în zona diametrului de rostogolire se pot observa urme de pitting. O dată apărută, uzura abrazivă severă va cauza căderea angrenajului înainte de a ajunge la durata de utilizare previzionată. Îndepărtarea materialului de pe flancuri devine atât de severă încât dintele rămas nu mai poate prelua sarcina şi este probabil ca acesta să se rupă, pentru că secţiunea fiind micşorată, tensiunile ating limitele de rupere sau de curgere ale materialului, funcţie de natura acestuia. Printre cauzele care iniţiază şi dezvoltă uzura severă (sau excesivă) sunt: o peliculă de lubrifiant prea subţire (lubrifiant cu vâscozitate prea mică şi/sau temperatură de lucru prea mare faţă de cea estimată), prezenţa particulelor abrazive în lubrifiant dar şi vibraţii severe ale sistemului care împiedică formarea unei pelicule stabile de fluid în contact. O mai bună etanşare şi montarea de filtre de aer şi de lubrifiant, instalate corect şi menţinute eficient în funcţionare sunt soluţii destul de simplu de aplicat. Alte soluţii includ: răcirea uleiului, viteze mai mari şi/sau sarcini mai mici, şi, dacă se poate, reducerea vibraţiilor sistemului.


252

Fig. 5.43. Suprafaţa iniţială a unui dinte

rectificat [311]

Fig. 5.44. Uzură abrazivă uşoară pe dintele rectificat iniţial ca în Fig. 5.43 [311]

Fig. 5.45. Uzură abrazivă incipientă şi urme

de pitting în zona diametrului de rostogolire [182]

Fig. 5.46. Uzură abrazivă neuniformă [182]

a) Vedere a întregii roţi b) detaliu pentru un dinte. Se

observă şi urme de indentare a particulelor solide în zona de

rostogolire

Fig. 5.47. Uzură abrazivă pe o roată dinţată cu dinţi drepţi [311]


253

Dacă uzura abrazivă apare la scurt timp după pornirea unei maşini noi sau pe angrenaje deschise, ar trebui verificat sistemul de ungere, în privinţa etanşietăţii şi contaminării (atât cu particule solide dar şi cu apă sau alte fluide care micşorează capacitatea lubrifiantului de a genera peliculă portantă). În aceste situaţii o supraveghere a funcţionării instalaţiei poate fi mult mai puţin costisitoare decât urmările procesului abraziv. Dacă se constată o abraziune uşoară, ar trebui verificat sistemul de ungere şi etanşare. Soluţiile evitării trecerii la uzura severă sunt relativ simple şi vor reduce considerabil intensitatea procesului: un filtru montat pe circuitul lubrifiantului, schimbarea regulată a uleiului, utilizarea unui lubrifiant mai vâscos.

O formă de uzură abrazivă, însoţită uneori de deformare plastică este uzura de interferenţă (Fig. 5.48): deteriorarea apare pe vârful dinţilor şi/sau la baza celor de pe roata pere-che. Interferenţa poate apărea ca ur-mare a unei proiecteări greşite a geo-metriei roţilor sau datorită deformă-rii arborilor roţilor astfel încât jocul

în angrenare se anulează. Interferenţa generează un proces mixt de deterio-rare: anularea jocului duce la apariţia contactului direct şi la urme de abra-ziune. În acelaşi timp, creşte căldura gentemperatura, proprietăţile mecanice alfavorizând deformarea plastică şi curgdirecţia mişcării. În funcţie de natura mamai moi) unul din aceste procese va fi ma

Fig. 5.49. Ridging pe un pinion cu dantură curbă [325]

1 Ridge – creastă; culme; încreţitură, creţ, cută; a sîncreţească; a aşeza în straturi; ridged – striat, cu senglez-român, Leviţchi L., Bantaş A., Ed. Teora, 2

Fig. 5.48. Deteriorare combinată, deformare plastică (predominantă) şi uzură din cauza

interferenţei dinţilor [364]
erată prin frecare în regim uscat, creşte şi
e straturilor superficiale se diminuează, erea unor micro-volume de material pe terialelor în contact (mai dure sau relativ i evident.

Ridging-ul1 este o formă particulară de uzură abrazivă, cu urme bine conturate de defor-mare plastică dar şi de zgâriere, pe direcţia de alunecare. Acesta apare la angrenaje cu viteze mici, care au o componentă a mişcării de alunecare în direcţia liniilor de contact ale dinţilor (de exemplu, la angrenaje hipoide, elicoidale, melcate sau conice cu dinţi curbi) [325], caracterizate prin eforturi mari de compresiune pe dinte (Fig. 5.49).

e încreţi, a (se) văluri, a face cute, a face să se triuri / încreţituri. Extras selectiv din Dicţionar 003


254

Scoring-ul este un proces de deteriorare caracterizat prin alternanţa, pe aceeaşi zonă sau/şi în timp, a sudurii asperităţilor în contact direct şi a detaşării de micro-volume de material prin forfecare, tragere şi smulgere. Este recunoscut după mici gropiţe, alungite pe direcţia de alunecare, şi este mai accentuat pe capul sau piciorul dintelui, deoarece vitezele de alunecare sunt mai mari în aceste zone (Fig. 5.50 şi Fig. 5.51). Utilizarea unui lubrifiant neadecvat (fără anumiţi aditivi sau cu o vâscozitate prea mică la temperatura de funcţionare) poate avea acelaşi rezultat pentru că nu va favoriza formarea unei pelicule. Procesul poate fi moderat, locali-zat sau distructiv. Este cauzat de distrugerea peliculei de lubrifiant, de obicei din cauza supraîncălzirii zonei de angrenare a dinţilor, dar şi de nealiniere, încovoieri ale arborilor, diferenţe mari de temperatură pe dinţii în contact sau sarcini mari.

Scoring-ul moderat are un aspect caracteristic, dezvoltat pe zone ca nişte pete izolate pe suprafaţa dintelui sau pe toată lungimea acestuia, localizate fie pe capul dintelui, fie pe picior, dar şi în vecinătatea diametrului de rostogolire (Fig. 5.55). O cauză ar putea fi volumul insuficient de lubrifiant care deserveşte angrenajul. Simpla reglare (creştere) a debitului de lubrifiant poate fi o soluţie eficientă. De asemenea, răcirea fluidului de ungere scade probabilitatea apariţiei procesului.

Scoring-ul localizat apare în zonele în care, din diverse cauze solicitarea este mult mai mare, şi nu se dezvoltă decât rareori pe toată suprafaţa dintelui. Cauzele pot fi abateri locale de la forma dintelui, abateri mari ale unghiului de înclinare a danturii, apariţia regimului mixt şi apoi uscat pe aceste zone. Eliminarea cauzelor care duc la localizarea sarcinii pe dinţi poate preveni apariţia scoring-ului moderat.

Scoring-ul distructiv sau sever are urme pronunţate de deteriorare: zgârie-turi pe direcţie radială şi urme circulare sau alungite de smulgere (Fig. 5.56). În unele cazuri materialul este atât de deformat şi înmuiat încât este împins peste muchia capului dintelui, formând o bavură tipică. Din cauza deplasării materialului spre capul şi piciorul dintelui, zona diametrului de rostogolire rămâne proeminentă. În scurt timp funcţionarea angrenajului este compromisă. Scenariile sunt diverse:

- fragmentarea bavurii de deasupra capului dintelui şi formarea de particule de uzură mari care, dacă sunt antrenate în contact, amprentează puternic dintele sau îl sparg,

- ruperea dintelui din cauza micşorării secţiunii deasupra şi sub diametrul de rostogolire,

- griparea etc. În unele lucrări scoring-ul sever sau distructiv este numit scuffing. Având

în vedere componentele procesului numit scoring, acesta ar fi mai uşor încadrat ca un mod particular de deteriorare (contacte greu solicitate, în mişcare de rostogolire cu alunecare, iniţial lubrifiate) şi care este cel mai des întâlnit la angrenaje. Aşa cum


255

este definit în ISO 10825:1995, scoring-ul ar avea numai componenta abrazivă2. Dar, aşa cum se observă din descrierea mecanismelor de deteriorare şi din fotogra-fiile prezentate, acesta are şi o componentă de adeziune care nu poate fi neglijată. Având în vedere documentaţia studiată [60, 239], în această lucrare scoring-ul a fost prezentat la graniţa între uzura abrazivă şi cea de aderenţă, iar scuffing-ul, la care predomină componenta de aderenţă va fi prezentat în subcapitolul următor.

5.7. Uzura adezivă

Dezvoltarea uzurii de aderenţă se face pe fondul amplificării valorilor câmpului termic pe suprafeţele flancurilor active ale dinţilor din cauza măririi energiei dezvoltate prin frecare uscată. Condiţiile din contact (regim uscat, temperaturi locale mari) facilitează sudarea asperităţilor în contact, dar dacă angrenajul are suficientă putere, acestea se distrug prin forfecarea asperităţii mai puţin rezistente sau prin smulgerea unui micro-volum din materialul care, local, are proprietăţi mecanice mai slabe. Rezultă o suprafaţă rugoasă, cu micro-cratere concave. Creşterea rugozităţii accelerează procesul.

Cauzele uzurii de aderenţă la transmisii cu roţi dinţate pot fi: - absenţa lubrifiantului din contact (o etanşare deteriorată şi nedetectată la

timp poate provoca scurgerea lubrifiantului, urmată rapid de creşterea tempera-turii şi griparea roţilor) (Fig. 5.54),

- un lubrifiant neadecvat aplicaţiei (de obicei cu vâscozitate prea redusă şi fără aditivi de extremă presiune),

- suprasarcină locală pe dinte, ce nu mai permite formarea peliculei (Fig. 5.52), - abateri de formă ale flancului dintelui care determină, local, condiţii

favorabile apariţiei aderenţei (Fig. 5.58). Pentru uzura de aderenţă a roţilor dinţate există denumiri particulare,

funcţie de aspectul suprafeţelor deteriorate, de intensitatea procesului şi de consecinţele acestuia. Uzura de aderenţă depinde de natura straturilor superficiale care includ oxizi specifici la interfaţa cu mediul. Ea poate fi uşoară, moderată sau severă, aceasta din urmă fiind cunoscută şi sub denumirea de scuffing (Fig. 5.50). Forma cea mai gravă de uzură de aderenţă este griparea.

În general uzura de adeziune de intensitate mică apare pe durata rodajului unui set de roţi şi se reduce pe măsură ce sunt uzate imperfecţiunile locale ale suprafeţelor. Pentru personalul fără experienţă, suprafaţa pare nedeteriorată şi se observă încă urmele de prelucrare.

Adeziunea moderată înlătură o parte sau toate urmele de prelucrare de pe suprafeţele în contact dar, în anumite condiţii, poate progresa spre o uzură execesivă, necontrolabilă. O cauză a uzurii adezive moderate poate fi un lubrifiant care produce un regim mixt şi nu cu peliculă completă.

2 „Moderate scraching - zgîriere moderată (scoring): urme fine, în direcţia mişcării de alunecare, spaţiate neregulat şi variind ca lungime, deseori împrăştiate pe toată suprafaţa flacurilor dinţilor” [325].


256

Fig. 5.50. Roată dinţată cu uzură adezivă severă dar şi

cu urme de zgâriere (scuffing sever) [311]

Fig. 5.51. Scuffing moderat spre sever (numit şi

scoring). Detaşarea materialului este punctiformă şi încă nu a dus la modificarea

formei dintelui [311]

Fig 5.52 Urmă locală de gripare, peste o uzură abrazivă incipientă [182]

Fig. 5.53. Gripare avansată, localizată la unul din capetele dinţilor, din cauza unei presiuni prea mari în contact; urmele de aderenţă punctiformă (sco-ring) se observă pe toate flancurile dar într-o parte a roţii, condiţiile severe de încărcare locală au dus la înmuieri şi smulgeri de material. Cauza probabilă: lipsa lubrifiantului şi o nealiniere a ro-ţilor astfel încât sarcina este repartizată neuniform, cu maxim chiar pe margi-nea roţii. [336]


257

Fig. 5.54. Gripare în stadiu foarte avansat [69]

a) puţin intens b) sever

Fig. 5.55. Scuffing pe danturi conice cu dinţi curbi [240]

Fig. 5.56. Scuffing sever pe o roată dintr-un angrenaj lent, lubrifiat cu unsoare [364]


258

Fig. 5.57. Urme de gripare pe un dinte (scuffing sever sau distructiv) [339]

Fig. 5.58. Scuffing incipient. Un lubrifiant mai bun (vâscozitate şi indice de vâscozitate mai

mari) şi un regim fără suprasarcini ar determina o evoluţie cu viteză mult redusă a deteriorării [81]

Forma de uzură adezivă severă este des întâlnită sub denumirea de

scuffing. Procesul de deteriorare constă în transferul de micro-volume de pe o suprafaţă a unui dinte pe cea a dintelui pereche (Fig. 5.57). Suprafeţele flancurilor dinţilor sunt mai intens deteriorate prin adeziune în zona capului şi piciorului dintelui; există zone orientate pe direcţiile de alunecare în care procesul de adeziune este mai intens. Sarcinile concentrate pe dinţii în angrenare pot determina şi ele deteriorarea prin adeziune, dar sub formă localizată (scuffing localizat). Aspectul macro al scuffing-ului pe flancurile dinţilor este caracterizat printr-o rugozitate mare a suprafeţei şi o textură mată; studiul la microscop relevă însă o suprafaţă cu micro-zone forfecate şi deformate plastic.


259

Fig. 5.59. Scuffing sever din cauza lubrifierii necorspunzătoare [81]

Scuffing-ul ca proces de deteriorare poate fi de intensitate redusă până la cea severă. Primul tip apare doar pe zone mici ale suprafeţei dintelui şi localizarea este pe vârfurile asperităţilor mai înalte, fiind, în general, non-progresiv (se autoreduce). Scuffing-ul moderat se dezvoltă sub formă de pete mai mari şi acoperă zone semnificative de pe flancurile dinţilor. Dacă se menţin condiţiile de lucru ale transmisiei, acesta devine progresiv. Scuffing-ul sever sau distructiv (Fig. 5.59, Fig. 5.60b) apare pe zone extinse ale flacurilor active ale dinţilor, cu precădere pe capul şi piciorul dintelui. În unele cazuri materialul din stratul superficial este deformat plastic şi împins peste muchia capului dintelui sau în zona de racordare a dintelui. Procesul este greu de întrerupt, având o evoluţie accelerată.

a) scuffing sever în fază incipientă b) scuffing sever

Fig. 5.60. Scuffing pe roţi de referinţă de testare [60]


260

Scuffing-ul poate fi diferenţiat de uzura abrazivă atât din cauza aspectului macro diferit dar şi printr-o analiză a condiţiilor în care a lucrat angrenajul (Fig. 5.61).

a) Scuffing b) Uzură abrazivă

Fig. 5.61. O comparaţie a aspectului macro pentru două procese de uzură a danturii: scuffing-ul este caracteristic zonelor cu viteză de alunecare mare (spre vârful şi piciorul dintelui); uzura

abrazivă este vizibilă pe toată înălţimea dintelui [60].

AGMA (American Gear Manufacturers Association) [365] apreciază că „meca-nismul de bază al scuffing-ului este activat de căldura intensă generată prin frecare din cauza unei combinaţii de condiţii de lucru: viteză mare şi tensiuni mari de contact”. Acest tip de deteriorare nu va apare în zona diametrului de rostogolire atât pentru că aici viteza de alunecare este zero sau foarte mică, cât şi pentru că zona este caracteri-zată printr-o temperatură mai scăzută comparativ cu cele de pe capul şi piciorul dintelui (v. diagramele temperaturilor pe segmentul de angrenare din Fig. 5.4, obţinute prin rularea programului ACTIS). Diferenţele de temperatură instantanee între zona cu rostogolire şi cele cu rostogolire şi alunecare de pe dinte pot fi şi de 30...60ºC sau chiar mai mari, în funcţie de aplicaţie. Deci, scuffing-ul începe fie pe vârful, fie pe piciorul dintelui. Temperatura în contact este egală cu temperatura instantanee plus tempera-tura dintelui înainte de a intra în angrenare, variaţia acesteia având un minim în veci-nătatea diametrului de rostogolire, fapt explicabil prin valoarea foarte mică a vitezei de alunecare (teoretic nulă). Dar şi temperatura pe suprafaţa dintelui în zona diametrului de rostogolire poate creşte din următoarele cauze:

- viteze pe cercul de rostogolire mai mari de 80m/s [365], - reducerea capacităţii de transfer termic prin spumarea lubrifiantului, - expulzarea lubrifiantului din contact şi imposibilitatea de revenire rapidă în

contact (starvare); - devierea jetului de lubrifiant în cazul ungerii prin stropire etc. Un alt factor care influenţează iniţierea şi dezvoltarea scuffing-ului este scă-

derea capacităţii uleiului de a evacua căldura din contact şi de a răci dinţii. Când se pulverizează un jet de lubrifiant în zona de angrenare a dinţilor, acesta trebuie să acopere suprafeţele dinţilor pentru un interval scurt de timp, dar suficient încât să se efectueze un transfer termic eficient, care să nu ducă la atingerea pragului termic de iniţiere a procesului de aderenţă. La viteze mari ale roţii, uleiul poate fi incapabil să se menţină pe suprafaţa dintelui: jetul de fluid este rapid redirecţionat spre exteriorul roţii ca urmare a impactului cu suprafaţa dură a dintelui sau, o dată ajuns pe suprafaţă, este supus unor forţe centrifuge mari.


261

5.8. Deformarea plastică a dintelui

Această formă de deteriorare a dintelui apare de obicei la solicitări mari şi viteze mici, cu ungere nesatisfăcătoare, generând un câmp termic care favorizează curgerea materialului. Poate fi şi rezultatul unei greşeli de proiectare, în sensul estimării incorecte a tensiunii admisibile sau o eroare în tehnologia de tratament termic. Se recomandă materiale cu durităţi mari pentru roţile dinţate şi un riguros control al calităţii. În continuare sunt prezentate câteva forme particulare de procese de deteriorare a danturii care implică deformare plastică.

a) Aspectul macro al ripplig-ului pe un pinion cu dinţi curbi [319]

b) Detaliu [60]

Fig. 5.62. Rippling pe un pinion cu dantură curbă

Rippling-ul (Fig. 5.62) este o formă uşoară de deformare a stratului super-ficial, prin ondularea suprafeţei sub formă de solzi solzii de peşte, caracteristică danturilor tratate. Apare la funcţionarea cu viteze mici şi lubrifiant cu vâscozitate prea mică. În figurile 5.63...5.66 sunt comentate câteva exemple de deformări ale dinţilor roţilor.


262

Fig. 5.63. Material prea moale pentru dinte. Se observă că nu există un strat superficial durificat. [37]

Fig. 5.64. Din cauza sarcinilor prea mari şi a unui mate-rial moale, dintele se deformează, stratul superficial fiind laminat şi deplasat în acelaşi timp. Repetarea contactului duce la ecruisarea acestuia, apoi la desprinderea lui. [1]

a) Dinte deformat b) Detaliu

Fig. 5.65 Din cauza materialului relativ moale, materialul roţii a fost supus unui proces combinat de deformare plastică şi abraziune, în zona vitezelor mari de alunecare (spre vârful şi piciorul dintelui). Evident. procesul de distrugere include aici şi o componentă de abraziune. [1] Fig. 5.66. Deformare plastică (impri-mare sau brinelare). Apare când în angrenare sunt forţate corpuri străi-ne, dure şi netede, sau bucăţi des-prinse din dinţi, şi apoi, la ieşirea din angrenare, acestea cad în baia de ulei. [38]


263

Fig. 5.67. Distribuţia sarcinii pe dinte este neuniformă: dinţii au fost în contact numai pe aproximativ jumă-tate din lăţime. La suprarcină şi/sau şoc, muchia dintelui pereche s-a amprentat pe dinţii celeilalte roţi. Pe dintele din planul îndepărtat se observă clar urmele deformării plas-tice şi o uzură moderată sau uşoară deasupra cavităţii formate. Pe dintele din prim-plan, după amprentare, ma-terialul stratului superficial s-a fragi-lizat şi fragmentat. [349]

Fig. 5.68. Deteriorare printr-un proces de deformare plastică şi laminare materialului

stratului superficial a dintelui [364]

5.9. Uzură corosivă Coroziunea de contact provoacă pe flancurile active ale dinţilor, porţiuni de culoare ruginie (la oţeluri) şi o uzură uniformă, iar în stare avansată formează adâncituri care se întind pe flancul dintelui de-a lungul liniei de conatct (Fig. 5.69). Întâi se formează mici şi numeroase spoturi de oxidare care slăbesc stratul super-ficial şi, din cauza mişcării dinţilor, pot fi desprinse, în urmă rămânând urme ca de pitting. Coroziunea chimică se poate distinge uşor prin culoare şi prin faptul că urme similare apar pe mai toate piesele în repaus sau în mişcare, care au venit în contact cu agentul agresiv. Ea este provocată de reacţiile chimice sau electro-chimice ale materialelor metalice cu acizii, cu apa sau cu unii aditivi din lubrifiant. În special aditivii EP provoacă o reacţie chimică superficială (chemisorbţie) pe dinte, pentru a-l proteja impotriva sarcinilor mari de contact, rezultatul neavând efectul dezastros al apei sau al acizilor pe suprafaţa metalică. Creşterea


264

temperaturii uleiului, a umidităţii în carcasă şi îmbătrânirea lubrifiantului sunt factori care accelerează uzura corosivă.

Fig. 5.69 Uzură corosivă pe o roată dinţată [63].

Coroziunea poate fi cauzată de deteriorarea uleiului şi/sau a aditivilor, a

contaminării cu agenţi chimici din exterior. Ciupiturile formate în urma detaşării materialului slăbit din cauza acţiunii chimice sunt distribuite uniform. Lubrifianţii cu mulţi aditivi pot crea probleme dacă nu se cunoaşte exact reacţia acestora cu materialul roţii.

Petele extinse atestă reacţii chimice pe suprafaţa dintelui, mai intense pe pata de contact. Materialul stratului superficial fiind slăbit, a rezultat chiar îndepărtare de material (Fig. 5.70).

Fig. 5.70. Distrugeri cu cauze multiple pe un pinion: rupere cauzată de şoc şi ruginire din cauza depozitării improprii timp de 6 luni. Zonele ruginite se observă mai bine pe CD-ul

ataşat la carte [330]


265

5.10. Uzură prin cavitaţie şi eroziune Uzura prin cavitaţie apare doar la angrenaje cu viteze periferice foarte mari, la care sunt create condiţiile apariţiei cavitaţiei, cu smulgeri de material de pe flancurile, mai ales dacă roţile, şi implict lubrifiantul, sunt supuse şi la vibraţii. Dacă uleiul conţine apă şi/sau gaze dizolvate, efectul de cavitaţie este accelerat

(Fig. 5.71). Eroziunea flancurilor apare când pe suprafaţa lor lubrifiantul este pulve-rizat cu o viteză prea mare, producând desprinderea de micro-particule (Fig. 5.72).

Fig. 5.71. Uzură prin cavitaţie [336]

Fig. 5.72. Uzură prin eroziune provocată de o viteză prea mare a jeturilor de lubrifiant care,

foarte posibil, antrenează şi particule solide (ungere prin stropire sub presiune). [336]

5.11. Uzură termică

Formele de distrugere la funcţionare în câmp termic cu valori foarte ridicate depind mult de material şi de temperaturile specifice transformărilor de fază în stare solidă, deoarece pelicula de lubrifiant se distruge. În plus, pot apare compuşi chimici agresivi.


266

Fig. 5.73. Flanc de dinte cu arsuri. Oxidarea materialului micşorează şi proprietăţile mecanice ale materialului dintelui, distrugerea se poate finaliza cu exfolieri ma-sive ale stratului oxidat, până la ruperea unor bucăţi din dinte [38].

5.12. Deteriorarea angrenajelor melcate Exemplele de distrugeri specifice acestor angrenaje sunt prezentate în acest subcapitol separat pentru că regimul sever de rostogolire cu alunecare, implicit un câmp termic cu valori ridicate şi condiţii improprii de formare a peliculei continue de lubrifiant, pot produce deteriorarea danturii prin suprapunerea unor forme de uzură. Angrenajele melcate funcţio-nează cu o viteză relativ mare de alu-necare iar intensitatea procesului de distrugere este puternic influenţată de mărimea acesteia şi de calitatea perechii de materiale selectate. De obicei, melcul se durifică şi necesită o calitate foarte bună a suprafeţei din două motive: alunecarea relativă mare între flancurile în angrenare şi pelicula de lubrifiant prea subţire (posibil întreruptă local). Deteriorarea melcu-lui poate avea aspectul din Fig. 5.74 sau Fig. 5.75. Pentru a le fi îmbunătăţită com-portarea tribologică, roţile melcate se prelucrează din bronzuri şi alame speciale, bogat aliate, turnabile. La transmisii melcate de puteri mici se pot folosi fonte sau mase plastice de înaltoţel. De obicei, roata melcată suferă 5.76…5.78), în două moduri, de multe oincipientă din cauza lipsei lubrifiantului scauza funcţionării îndelungate sub sarcină

Fig. 5.74. Melc durificat şi solicitat sever:

rezultatul a fost o exfoliere a stratului durificat, în special dacă stratul tratat termo-chimic este subţire şi dur [319]

ă rezistenţă mecanică şi cu uzură mică pe

distrugeri mai mari decât melcul (Fig. ri suprapuse: uzură abrazivă şi fisurare au a unui lubrifiant inadecvat, pitting din mare.


267

Fig. 5.75. Melc din oţel durificat, cu fisuri pe direcţie radială, cauzate de un câmp termic cu

valori prea mari. Cauza acestei încălziri poate fi funcţionarea cu o peliculă de lubrifiant prea subţire. Se observă că fisurile au apărut pe pata de contact şi sunt mai pronunţate în

zona mai încărcată. [319]

Fig. 5.76. Roată melcată cu pitting, după o funcţionare prea îndelungată. Pitting-ul a apărut preferenţial spre muchia dinspre capul dintelui, spre mijlocul lăţimii roţii, unde tempera-tura este mai mare. Zonele cu pitting indică şi o nealiniere a roţii. [319].

Fig. 5.77. Roată melcată după lubrifiere neadecvată. Uzura abrazivă indică o suprasarci-nă orientată spre muchia din partea de sus a imaginii. [319]


268

a) b)

Fig. 5.78. Aspecte ale uzurii roţilor melcate. Se observă macropitting cu cratere mai adânci pe zonele dintelui cu solicitări mai mari pe ambele roţi. Sunt vizibile urme fine de abraziune

şi curgerea materialului cu formarea de bavuri pe muchia capului dintelui. [339]

5.13. Deteriorarea la trecerea curentului electric

Deteriorarea la trecerea curentului electric arată micro-cratere caracteristice pe flancul active (Fig. 5.79). Cauza poate fi identificată datorită aparenţei lor nete-de, topite şi lipsa unui aspect fibros. Este tipică pentru transmisiile de lângă motoa-re, ambreiaje acţionate electric. Pentru evitarea acestui tip de distrugere, personalul de întreţinere trebuie să realizeze corect împământarea şi să o verifice periodic.

Fig. 5.79. Aspectul macro al deteriorării provocate

de trecerea curentului electric [240]


269

5.14. Distrugeri din cauze tehnologice În următoarele figuri sunt date câteva exemple de deteriorări cauzate de tehnologia de prelucrare a roţilor dinţate. Acestea nu sunt singurele care ar putea apărea în procesul de realizare a roţilor dinţate dar evidenţiază cât de dezastroase pot fi.

Fig. 5.80. Fisuri de călire din cauza răcirii prea rapide [336]

Fig. 5.81. Fisuri de rectificare. Regimul de rectificare a fost prea sever. Adâncimea fisurilor poate atinge 0,1mm. Cauza poate fi şi un tratament termic neadecvat, duritatea rezultând prea mare. Reducând avansul şi viteza de rectificare se reduc valorile câmpului termic şi

scade probabilitatea apariţiei fisurilor. [81]

Fig.5.82. Rupere din cauza unei căliri necorespunzătoare (mai ales la răcire)

Ruperea a a părut la scurt timp după pornire. [319]


270

a)

b) c)

Fig. 5.83. a) Distrugere foarte gravă a danturii unei roţi dinţate, după numai 30 de minute de

funcţionare. Analizând detalii de pe roată (b, c), se observă că materialul roţii nu este bine ales. Melcul a acţionat ca o sculă aşchietoare într-un material moale iar prezenţa aşchiilor

detaşate şi ecruisate în contact a contribuit la distrugere. În cazul angrenajului melcat, din cauza vitezelor mari de alunecare şi a câmpului termic cu valori ridicate, trebuie selectată

corect perechea de materiale. Un melc prea dur şi o roată prea moale nu este deloc o soluţie fiabilă. [2]

271

Bibliografie

1. Adler A., Lubrication, Machine Design, January 2003, August 1999, November 1999. 2. Adler A., The rigor of Worm Gear, www.machinerylubrication.com/article_detailasp?articleid 3. Andrei G., Contactul circular în regim trazitoriu, Ed. Academica, 2006. 4. Andersson P., Lintula P., Load-carrying capability of water-lubricated ceramic journal

bearings, Tribology International, vol. 27, no. 5, 1994 5. Archard J.F., Wear Theory and Mechanisms, Wear Control Handbook, ASME, editors: M.B.

Peterson and W.O. Winer, New York, 1980. 6. Arnell R., Davies P.B., Halling J., Whomes T.W., Tribology, MacMillan Education Ltd.,

London, 1991. 7. Aronov V., Kinetic Characteristics of the Transformation and Failure of the Surface Layers

Under Dry Friction, Wear, vol. 41, pp. 205-212, 1977. 8. Bahadur S., Badruddin R., Erodent Particle Characterization and the Effect of Particle Size and

Shape on Erosion, Wear, vol. 138, pp. 189-208, 1990. 9. Bahadur S., Gong D., The role of copper compounds as fillers in the transfer and wear

behavior of polyethereketone, Wear, vol. 154, pp. 151-165, 1992. 10. Bahadur S., Sunkara C., Effect of transfer film structure, composition and bonding on the

tribological behavior of polyphenylene sulfide filled with nano particles of TiO2, ZnO, CuO and SiC, Wear, vol. 258, pp. 1411-1421, 2005.

11. Bajracharya T.R., Acharya B., Joshi C.B., Saini R.P., Dahlhaug O.G., Sand erosion of Pelton turbine nozzles and buckets: A case study of Chilime Hydropower Plant, Wear, vol. 264, pp. 177–184, 2008.

12. Barrau O., Boher C., Gras R., Rezai-Aria F., Wear mecahnisms and wear rate in a high tempe-rature dry friction of AISI H11 tool steel: Influence of debris circulation, Wear, vol. 263, pp. 160–168, 2007.

13. Batchelor A.W., Stachowiak G.W., Cameron A., The Relationship Between Oxide Films and the Wear of Steels, Wear, vol. 113, pp. 203-223, 1986.

14. Batchelor A.W., Loh N.L.,Chandrasekaran M., Lubrication of Stellite at Ambient and Elevated Temperatures by Transfer Films from a Graphite Slider, Wear, vol. 198, pp. 208-215, 1996.

15. Batchelor A.W., Stachowiak G.W.,, Predicting Synergism Between Corrosion and Abrasive Wear, Wear, Vol. 123, pp. 281-291, 1998.

16. Bates T.R. Jr., Ludema K.C., Brainard W.A., A Rheological Mechanism of Penetrative Wear, Wear, Vol. 30, pp. 365-375, 1974.

17. Bayer G.T., Zamanzadeh M., Failure Analysis of Paints and Coatings, Matco Associates, Inc., Pittsburgh, Pennsylvania, August 3, 2004.

18. Bazanini G., Bressan J.D., Preliminary experience with a new compact disk apparatus for cavitation erosion studies, Case study, Wear, vol. 263, pp. 251–257, 2007.

19. Ben Abdallah A., Treheux D., Friction and Wear of Ultrahigh Molecular Weight Polyethylene Against Various New Ceramics, Wear, vol. 142, pp. 43-56, 1991.

20. Bergantin R.; Maru M.M.; Farias M.C.M.; Padovese L.R.R., Dynamic signal analyses in dry sliding wear tests, Journal of the Brazilian Society of Mechanical Sciences and Engineering, Technical papers, vol. 25, no. 3, Rio de Janeiro, July/Sept., 2003.

21. Berk J.H., Berk J.H. et al., Systems Failure Analysis, A Fault-Tree-Driven, Disciplined Failure Analysis Approach, Upland, California, disponibil on-line la adresa: http://www.jhberkandassociates.com/systems_failure_analysis.htm

Bibliografie

272

22. Bhattacharya S.K., Ezugwu E.O., Jawaid A., The Performance of Ceramic Tool Materials for the Machining of Cast Iron, Wear, Vol. 135, pp. 147-159, 1989.

23. Bhimaraj P., Burris D.L., Action J., W. Gregory Sawyer G. W., Toney C.G., Siegel R.W., Schadler S.L., Effect of matrix morphology on the wear and friction behavior of alumina nanoparticle/poly(ethylene) terephthalate composites, Wear, vol. 258, pp. 1437–1443, 2005.

24. Bhushan B., Tribology Mechanics of Magnetic Storage Devices, Springer Verlag, 1990, Berlin. 25. Bidiville A., Favero M., Stadelmann P., Mischler S., Effect of surface chemistry on the mecha-

nical response of metals in sliding tribocorrosion systems, Wear, vol. 263, pp. 207–217, 2007. 26. Bijwe J., Logani C.M., Tewari U.S., Influence of Fillers and Fibre Reinforcement on Abrasive

Wear Resistance of some Polymeric Composites, Wear, Vol. 138, pp. 77-92, 1990. 27. Bill R.C., Fretting Wear and Fretting Fatigue - How are They Related?, Transactions ASME,

Journal of Lubrication Technology, vol. 105, pp. 230-238, 1983. 28. Birkin P., online la www.kingsbury.com/hy_sec2c.html 29. Blanchet T.A., Han S.W., Simulation of the Time-Dependent Wear and Surface Accumulation

behavior of Particle-Filled Polymer Composites, Transactions of the ASME, Journal of Tribology, vol. 120, April, pp. 152-158, 1998.

30. Blau P.J., Design and validation of laboratory-scale simulations for selecting tribomaterials and surface treatments, Proc. of First World Tribology Congress, pp. 177-190, London, 1997.

31. Blomberg A., Olson M., Hogmark S., Wear Mechanisms and Tribo Mapping of Al2O3 and SiC in Dry Sliding, Wear, vol. 171, pp. 77-89, 1994.

32. Briscoe B.J., Isolated contact stress deformations of polymers: the basis for interpreting polymer tribology, Proc. of First World Tribology Congress, pp. 191-196, London, 1997.

33. Briscoe B.J., The Tribology of Composite materials: A Preface, in Advances in Composite Tribology, ed. Friedrich K., Elsevier, Amsterdam, 1993.

34. Bruce T. Kuhnell, Wear in Rolling Element Bearings and Gears - How Age and Contamination Affect Them, Machinery Lubrication Magazine, September 2004.

35. Buckley D.H., Miyoshi K., Friction and Wear of Ceramics, Wear, Vol. 100, 1984, pp. 333-353. 36. Buckley D.H., The Influence of the Atomic Nature of Crystalline Materials in Friction, ASLE

Transactions, vol. 11, pp. 89-100, 1968. 37. Burris D.L., Sawyer G.W., Tribological behavior of PEEK components with compositionally

graded PEEK/PTFE surfaces, Wear, vol. 262, pp. 220–224, 2007. 38. Cahn W.W., Haasen P., Kramer E. J., Structure and Properties of Polymers, volume editor

Thomas E. L., Weinheim New Zork Basel Cambridge Tokyo, 1993. 39. Cannon M., Friedrich J., Lead free Flip Chip and Chip Scale Package inspection, 1 July 2006,

http://www.emasiamag.com/article-1121-leadfreeflipchipandchipscalepackageinspection-Asia.html

40. Carrion F.J., Sanes J., Bermudez M.-D., Influence of ZnO nanoparticle filler on the properties and wear resistance of polycarbonate, Wear, vol. 262, pp. 1504–1510, 2007.

41. Carroll R.I., Beynon J.H., Rolling contact fatigue of white etching layer: Part 1. Crack morphology, Wear, vol. 262, pp. 1253–1266, 2007.

42. Carter G.M., Hooper R.M., Henshall J.L., Guillou M.O., Friction of Metal Sliders on Toughened Zirconia Ceramic Between 298 and 973 K, Wear, Vol. 148, pp. 147-160, 1991.

43. Cartier M., Tribologie des fluides à faible pouvoir lubrifiant (Aplication au frottement en eaux), Matheriaux et Technique, 1992.

44. Casey B., The Negative Effects of Suction Line Filtration, Machinery Lubrication Magazine. May, No. 200405, Machinery Lubrication, Hydraulics at Work, 2004.

45. Celin R., Kmeti D., Cracks in a roller-bearing, Professional paper, ISSN 0543-5846. 46. Chen Y.-M., Mongis J., Cavitation wear in plain bearing: Case study, Mecanique & Industries,

vol. 6, pp. 195–201, 2005. 47. Cho M.H., Bahadur S., Anderegg J.W., Design of experiments approach to the study of

tribological performence of Cu-concentrate-filled PPS composites, Tribology International, vol. 39, pp. 1436-1446, 2006.

Bibliografie

273

48. Cho M.H., Bahadur S., Study of the tribological synergistic effects in nano CuO-filled and fiber-reinforced polyphenylene sulfide composites, Wear, vol. 258, pp. 835–845, 2005.

49. Cho M.H., Kim S.J., Kim D., Jang H., The size effect of zircon particles on the friction characteristics of brake lining materials, Wear, vol. 264, pp. 291–297, 2008.

50. Choe H.C., Wan Y., Chan A.K., Neural pattern identification of railroad wheel-bearing faults from audible acoustic signals: Comparison of FFT, CWT, and DWT features, disponibil on-line la adresa: cat.inist.fr/?aModele=afficheN&cpsidt=2732860

51. Colas R., Ramirez J., Sandoval I., Morales J.C., Leduc L.A., Damage in Hot Rolling Work Rolls, Wear, vol. 230, pp. 56-60, 1999.

52. Constantinescu V.N., Nica Al., Pascovici M.D., Ceptureanu Gh., Nedelcu Ş., Lagăre de alunecare, Editura Tehnică, Bucureşti, 1980.

53. Craig B.D., Material Failure Modes – Desk Reference, in MaterialEASE section of the AMPTIAC Quarterly, AMPTIAC Quarterly Editor, 2004

54. Crudu I., Bazele proiectării în organe de maşini, Ed. Alma, Galaţi, 2000 55. Crudu I., et al., On the Concept of Tribosystem and Tribomodelling Criterion, Eurotrib-85,

Ecully, France, 1985. 56. Crudu I., Ionescu M.P., Munteanu I., Sandu F., Nedelcu P., A tribosystemic approach to

refractory lining destruction in blast furnace, Wear, vol. 216, pp. 251-261, 1998. 57. Cubberly W. H., SAE Dictionary of Aerospace Engineering, editat de Society of Automotive

Engineers, 1992. 58. Czichos H., Tribology - a System Approach to the Science and Technology of Friction,

Lubrication and Wear, Elsevier, 1978. 59. Czifra A., HorvathS., Asperity analysis of worn surfaces, Intern. Conf. ECOTRIB 2007, paper

III-18, Ljubljana, Slovenia, 2007. 60. Davoli P., Michaelis K., Recognizing gear failures. Failure modes typically have distinct

features. Here's what to look for, Edited by Lawrence Kren, 2007. 61. De Baets P., Comparison of the wear behaviour of six bearing materials for a heavily loaded

sliding system in seawater, Wear, vol. 180, pp. 61-72, 1995. 62. Dean S.K., Doyle E.D., Significance of Grit Morphology in Fine Abrasion, Wear, vol. 35, pp.

123-129, 1975. 63. DeLange G., Failure Analysis for Gearing, online la www.elecon.com/dat-gw-failure.html 64. Deleanu L., Bîrsan I.G., Andrei G., Diaconu N., PTFE Composites and Water Lubrication.

Surface Characterisation, în curs de plublicare în Materiale plastice, 2008. 65. Deleanu L. et al., Cercetări experimentale privind comportarea tribologică a compozitelor cu

matrice de politetrafluoretilenă, contract de cercetare nr. 324 (Universitatea „Dunărea de Jos” din Galaţi), beneficiar CEPROINV S.A. Focşani, 2003.

66. Deleanu L., Bîrsan I.G., Andrei G., Rîpă M., Badea P., PTFE Composites and Water Lubrica-tion. I. Tribological Characterisation, Materiale plastice, vol. 44, no. 1, March, pp. 66-71, 2007.

67. Deleanu L., Rîpă M., Bîrsan I. G., Constantin J., Badea P., Tribological Aspects of a Metal + Polymer Composite, The Annals of University “Dunărea de Jos” of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, pp. 14-21, 2006

68. Desale G.R., Gandhi B.K., Jain S.C., Cho K.H., Jang H., Hong Y.-S., Kim S.J., Basch R.H.,. Fash J.W, Slurry erosion of ductile materials under normal impact condition, Wear, vol. 264, pp. 322–330, 2008.

69. Deuchtmann A.D., Michels W.J., Wilson C.E., Machine-Design - Theory and Practice, Macmillan Publishing Co. Inc., London, 1977.

70. Diaconu N., Studiul influenţei mediului de lucru asupra comportării unor unsori şi al proceselor din stratul superficial la tribosisteme de rostogolire şi rostogolire cu alunecare, Teză de doctorat, Universitatea “Dunărea de Jos” din Galaţi, 2002.

71. Ding J., Determining Fatigue Wear Using Wear Particle Analysis Tools, Practicing Oil Analysis Magazine, Sep., no. 200309, Practicing Oil Analysis, Best Practices, 2003.

Bibliografie

274

72. Ding J., McColl I.R., Leen S.B., Shipway P.H., A finite element based approach to simulating the effects of debris on fretting wear, Wear 263, pp. 481–491, 2007.

73. Dong X., Jahanmir S., Wear Transition Diagram for Silicon Nitride, Wear, vol. 165, pp. 169-180, 1993.

74. Dowson D.; Higginson G.R., Elastohydrodynamic Lubrication. Pergamon, Press, Oxford 1966. 75. Doyen F., Zaıdi H., Riviere J.P., Leclercq B., Rocchi J., Fretting contact study of stainless

steel/graphite couples in a dry shaft/bearing contact with thrust, Wear 263, pp. 508–517, 2007. 76. El-Sayed A:A., El-Sherbiny M.G., Abo-El-Ezz A.S., Aggag G.A., Friction and wear properties

of polymeric composite materials for bearing applications, Wear, vol. 184, pp. 45-53, 1995. 77. El-Tayeb N.S.M., Yousif B.F., Evaluation of glass fiber reinforced polyester composite for

multi-pass abrasive wear applications, Wear, vol. 262, pp.1140–1151, 2007. 78. Emge A., Karthikeyan S., Kim H.J., Rigney D.A., The effect of sliding velocity on the

tribological behavior of copper, Wear, vol. 263, pp. 614–618, 2007. 79. Erdemir A., Rolling-Contact Fatigue resistance on hard coating on Bearing Steels, 1999, Argon

national laboratory, university of Chicago, Contract no. W-3 I- 109-EN-G-38 with the U.S. Department of Energy.

80. Endo K., Goto H., Initiation and Propagation of Fretting Fatigue Cracks, Wear, vol. 38, pp. 311-324, 1976.

81. Errichello R., Selecting and Applying Lubricants to Avoid Micropitting of Gear Tooth, disponibil on-line la adresa: www.machinerylubrication.com

82. Errichello R.L., Muller J., Geartech, How to Analyze Gear Failures, Practicing Oil Analysis Magazine. January, Issue no. 200101, Practicing Oil Analysis, Best Practices, 2001.

83. Evans D. C., Lancaster J. K., The Wear of Polymers, Treatise on Materials Science and Techno-logy, vol. 13, Wear, Academic Press inc., New York, 1979.

84. Farias M.C.M., Souza R.M., Sinatora A., Tanaka D.K., The influence of applied load, sliding velocity and martensitic transformation on the unlubricated sliding wear of austenitic stainless steels, Wear, vol. 263, pp. 773–781, 2007.

85. Fernandes, P.J.L. Tooth Bending Fatigue Failures in Gears, Engineering Failure Analysis, vol. 3, no. 3, pp. 219-225 , 1996.

86. Fischer T.E., Anderson M.P., Jahanmir S. , Salher R., Friction and Wear of Tough and Brittle Zirconia in Nitrogen, Air, Water, Hexadecane and Hexadecane Containing Stearic Acid, Wear, vol. 124, pp. 133-148, 1988.

87. Fitch E.C., Tribolics, Inc., Temperature Stability, Machinery Lubrication Magazine. July 2002. 88. Fitch J., În Search for a Cause Root, Machinery Lubrication, digital edition, March, 2006,

http://www.machinerylubrication.com 89. Frêne J., Nicolas D., Deguerece B., Berthe D., Godet M., Lubrification hydrodynamique.

Paliers et butées, Edition Eyrolles, Paris, France, 1990. 90. Fridrich K., Wear models for multiphases materials and synergic effects in polimeric hybrid

composites, in Advances in Composite Tribology , ed. Friedrich K., Elsevier, Amsterdam, 1993. 91. Friedrich K., Zhang Z., Schlarb A.K., Effects of various fillers on the sliding wear of polymer

composites, Composites Science and Technology, vol. 65, pp. 2329–2343, 2005. 92. Gates J.D., Gore G.J., Hermand M.J-P., Guerineau M.J-P., Martin P.B., Saad J., The meaning of

high stress abrasion and its application in white cast irons, Wear, vol. 263, pp. 6–35, 2007. 93. Gebarin S., Fitch J., Origin of Spherical Particles in Lubricants, disponibil on-line la adresa:

http://www.noria.com/learning_center/category_article.asp?articleid=719&relatedbookgroup=OilAnalysis

94. Gheorghieş C., Deleanu L., Bratcu O., Andrei G., Potarniche C., 2005, Behaviour of PTFE Composites During Sliding Process in Water Lubrication, PMI Conference, Belgium, May 2005.

95. Godet M., The Third Body Approach, A Mechanical View of wear, Wear, vol. 100, pp 434-452, 1984.

Bibliografie

275

96. Gold, P.W., Basics of tribology, curs la Institute for Machine Elements and Machine Design, Aachen, Germany, 2002.

97. Gong D., Xue Q., Wang H., ESCA Study on Tribochemical Characteristics of Filled PTFE, Wear, vol. 148, pp. 161-169, 1991.

98. Gong D., Xue Q., Wang H., Physical model of adhesive wear of polytetrafluor-ethylene, Wear, vol. 147, pp. 9-24, 1991

99. Gong D., Xue Q., Wang H., Physical Models of Adhesive Wear of Polytetrafluoroethylene and its Composites, Wear, vol. 140, pp. 9-24, 1991.

100. Gong D., Xue Q., Wang H., Study of the Wear of Filled Polytetrafluoroethylene, Wear, vol. 134, pp. 283-295, 1989.

101. Goto H., Amamoto Y., Effects of a stepwise change in load on the subsequent friction and wear characteristics of carbon steel under dry sliding, Wear, vol. 263, pp. 579–585, 2007.

102. Gotyacheva I. G., Contact Mechanicsin Tribology, Institute for Problems in Mechanics, Russian Academy of Sciences, Moscow, Russia, KLUWER Academic Publishers, Dordrecht / Boston / London, 1998.

103. Green M.R., Rainforth W.M., Frolish M.F., Beynon J.H., The effect of microstructure and composition on the rolling contact fatigue behaviour of cast bainitic steels, Wear, vol. 263, pp. 756–765, 2007.

104. Großmann C., Fretting Fatigue of Shape Optimised Polygon-Shaft-Hub Connections, PhD, Technischen Universität Berlin, 2006.

105. Grundwurmer M., Nuyken O., Meyer M., Wehr J., Schupp N., Sol–gel derived erosion protection coatings against damage caused by liquid impact, Wear, vol. 263, pp. 318–329, 2007.

106. Hafner E. R., Link-Belt Bearing Operation Rexnord Corp. Indianapolis, SUA, Machine Design no. 8, April, 1990.

107. Hager C.H.Jr., Sanders J., Sharma S., Voevodin A., Gross slip fretting wear of CrCN, TiAlN, Ni, and CuNiIn coatings on Ti6Al4V interfaces, Wear, vol. 263, pp. 430–443, 2007.

108. Hamblin M.G., Stachowiak G.W., A Multi-Scale Measure of Particle Abrasivity, Wear, vol. 185, pp. 225-233, 1995.

109. Hamblin M.G., Stachowiak G.W., A Multi-Scale Measure of Particle Abrasivity and its Relation to Two Body Abrasive Wear, Wear, vol. 190, pp. 190-196, 1995.

110. Head W.J., Harr M.E., The Development of a Model to Predict the Erosion of Materials by Natural Contaminants, Wear, vol. 15, pp. 1-46, 1970.

111. Heyes, A. M., Automotive Component Failures, Engineering Failure Analysis, vol. 4, no. 1, pp. 129-141, 1998.

112. Hiebel D., Louah H., Poudou P., Ayel J., Pluvinage G., Influence du lubrifiant sur la propa-gation polymodale de fissures telles qu’elles apparaissent en fatigue contact, EUROTRIB’85, Ecully, France, 1985.

113. Hillman C., Long-term reliability of Pb-free electronics, http//www.dfrsolutions.com 114. Hoeppner D.W., Fretting fatigue case studies of engineering components, Tribology

International, vol. 36, Issue 2, February, pp. 71-78, 2003. 115. Hogmark S., Surface modifications in tribological contacts, paper VI-1, Intern. Conf.

ECOTRIB’07, Ljubljana, Slovenia, 2007. 116. Hojo H., Tsuda K., Yabu T., Erosion Damage of Polymeric Material by Slurry, Wear, vol. 112,

pp. 17-28, 1986. 117. Hou Z., Tian G., Hatcher C., Johnson R.W., Yaeger E., , Mark Konarski M., Crane L.,

Assembly & Reliability of Flip Chip-on-Laminate with Lead Free Solder, disponibil on-line la adresa: http://www.imaps.org/adv_micro/2002mar_apr/2.html

118. Hu Z.L., Chen Z.H., Xia J.T., Study on surface film in the wear of electrographite brushes against copper commutators for variable current and humidity, Wear, vol. 264, pp. 11–17, 2008.

119. Hurricks P.L., The Fretting Wear of Mild Steel from Room Temperature to 200°C, Wear, vol. 19, pp. 207-229, 1972.

Bibliografie

276

120. Iliuc I., Tribology of Thin Layers, Elsevier Scientific Publishing Company, Amsterdam, Oxford, New-York, 1980.

121. Jacobson S., Hogmark S., Suface modifications in tribological contacts, paper VI-1, ECOTRIB’07, Ljubjana, Slovenia, 2007.

122. Jahanmir S., Suh N.P., Mechanics of Subsurface Void Nucleation in Delamination Wear, Wear, vol. 44, pp. 17-38, 1977.

123. Jain V.K., Bahadur S., Material Transfer in Polymer-Polymer Sliding, Wear, vol. 46, pp. 177-198, 1978.

124. Jia B.-B., Li T.-S., Liu X.-J., Pei-Hong Cong P.-H., Tribological behaviors of several polymer–polymer sliding combinations under dry friction and oil-lubricated conditions, Wear, vol. 262, pp. 1353–1359, 2007.

125. Jia B.-B., Liu X.-J., Pei-Hong Cong P.-H., Li T.-S., An investigation on the relationships between cohesive energy density and tribological properties for polymer–polymer sliding combinations, Wear, vol. 264, pp. 685–692, 2008.

126. Jinescu V.V., Proprietăţile fizice şi termomecanica materialelor plastice, Editura tehnică, 1979 127. Jintang G., Tribochemical effects in formation of polymer transfer film, Wear, vol. 245, pp. 100–

106, 2000. 128. Johnson K.L., Contact Mechanics and the Wear of Metals, Wear, Vol. 190, 1995, pp. 162-170. 129. Junghans S.M., Friction and wear of highly stressed thermoplastic bearings under dry sliding

conditions, Wear, vol. 193, pp. 253-260, 1996. 130. Kalin M., Vizintin I., S. Novak S., Drazic G., Wear mechanisms in oil-lubricated and dry

fretting of silicon nitride against bearing steel contacts, Wear 210, pp. 27-38, 1997. 131. Kaneta M., Murakami Y., Effect of Oil Hydraulic Pressure on Surface Crack Growth in

Rolling/Sliding Contact, Tribology International, vol. 20, pp. 210-217, 1987. 132. Kar M.K., Bahadur S., Micromechanism of Wear at Polymer-Metal Sliding Interface, Wear, vol.

46, pp. 189-202, 1978. 133. Karger-Kocsis J., Mousa A., Major Z., Bekesi N., Dry friction and sliding wear of EPDM

rubbers against steel as a function of carbon black content, Wear, vol. 264, pp. 359–367, 2008. 134. Karimi A., Avellan F., Comparison of Erosion Mechanisms in Different Types of Cavitation,

Wear, vol. 113, pp. 305-322, 1986. 135. Kato K., Wear in relation to friction — a review, Wear, vol. 241, Issue 2, pp 151-157, 2000. 136. Kato K., Wear mechanisms, Proc. of First World Tribology Congress, pp. 39-55, London, 1997. 137. Kawakame M., Bressan J.D., Study of wear in self-lubricating composites for application in

seals of electric motors, Journal of Materials Processing Technology 179,pp. 74–80, 2006. 138. Kawazoe T.. Ikegami K.. Noriyuki Hayashi N., Morohoshi S., Matumura K., Wear

Characteristics of Oscillatory Sliding Bearing Materials in Seawater, disponibil on-line la adresa: www.mesj.or.jp/mesj_e/english/pub/ap_papers/pdf/2006AP2.pdf

139. Kayaba T., Iwabuchi A., The Fretting Wear of 0.45%C Steel and Austenitic Stainless Steel from 20 to 650°C in Air, Wear, vol. 74, pp. 229-245, 1981.

140. Khedkar J., Negulescu I., Efstathios I. Meletis E.I., Sliding wear behavior of PTFE composites, Wear, vol. 252, pp. 361–369, 2002.

141. Kimura T., Shimizu K., Terada K., Sliding wear characteristic evaluation of copper alloy for bearing, Wear, vol. 263, pp. 586–591, 2007.

142. Kimura Y., Mechanisms of Wear - the Present State of Our Understanding, Transactions JSLE vol. 28, pp. 709-714, 1983.

143. Koivula T., On Cavitation in Fluid Power, Proc. of 1st FPNI-PhD Symp. Hamburg, pp. 371-382, 2000.

144. Kraghelskii I.V., Alisdon V.V., Friction, Wear, Lubrication, Tribology Handbook, vol. I, II, III, Mir Publishers, 1981.

145. Krella A., Czyzniewski A., Influence of the substrate hardness on the cavitation erosion resistance of TiN coating, Wear, vol. 263, pp. 395–401, 2007.

http://www.sciencedirect.com/science/journal/00431648

http://www.sciencedirect.com/science?_ob=PublicationURL&_tockey=%23TOC%235782%232000%23997589997%23206478%23FLA%23&_cdi=5782&_pubType=J&_auth=y&_acct=C000050221&_version=1&_urlVersion=0&_userid=10&md5=6c8d90bb5df9cd9f862f5f87e73598ac

Bibliografie

277

146. Kuhnell B.T., How Age and Contamination Affect Rolling Bearings and Gears, No: 200503, Machinery Lubrication, Contamination Control and Filtration.

147. Kulu P., Veinthal R., Saarna M., Tarbe R., Surface fatigue processes at impact wear of powder materials, Wear, vol. 263, pp. 463–471, 2007.

148. Laribi M., Vannes A.B., Treheux D., Study of mechanical behavior of molybdenum coating using sliding wear and impact tests, Wear, vol. 262, pp. 1330–1336, 2007.

149. Larssen R., Hoglund E., Numerical Simulation of a Ball Impacting and Rebounding a Lubricated Surface, Transactions of ASME, Journal of Tribology, vol. 117, pp 94-102, 1995.

150. Leugner L., The Practical Handbook of Machinery Lubrication, 3rd Edition; 151. Levy A.V., Clark P., The Erosion Properties of Alloys for the Chemical Industry, Wear, vol.

151, pp. 337-350, 1991. 152. Levy A.V., Hickey G., Liquid-Solid Particle Slurry Erosion of Steels, Wear, vol. 117, pp. 129-158,

1987. 153. Levy A.V., Jee N., Yau P., Erosion of Steels in Coal-Solvent Slurries, Wear, vol. 117, pp. 115-127,

1987. 154. Li C.J., Limmer J.D., Model-based condition index for tracking gear wear and fatigue damage,

Wear, vol. 241, pp 26–32, 2000. 155. Li Y., G.T. Burstein, I.M. Hutchings, Influence of environmental composition and electroche-

mical potential on the slurry erosion-corrosion of aluminium, Wear, vol. 181-183, pp. 70-79, 1995. 156. Libsch T.A., Becker P.C., Rhee S.K., Friction and Wear of Toughened Ceramics Against Steel,

Proc. JSLE Int. Tribology Conf., 8-10 July 1985, Tokyo, Japan, Elsevier, pp. 185-190, 1985. 157. Lim S.C., Brunton J.H., A Dynamic Wear Rig for the Scanning Electron Microscope, Wear, vol.

101, pp. 81-91, 1985. 158. Lin Y.-J., Agrawal A., Fang Y., Wear progressions and tool life enhancement with AlCrN

coated inserts in high-speed dry and wet steel lathing, Wear, vol. 264, pp. 226–234, 2008. 159. Liu W., Huang C., Gao L., Wang J., Dang H., Study of the Friction and Wear Properties of

MoS2-Filled Nylon 6, Wear, vol. 151, pp. 111-118, 1991. 160. Liu X.W., Plumbridge, W.J., Thermomechanical fatigue of Sn–37 wt.% Pb model solder joints,

Materials Science and Engineering, A362, pp. 309–321, 2003. 161. Lofficial G., BerthierY., L'usure dans les cables et conduits flexibles, une etude de cas en

Tribologie, Eurotrib’85, Ecole Centrale de Lyon, France, vol. 3, pp. 2.2.1-2.2.5, 1985. 162. Lopez D., Falleiros N. A., Tschiptschin A. P., Corrosion–erosion behaviour of austenitic and

martensitic high nitrogen stainless steels, Wear 263, pp. 347–354, 2007. 163. Lynch, S.P., Failures of Engineering Components Due to Environmentally Assisted Cracking,

ASM International, 5, pp. 33-42, 2003. 164. Lukas M., Yurko R. J., Anderson D.P, Spectro Inc., New Rotrode Filter Spectroscopy Method,

Practicing Oil Analysis, Magazine, No. 200609, Practicing Oil Analysis, Instrument Review, September, 2006

165. Mao K., Gear tooth contact analysis and its application in the reduction of fatigue wear, Wear 262, pp. 1281–1288, 2007.

166. Mathias P.J., Wu W., Goretta K.C., Routbort J.L., Groppi D.P., Karasek K.R., Solid Particle Erosion of a Graphite-Fibre-Reinforced Bismaleimide Polymer Composite, Wear, vol. 135, pp. 161-169, 1989.

167. McCarthy M.C.D, Lubrication of Sliding Bearings for Hydropower Applications , PhD thesis, Luleå University of Technology, 2005.

168. McCook N.L., Hamilton M.A., Burris D.L., Sawyer W.G., Tribological results of PEEK nanocomposites in dry sliding against 440C in various gas environments, Wear, vol. 262, pp. 1511–1515, 2007.

169. McGeehan J., Uncovering the Problems with Extended Oil Drains, Machinery Lubrication Magazine, No. 200109, Machinery Lubrication, Industry Focus, September 2001.

Bibliografie

278

170. Mimaroglu A., Unal H., T. Arda T., Friction and wear performance of pure and glass fibre reinforced poly-ether-imide on polymer and steel counterface materials, Wear, vol. 262, pp. 1407–1413, 2007.

171. Minford E., Prewo K., Friction and Wear of Graphite-Fiber-Reinforced Glass Matrix Composites, Wear, vol. 102, pp. 253-264, 1985.

172. Miyoshi K., Fundamental Considerations in Adhesion, Friction and Wear for Ceramic-Metal Contacts, Wear, vol. 141, pp. 35-44, 1990.

173. Mohrbacher H., Blanpain B., Celis J.-P., Roos J.R., The influence of humidity on the fretting behaviour of PVD TiN coatings, Wear, vol. 180, pp. 43-52, 1995.

174. Montgomery R.S., Friction and Wear at High Sliding Speeds, Wear, vol. 36, pp. 275- 298, 1976. 175. Moore D. F., Principles and Applications of Tribology, Pergamon International Library, 1975. 176. Moore M.A., King F.S., Abrasive Wear of Brittle Solids, Wear, vol. 60, pp. 123-140, 1980. 177. Nasisawa I., High-speed tribology of composites, in Advances in Composite Tribology , editor

Friedrich K., Elsevier, Amsterdam, 1993. 178. Neale M. L., Tribology handbook (2nd Ed.), Butterworth Heinemann, 1995. 179. Neale M.L., Gee M., Guide to Wear Problems and Testing for Industry, Professional

Engineering Publishing Limited London and Bury St. Edmunds, UK, 2000. 180. Nelwamondo F.V., Tshilidzi Marwala T., UMahola U., Early Classifications of Bearing Faults

Using Hidden Markov Models, Gaussian Mixture Models, Mel-Frequency Cepstral Coefficients and Fractals, Intern. J. of Innovative Computing, Information and Control, ICIC International, 2006, vol. 2, no. 6, pp. 1281—1299, 2006.

181. Niebuhr D., Cavitation erosion behavior of ceramics in aqueous solutions, Wear, vol. 263, pp. 295–300, 2007.

182. Niemann G., Maschinenelemente, vol. I-II, Springer-Verlag, Berlin, 1960. 183. Odfalk M., Vingsbo O., An Elastic-Plastic Model for Fretting Contact, Wear, vol. 157, pp. 435-

444, 1992. 184. Ohuea Y., Koji Matsumoto, Sliding–rolling contact fatigue and wear of maraging steel roller

with ion-nitriding and fine particle shot-peening, Wear 263 (2007) 782–789, 2007. 185. Oka Y.I., Mihara S., Miyata H., Effective parameters for erosion caused by water droplet

impingement and applications to surface treatment technology, Wear, vol. 263, pp. 386–394. 186. Oka Y.I., Yoshida T., Yamada Y., Yasui T., Hata S., Evaluation of erosion and fatigue resistan-

ce of ion plated chromium nitride applied to turbine blades, Wear, vol. 263, pp. 379–385, 2007. 187. Olaru D., Tribologie – Elemente de bază asupra frecării, uzării şi ungerii, Institutul Politehnic

Iaşi, 1993. 188. Osman A., Failure of a diesel engine injector nozzle by cavitation damage, Engineering Failure

Analysis, 13, 7, pp. 1126-1133, 2006. 189. Palabiyik M., Bahadur S., Tribological studies of polyamide 6 and high-density polyethylene

blends filled with PTFE and copper oxide and reinforced with short glass fibers, Wear, vol. 253, pp. 369–376, 2002.

190. Palaghian L., Palade V., Bîrsan I.G., Panţuru D., Fiabilitatea şi construcţia transmisiilor cu roţi dinţate, Ed. Tehnică, 2006.

191. Palaghian L., Siguranţă, durabilitate şi fiabilitate la oboseală, Ed. Tehnică, 2007. 192. Pascovici M., Cicone T., Elemente de tribologie, Editura Bren, 2001. 193. Payne D., Bearings for High Temperatures, Rexnord Bearings, Power Transmission Engineering,

Fall, 2007. 194. Play D., Mutual Overlap Coefficient and Wear Debris Motion in Dry Oscillating Friction and

Wear Tests, ASLE Transactions, vol. 28, pp. 527-535, 1985. 195. Pool K.V., Dharan C.K.H., Finnie I., Erosive Wear of Composite Materials, Wear, vol. 107, pp.

1-12, 1986. 196. Popinceanu N., Gafiţanu M., Diaconescu E., Creţu S., Mocanu D.R., Probleme fundamentale

ale contactului cu rostogolire, Editura Tehnică, Bucureşti, 1985.

Bibliografie

279

197. Powell G.W., Mahmoud S.E., Metals Handbook: Failure Analysis and Prevention, ASM International, vol. 11, 1986.

198. Preece C.R., Brunton J.H., A Comparison of Liquid Impact Erosion and Cavitation Erosion, Wear, Vol. 60, pp. 269-284, 1980.

199. Quinn G.D., Fractography of Ceramics and Glasses, Materials Science and Engineering Laboratory, National Institute of Standards and Technology Special Publications, 2007

200. Ramachandra M., Radhakrishna K., Effect of reinforcement of flyash on sliding wear, slurry erosive wear and corrosive behavior of aluminium matrix composite, Wear, vol. 262, pp. 1450–1462, 2007.

201. Rech B.J.J., Hamdi H., Bergheau J.-M., Experimental study of abrasive process, Wear, vol. 264, pp. 382–388, 2008.

202. Reitz W., Elements of Failure Analysis, disponibil on-line la adresa: www.experts.com/ resources/content/wayne_reitz_Elements.pdf.

203. Rhee S.H., Ludema K.C., Mechanisms of Formation of Polymeric Transfer Films, Wear, Vol. 46, pp. 231-240, 1978.

204. Richardson R.C.D., Wear of Metals by Relatively Soft Abrasives, Wear, vol. 11, pp. 245-275, 1968.

205. Richman R.H., McNaughton W.P., Correlation of Cavitation Erosion Behaviour with Mechanical Properties of Metals, Wear, vol. 140, pp. 63-82, 1992.

206. Rico F.E., Minondo I., D. Garcıa Cuervo D.G., The effectiveness of PTFE nanoparticle powder as an EP additive to mineral base oils, Wear, vol. 262, pp. 1399–1406, 2007.

207. Rigney D.A., Chen L.H., Naylor M.G.S., Rosenfeld A.R., Wear Process in Sliding Systems, Wear, vol. 100, pp. 195-219, 1984.

208. Rigney D.A., Hirth J.P., Plastic Deformation and Sliding Friction of Metals, Wear, vol. 53, pp. 345-370, 1979.

209. Rîpă M., Tomescu L., Hapenciuc M., Crudu I., Tribological characterisation of surface topography using Abbott-Firestone curve, The Annals of University “Dunărea de Jos” of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, pp. 208-212, 2003.

210. Rîpă, M., Crudu, I., Studies of Rolling-Sliding Tribosystems – Methodology and Preliminary Tests, The Annals of University “Dunărea de Jos” of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, pp. 16-20, 1999.

211. Rîpă M., Deleanu L., Elemente de tribologie, Ed. Fundaţiei Universitare „Dunărea de Jos” Galaţi, 2004.

212. Rîpă, M., Deleanu, L., Spânu, C., Relocation Technique for Profilometric Studies in Wear Experiments, Proc. The 12-th Conf. on EHD Lubrication and Traction, VAREHD 12, Suceava, lucrarea nr. VAREHD-04-38 pe CD ROM, 2004.

213. Rîpă M., Tomescu L., Hapenciuc M., Crudu I., Tribological characterisation of surface topo-graphy using Abbott-Firestone curve, The Annals of University “Dunărea de Jos” of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, Proc. of The National Tribolgy Conf. ROTRIB’03, pp. 208-212, 2003.

214. Rîpă M., Studiul pe tribomodel al tribostratului în procesul de uzură specific roţilor dinţate, Teză de doctorat, Universitatea „Dunărea de Jos” din Galaţi, 2002.

215. Rodak G., Use Tool Wear Patterns to Read Your Process Efficiency, August, 2007, http://sme-metalworkingfluids.blogspot.com/2007_08_01_archive.html

216. Rodrıguez J., Martinez D., Perez A., Gonzalez R., Rodrıguez E., Valtierra S., Erosion wear in heat treated tool steels used in core boxes at automotive foundries, Wear, vol. 263, pp. 301–308, 2007.

217. Rossino L.S., Baptista C.A.R.P., Shigue C.Y., Reis F.P., Fretting Fatigue Behavior and Contact Load Evolution in Commercially Pure Titanium, disponibil on-line la adresa: www.materia.coppe.ufrj.br/sarra/artigos/artigo10610/

218. Sague J. E., Machine Design nr.16/august, 1990. 219. Samyn P., De Baets P., Schoukens G., Van Driessche I., Friction, wear and transfer of pure

and internally lubricated cast polyamides at various testing scales, Wear, vol. 262, pp. 1433–1449, 2007.

Bibliografie

280

220. Santa J.F., Baena J.C., ToroA., Slurry erosion of thermal spray coatings and stainlesssteels for hydraulic machinery, Case study, Wear, vol. 263, pp. 258–264, 2007.

221. Sasada T., Oike M., Emori N., The Effects of Abrasive Grain Size on the Transition Between Abrasive and Adhesive Wear, Wear, vol. 97, pp. 291-302, 1984.

222. Sasada T., S. Norose S., Mishina H., The Behaviour of Adhered Fragments Interposed Between Sliding Surfaces and the Formation Process of Wear Particles, Proc. Int. Conf. on Wear of Materials, Dearborn, Michigan, 16-18 April, Publ. ASME, New York, 1979, pp. 72-80, 1979.

223. Sato J., Recent Trend in Studies of Fretting Wear, Transactions JSLE, vol. 30, pp. 853-858, 1985. 224. Sato K., Fuji H., Crack Propagation Behaviour in Fretting Fatigue. Wear, vol. 107, pp. 245-262,

1986. 225. Sawyer G.W., Freudenberg K.D., Bhimaraj P., Schadler L.S., A study on the friction and wear

behavior of PTFE filled with alumina nanoparticles, Wear, vol. 254, pp. 573–580, 2003. 226. Schallamach A., How does Rubber Slide?, Wear, vol. 17, pp. 301-312, 1971. 227. Schelling A, Kaush K.K., Reciprocating dry friction and wear of short fiber reinforced

composites, in Advances in Composite Tribology , ed. Friedrich K., Elsevier, Amsterdam, 1993 228. Schouwenaars R., V.H. Jacobo, Ortiz A., Microstructural aspects of wear in soft tribological

alloys, Wear, vol. 263, pp. 727–735, 2007. 229. Schwartz C.J, Bahadur S., Studies on the tribological behavior and transfer film–counterface

bond strength for polyphenylene sulfide filled with nanoscale alumina particles, Wear, vol. 237, pp. 261–273, 2000.

230. Schwetz K.A., Sigl L.S., Greim J., Knoch H., Wear of boron carbide ceramics by abrasive waterjets, Wear, vol. 181-183, pp.148-155, 1995.

231. Scott D. (editor), Treatise on materials science an technology, Wear, Academic press New York, 1979.

232. Shipley R.J., Becker W.T., ASM Handbook Volume 11 : Failure Analysis & Prevention, ASM International, 2002.

233. Sikorski M.E., Correlation of the Coefficient of Adhesion With Various Physical and Mechani-cal Properties of Metals, Transactions ASME, Series D - Journal of Basic Engineering, Vol. 85, pp. 279-285, 1963.

234. Silva F., Fatigue degradation of materials as a tool for damage assessment, Intern. Conf. on Diagnosis and Prediction in Mechanical Engineering Systems (DIPRE’07) 26 - 27 October, Galati, Romania, pp 5-14, 2007.

235. Silva, F.S., Fatigue on engine pistons – A compendium of case studies, Wear, vol. 13, pp. 480-492, 2006.

236. Sin H., Saka N., Suh N.P., Abrasive Wear Mechanisms and the Grit Size Effect, Wear, Vol. 55, pp. 163-170, 1979.

237. Singer I.L., Dvorak S.D., Kathryn J. Wahl J.K., Ivestigation of third body processes by in vivo Raman tribometry, Conf. Proc. of NordTrib2000, Porvo, Finland, 11-14 June 2000.

238. Sinha S.K., Chong W.L.M., Lim S.-C., Scratching of polymers—Modeling abrasive wear, Wear, vol. 262, pp. 1038–1047, 2007.

239. Smith I., Crane J., Autromatic Lubrication System. Smooth the wax for Pulp and paper, Machinery Lubrication, digital edition, July, 2005, http://www.machinerylubrication.com

240. Smith P.J., Air Products and Chemicals, Inc., Cooling and Lubrication of High-speed Helical Gearsm, Machinery Lubrication Magazine, no. 200509, Machinery Lubrication, Lubrication 101, September 2005.

241. Snyder D.R., How to Prevent Electrical Erosion in Bearings, SKF, SUA, disponibil on-line la adresa: www.pump-zone.com/How-to-Prevent-Electrical-Erosion-in-Bearings-322.html

242. Soda N., Kimura Y., Tanaka A., Wear of Some F.C.C. Metals During Unlubricated Sliding Part I: Effects of Load, Velocity and Atmospheric Pressure, Wear, vol. 33, pp. 1-16, 1975.

243. Soemantri S., McGee A.C., Finnie I., Some Aspects of Abrasive Wear at Elevated Temperatures, Wear, vol. 104, pp. 77-91, 1985.

Bibliografie

281

244. Spikes H. A., Wear and Fatigue Problems in Connection with Water-based Hydraulic Fluids, Journal of Synthetic Lubrication, vol. 4, no. 2, 1987.

245. Stachowiak G.B., Stachowiak G.W., Fretting Wear and Friction Behaviour of Engineering Ceramics, Wear, vol. 190, pp. 212-218, 1995.

246. Stachowiak G.W., Batchelor A.W., Engineering Tribology, Butterworth Heinemann, 247. Stachowiak G.W., Particle Angularity and Its Relationship to Abrasive and Erosive Wear,

Wear, vol. 241, pp. 214-219, 2000. 248. Stachowiak G.W., Stachowiak G.B., Batchelor A.W., Metallic Film Transfer During Metal-

Ceramic Unlubricated Sliding, Wear, vol. 132, pp. 361-381, 1989. 249. Stachowiak G.W., Stachowiak G.B., Unlubricated Wear and Friction of Toughened Zirconia

Ceramics at Elevated Temperatures, Wear, vol. 143, pp. 277-295, 1991. 250. Stack M.M., Chacon-Nava J., Stott F.H., Relationship between the effects of velocity and

resistance in erosion-corrosion environments temperatures alloy corrosion at elevated temperatures, Wear 180, pp. 91-99, 1995.

251. Stolarski T. A., Tribology in Machine Design, ButterWorth Heinemann, Oxford, 2000. 252. Stott F. H., The influence of oxidation on the wear of metals and alloys, Proc. of First World

Tribology Congress, p 391-401, London, 1997. 253. Strecker W., Failure Analysis for Plain Bearings, Machinery Lubrication, digital edition,

August, 2004, http://www.machinerylubrication.com 254. Strecker W., Trobleshooting Tilting Pad Thrust Bearings, disponibil on-line la adresa:

http://www.kingsbury.com/library.shtml 255. Stuart B.H., Tribological studies of poly(ether ether ketone) blends, Tribology International, vol.

31, no. 11, pp. 647-651, 1998. 256. Studt P., Influence of Lubricating Oil Additives on Friction of Ceramics Under Conditions of

Boundary Lubrication, Wear, vol. 115, pp. 185-191, 1987. 257. Ştefănescu I., Deleanu L., Rîpă M., Lubrifiere şi lubrifianţi, Ed. Europlus, 2008. 258. Tallian T. E., Failure Atlas for Hertz Contact Machine Elements, second ed., ASME Press, 1999. 259. Tanaka K., Effects of Various Fillers on the Friction and Wear of PTFE-Based Composites, in

Composite Materials Science, editor: K. Friedrich, Elsevier, Amsterdam, pp. 137-174, 1986. 260. Tanaka K., Miyata T., Studies on the Friction and Transfer of Semi-Crystalline Polymers, Wear,

vol. 41, pp. 383-398, 1977. 261. Tanaka K., Some interesting problems that remain unsolved in my work on polymer

tribology, Tribology Intern., vol. 28/1, 19-22, 1995. 262. Tewari U.S., Harsha A.P., Häger A.M., K. FriedrichK., Solid particle erosion of unidirectional

carbon fibre reinforced PEEK composites, Wear, vol. 252, pp. 992-1000, 2002. 263. Tian H.H., Addie G.R., Barsh E.P., A new impact erosion testing setup through Coriolis

approach, Wear, vol. 263, pp. 289–294, 2007. 264. Tomescu (Deleanu) L., Rîpă M., Vasilescu E., Georgescu C., Surface Profiles of Composites

with PTFE Matrix, J. of Material Processing Technology, Elsevier, pp. 384–389, 2003. 265. Tomescu, L. (Deleanu), Gheorghies, C., Rîpă, M., Bratcu, O., Gheorghieş, L., 2003, X-ray

diffractometry of PTFE composites tribolayers generated after sliding in water against steel, The Annals of University “Dunărea de Jos” of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, Proc. of The National Tribolgy Conference, ROTRIB’03, pp. 318-322, 2003.

266. Tomescu L., Contribuţii la studiul stratului superficial al compozitelor cu matrice de politetra-fluoretilenă, pe tribomodele de alunecare, Teză de doctorat, Universitatea “Dunărea de Jos” din Galaţi. 1999.

267. Tomescu L., Rîpă M., Georgescu C., Analysing Abbott Curve for Composites with Polymeric Matrix and Fibbers, Proc. of 7th Yugoslav Tribology Conf., YUTRIB 2001, p 7-11-7-16, 2001.

268. Tudor A., Frecarea şi uzarea materialelor, Editura Bren, 2002. 269. Tyfour W.R., Beynon J.H., Kapoor A., The steady state wear behaviour of pearlitic rail steel

under dry rolling-sliding contact conditions, Wear, vol. 180, 79-89, 1995.

Bibliografie

282

270. Unal H., Mimaroglu A., Kadıoglu U., Ekiz H., Sliding friction and wear behaviour of PTFE and its composites under dry conditions, Materials and Design, vol. 25, pp. 239–245, 2004.

271. Varadi K., Neder Z., Klaus Friedrich K., Joachim Flock J., Contact and thermal analysis of transfer film covered real composite-steel surfaces in sliding contact, Tribology International, vol. 33, pp. 789–802, 2000.

272. Veerabhadra Rao P., Evaluation of Epoxy Resins in Flow Cavitation Erosion, Wear, Vol. 122, pp. 77-95, 1988.

273. Vincent L., Berthier Y., Dubourg M.C., Godet M., Mechanics and Materials in Fretting, Wear, vol. 153, pp. 135-148, 1992.

274. Viswanath N., Bellow D.G., Development of an equation for the wear of polymers, Wear, vol. 181-183, pp. 42-49, 1995.

275. Wang D.F., She J.H., Ma Z.Y., on erosive wear behavior of SiC , ceramics, Wear, vol. 180, pp. 35-41, 1995.

276. Wang X.J.,. Rigney D.A., Sliding behavior of Pb-Sn alloys, Wear, vol. 181-183, pp. 290-301, 1995. 277. Wang Y., Hsu S.M., Wear and Wear Transition Mechanisms of Ceramics, Wear, vol. 195, pp.

112-122, 1996. 278. Wang Y., Hsu S.M., Wear and Wear Transition Modeling of Ceramics, Wear, vol. 195, pp. 35-

46, 1996. 279. Webster, G.A., Ainworth, R.A., High Temperature Component Life Assessment, Chapman &

Hall, 1994. 280. Weigand M., Lubrication of Rolling Bearings. Technical Solutions for Critical Running

Conditions, Machinery Lubrication Magazine, no. 200601, Machinery Lubrication, Lubricant Application, January 2006.

281. Williams J.A., Engineering Tribology, Oxford Univ. Press, Oxford, New York, Tokio, 1994. 282. Xiang D., Gu C., A study on the friction and wear behavior of PTFE filled with ultra-fine

kaolin particulates, Materials Letters 60, 689–692, 2006. 283. Xu L., Kennon N.F., A Study of the Abrasive Wear of Carbon Steels, Wear, vol. 148, pp. 101-

112, 1991. 284. Xu Y.M., Mellor B.G., The effect of fillers on the wear resistance of thermoplastic polymeric

coatings, Wear, vol. 251, pp. 1522–1531, 2001. 285. Xuan S., Yaowu S., Corrosion fatigue cracking of tube coils in an actifier column catalytic

cracker, Engineering Failure Analysis, vol. 10, pp. 297–306, 2003. 286. Yang A.C.M., Ayala J.E., Bell A., Scott J.C., Effects of Filler Particles on Abrasive Wear of

Elastomer-Based Composites, Wear, vol. 146, pp. 349-366, 1991. 287. Yan-Ming C., Mongis J., Cavitation wear in plain bearing: Case study, Mecanique & Industries,

no. 6, pp. 195–201, 2005. 288. Yen B.K., Dharan C.K.H., A model for the abrasive wear of fiber-reinforced polymer

composites, Wear, vol. 195, pp. 123-127, 1996. 289. Yueh-Jaw L., Agrawal A., Fang Z.Y., Wear progressions and tool life enhancement with

AlCrN coated inserts in high-speed dry and wet steel lathing, Wear, vol. 264, pp. 226–234, 2008. 290. Yust C.S., Carignan F.J., Observation on the Sliding Wear of Ceramics, ASLE Transactions, vol.

28, pp. 245-253, 1985. 291. Zamanzadeh M., Larkin E., Gibbon D., A Re-Examination of Failure Analysis and Root

Cause Determination, Matco Associates, Pittsburgh, Pennsylvania, December 2004. 292. Zandrahimi M., Rezabateni M., Poladi A., Szpunar J.A., The formation of martensite during

wear of AISI 304 stainless steel, Wear, vol. 263, pp. 674–678, 2007. 293. Zhang G., Zhang C., Nardin P., Li W.-Y., Liao H., C. Coddet C., Effects of sliding velocity and

applied load on the tribological mechanism of amorphous poly-ether–ether–ketone (PEEK), Tribology International, vol. 41, pp. 79–86, 2008.

294. Zhang M., Yang P., Tana Y., Liu Y., Gong S., An observation of crack initiation and early crack growth under impact fatigue loading, Materials Science and Engineering A271, pp 390–394, 1999.

Bibliografie

283

295. Zhang X., Liao G., Jin Q., Feng X., Jian X., On dry sliding friction and wear behavior of PPESK filled with PTFE and graphite, Tribology International, vol. 41, pp. 195–201, 2008.

296. Zhang Y., Wang Z., Cui Y., The cavitation behavior of a metastable Cr–Mn–Ni Steel, Wear, vol. 240, pp. 231–234, 2000.

297. Zhang Z., Breidt C., Chang L., Friedrich K., Wear of PEEK composites related to their mechanical performances, Tribology International, vol. 37, pp. 271–277, 2004.

298. Zhang Z., Breidt C., Chang L., Haupert F., Friedrich K., Enhancement of the wear resistance of epoxy: short carbon graphite, PTFE and nano-TiO2, Composites: Part A, vol. 35, pp. 1385–1392, 2004.

299. Zum Gahr K.-H., Modelling of Two-Body Abrasive Wear, Wear, vol. 124, pp. 87-103, 1998. 300. Zum Gahr K.-H.,, Sliding Wear of Ceramic-Ceramic, Ceramic-Steel and Steel-Steel Pairs in

Lubricated and Unlubricated Contact, Wear, vol. 133, pp. 1-22, 1989. 301. ****** SKF Bearing Maintenance Handbook; The SKF Manufacturing Group. 302. ****** Bearing failures and countermeasures, Koyo, disponibil on-line la adresa:

http://www.precisionrpm.com/pub/koyo/failureanalysis, 2007. 303. ****** A General Guide to the principles, Operation and Troubleshooting of hydrodina-mic

bearings, dinponibil on-line la adresa: http://www.kingsbury.com/library.shtml 304. ****** ASTM G 40 – 1995, Standard Terminology Relating to Wear and Erosion. 305. ****** Australian Transport Safety Burreau, Aviation Safety Investigation Report, no.

200501655, disponibil on-line la adresa: www.atsb.gov.au/publications/investigation_reports/2005/AAIR/pdf/aair200501655_001.pdf

306. ****** Bearing Damage and Corrective Measures, 1999, NTN 307. ****** Bearing failures and their causes, Product information 401, SKF, 1994 308. ****** Bearing Wear Analysis, disponibil on-line la adresa:

www.bobistheoilguy.com/bearingwear/bearingwearanalysis.htm 309. ****** Care and Maintenance of Bearings, CAT.NO.3017/E, NTN Corporation, 1996. 310. ****** Care and Maintenance of Bearings; The NTN Bearing Corporation. 311. ****** Catalog Shell pentru ungerea angrenajelor, 1982. 312. ****** Causes of engine Bearing Failure, disponibil on-line la adresa: www.nb-

cofrisa.com/docs/web_fallos_ing.PDF 313. ****** Cavitaţie. Hiroshima, http://www.imp.pg.gda.pl/icet/HIRO/Hiroct_samples.html 314. ****** Common Engine Bearing Failures, http://www.hadmac.com/technical_info.htm 315. ****** Engine Bearing, failure analysis guide. A guide to analysis and correction of premature

engine bearing failures Clevite 77® Issue, Form # CL77-3-402, www.engineparts.com, 2002. 316. ****** Engine Bearings. Failure types with probable causes, disponibil on-line la adresa:

http://www.thirskauto.net/BearingPics.html 317. ****** Erosion-corrosion, http://www.corrosionlab.com/papers/erosion-corrosion 318. ****** Failure Analysis Gears-Shafts-Bearings-Seals, Rexnord Industries, LLC, Gear Group, 1978. 319. ****** Failure Investigation, Failure examples, Gear failures, Investigation of explosions, Plain

bearing failures, Rolling bearing failures, Seal failures, disponibil on-line la adresa: http://www.tribology.co.uk/services/investigate/index.htm

320. ****** Final Report and Recommendations to the 24th ITTC, The Specialist Committee on Cavitation Erosion on Propellers and Appendages on High Powered/High Speed Ships, Proceedings of the 24th ITTC – Vol. II, pp. 509-542

321. ****** http://www.allpar.com/weblogs/category/engineering 322. ****** http://www.nsxflorida.com 323. ****** http://www.swri.edu/3pubs/brochure/d04/turbn 324. ****** Hybrid Bearings. Ceramic Bearings Create New Opportunities, 4697E, www.skf.com,

1998. 325. ****** ISO 10825:1995, Gears – Wear and damage to gear teeth - terminology 326. ****** ISO 15243:2004 Rolling bearings--Damage and failures- Terms, characteristics and causes

http://www.tribology.co.uk/services/investigate/examples.htm

http://www.tribology.co.uk/services/investigate/gear.htm

http://www.tribology.co.uk/services/investigate/explosion.htm

http://www.tribology.co.uk/services/investigate/p_bearing.htm

http://www.tribology.co.uk/services/investigate/p_bearing.htm

http://www.tribology.co.uk/services/investigate/r_bearing.htm

http://www.tribology.co.uk/services/investigate/seal.htm

http://www.swri.edu/3pubs/brochure/d04/turbn

http://www.skf.com/

Bibliografie

284

327. ****** Lycoming and Continental engine bearing wear, disponibil on-line la adresa: www.sacskyranch.com/eng219.htm

328. ****** NTN Ball and Roller Bearings, Cat.No.2200/E, 1997. 329. ****** O-Ring Failure Analysis. Common Seal Failures, on-line la adresa:

http://www.marcorubber.com/failures.htm 330. ****** Rebuilding a Sherman Combination Transmission, disponibil on-line la adresa:

http://home.att.net/~jmsmith45/screbuild.htm 331. ****** Rolling Bearing Damage, Recognition of damage and bearing inspection, Publ. No. WL

82 102/2 EA, FAG, 2003. 332. ****** Rulmenţi cu role butoi: Defecte şi cauze, The Torrington Company, Indiana, SUA, 1985. 333. ****** SKF – Rulmenţi. Manual de întreţinere, 1997. 334. ****** SKF Ceramic bearings, 1999. 335. ****** Standard Terminology Relating to Wear and Erosion ASTM Designation G 40–95, ASTM

Testing Schematics, http://grove.ufl.edu/~wgsawyer/index.html, 2003. 336. ****** STAS 8741-1982, Angrenaje. Deteriorarea danturii. Terminologie. 337. ****** Technical Information, FAG Rolling Bearings. Fundamentals Types Designs, TI No. WL

43-1190 EA October 1999. 338. ****** Thanks to Timken Company, http://www.akrongear.com/bearings1.htm 339. ****** Tribologie, Science et technologie du frottement, de l'usure et de la lubrification,

disponibil on-line la adresa: http://fr.wikibooks.org/wiki/Tribologie 340. ****** Troubleshooting Rolling Element Bearing Problems Introduction to Bearing Failures,

disponibil on-line la adresa: fileserver.urimarketing.com/LU/CourseCatalog/Rolling_Element_Template.pdf

341. ****** Friction and wear of polymers, http://www.zeusinc.com/newsletter/friction2.asp 342. ***** Catalog de produse, CEPROINV SA Focşani, http://www.ceproinv.ro 343. ****** SR ISO 4378-2:1993, Lagăre cu alunecare. Termeni, definiţii şi clasificare. Partea 2: Frecare

şi uzare 344. ****** SR ISO 7148-1:1994, Lagare cu alunecare. Incercarea comportarii tribologice a materia-

lelor antifricţiune. Partea 1: Incercarea comportării la frecare şi uzare a ansamblelor material antifrictiune/material conjugat/ulei în conditiile lubrifierii limită.

345. ****** STAS 8069-87, Încercarile metalelor. Încercarea la uzare. Clasificare si terminologie. 346. ****** STAS 12877-90, Transmisii mecanice. Metoda de determinare a coeficientului de frecare

si a vitezei de uzare ale materialelor metalice 347. ******* Metoda AMDEC, http://www.cyber.uhp-nancy.fr/demos/ROMA-

003/chap_deux/index.html 348. ****** Dicţionarul explicativ al limbii române [DEX '98], Academia Română, Institutul de

Lingvistică "Iorgu Iordan", Editura Univers Enciclopedic, 1998 http://dexonline.ro 349. ****** Engineering plastics,

http://www.hurricanerelief.dupont.com/Directories/en_US/Products_Services_Index/Plastics_Polymers_Elastomers/Engineering_Thermoplastics.html

350. ****** http://www.ggbearings.com/literature.asp 351. ****** Grundfos Motor Book. Motor bearings, disponibil on-line la adresa:

http://net.grundfos.com/doc/webnet/professional_profile/pdf/7_Motor_bearings.pdf. 352. ****** Wear & Tribology, disponibil on-line la adresa:

http://www.oerlikon.com/ecomaXL/index.php?site=BALZERS_EN_mechanical_drives 353. ****** The Environmental Policy of the FAG Group, disponibil on-line la adresa:

http://www.fagauto.com/company/environment/index.htm 354. ****** Rolling Bearing Steels, http://www.kleinmetals.ch/steel/roller-bearing-steel.htm, 355. ****** Most Common Ball Materials, disponibil on-line la adresa:

http://www.precisionballs.com/TDS/Common_Ball_Materials.htm 356. ****** Technical Analysis Report No. 33/02, disponibil on-line la adresa:

www.atsb.gov.au/publications/2002/pdf/tr200204836_001.pdf

http://www.sacskyranch.com/eng219.htm

http://www.cyber.uhp-nancy.fr/demos/ROMA-003/chap_deux/index.html

http://www.cyber.uhp-nancy.fr/demos/ROMA-003/chap_deux/index.html

http://dexonline.ro/



http://www.ggbearings.com/literature.asp

http://net.grundfos.com/doc/webnet/professional_profile/pdf/7_Motor_bearings.pdf

http://www.oerlikon.com/ecomaXL/index.php?site=BALZERS_EN_mechanical_drives

http://www.kleinmetals.ch/steel/roller-bearing-steel.htm

http://www.precisionballs.com/TDS/Common_Ball_Materials.htm

http://www.atsb.gov.au/publications/2002/pdf/tr200204836_001.pdf

http://www.atsb.gov.au/publications/2002/pdf/tr200204836_001.pdf

Bibliografie

285

357. ****** Some Common Transmission Complaints, www2.dana.com/pdf/FAILANAL.PDF. 358. ****** Ball and Roller Bearings, Timken Company, disponibil on-line la adresa:

www.promshop.info/cataloguespdf/e3_69.pdf 359. ****** Bearing Failure and Their Causes, disponibil on-line la adresa:

http://www.vibanalysis.co.uk/technical/contents.html 360. ****** Damage Types & Causes, disponibil on-line la adresa:

http://www.tec.nsk.com/Troubleshooting.asp?menu=2,0,0,0&PageID=/DamageTypesAndCauses/IndexDamageTypesAndCauses.html

361. ****** Spalling and Its Effect on Bearing Performance, disponibil on-line la adresa: http://www.amstedrail.com/tech_sheets/9401.asp

362. ****** ACTIS Adgear, soft dedicat pentru proiectarea şi verificarea angrenajelor cu roţi dinţate cu dinţi drepţi

363. ****** Summary of Types & Causes of Gear Failures, Lube Techni-Gram, February, 2000, www.swepcousa.com/lubesite/lubepdf/TG_200002.pdf

364. ****** Typical Gear Tooth Failure Modes, www.horsburgh-scott.com/hs/service/iference.asp 365. ****** AGMA America Gear Manufecturers Association,

http://www.agma.org/AM/Template.cfm?Section=History_of_AGMA&Template=/CM/HTMLDisplay.cfm&ContentID=1472

366. ****** More Piston Scuffing, disponibil on-line la adresa: www.ghostcruises.org/misc/ PistonScuff/index.html

367. ****** ISO 6336-1:2006, Calculation of load capacity of spur and helical gears -- Part 1: Basic principles, introduction and general influence factors

368. ***** ISO 6336-2:2006, Calculation of load capacity of spur and helical gears -- Part 2: Calcu-lation of surface durability (pitting)

369. ***** ISO 6336-3:2006, Calculation of load capacity of spur and helical gears -- Part 3: Calcu-lation of tooth bending strength

370. ***** ISO 6336-5:2003, Calculation of load capacity of spur and helical gears -- Part 5: Strength and quality of materials

371. ****** ISO 6336-6:2006, Calculation of load capacity of spur and helical gears -- Part 6: Calculation of service life under variable load.

372. ****** Reliability Engineering Snapshot, Illustrated Case Studies in the Industrial World of Failure Analysis, Predictive Maintenance, and Non Destructive Evaluation, disponibil on-line la adresa: http://www.resnapshot.com/

http://www.promshop.info/cataloguespdf/e3_69.pdf

http://www.vibanalysis.co.uk/technical/contents.html



http://www.amstedrail.com/tech_sheets/9401.asp

http://www.horsburgh-scott.com/hs/service/iference.asp

http://www.iso.org/iso/iso_catalogue/catalogue_tc/catalogue_detail.htm?csnumber=38788

Date post:	29-Jan-2017
Category:	Documents
Upload:	dinhbao
View:	236 times
Download:	0 times

Deteriorari in tribosisteme

Documents