Optimalizace povrchu trapézových závitových vřeten – tribologická analýza a aplikace

Vřetena s trapézovým závitem jsou ideální pro těžká břemena a často se používají ve zvedacích systémech. V rámci projektu spolupráce mezi Institutem výrobního inženýrství a obráběcích strojů (IFW) a společností Bornemann Gewindetechnik byla zkoumána modifikace víření závitů s cílem optimalizovat tribologické vlastnosti závitových vřeten. Použitím vířených mikrostruktur lze snížit třecí ztráty o 25,5 % a výrazně snížit opotřebení lepidla.

1 Úvod

Pro výrobu dlouhých závitových vřeten, která se často používají ve zvedacích systémech, jsou k dispozici různé výrobní postupy, včetně válcování a víření závitů [1]. Při navrhování výrobního procesu pro normalizované strojní prvky, jako jsou vřetena s trapézovým závitem, se nezohledňuje chování při použití a životnost [2].

Při navrhování povrchů vystavených kluznému tření je důležité brát v úvahu režimy tření – mezní tření, smíšené tření a tření kapalinou – které se klasifikují pomocí Stribeckovy křivky [3]. V hydrodynamickém stavu se síla přenáší přes mazací film, přičemž třecí síla vzniká vnitřním třením maziva [3-5]. Ta je úměrná kontaktní ploše, viskozitě maziva a smykové rychlosti tloušťky mazacího filmu. V případě smíšeného tření je mazací film v určitých místech přerušen jednotlivými vrcholy drsnosti, které pak přispívají k přenosu zatížení [4]. Zejména při nízkých kluzných rychlostech to představuje nevýhodu z hlediska vytvoření a udržení hydrodynamického stavu mazání [6].

Přímý kontakt mezi oběma trojúhelníky může vést ke zvýšené spotřebě energie [7]. Mikrostruktury mohou mít příznivé účinky prostřednictvím různých mechanismů. Mikrostruktury mohou například sloužit jako zásobníky maziva [8] a lokální vyvýšeniny v mazacím filmu mohou vést ke zvýšení tlaku v ložisku, když přes ně proudí mazivo [9]. Ve vymezených mikrostrukturách může vznikat hydrodynamický tlak. Svou roli zde hrají jak kavitační efekty [4], tak nárůst ložiskového tlaku v postupných mikrostrukturách [10, 11]. Z těchto výzkumů vyplývá, že topografie povrchu vřeten s trapézovým závitem nabízí velký potenciál pro snížení tření prostřednictvím mikrostruktur v důsledku vysoce zatíženého kluzného kontaktu. Mikrostruktury pro snížení ztrát třením v kluzných kontaktech lze vyvolat výrobními procesy, jako je plošné hrubování nebo laserové značení [10, 12].

Víření jako výrobní proces nabízí velký potenciál pro mikrostrukturalizaci integrovanou do procesu, protože dosahuje výrazně vyšší produktivity než například frézování závitů [1, 13]. Studie strukturování povrchu vířením byly dosud prováděny pouze jako doplňkový strukturovací proces, nikoli jako procesně integrovaná funkcionalizace povrchové struktury [14]. Existují různé přístupy k mikrostrukturování jako samostatnému výrobnímu procesu [12, 15], které však vyžadují vysoké integrační nároky kvůli dalšímu kroku procesu. Denkena a kol. ve své studii prokázali zlepšení tribologických vlastností povrchů, které jsou vystaveny vysokému termomechanickému zatížení, například u vložek válců, pomocí mikrostrukturování [12]. Proces víření jako výrobní metoda obrábění nabízí specifický potenciál pro funkcionalizaci díky povrchovým strukturám vytvořeným na boku závitu (obr. 1).

Specifickou výzvou při použití kovových tribočlánků při kluzném tření je výskyt adheze v případě nedostatečného mazání nebo přetížení. To může vést k adheznímu opotřebení třecího partnera s nižší tvrdostí a k přenosu materiálu na třecího partnera s vyšší tvrdostí v kluzném kontaktu [7, 17]. Topografie povrchu a skutečná styčná plocha v kluzném kontaktu hrají rozhodující roli v dříve popsaném riziku adheze při nedostatečném mazání [7, 16, 17]. Přímý kontakt mezi dvěma třecími prvky je základním předpokladem adheze a je definován celkovým počtem mikrokontaktů.

U kluzných kontaktů vystavených vysokému povrchovému tlaku se tloušťka mazacího filmu snižuje, což vede k přechodu od smíšeného tření k tření meznímu a je doprovázeno zvýšením koeficientu tření [3]. Denkena a kol. také ukázali, že povrchové struktury s malou hloubkou mohou vést ke snížení součinitele tření a k posunu do režimu smíšeného tření, kde koexistuje tření pevných látek i kapalin [12]. U ocelobronzových trojprvků při kluzném tření se ukázalo, že hloubka povrchové struktury 2-5 μm je obzvláště příznivá pro snížení tření [16]. Dalším jevem, který může nastat při nedostatečném mazání nebo nízkých relativních rychlostech, je stick-slip efekt. Ten má za následek, že se triboelementy na sebe na krátkou dobu přilepí, než opět dojde ke kluznému pohybu [18]. Častý výskyt stick-slip efektu v důsledku nedostatku maziva vede ke zvýšenému opotřebení adheze, a tím k předčasnému selhání součástí [19].

Vliv mikrostruktur na zatížený bok závitu trapézových závitových vřeten při vysokém zatížení nebyl dosud zkoumán, ale nabízí velký potenciál pro zvýšení účinnosti snížením třecích ztrát. Dosud také nejsou k dispozici poznatky o vlivu mikrostruktur na opotřebení v systému vřeteno-matka. Cílem tohoto článku je proto tuto mezeru odstranit a prozkoumat vliv povrchových struktur vzniklých vířením závitu na tribologické chování vysoce zatížených vřeten s trapézovým závitem v těžkých zdvihacích zařízeních v reálných podmínkách. Studie se bude zabývat speciálně vyvinutým procesem víření pro procesně integrovanou mikrostrukturu. V rámci studie budou představeny různé povrchové struktury a bude vyhodnocen jejich vliv na snížení tření v celém systému a jejich schopnost udržet mazivo na povrchu a zabránit tak vzniku adhezních usazenin na vřetenu a adheznímu opotřebení matice.

2 Experimentální uspořádání

2.1 Tribologické zkoušky

Ke zkoumání vlivu topografie povrchu boků závitů na tribologické chování se používá zkušební zařízení na obrázku 2. Zkušební vřetena se závitem Tr80 × 10 mm kmitala při frekvenci f = 0,81 Hz pod úhlem ν = 15°. Otáčení změny zatížení odpovídá translační vzdálenosti 0,42 mm závitového vřetena. Při tomto uspořádání bylo závitové vřeteno při zvedání a spouštění zatíženo silou závaží FG = 91,3 kN. To odpovídá povrchovému tlaku p = 5,0 N/mm², což je v rozsahu maximálního zatížení pro trapézové šroubové pohony v těžkých zvedacích systémech. Pro tuto aplikaci byl zvolen materiál závitové matice G-CuSn 7 ZnPb. Jako mazivo bylo použito plastické mazivo DGM HTF 940, které je vhodné zejména pro aplikace s kluznými ložisky. Mazání ve zkušebním sledu vycházelo z intervalu údržby jeden měsíc. Tento interval odpovídá mazání sestavy vřeteno-matka každých 167 cyklů. Zkušební zařízení sestavila společnost Sincotec, která je také výrobcem snímače síly Interface 125 kN a snímače krouticího momentu SincoTec 1200 Nm.

Stav opotřebení povrchů byl analyzován s cílem charakterizovat třecí vlastnosti různých topografií povrchu a jim odpovídajících povrchových struktur. Za tímto účelem byla vřetena následně rozříznuta pomocí odrezovací brusky. Při 20 000 zatěžovacích cyklech byla experimentálně zmapována životnost analyzovaných závitových vřeten 10 let.

Pro zkoumání tribologického chování byla připravena čtyři závitová vřetena, u nichž byly porovnávány různé parametry procesu s válcovaným vřetenem pomocí procesu víření (tabulka 1). U vířených závitových vřeten byly parametry procesu zvoleny tak, aby bylo dosaženo definovaných odstupňovaných výšek struktury povrchu na zatížených bocích závitů. Zkušební série 1 zahrnuje válcovaná závitová vřetena vyrobená procesem kontinuálního válcování. Konkrétní parametry procesu vycházejí ze zkušeností společnosti Bornemann. Zkušební série 2 byla zavirována s procesními parametry, které odpovídají současnému stavu techniky a slouží jako dodatečná reference pro nově vyvinutou povrchovou strukturu.

V sérii testů 3 a 4 byly povrchové struktury vyvinuté v této studii vyrobeny ve dvou fázích, aby se zvýšila výška povrchové struktury yf i délka povrchové struktury sf. Zvýšení těchto dvou parametrů struktury vede ke zvýšení objemu maziva zadržovaného v povrchu. Zkušební série 3 ukazuje teoretickou výšku struktury yf = 2,31 μm s délkou struktury sf = 3,67 μm. Ve zkušební sérii 4 jsou strukturní parametry ještě výraznější s yf = 3,61 μm a sf = 4,59 μm. To jasně ukazuje omezenou nastavitelnost struktur v důsledku vírového procesu: zvýšení výšky struktury yf nevyhnutelně vede ke zvýšení délky struktury sf.

2.2 Měření struktury povrchu

K analýze experimentálně vytvořených 3D topografií povrchu se používá optický měřicí systém Duo Vario od společnosti Confovis GmbH. Povrchové topografie se zaznamenávají pomocí konfokální mikroskopie v bílém světle. Konfokální měření bylo provedeno pomocí objektivu Nikon 20×/0,45-NA. K analýze povrchů boků bylo použito laterální rozlišení měření 0,20 μm. Měřená plocha o šířce 2,26 mm a délce 8,71 mm byla zaznamenána s rozlišením 0,28 μm. Experimentálně vytvořená závitová vřetena byla zarovnána do kolmé měřicí polohy k boku závitu.

3 Aplikace a charakterizace topografie povrchu

Následující výsledky ukazují, jak lze pomocí procesu víření specificky upravit topografii povrchu boku závitu a jak se liší od omezené topografie při válcování závitu. Obrázek 3 ukazuje topografii povrchu boku závitu válcovaného trapézového závitového vřetena ve srovnání s vířeným bokem závitu.

Topografie povrchu zkušební série 1 ukazuje, že během procesu válcování závitů nevzniká žádná povrchová textura. Vířivé závitové vřeteno zkušební série 2 nevykazuje žádné výrazné rozdíly v topografii povrchu ve srovnání se zkušební sérií 1 a ani u něj není rozpoznatelná žádná povrchová textura. Specifickou úpravou procesu víření bylo možné u zkušebních sérií 3 a 4 vytvořit výrazně výraznější povrchové textury. V těchto zkušebních sériích se postupně zvyšovala výška textury yf a délka textury sf, aby se vytvořily povrchové textury s nízkým podílem vrcholů, čímž se minimalizoval přímý pevný kontakt mezi povrchy trojprvků. Větší vzdálenost mezi vrcholy povrchové textury umožňuje zadržet mazivo v údolích profilu drsnosti.

Vzhledem k výskytu stochastických vlivů drsnosti během zpracování, které ovlivňují technický povrch jako tvarové odchylky čtvrtého stupně, se u zkušební série 2 překrývá méně výrazná struktura povrchu. V důsledku této superpozice je obtížné určit parametry textury, která má nízkou výšku textury yf = 0,82 μm a délku textury sf = 1,63 mm. Ve skutečnosti se zkušební série 2 neliší od válcovaného vzorku kvůli této nízké povrchové textuře. Stochastické účinky drsnosti během procesu víření jsou způsobeny především drsností na řezné hraně vířicího nástroje, známou také jako třísky. Ta vzniká jako negativní forma na nově vytvořeném povrchu během obrábění [20]. Topografie zkušebních sérií 3 a 4 vykazuje charakteristické, opakující se drážky vzniklé třískovým obráběním. Pokud je výška textury yf menší než drsnost Rz na řezné hraně vířivého nástroje, dochází k překrytí textury a charakteristická textura vířivého procesu nevzniká. To je vidět na profilech drsnosti na bocích závitu (obr. 4).

Měření je navíc zkresleno tím, že od topografie povrchu je odečten matematicky aproximovaný tvar vlákna, v důsledku čehož mají textury na okraji měřicího rozsahu o něco nižší výšku textury (obrázky 3 a 4).

4 Tribologické hodnocení

Pomocí zkušebního zařízení popsaného v části 2.2 byly analyzovány účinky vířivé textury povrchu na tribologický systém šroubu a matice v trapézových šroubových vřetenech pro těžké zvedací systémy. Při konstrukci trapézových šroubů se z důvodu zjednodušení často předpokládá, že součinitel tření je konstantní. Součinitel tření však nelze považovat za materiálovou vlastnost, protože je ovlivňován všemi složkami tribologického systému. Aby bylo možné charakterizovat vliv topografie povrchu na tento systém, jsou všechny ovlivňující veličiny konstantní. Ve zkušební sérii se mění pouze struktura povrchu vyvolaná výrobním procesem.

4.1 Zkoumání koeficientu tření

V těžkých zvedacích systémech jsou pohybové šrouby obvykle uspořádány vertikálně, přičemž zatížený bok závitu je zatížen jak při zvedání, tak při spouštění. Tření na nakloněné rovině lze použít k výpočtu součinitele tření v trapézovém závitu [21]. Normálovou sílu FN lze vypočítat z tíhové síly FG a třecí sílu FR z třecího momentu potřebného pro rotační pohyb pomocí geometrických vztahů. To vede k výrazně vyššímu požadovanému třecímu momentu při zvedání. Jelikož se třecí moment měří ve zkušebním zařízení a síla závaží FG je nastavena na konstantní hodnotu, lze z těchto veličin vypočítat součinitel tření μ. Oddělené stanovení součinitele tření μ pro zvedání a spouštění je možné díky zohlednění různých orientací složek síly. Příkladný průběh součinitele tření pro tyto dva typy pohybu pro válcované vřeteno ve zkušební sérii 1 je znázorněn na obrázku 5. Při zohlednění různých orientací sil vykazují oba typy pohybu podobnou křivku součinitele tření. Navzdory vyššímu hnacímu momentu potřebnému pro zvedání lze pozorovat charakteristický průběh součinitele tření, který se vyskytuje u vřetena s lichoběžníkovým závitem v průběhu 20 000 zatěžovacích cyklů. Průměrný součinitel tření pro oba typy pohybu se na začátku zkoušky výrazně zvýší, dosáhne maxima přibližně při 2000 cyklech a poté klesne na konstantní úroveň přibližně při 8000 cyklech. Toto chování se označuje jako fáze záběhu a popisuje obecnou změnu součinitele tření během celé zkoušky v závislosti na tribologickém systému [22]. Kmitavý pohyb v malém úhlovém rozsahu simuluje krátkou vzdálenost zvedání a spouštění během změny zatížení. Výsledný rychlostní profil v rámci změny zatížení se skládá z fáze zrychlení, fáze konstantní rychlosti a fáze zpomalení, vždy pro zvedání a spouštění. Efekt prokluzu, který se projevuje při nízkých rychlostech, je zvýhodněn zejména v místě obratu při změně směru jízdy. Tento jev se projevuje krátkým přilepením ploch, po němž následuje náhlé sklouznutí prvků tribo. Tento pohyb může vést k vibracím, které se projevují větší odchylkou součinitele tření [19]. Na obrázku 5 lze tento efekt pozorovat v podobě větší odchylky během prvních 5000 zatěžovacích cyklů.

Konstantního součinitele tření pro analyzovaný trapézový závit Tr80 × 10 mm je dosaženo po přibližně 8000 zatěžovacích cyklech. Během záběhové fáze dochází při zkoušení válcovaných trapézových závitů k počátečnímu nárůstu součinitele tření, který je rovněž spojen s vysokou odchylkou součinitele tření. Nejvyšší součinitel tření je spojen s největší odchylkou, což naznačuje zvýšený výskyt efektu lepení, který může vést ke zvýšenému opotřebení lepidla. Vzhledem k podobným křivkám součinitele tření u obou typů pohybu je dále uvažován pouze silově náročnější zdvihací pohyb.

V křivkách součinitele tření povrchů na obrázku 3 je zřetelný rozdíl. Zatímco zkušební série 1 a 2 se liší výrobními procesy – válcováním a vířením závitů – oba vzorky mají podobnou topografii povrchu téměř bez povrchových textur (obr. 3). Tato podobnost se odráží i v křivkách součinitele tření (obr. 6). Zatímco součinitel tření zkušební série 1 vykazuje výrazné maximum, u zkušební série 2 nelze po dobu trvání zkoušky žádné maximum pozorovat. V obou zkouškách je však po podobném počtu zatěžovacích cyklů (L ≈ 8000) dosaženo konstantní úrovně.

Průměrný součinitel tření μm za celou dobu trvání zkoušky nabývá u obou zkoušek rovněž podobné hodnoty. U vířeného i válcovaného závitového vřetena dochází k fázi zaběhávání, která následně vede k velmi konstantnímu součiniteli tření s malou odchylkou na úrovni μ = 0,1. V sérii zkoušek 3 s výškou textury yf = 2,31 μm je pozorována výrazně kratší fáze zaběhnutí, která je ukončena po přibližně 4500 zatěžovacích cyklech. Průměrný součinitel tření μm lze ve zkušební sérii 3 snížit na μm = 0,098 ve srovnání s válcovaným (μm = 0,115) a netexturovaným, vířeným bokem závitu (μm = 0,112), což odpovídá snížení součinitele tření o 14,6 %. Ještě výraznější snížení lze pozorovat u zkušební série 4 (yf = 3,61 μm), u níž zavedená textura povrchu jednak snižuje chování při záběhu o cca 44 %, jednak trvale snižuje součinitel tření na nižší úroveň μm = 0,085, což odpovídá snížení o 25,5 % ve srovnání s válcovaným závitovým vřetenem. Úplné snížení fáze doběhu však nebylo u tohoto závitu v popsaném tribologickém systému možné.

4.2 Analýza opotřebení lepidla

Opotřebení, ke kterému dochází při kontaktu vřetena a matice, je rozhodující pro životnost pohonu trapézového šroubu. Za účelem identifikace mechanismů opotřebení, k nimž dochází na vodicím šroubu, byl po 20 000 zatěžovacích cyklech při zatěžovací síle FG = 91,3 kN a pravidelném přísunu maziva zkoumán povrch zatíženého boku závitu (obr. 7). Po této zkoušce vykazují zkušební série zřetelně odlišný průběh opotřebení v závislosti na struktuře povrchu zatíženého boku závitu. Zkušební série 1 a 2, které byly testovány bez povrchové struktury na zatíženém boku závitu, vykazují výrazné adhezní usazeniny na zatíženém boku závitového vřetena. To je způsobeno značnou erozí nebo adhezním opotřebením materiálu matice. S rostoucí výškou struktury od zkušební série 3 ke zkušební sérii 4 se stupeň adhezního opotřebení znatelně snižuje (obr. 7).

Za účelem charakterizace podílu zatíženého boku závitu, který je pokrytý adhezními usazeninami, byla provedena barevná analýza mikroskopických snímků s cílem kvantifikovat převážně červené usazeniny způsobené obsahem mědi v materiálu G-CuSn 7 ZnPb. Vyhodnocení plošného podílu adheze na zatíženém boku závitu ukazuje, že válcované vřeteno s trapézovým závitem má nejvyšší podíl adheze 36,3 % (obr. 8). Zkušební série 2 s vířivými boky závitů vykazuje největší odchylku pokryté plochy s 27,4 % a směrodatnou odchylkou 13,1 %. Po experimentálně napodobené době provozu je povrch této zkušební série v některých oblastech pokryt až 45,4 % zbytků adheze. Průběh opotřebení zkušební série 4 ilustruje, že výška struktury yf = 3,61 μm snížila podíl adhezního opotřebení a omezila jej na oblasti vrcholů drsnosti (obr. 8a). Největší odchylku v pokryté ploše vykazuje zkušební série 2 s vířivými boky závitů, a to 27,4 % a směrodatnou odchylkou 13,1 %. Po experimentálně simulované životnosti je povrch této zkušební série v některých oblastech pokryt až 45,4 % zbytků lepidla. Průběh opotřebení zkušební série 4 ilustruje, že výška textury yf = 3,61 μm snižuje podíl opotřebení lepidlem a vrcholy v oblastech vrcholů drsnosti (obr. 8a).

Vzhledem k nízké kluzné rychlosti a vysokému povrchovému tlaku v tribologickém kontaktu se tření v tribologickém systému rozlišuje na tření v pevném stavu a smíšené tření.

Adhezní opotřebení na boku závitu se snížilo z 36,3 % na 13,6 % v sérii zkoušek 3 a dále na 10,1 % v sérii zkoušek 4 u zavířených povrchů boku v porovnání s válcovaným závitovým vřetenem. Mezi výraznými vrcholy drsnosti s jasně vyjádřenou strukturou povrchu nedochází k adhezi. Vzhledem k vlastnostem adhezního povlaku lze předpokládat, že dochází k přechodu z režimu mezního tření do režimu smíšeného tření. Podle Wanga a kol. může nižší počet vrcholů drsnosti, resp. v tomto případě pouze vrcholů povrchových textur, vést ke snížení součinitele tření [4]. V těchto oblastech zůstává původní povrch vytvořený procesem víření nedotčen.

Postupné uspořádání mikrotextur může také podpořit tvorbu tenkého mazacího filmu, jak je popsáno v [10]. Díky snížení pevného tření po celé styčné ploše je pro pohyb závitového vřetena zapotřebí nižší třecí moment. Mazivo se může ukládat v oblastech s výraznou povrchovou strukturou, čímž se zvyšuje tloušťka mazacího filmu a vzniká fluidní tření, které zabraňuje přímému kontaktu mezi povrchy. Přímý kontakt mezi vrcholy drsnosti trojúhelníků je možnou příčinou adhezního opotřebení [19].

V důsledku výraznější povrchové textury (obr. 9b) se podíl tření v pevném stavu snižuje na rozdíl od nestrukturované povrchové topografie (obr. 9a). Výraznější povrchová textura na boku závitu může absorbovat větší množství maziva.

Při styku tribologických prvků z různých kovů dochází k přenosu materiálu z méně soudržného třecího tělesa, v tomto případě matice, na více soudržné základní těleso, v tomto případě závitové vřeteno [3]. Dodatečné mazivo v třecím kontaktu vede k nižšímu počtu kontaktních vrcholů drsnosti. Tvorba adhezních usazenin na zatíženém boku závitu je schematicky znázorněna na obr. 9c. Postupné zatěžování styčné plochy závitové matice vede k oddělování částic, které se usazují na kontaktních vrcholech drsnosti zatíženého boku závitu. Ty stále více vytvářejí vrstvu na kontaktních plochách zatíženého boku závitu (obr. 10) a brání přímému kontaktu mezi materiálem šroubu a matice. Tento proces pokračuje, dokud není dosaženo stacionárního stavu a z povrchových hraničních vrstev matice se na zatížený bok závitu nepřenáší žádný další materiál. Tento proces ovlivňuje chování při záběhu a přechází do stacionárního stavu, když jsou kontaktní vrcholy drsnosti pokryty adhezními nánosy. To ovlivňuje součinitel tření. Obrázek 10 ukazuje, že usazeniny jsou vysoké přibližně 2 μm a že na počátečním povrchu zatíženého boku závitu nedochází k abrazivnímu opotřebení.

5 Závěr a výhled

V rámci této studie byly metodou víření upraveny tři různé topografie povrchu a zkoumány jejich tribologické vlastnosti na vřetenech s trapézovým závitem. Kromě měření součinitele tření byl analyzován průběh opotřebení na zatížených bocích závitového vřetena a kvantifikovány adhezní usazeniny.

V porovnání s válcovanými závitovými vřeteny se ukázalo, že povrchové struktury na zatíženém boku závitového vřetena používaného v těžkých zvedacích systémech nabízejí značnou přidanou hodnotu. Proces víření umožňuje vytvářet větší rozmanitost povrchových struktur, což vede ke snížení koeficientu tření o 25,5 %. Toto snížení koeficientu tření vede k úměrnému snížení spotřeby energie celého systému, pokud se vezme v úvahu specifické ložisko zvedacího systému, protože účinnost je významně ovlivněna třecím kontaktem mezi vřetenem a maticí. Kromě toho bylo možné prokázat, že původní povrch závitového vřetena, strukturovaný procesem víření, je i po experimentálně simulované životnosti 10 let z velké části neporušený. To naznačuje, že podíl tření v pevném stavu, kdy jsou vrcholy drsnosti vřetena a matice v přímém kontaktu, by mohl být snížen. S předloženými povrchovými texturami se adhezní opotřebení na boku závitu snížilo na 10,1 % v sérii zkoušek 4 ve srovnání s 36,3 % u válcovaného závitového vřetena.

Ačkoli byla v testu napodobena celá desetiletá životnost závitového vřetena, životnost závitové matice není zobrazena. Zatímco tribologickému kontaktu je vystavena pouze část vřetena, vnitřní závit matice je vystaven trvalému zatížení, což vede k podstatně delšímu působení tribologických interakcí. Budoucí studie by se mohly více zaměřit na tento aspekt třecího systému, zejména vzhledem k náročnosti měření opotřebení matice. Dalším pozitivním účinkem závitového vřetena s výraznou povrchovou strukturou by mohlo být snížení opotřebení protitlačného tělesa, v tomto případě matice.

Odkazy

1. Langsdorff W (1969) Gewindefertigung und Herstellung von Schnecken, 6th edn. Springer, Berlin, Heidelberg
2. Gereke-Bornemann H, von Soden M (2010) Wie man den Stickslip-Effekt bei Gewindespindeln vermeidet
3. Stribeck R (1902) Die wesentlichen Eigenschaften der Gleit- und Rollenlager
4. Wang X, Kato K, Adachi K et al (2003) Loads carrying capacity map for the surface texture design of SiC thrust bearing sliding in water. Tribol Int 36(3):189–197. https://doi.org/10.1016/S0301-679X(02)00145-7
5. Touche T, Cayer-Barrioz J, Mazuyer D (2016) Friction of textured surfaces in EHL and mixed lubrication: effect of the groove topography. Tribol Lett 63:25. https://doi.org/10.1007/s11249-016-0713-8
6. Flores G, Abeln T, Klink U (2007) Functionally adapted final machining for cylinder bores made of cast iron. MTZ Worldw 68:6–9. https://doi.org/10.1007/BF03226811
7. Buckley DH (1981) Surface effects in adhesion, friction, wear and lubrication. Elsevier, Amsterdam
8. Etsion I (2004) Improving tribological performance of mechanical components by laser surface texturing. Tribol Lett 17:733–737. https://doi.org/10.1007/s11249-004-8081-1
9. Hamilton DB, Walowit JA, Allen CM (1966) A theory of lubrication by microirregularities. ASME J Basic Eng 88(1):177–185. https://doi.org/10.1115/1.3645799
10. Brizmer V, Kligerman Y, Etsion I (2003) A laser surface textured parallel thrust bearing. Tribol Transact 46(3):397–403. https://doi.org/10.1080/10402000308982643
11. Kovalchenko A, Ajayi O, Erdemir A, Fenske G, Etsion I (2005) The effect of laser surface texturing on transitions in lubrication regimes during unidirectional sliding contact. Tribol Int 38(3):219–225. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2004.08.004
12. Denkena B, Köhler J, Kästner J, Göttsching T, Dinkelacker F, Ulmer H (2013) Efficient machining of microdimples for friction reduction. ASME J Micro Nano Manuf 1(1):11003. https://doi.org/10.1115/1.4023757
13. Stender W (1954) Schälen von Gewindespindeln: Die zeitgemäße Lösung eines alten Problems. Werkstatttechnik Maschinenbau 44:531–538
14. Matsumura T, Serizawa M, Ogawa T, SasakiM(2015) Surface dimple machining in whirling. JManuf Syst 37(2):487–493. https://doi.org/10.1016/j.jmsy.2014.07.008
15. Denkena B, Bergmann B, Keitel M, Wege C, Poll G, Kelley J, Pape F (2023) Process strategies for milling of dimples on tapered roller bearings. Prod Eng Res Devel 17:893–905. https://doi.org/10.1007/s11740-023-01208-416.
16. Steinert P (2017) Fertigung und Bewertung deterministischer Oberflächenmikrostrukturen zur Beeinflussung des tribologischen Verhaltens von Stahl-Bronze-Gleitpaarungen. Technischen Universität Chemnitz
17. Greenwood JA, Tripp JH (1967) The elastic contact of rough spheres. ASME J Appl Mech 89:153
18. Haessig DA, Friedland B (1990) On the modeling and simulation of friction. American Control Conference, San Diego
19. Aurégan G, Fridrici V, Kapsa P, Rodrigues F (2015) Experimental simulation of rolling—sliding contact for application to planetary roller screw mechanism. Wear 332–333:1176–1184. https://doi.org/10.1016/j.wear.2015.01.047
20. Denkena B, Böß V, Nespor D, Gilge P, Hohenstein S, Seume J (2015) Prediction of the 3D surface topography after ball end milling and its influence on aerodynamics. Procedia CIRP 31:221–227. https://doi.org/10.1016/j.procir.2015.03.049
21. Böge G, Böge W (2021) Statik starrer Körper in der Ebene. In: Böge A, Böge W(eds) Handbuch Maschinenbau. Springer Vieweg, Wiesbaden
22. Blau PJ (2006) On the nature of running-in. Tribol Int 38(11):1007–1012. https://doi.org/10.1016/j.triboint.2005.07.020

Poděkování

Autoři děkují Spolkovému ministerstvu hospodářství a ochrany klimatu (BMWK) za finanční podporu a partnerovi projektu, společnosti Bornemann Gewindetechnik GmbH & Co. KG za konstruktivní a úzkou spolupráci.

Propagace

Studie byly financovány Spolkovým ministerstvem hospodářství a ochrany klimatu (BMWK) v rámci Centrálního programu na podporu inovací.

Příspěvek autorů

B. Denkena spolu s B. Bergmannem rukopis recenzovali a upravili. C. Wege vypracoval koncept této práce, provedl experimenty, analyzoval data a napsal rukopis. M. von Soden a H. Gereke-Bornemann vyrobili nástroje a poskytli experimentální uspořádání.

Propagace

Financování otevřeného přístupu umožnil a zorganizoval projekt DEAL.

Střet zájmů

B. Denkena, B. Bergmann, C. Wege, M. von Soden a H. Gereke-Bornemann prohlašují, že nejsou ve střetu zájmů.

Otevřený přístup

Tento článek je licencován pod mezinárodní licencí Creative Commons Uveďte autora 4.0, která umožňuje použití, sdílení, adaptaci, distribuci a reprodukci v jakémkoli médiu nebo formátu za předpokladu, že původní autoři a zdroj jsou řádně uvedeni, je uveden odkaz na licenci Creative Commons a jsou uvedeny veškeré změny. Obrázky nebo jiné materiály od třetích stran obsažené v tomto článku jsou zahrnuty v licenci Creative Commons článku, pokud není v odkazu na materiál uvedeno jinak. Pokud materiály nejsou zahrnuty v licenci Creative Commons článku a vaše zamýšlené použití není povoleno zákonem nebo překračuje povolené použití, musíte získat povolení přímo od držitele práv. Kopii této licence si můžete prohlédnout na adrese http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Poznámka vydavatele

Springer Nature zůstává neutrální, pokud jde o právní spory týkající se zeměpisných označení v publikovaných mapách a institucionální příslušnosti.

• Springer Nature, 24.05.2024