Эффективность функционирования трибосопряжений с твердосмазочными покрытиями на основе МоS2, нанесенными магнетронным и суспензионным методами

Авиационная и ракетно-космическая _техника_

УДК 621.891:519.28 doi: 10.18698/0536-1044-2019-9-96-104

Эффективность функционирования трибосопряжений с твердосмазочными покрытиями на основе МоS2, нанесенными магнетронным и суспензионным методами

П.Н. Хопин

МАИ

The Efficiency of Tribocoupling with МоS2-Based Solid Lubricant Coatings Using Magnetron and Suspension Sputtering

P.N. Khopin

Moscow Aviation Institute

Анализ исследований, проведенных в условиях вакуума, выявил, что твердосмазочное покрытие на основе Мо82, нанесенное магнетронным методом на титановую основу, практически неработоспособно. Установлено, что удовлетворительную работоспособность для рассматриваемых сопряжений обеспечивает предварительная обработка основы — гальваническое хромирование и химическое никелирование. Показано, что ресурс пары с твердосмазочными покрытиями, нанесенными магнетронным методом на керамическую основу, больше, чем у покрытий, напыленных на металлическую основу. Однако, начиная с середины ресурса, появляются отдельные временные «всплески» коэффициента трения, стабилизирующиеся впоследствии. Ресурс работы покрытий, нанесенных магнетронным методом, оказался в 2,51 раза меньше, чем у пары с покрытиями типа ВНИИ НП 212, полученными методом суспензионного нанесения, и в 3,65 раза ниже, чем у аналогов зарубежного производства. Коэффициент трения для рассматриваемых сопряжений в условиях вакуума изменяется от 0,02 до 0,07.

Ключевые слова: твердосмазочные покрытия, триботехнические показатели, магне-тронное и суспензионное нанесение, высокий вакуум

An analysis of studies conducted under vacuum conditions revealed that MoS2-based solid lubricant coatings applied to a titanium base using magnetron sputtering was virtually unusable. It was established that satisfactory working capacity of the considered couplings could be achieved by preliminary treatment of the base, that is by galvanic chrome plating and nickel plating. It was shown that life of a coupling with solid lubricant coatings sputtered using the magnetron method on a ceramic base was higher than those sputtered on a metal base. However, starting from the middle of operational life, temporary "surges"

in the coefficient of friction occurred and subsequently stabilized. The life of coatings sputtered using the magnetron method was 2.51 times lower than that of a coupling with coatings of the BNII NP 212 type obtained using the suspension method, and 3.65 times lower than that of similar types by foreign manufacturers. The coefficient of friction for the considered couplings under vacuum conditions varied from 0.02 to 0.07.

Keywords: solid lubricant coatings, tribotechnical indicators, magnetron and suspension sputtering, high vacuum

К числу перспективных методов нанесения твердосмазочных покрытий (ТСП) на узлы трения, функционирующие в экстремальных условиях высокого вакуума, относится магне-тронное нанесение (МН) ТСП, в частности, наиболее распространенного твердосмазочного наполнителя Мо82 [1-7].

Цель работы — оценка триботехнических показателей сопряжений с ТСП, нанесенными методом МН, и их сравнение с ТСП, получаемыми методом суспензионного нанесения (СН).

Обзор научной литературы выявил результаты триботехнических высоковакуумных испытаний пар трения скольжения с ТСП на основе Мо82, нанесенными методом МН [1].

Условия проведения испытаний. 1. Установка, разработанная Е.В. Робертсом (далее установка Робертса) [1] для проведения триботехнических испытаний в вакууме по схеме трения диск — тройной индентор (рис. 1).

Диск с покрытием Мо82 вращался относительно трех сферических инденторов радиусом Дсф = 3,67 мм. Нагрузка на каждый из инденто-ров составляла 16,7 Н, общая контактная нагрузка N = 50 Н. Частота вращения диска п = = 400 мин-1, что эквивалентно скорости скольжения V = 1,2 м/с. Откачные средства на основе ионного и турбомолекулярных насосов обеспечивали вакуум 0,0667 мПа.

Индентор и диск были выполнены из подшипниковой стали 52100, титанового сплава

индентор установки Робертса [1]

IMI 318 (содержащего 6 % алюминия и 4 % ванадия) и нитрида кремния. Для изготовления образцов диска и индентора из титанового сплава использованы материалы компании IMI Titanium Ltd., для дисков из нитрида кремния, полученных методом горячего прессования, — компании MATROC Advanced Materials Engineering Ltd., для инденторов из нитрида кремния, выполненных горячим изостатическим прессованием, — компании Spheric Engineering.

Металлические диски полировались до шероховатости поверхности Ra = 0,04; 0,12; 0,25 и 0,40 мкм. Образцы из нитрида кремния с нужной шероховатостью были поставлены изготовителем. Механическая обработка образцов из титанового сплава проведена с помощью алмазного притира.

После очистки растворителем диски покрывались дисульфидом молибдена толщиной 1 мкм с помощью метода МН [8] при RF-мощности 0,9 кВт. В таких условиях скорость осаждения MоS2 составляла приблизительно 650 А-мин-1. Чтобы удалить все оставшиеся поверхностные загрязняющие элементы с дисков, каждый из них до нанесения покрытия подвергался ионной очистке в течение 15 мин при RF-напряжении 100 Вт. Инденторы оставались непокрытыми.

2. Машина трения СМТ-1. Схема трения ролик — ролик. ТСП различного типа наносилось на вращающийся ролик, выполненный из титанового сплава ВТ20 и стали ШХ15. Контртело изготавливалось из подшипниковой стали ШХ15 и ХВГ (HRC > 60).

3. Стенд для изучения трения и износа в вакууме (рв = 4 мПа) с нагрузочно-измери-тельным механизмом, работающим по схеме ролик — ролик [9, 10]. ТСП различного типа наносилось на вращающийся ролик, сделанный из стали ШХ 15. Контртело изготавливалось из подшипниковой стали ШХ15 и ХВГ (HRC > 60).

4. Установка УТИ-1 для проведения испытаний на трение в условиях вакуума (рв = = 0,0667 мПа). Схема трения диск — сфера, радиус сферы индентора Rсф = 4,5 мм, нагрузка

N, об.

Рис. 2. Зависимость коэффициента трения скольжения/тр от числа циклов до разрушения Np трибосопряжений с ТСП, нанесенными методом МН, в условиях высокого вакуума (рв = 0,0667 мПа) для различных материалов основы:

1 — титановый сплав IMI 318; 2 — подшипниковая сталь 52100; 3 — керамика на основе нитрида кремния

N = 49 Н, скорость скольжения v = 0,8 м/с, материал диска и индентора — сталь 45.

Результаты испытаний. Работоспособность ТСП, нанесенного методом МН на титановую основу. На рис. 2 показаны зависимости коэффициента трения скольжения ^ от числа оборотов (циклов) до разрушения N трибосопряжений с ТСП, нанесенными методом МН, в условиях высокого вакуума (рв = 0,0667 мПа) для трех материалов основы: титанового сплава 1М1 318, подшипниковой стали 52100 и керамики на основе нитрида кремния.

Анализ приведенных на рис. 2 [1] данных показывает, что трибосопряжение из титанового сплава 1М1 318 с ТСП на основе Мо82, нанесенным методом МН, практически неработоспособно (число циклов до разрушения N < 1000 об.). Это соответствует результатам, полученным автором данной работы для пары трения ВТ20 — ШХ15 с ТСП, нанесенными методом СН на титановую основу, при испытании на машине трения СМТ-1 в условиях нормальной атмосферы под

нагрузкой N = 980 Н со скоростью скольжения v = 0,5 м/с (табл. 1, рис. 3).

Анализ результатов исследования показал, что без предварительной обработки основы (титанового сплава ВТ20) ТСП ЦВСП-3 оказывается неработоспособным, а ТСП ВАП-2 — малоработоспособным (его ресурс составил 13 мин). При нанесении предварительных подслоев ресурс ТСП резко повышается. Наилучшие характеристики показали подслои с гальваническим хромированием и химическим никелированием.

Работоспособность ТСП, нанесенных методом МН на керамическую основу [1]. На рис. 2

приведены результаты исследований ТСП рассматриваемого типа, нанесенных на керамическую основу (керамику на базе нитрида кремния горячего прессования) методом МН. Анализ полученных данных показал, что максимальное число циклов до разрушения ТСП N = 106 об.

В работе [1] также представлен график динамики изменения антифрикционных характе-

Таблица1

Триботехнические показатели пары трения ВТ20 — ШХ15 с ТСП, нанесенными методом СН на титановую основу

Тип ТСП Предварительная обработка основы Ресурс, мин Коэффициент трения /Тр

в режиме приработки в установившемся режиме

ВАП-2 - 13,0 0,070 0,052

Гальваническое хромирование (5 = 4 мкм) 86,0 0,120 0,048

Электроискровое легирование (ВК6М) 19,0 0,069 0,049

ЦВСП-3 - - - -

Гальваническое хромирование (5 = 4 мкм) 160,0 0,080 0,040

Химическое никелирование (5 = 6 мкм) 180,0 0,050 0,034

Электроискровое легирование (ВК6М) 22,3 0,079 0,046

Примечание. 8 — толщина ТСП.

ВАП-2 ВАП-2 + ЭИЛ ВК6М ЦВСП-З + Сг ЦВСП-3 + ЭИЛ ВК6М

ВАП-2 + Сг ЦВСП-3 ЦВСП-3+№

Типы ТСП и виды предварительной обработки основы

Рис. 3. Значения ресурса разных ТСП, нанесенных методом СН на титановую основу, при различных видах ее предварительной обработки:

Сг — гальваническое хромирование

ристик ТСП на керамической основе с шероховатостью Яи = 0,35 мкм (рис. 4).

Анализ данных, приведенных на рис. 4, выявил следующее:

• у ТСП на керамической основе число циклов до разрушения больше, чем у других исследованных ТСП;

• при N > 7 • 105 об. наблюдаются отдельные временные «всплески» коэффициента трения, стабилизирующиеся впоследствии;

• при N < 4 • 105 об. коэффициент трения /тр = 0,02 затем он увеличивается до 0,04.

Сравнительная оценка ресурсов трибосопря-жений с ТСП, нанесенными методами МН и СН на металлическую основу. Для оценки поверхностной температуры трения Тр в схеме с трехшариковым индентором (см. рис. 1) с помощью зависимостей, полученных автором для схем трения с одним индентором, проведен анализ изменения теплового состояния контакта.

Количество теплоты, отводимое через нижний диск (см. рис. 1) для схемы с одним инден-тором, определяется выражением [11]

О = к(£п - £в) / ,

12,5 15,0 ЫЛСГ5, об.

Рис. 4. Зависимость коэффициента трения скольжения/тр от числа оборотов до разрушения N пары трения с ТСП, нанесенными методом МН на керамическую основу из нитрида кремния, в условиях высокого вакуума рв = 0,0667 мПа.

где к — коэффициент теплопередачи; £п — температура поверхности контакта; £в — температура окружающей среды; / — теплоотдающая поверхность корпуса.

Для трехинденторной схемы формулу (1) можно записать в виде

30 = к(£п - £в)3 /

Очевидно, что после сокращений выражения (1) и (2) будут идентичны, т. е. тепловые состояния контакта схемы с одним и тремя ин-денторами одинаковые.

Вследствие необходимости расчета контактного давления для схемы диск — индентор, принятой в работе [1], и отсутствия в ней данных о площади контакта, использованы результаты измерения динамики изменения диаметра пятна контакта для аналогичной схемы трения, полученные при трибовакуумных испытаниях (рв = 0,0133 мПа) применительно к ТСП типа ВНИИ НП 212, нанесенным методом СН [12].

При испытаниях на установке УТИ-1 [13] в условиях вакуума металлического индентора с радиусом сферы Ясф = 4,5 мм, скользившего по диску с ТСП со скоростью V = 0,8 м/с, диаметр пятна контакта составил 1,5 мм после наработки 300 мин.

Условия испытаний ТСП на трение и износ на установках Робертса и УТИ-1 приведены в табл. 2.

С помощью контактных характеристик установки Робертса и площади пятна контакта, полученного при испытаниях на установке УТИ-1 (диаметр контакта 1,5 мм2), рассчитаны контактные давления: для первой установки р = 9,46 МПа, для второй р = 27,7 МПа.

Таблица 2

Условия испытаний ТСП на трение и износ на установках Робертса и УТИ-1

Параметр Тип установки

Робертса УТИ-1

Глубина вакуума рв, мПа 0,0667 0,0667

Тип ТСП Мо82, нанесенный методом МН

Схема трения Диск — тройная сфера Диск — сфера

Нагрузка N Н 16,7 49,0

Скорость скольжения у, м/с 1,2 0,8

Радиус сферы индентора _Ксф, мм 3,67 4,50

Материал пары трения Подшипниковая сталь 52100 Сталь 45 твердостью HRC 33.37 (диск) и ЖС 43.47 (индентор) [7]

Согласно методике, предложенной в работе [10], для оценки ресурса пары с ТСП, нанесенными методом МН, необходимо определить среднюю поверхностную температуру трения в условиях вакуума (рв = 4 мПа) по выражению

Тр = 3,31 + 291,64у + 0,643р - 282,19у2, °С,

полученному для диапазонов изменения скорости скольжения V = 0,087...0,504 м/с и контактного давления р = 61.121 МПа.

Адекватность модели (3) не отвергается при уровне значимости а = 0,05, так как расчетное значение критерия Фишера ¥ (1,56) меньше табличного (6,26).

Графическая интерпретация зависимости (3) приведена на рис. 5. Очевидно, что режимы трения при испытаниях на установке Робертса (р = 9,46 МПа, V = 1,2 м/с) выходят за диапазоны изменения скорости скольжения и контактного давления, использованные при получении зависимости (3).

В связи с этим выполнен пересчет средней поверхностной температуры Тр применительно к условиям трения пары с ТСП, нанесенными методом МН, с корректировками результата (рис. 6).

На первом этапе корректировки пересчет Тр проведен для «основного» уровня контактного давления р = 91 МПа. Схема пересчета приведе-

у, м/с

140-160 120-140 100-120

80-100 60-80

V, м/с

1,200

Рис. 5. Графическая интерпретация зависимости Тр = Др, у) для ТСП, функционирующих в условиях вакуума

Рис. 6. Схема первой (1) и второй (2) корректировок температуры трения Ттр для условий испытаний трибосопряжений с ТСП, нанесенными методом МН, на установке Робертса

Рис. 7. Схема пересчета поверхностной температуры трения Ттр на первом этапе корректировки при контактном давлении р = 91 МПа:

♦ — зависимость Ттр = /(V), полученная по исходной модели;  — зависимость Ттр = /(V) с одной коррекцией;

---логарифмическая зависимость Ттр = /

с одной коррекцией; ----- — полиноминальная

зависимость Ттр = /

на на рис. 7. При расширении диапазона до искомой скорости скольжения (V = 1,2 м/с) на установке Робертса расчет Ттр с помощью модели (3) некорректен, так как приводит к заниженной оценке поверхностной температуры, что не соответствует физике процесса (см. рис. 7, штриховая кривая).

В связи с этим для адекватной корректировки Тр до скорости скольжения V = 1,2 м/с использован диапазон V = 0,087...0,504 м/с, при котором получена исходная регрессионная модель (3), где искомая зависимость адекватно описывается уравнением

Ттр = 30,031т1 + 158,75

с последующим расширением интервала изменения скорости скольжения до V = 1,2 м/с. Коэффициент детерминации зависимости (4) Я2 = 1.

При скорости скольжения V = 1,2 м/с и контактном давлении р = 91 МПа поверхностная температура трения составила 164,2 °С.

На втором этапе корректировки пересчет Ттр осуществлялся до искомого контактного давления р = 9,455 МПа согласно рис. 6. Вначале для «основного» уровня V = 0,295 м/с строилась зависимость Ттр = /(Р), представленная на рис. 6 прямой АБ для V = 0,295 м/с (рис. 8), описываемая уравнением

Ттр = 0,643р + 64,786.

Коэффициент детерминации зависимости (5) Я2 = 1.

Затем строилась аналогичная линейная зависимость для V = 1,2 м/с (см. рис. 6, прямая ВГ), описываемая выражением

Ттр = 0,643р + 105,7.

Коэффициент детерминации зависимости

(6) Я2 = 1.

Поверхностная температура трения для нагрузочно-скоростных условий работы пары на установке Робертса (V = 1,2 м/с и р = = 9,455 МПа), рассчитанная по уравнению (6), составила 112 °С.

На следующем этапе проведен расчет ресурса трибосопряжения т с помощью регрессионной зависимости, полученной автором в условиях вакуума и диапазоне поверхностной температуры трения Ттр = 12.144 °С, для пары с ТСП типа ВНИИ НП 212, нанесенными методом СН [14]:

т = 0,3504 Т?р - 117,81 Ттр + 10046.

Коэффициент детерминации зависимости

(7) Я2 = 0,97.

Ресурс трибосопряжения, вычисленный по выражению (7) для ранее определенной температуры трения, составил 1255 мин.

Согласно рис. 2, при испытаниях на установке Робертса число циклов до разрушения пары трения с ТСП на основе Мо82, нанесенными методом МН, составило 2-105 об., что при частоте вращения диска п = 400 мин-1 соответствует ресурсу т = 500 мин.

Таким образом, ресурс ТСП на основе Мо82, нанесенными методом МН, в 2,51 раза меньше,

Рис. 8. Схема пересчета поверхностной температуры трения Ттр на втором этапе корректировки:

♦ — Ттр = /

при V = 1,2 м/с;---линейная зависимость Ттр = /

при V = 0,295 м/с;----— линейная зависимость

Ттр = /(р) при V = 1,2 м/с

Таблица 3

Результаты испытаний ТСП на основе МоБ2 зарубежного производства

Тип ТСП Толщина ТСП, мкм Число циклов до разрушения, об. Коэффициент трения скольжения в установившемся режиме

ТСП со связующим 10 ± 4,0 Более 106 0,045

ТСП, нанесенное методом МН 1 ± 0,2 2,74 • 105 0,070

Таблица 4

Результаты испытаний отечественных и зарубежных ТСП на основе МоБ2, нанесенных на металлическую основу, в условиях вакуума

Тип ТСП (марка) Схема трения Нагрузка N, Н Скорость скольжения V, м/с Контактное давление р, МПа Ттр, °С Коэффициент трения Дтр в установившемся режиме

МН [1] Диск -сфера 16,7 1,2 9,46 (расчет автора) 112(расчет автора) 0,0200

МН [15] То же 5,9 0,2 - - 0,0700

СН (ВНИИ НП 212) [12] » 49,0 0,8 27,7 (расчет автора) 76,9 (расчет автора) 0,0200

СН (данные автора) Роликовая схема - - - 11,8 0,0540

СН (полиамид-имидная связка) [15] Диск — сфера 5,9 0,2 - - 0,0450

Среднее значение 0,0418

чем у ТСП типа ВНИИ НП 212, полученными методом СН.

В целях проверки полученного результата проведено сравнение ресурсов рассматриваемых ТСП зарубежного производства для условий испытаний в вакууме, представленных в работе [15].

В табл. 3 приведены результаты такого сравнения для схемы диск — сферический ин-дентор в условиях вакуума (рв = 7 • 107 Па) при нагрузке N = 5,9 Н, скорости скольжения у = = 0,2 м/с (материалы пары трения — нержавеющая стать 440С) [15]. Анализ полученных данных показал, что число циклов до разрушения ТСП на основе Мо82, нанесенных методом МН, в 3,65 раза меньше, чем у аналогов зарубежного производства.

Сравнительная оценка антифрикционных характеристик трибосопряжений с ТСП на основе МоS2, нанесенными методами МН

и СН. Для оценки антифрикционных характеристик трибосопряжений с ТСП типа ВНИИ НП 212, полученными методом СН, в условиях вакуума можно использовать зависимость [14]

Дтр = 7-10-6 Т?р - 0,002 Тр + 0,190.

Коэффициент детерминации зависимости (8) Я2 = 0,826.

Для ранее указанных условий коэффициент трения Дтр = 0,054. С учетом данных рис. 2 и работы [15] результаты сравнительной оценки антифрикционных характеристик трибосопря-жений с ТСП приведены в табл. 4.

Анализ антифрикционных характеристик ТСП на основе Мо82, нанесенных разными методами, показал, что значения коэффициентов трения в установившемся режиме для рассмотренных видов нанесения ТСП в вакууме близки. Среднее значение коэффициента трения составило Дтр = 0,0418.

Выводы

1. Установлено, что ТСП на основе Мо82, нанесенного методом МН на титановую основу, неработоспособно.

2. Удовлетворительную работоспособность пар с ТСП на титановой основе обеспечивает ее

предварительная обработка: гальваническое хромирование и химическое никелирование.

3. Выявлено, что ресурс ТСП, нанесенных методом МН на керамическую основу, больше, чем у ТСП, напыленного методом МН на металлическую основу. Однако, начиная с середины ресурса, появляются отдельные временные «всплески» коэффициента трения, стабилизирующиеся впоследствии.

Литература

4. Определено, что ресурс ТСП, нанесенных методом МН, в 2,51 раза меньше, чем у ТСП типа ВНИИ НП 212, полученных методом СН, и в 3,65 раза ниже, чем у ТСП аналогичного типа зарубежного производства.

5. Показано, что для рассмотренных видов нанесения ТСП в вакууме коэффициент трения изменяется от 0,02 до 0,07, а его среднее значение в установившемся режиме составляет 0,0418.

[1] Roberts E.W., Williams B.J., Ogilvy J.A. The effect of substrate surface roughness on the fric-

tion and wear of sputtered MoS2 films. Journal of Physics D: Applied Physics, 1992, vol. 25, iss. 1, pp. A65-A70, doi: 10.1088/0022-3727/25/1A/012

[2] Дроздов Ю.Н., Юдин Е.Г., Белов А.И. Прикладная трибология (трение, износ и смазка).

Москва, ЭкоПресс, 2010. 604 с.

[3] Ковалев Е.П., Игнатьев М.Б., Семенов А.П., Смирнов Н.И., Неволин В.Н., Фоминский В.Ю.

Твердосмазочные покрытия для машин и механизмов, работающих в экстремальных условиях (обзор). Трение и износ, 2004, т. 25, № 3, с. 316-336.

[4] Haidou Wang, Binshi Xu, Jiajun Liu. Micro and Nano Sulfide Solid Lubrication. Berlin Hei-

delberg, Science Press Beijing, Springer-Verlag, 2012. 304 p.

[5] Voevodin A.A., O'Neill J.P., Zabinski J.S. Nanocomposite tribological coatings for aerospace ap-

plications. Surface and Coatings Technology, 1999, vol. 116-119, pp. 36-45, doi: 10.1016/S0257-8972(99)00228-5

[6] Voevodin A.A., Zabinski J.S. Nanocomposite and nanostructured tribological materials for

space applications. Composites Science and Technology, 2005, vol. 65, iss. 5 spec. iss., pp. 741-748, doi: 10.1016/j.compscitech.2004.10.008

[7] Yang J.C., De Groh K.K. Materials issues in the space environment. MRS Bulletin, 2010,

vol. 35, pp. 12-16.

[8] Roberts E.W. Towards an optimised sputtered MoS2 lubricant. Proceeding of 20th Aerospace

Mechanisms Symposium, NASA Conf. Publ. 2423, 1986, p. 103.

[9] Хопин П.Н. Комплексная оценка работоспособности пар трения с твердосмазочными по-

крытиями в различных условиях функционирования. Москва, МАТИ-РГТУ, 2012. 255 с.

[10] Хопин П.Н. Оценка работоспособности пар трения с твердосмазочными покрытиями в условиях вакуума. Вестник НПО им. С.А. Лавочкина, 2016, № 2, с. 85-90.

[11] Воронков Б.Д. Подшипники сухого трения. Ленинград, Машиностроение, 1979. 223 с.

[12] Гамуля Г.Д., Добровольская Г.В., Лебедев И.Л., Юхно Т.П. Об ориентировке частиц МоS2 на поверхности трения твердосмазочных покрытий. Машиноведение, 1978, № 6, с. 70-75.

[13] Курилов Г.В., Удовенко В.Ф., Юхно Т.П., Сентюрихина Л.Н., Любарский И.М. Методика исследования твердых смазочных покрытий на основе МоS2. Заводская лаборатория, 1973, № 1, с. 48-50.

[14] Хопин П.Н. Анализ испытаний пар трения с твердосмазочными покрытиями в наземно-космических условиях и прогнозирование трибологических характеристик. Трение и износ, 2018, т. 39, № 2, с. 175-183.

[15] Kazuhisa Miyoshi, Masanori Iwaki, Kenichi Gotoh, Shingo Obara, Kichiro Imagawa. Friction and Wear Properties of Selected Solid Lubricating Films. NASA/TM-1999-209088/PART1, 1999. 24 p.

References

[1] Roberts E.W., Williams B.J., Ogilvy J.A. The effect of substrate surface roughness on the fric-

tion and wear of sputtered MoS2 films. Journal of Physics D: Applied Physics, 1992, vol. 25, iss. 1, pp. A65-A70, doi: 10.1088/0022-3727/25/1A/012

[2] Drozdov Yu.N., Yudin E.G., Belov A.I. Prikladnaya tribologiya (trenie, iznos i smazka) [Ap-

plied tribology (friction, wear and lubrication)]. Moscow, EhkoPress publ., 2010. 604 p.

[3] Kovalev E.P., Ignatyev M.B., Semenov A.P., Smirnov N.I., Nevolin V.N., Fominskii V.Yu.

Solid lubricating coatings for machines and mechanisms operaitng in extreme conditions summary. Journal of Friction and Wear, 2004, vol. 25, no. 3, pp. 316-336.

[4] Haidou Wang, Binshi Xu, Jiajun Liu. Micro and Nano Sulfide Solid Lubrication. Berlin Hei-

delberg, Science Press Beijing, Springer-Verlag, 2012. 304 p.

[5] Voevodin A.A., O'Neill J.P., Zabinski J.S. Nanocomposite tribological coatings for aerospace

applications. Surface and Coatings Technology, 1999, vol. 116-119, pp. 36-45, doi: 10.1016/S0257-8972(99)00228-5

[6] Voevodin A.A., Zabinski J.S. Nanocomposite and nanostructured tribological materials for

space applications. Composites Science and Technology, 2005, vol. 65, iss. 5 spec. iss., pp. 741-748, doi: 10.1016/j.compscitech.2004.10.008

[7] Yang J.C., De Groh K.K. Materials issues in the space environment. MRS Bulletin, 2010, 35, 12-16.

[8] Roberts E.W. Towards an optimised sputtered MoS2 lubricant. Proceeding of 20th Aerospace

Mechanisms Symposium, NASA Conf. Publ. 2423, 1986, p. 103.

[9] Khopin P.N. Kompleksnaya otsenka rabotosposobnosti par treniya s tverdosmazochnymi

pokrytiyami v razlichnykh usloviyakh funktsionirovaniya [Comprehensive assessment of the performance of friction pairs with hard coatings in different operating conditions]. Moscow, MATI-RGTU publ., 2012. 255 p.

[10] Khopin P.N. Assessment of operability of couples of friction with solid lubricating coverings in vacuum conditions. Vestnik NPO im. S.A. Lavochkina, 2016, no. 2, pp. 85-90 (in Russ.).

[11] Voronkov B.D. Podshipniki sukhogo treniya [Dry friction bearings]. Leningrad, Mashi-nostroenie publ., 1979. 223 p.

[12] Gamulya G.D., Dobrovol'skaya G.V., Lebedev I.L., Yukhno T.P. On the orientation of MoS2 particles on the friction surface of hard coatings. Mashinovedenie, 1978, no. 6, pp. 70-75 (in Russ.).

[13] Kurilov G.V., Udovenko V.F., Yukhno T.P., Sentyurikhina L.N., Lyubarskiy I.M. Methods of investigation of solid lubricant coatings based on MoS2. Zavodskaya laboratoriya, 1973, no. 1, pp. 48-50 (in Russ.).

[14] Khopin P.N. Test Analysis of Friction Couples With Solid Lubricant Coatings under Ground-Space Conditions and Prediction of Tribological Characteristics. Journal of Friction and Wear, 2018, vol. 39, no. 2, pp. 137-144.

[15] Kazuhisa Miyoshi, Masanori Iwaki, Kenichi Gotoh, Shingo Obara, Kichiro Imagawa. Friction and Wear Properties of Selected Solid Lubricating Films. NASA/TM-1999-209088/PART1, 1999. 24 p.

Информация об авторах

ХОПИН Петр Николаевич — доктор технических наук, доцент кафедры «Технология производства и эксплуатации двигателей летательных аппаратов». МАИ (125993, Москва, Российская Федерация, A-80, ГСП-3, Волоколамское шоссе, д. 4, e-mail: chopinp@mail.ru).

Статья поступила в редакцию 03.04.2019 Information about the authors

KHOPIN Petr Nikolaevich — Doctor of Science (Eng.), Associate Professor, Department of Technology of Manufacturing and Operation of Aircraft Engines. Moscow Aviation Institute (125993, Moscow, Russian Federation, A-80, GSP-3, Voloko-lamskoe Shosse, Bldg. 4, e-mail: chopinp@mail.ru).

Просьба ссылаться на эту статью следующим образом:

Хопин П.Н. Эффективность функционирования трибосопряжений с твердосмазочными покрытиями на основе Мо82, нанесенными магнетронным и суспензионным методами. Известия высших учебных заведений. Машиностроение, 2019, № 9, с. 96-104, doi: 10.18698/0536-1044-2019-9-96-104

Please cite this article in English as: Khopin P.N. The Efficiency of Tribocoupling with МоS2-Based Solid Lubricant Coatings Using Magnetron and Suspension Sputtering. Proceedings of Higher Educational Institutions. Machine Building, 2019, no. 9, pp. 96-104, doi: 10.18698/0536-1044-2019-9-96-104