Перевіримо розрахунки (3.16) за формулою [29] (тут тиск р01?НВу, а далі тиск рk розраховується за dз).

За співвідношенням (3.22) товщина мастильної плівки при дорівнює , що відрізняє значення , що отримане за (3.16), на 6,84% при і на 9,66% при .

6.Знайдемо , переходячи до рівняння

(3.25)

в якому врахуємо залежність , де - п’єзокоефіцієнт в’язкости в МПа, через апроксимацію:

, (3.26)

де =0,497; =19,7; =0,15; =0,51; =0,19 [20];

- кінематична в’язкість при Т=423 К.

Розрахунки за (3.25) для начальних умов , де – діаметр плями за Герцем, дали такі результати: , що відрізняє від , отриманого за (3.23), на 5,49% під час дії і на 8,14% під час дії . Розрахунки за (3.32) дали такі результати: 180 нм під час дії , що відрізняє розрахунок

за (3.22) на 6,67%, і 170 мкм під час дії , що відрізняє розрахунок за (3.22) на 2,35%.

Таким чином, формула (3.16) для розрахунку товщини мастильної плівки найшла підтвердження в контактно-гідродинамічній теорії і тому її можна використовувати у подальших розрахунках з високою надійністю.

7. Для мінімізації гідродинамічних ефектів і підтримання граничних навантажень на початку і в кінці тертя необхідно виконання умов [7]:

h<hкр.;

, (3.27)

що досягається при малій швидкості, високому навантаженні та обмеженому мащенні.

8. Якщо пружно-гідродинамічна плівка мастила утворюється при товщині більше 100-200 нм [3], то перехід до граничного тертя відбувається при товщині менше 10 нм [22], що можливо під час утворення щільно упакованого мономолекулярного шару мастила. Наприклад, за даними [13] товщина мономолекулярного шару, що утворюється зі стеаринової кислоти на рівній поверхні дорівнює 3нм, а з 3-п-крезилфосфату – 1,2 нм, так що граничне тертя можливе при утворенні полімолекулярного шару з ~3 молекул стеаринової кислоти та ~8 молекул 3-п-крезилфосфату (при умові їх прямовисної позиції на поверхні твердого тіла).

Таким чином, під час обрання схеми контакту «сфера-площина» тонка мастильна наноплівка на суміжних поверхнях буде знаходитися в граничному або перехідному від граничного до пружно-гідродинамічного режимах тертя:

10 нм<h<hкр.<Ra0.

Для останнього режиму гідродинамічні ефекти будуть мінімізовані, що дозволяє виявити вплив полімерної матриці, наповнювачів і мастильного середовища на зносостійкість пари «полімер-метал» або «композит-метал». При цьому треба врахувати, що товщина мастильної плівки залежить від швидкості ковзання, кочення, обертання, а також оливного «голодування» контактної пари або спеціально створеного обмеженого мащення [5].

3.5. Залежність товщини плівок мінеральних олив від навантаження і температури

Для дослідження наноплівок, що утворюються на поверхні сталі ШХ-15, використали такі оливи: авіаційну МС-20; компресорну 12(М); індустріальну-20; вазелінову (медичну) (табл.3.4).

На рис. .10. приведені результати дослідження на ЧКМТ навантажувальної здатности мастильних плівок на поверхні сталі ШХ-15. Результати представлені у вигляді таких залежностей:

dг= f(Ni, Nкр., р0) (3.28)

dф= ш(Ni, Nкр., р0) (3.29)

Таблиця 3.4

В’язкісно-температурні, протизадирні та протизношувальні властивости мастильних олив при терті пари «сталь ШХ-15 – сталь ШХ-15»

Мастильна олива | Кінематична в’язкість, мм2/с | Протизадирні властивости | Протизношувальні властивости

45єС | 90 єС | Nікр., Н | ?dкр., (мм) за 60с | dкр., (мм) за 60с | dз, (мм) за 60с N=200 Н | dз, (мм) за 4 год. N=200 Н | J4

за 60 с

авіаційна МС-20 | 414 | 28,2 | 281 | 0,174 | 0,529 | 0,324 | 0,57 | 0,441

компресорна-12(М) | 110 | 19,4 | 278 | 0,087 | 0,439 | 0,314 | 0,92 | 0,277

індустріальна-20 | 32,6 | 9,2 | 242 | 0,193 | 0,525 | 0,432 | 1,07 | 0,683

вазелінова (медична) | 44,6 | 10 | 201 | 0,081 | 0,399 | 0,314 | 0,65 | 0,289

для вазелінової (медичної) (крива 1), індустріальної-20 (крива 2), компресорної 12(М) (крива 3) та авіаційної МС-20 (крива 4) олив. Лінія а відповідає діаметрам dг плям пружної деформації за Герцем.

Як видно з рис. 3.10., перехід мастильної плівки до критичного стану супроводжується різким зростанням діаметра плями зносу dз до 1,5-2,2 мм (і підвищенням коефіцієнта тертя, величини якого засвідчують про настання металічного контакту). У табл. 3.4. зведені дані розрахунків за рис. .10 показників протизадирних властивостей Niкр., ?dкр. і dкр. за 60 с, протизношувальних властивостей J4, dз за 60 с і 4 год. та кінематичної в’язкости за 45 і 90єС мастильних олив.

Пошук лінійної кореляції між Niкр. та н45є, н90 єС, ?dкр., dкр., J4 та між dз (за 60 с), dз (за 4 год.), J4 та н45є проводили за вибірковим коефіцієнтом кореляції rх, у [52]. Прийняття або відкидання нульової гіпотези (рівності нулю генерального коефіцієнта кореляції Н0: сх,у=0) здійснювали за критичним значенням коефіцієнта кореляції rкр. {б=0,05; f=N-2=2} [1], де б – рівень значущості, f – число ступенів вільностей. З-за обмеженості обсягу вибірки rх,у і суттєвої відмінності його розподілу від нормального закону Гаусса перейшли до нової випадкової величини z за перетворенням Фішера [52]:

, (3.30)

розподіл якої добре апроксимується нормальним законом Гаусса зі середнім квадратичним відхиленням:

(3.31)

Таблиця 3.5

Коефіцієнти лінійної кореляції (б=0,05; f=2) між критичним навантаженням і в’язкістю та показниками зносу

Кореляційний зв’язок між величинами у і х | rх,у | rкр. [1] | z | (z0,975 ·у z ) [52]

Nікр. ~н45є | 0,654 | 0,95 | 0,783 | 1,96

Nікр. ~н90є | 0,815 | 0,95 | 1,142 | 1,96

Nікр. ~ ?dкр. | 0,314 | 0,95 | 0,325 | 1,96

Nікр. ~ dкр. | 0,551 | 0,95 | 0,623 | 1,96

Nікр. ~J4 | 0,045 |