dз (60 с) ~н45є | -0,364 | 0,95 | -0,382 | 1,96

dз (4 год.) ~н45є | -0,651 | 0,95 | -0,777 | 1,96

J4~ н45є | -0,057 | 0,95 | -0,057 | 1,96

dз (4 год.) ~ dз (60 с) | 0,728 | 0,95 | 0,925 | 1,96

J4~ dз (60 с) | 0,948 | 0,95 | 1,812 | 1,96

J4~ dз (4 год.) | 0,520 | 0,95 | 0,576 | 1,96

При |rх,у|? rкр. плюс |z| ? (zр·уz),

де zр=z1-б/2=z0,975=1,96 [52] – значення квантиля нормованого розподілу випадкової величини z для б=0,05, нульову гіпотезу Н0 приймали (з ймовірністю р=0,95 та з ймовірністю ризику б=0,05), а при |rх,у|>rкр. плюс |z|>(zр·уz) Н0 відкидали (з ймовірністю р=0,95 та з ймовірністю ризику б=0,05). Результати розрахунків rх,у для у і х та значення rкр і rх,у (z0,975·уz) зведені в табл. 3.5. Як видно з табл. 3.5., з б=0,05 лінійної кореляції між будь-якими дослідженими величинами не виявлено.

Рис. 3.10. Залежність діаметра плями зносу dф від осьового навантаження N, навантаження на одну кульку Ni і середнього початкового тиску р0 для мастильних олив: 1–вазелінова (медична);2– індустріальна-20; 3 – компресорна-12М; 4 – авіаційна МС-20; а–лінія пружної деформації за Герцем для dг

Для найбільших коефіцієнтів кореляції між Niкр. і н45є, Niкр. і н90є, Niкр. і dкр. лише з великою ймовірністю ризику б=0,40 можна стверджувати про слабкий лінійний зв’язок між Niкр. і н90є [(z0,8·уz)=0,84].

Таким чином, в’язкісно-температурні характеристики олив та напруження контакту (за ?dкр. і dкр.) не визначають критичний стан мастильної плівки та їх протизношувальні властивости.

На рис. 3.11 приведена залежність товщини мастильної плівки на початку (h0) і в кінці (hф) 1 хв. випробувань від температури для авіаційної МС-20, компресорної-12(М), індустріальної-20 і вазелінової (медичної) олив.

Експериментальні дані залежностей товщини мастильної плівки в герцівському контакті h0(у1) та в кінці 1 хв. випробувань на ЧКМТ hф (у2) від температури t(х) в межах від N0=200 Н до Niкр апроксимуються рівняннями для олив:

авіаційна МС-20

h0 y1 = 2725x-1,2483, R2 = 0,997, (3.32)

hф y2 = 4951,9x-1,2482, 2R2 = 0,997, (3.33)

компресорна-12 (М)

h0 y1 = 1037,2x-1,0772, R2 = 0,9866, (3.34)

hф y2 = 1443,2x-1,0772, R2 = 0,9866, (3.35)

індустріальна-20

h0 y1 = 182,97x-0,7784, R2 = 0,984, (3.36)

hф y2 = 363,86x-0,7783, R2 = 0,984, (3.37)

вазелінова (медична)

h0 y1 = 26,62e-0,0178x, R2 = 0,9984, (3.37)

hф y2 = 37,354e-0,0178x, R2 = 0,9984, (3.39)

тут характеризує тісноту (силу) нелінійного зв’язку в рівняннях регресії, де – девіата дисперсії адекватності (сума квадратів відхилення, що пов’язана з дисперсією адекватності):

(3.40)

де N – число дослідів, які враховували при оцінці коефіцієнтів регресії; л – число коефіцієнтів рівняння регресії; fад.=(N–л) – число ступенів свободи, що пов’язане з дисперсією адекватності; уі – результат окремого спостереження; – розрахункове значення у за рівнянням регресії (моделі);

Рис. 3.11. Залежність товщини мастильної плівки на поверхні сталі ШХ-15 від температури для олив:

а – авіаційна МС-20; б – компресорна-12 (М);

в – індустріальна-20; г – вазелінова (медична)–

девіата дисперсії відтворення (сума квадратів відхилення, що пов’язана з дисперсією відтворення):

(характеризує помилку всього експерименту);

fвід.=(N–1) – число ступенів свободи, що пов’язане з дисперсією відтворювання.

Тут оцінку тісноти (сили) нелінійного зв’язку в рівнянні регресії дано також за квадратом кореляційного співвідношення:

(3.41)

при цьому R= R1 при л=1.

Як видно з наведених вище даних, для авіаційної, компресорної та індустріальної олив рівняння регресії залежностей h0, hф~ш(t) має вигляд , при цьому в ряду наведених мастил абсолютне значення b0 і b1 значно зменшується як для h0, так і hф; для вазелінової оливи рівняння регресії має вигляд , що ймовірно пов’язано з реологічними властивостями олив.

На рис. 3.11 приведені криві, які побудовані за усередненими даними для 4-6 навантажень від N=200 Н до Nкр. через ?N=100 Н для кожної t-точки. Таке усереднення за навантаженнями залежностей h0, h ф~f(t) виправдано, так як залежності h0, hф~ш(N) мають лінійний характер і, окрім t=20єС, для температур t=45-90єС їх криві паралельні вісі абсцис, тобто h0(t), hф(t)?const (рис. .12). Так, для авіаційної оливи (рис. 3.12 а) при зміні N від 200 до Nкр.=688 Н: при 20єС товщина мастильної плівки h0 в герцівському контакті змінюється від 62,20 до 62,10 нм, при 45єС – від 24,49 до 24,45 нм, при 60єС – від 16,28 до 16,26 нм, при 90єС – від 9,64 до 9,62 нм, тобто майже не змінюється, але товщина мастильної плівки hф в кінці 1 хв. випробувань змінюється при 20єС від 100,24 до 112,89 нм, при 45єС – від 39,47 до 44,45 нм, при 60єС – від 26,24 до 29,55 нм, при 90єС – від 15,53 до 17,50 нм, тобто повільно зростає, що пов’язано з реологічними властивостями цього мастила та додатковим збільшенням площадки пружної деформації за рахунок зношування, що є сприятливим явищем для високов’язкої рідини.

При цьому, величина критерію гідродинамічного ефекту майже не змінюється: при 20єС Sh0=(7,87-7,85)·10-14 м2, Shф=(2,05-2,59)·10-13 м2, при 90єС Sh0=(1,89-1,88)·10-15м2, Shф=(4,91-6,23)·10-15 м2.

Рис.3.12. Залежність товщини мастильної плівки в кінці випробувань hф (1–4) та в герцівському контакті на початку випробувань h0 (5-8) від навантаження N (єC): 1,5-20; 2,6-45; 3,7-60; 4,8-90; для олив:

а – авіаційна МС-20; б – компресорна-12(М);

в – індустріальна-20; г – вазелінова (медична)

Аналогічно для компресорної оливи (рис. 3.12 б) при зміні N від 200 до Nкр.=680 Н: при 20єС h0 змінюється від 38,24 до 38,28 нм, hф