Проблемою при вивченні процесів тертя та зношування, розробки вузлів тертя, прогнозування їх роботоздатності є методи розрахунків товщини масляної плівки на суміжних поверхнях. Труднощі у рішенні проблеми значно зростають при переході від низьконавантажених і малошвидкісних вузлів тертя до тяжконавантажених і високошвидкісних, так як в таких вузлах тертя виникають високі і надвисокі тиски, швидкості зсуву і градієнти температур [1].

При цьому треба врахувати, що товщини мастильних плівок визначаються за фізико-хімічними і реологічними характеристиками вихідних мастильних матеріалів. Ці характеристики, що отримані на віскозиметрах та інших приладах у звичайних умовах, значно відрізняються від характеристик, що реально мають місце при контакті твердих тіл [1]. Результати експерименту при дослідженні навантажувальної здатності та зношування металополімерних та метал-металевих пар тертя при наявності на їх поверхнях тонких мастильних плівок не мають достатньої інформації для прогнозування працездатності вузлів тертя без урахування гідродинамічних ефектів, які виникають на окремих ділянках поверхонь тертя. Можна припустити, що на поверхнях твердих тіл у залежності від властивостей мінеральних та синтетичних олив, режимів тертя і температури виникає стан мастильних плівок від граничного до еластогідродинамічного та гідродинамічного, так і перехідних режимів тертя. Стан самих плівок при високих навантаженнях – від квазітвердого до правдиво твердого стану [1].

Метою даної роботи є удосконалення критеріїв гідродинамічних ефектів, пошук методів розрахунків товщини мастильних плівок та створення для цих характерних умов показників зношування твердих тіл при наявності на їх поверхнях наноплівок мастильних матеріалів.

Висока чутливість точкового контакту до процесів, що виникають і супроводжують тертя та зношування [2], спонукала вибрати для дослідження схему контакту суміжних поверхонь «сфера- площина».

1. Трипальчикова машина тертя (рис.1) [2,3] мала три циліндричних пальця діаметром 10±0,1 мм і висотою 15±0,05 мм зі сферичною кінцівкою радіусом rс =6,35 мм, що отримана фасонним різаком на токарному верстаті, які ковзали торцями по поверхні сталі 40Х (HB 5,14 ГПа; Ra0 =0,3±0,05 мкм), при швидкості на ділянці шляху тертя 50 км. Полімерні зразки – пальці були виконані з ароматичного поліаміду фенілон С-2 (продукт поліконденсації метафенілендіаміну і дихлорангідридів ізофталевої (60%) та терефталевої (40%) кислот). [4]. Вихідний фенілон С-2 мав такі властивості [4]: с=1335±5кг/м3 – густина; ур= 130±6 МПа, узг =200±20 МПа, ус =230±10 МПа – міцності при розтягуванні, згині і стиску відповідно; Ес=3160±30 МПа – модуль пружності при стиску; А=52±5 кДж/м2 – питома ударна в’язкість; HB= 240±5МПа – твердість за Бринеллем; Тв = 550±1 К – теплостійкість за Віка; Ткр = 193±1 К –температура крихкості; Тм= 551±1 К – температура початку м’якшення; Тт= 618 К – температура початку топлення; б=(3,5-3,9)?10-5 К-1 – коефіцієнт лінійного термічного розширення; л=0,28±0,02Вт/(м•К)– коефіцієнт теплопровідності.

Зразки отримували за технологією переробки ароматичних поліамідів [4,5].

2. Контртіло зі сталі 40Х було виконано у вигляді тіла діаметром 60 мм і висотою 45 мм з порожниною, в якій були розміщені термічні елементи. В процесі експерименту температура поверхні контртіла становила 423±5 К, яка була виміряна на відстані ~1,5-2 мм від поверхні зони тертя.

3. За схемою навантаження сфера полімеру-площина сталі питомі навантаження змінювалися від начального тиску р0?НВу (де НВу – пружна твердість полімеру) [6] до тиску рК.

4. Обмежена витрата мастильного матеріалу – авіаційної оливи МС-20 – становили m0=1-10% від номінальної mH, яка розраховувалася для всієї поверхні тертя контртіла за нормами номінальної витрати для мащення поршневих ущільнень компресорів високого тиску за формулою [7]:

, (1)

де mH – номінальна витрата оливи;

Dц – діаметр дзеркала циліндра або штока компресора;

F – описана поверхня циліндра або штока;

L – довжина поверхні тертя;

n – частота обертів вала компресора;

ф – час, за який розраховується необхідна кількість мастила;

g – питома витрата мастила [7].

5. Питомий знос визначали за формулою:

, (2)

де ?Vіj – об’єм зносу і-го зразка, визначеного за діаметром плями зносу на j-ділянці тертя;

Nі - нормальне навантаження на і-зразок.

1. В умовах мащення при швидкостях порядку певна частина навантаження урівноважена за рахунок гідродинамічних ефектів, що виникають у тонких шарах мастила [6,8], а при <, ця частка значно зменшується [9]. Гідродинамічний характер тертя на окремих ділянках суміжних поверхонь дає можливість використати метод аналізу розмінностей.

Для оцінки гідродинамічних ефектів використовують такі критерії:

Зоммерфельда [10], (3)

Тейбора            [11], (4)

Тейбора[11], (5)

Ланкастера[12,13](), (6)

Сіренка [14](Н), (7)

де - динамічна в’язкість мастильної рідини при нормальному тиску і температурі 293 К, або МПа·с;

- лінійна швидкість ковзання, кочення чи обертання, ;

- номінальний тиск на елемент поверхні контакту в процесі зношування, ;

- характеристичний лінійний розмір поверхні тертя, м;

- п’єзокоефіцієнт в’язкості, ;

- твердість металу поверхні тертя, МПа;

- радіус кривини робочого тіла, м;

- нормальне навантаження на один зразок, Н;

- діаметр плями зносу сферичного або циліндричного зразка, м;

- коефіцієнт стисливості мастильної рідини при нормальному тиску і температурі 293 К, .

2. Ці критерії не враховують багатопараметричну залежність в’язкості і коефіцієнта стисливості мастила від тиску, температури, швидкості ковзання, кочення або обертання і вихідної в’язкості (при