Ioan ŞTEFĂNESCU Lorena DELEANU Minodora RÎPĂ SI LUBRIFIANTI.pdf · Ioan ŞTEFĂNESCU Lorena...

Ioan ŞTEFĂNESCULorena DELEANU Minodora RÎPĂ

LUBRIFIEREŞI

LUBRIFIANŢI

Editura EUROPLUS, Galaţi2008

Editura EUROPLUS Galati:Str.Tecuci, nr.235Tel-Fax:0236-326.115E-mail: [email protected]:http://www.europlus-sm.ro

Copyright © Editura EUROPLUS GALAŢIToate drepturile asupra acestei ediţii sunt rezervate editurii

Referenţi ştiinţifici:Prof.Dr.Ing.Ion CRUDU

Conf.Dr.Chin. Ştefan DIMAUniversitatea “Dunărea de jos” din Galaţi

ISBN 978-973-7845-93-1

Descrierea CIP a Bibliotecii Naţionale a RomânieiSTEFANESCU, IOAN

Lubrifiere şi lubrifianti / Ioan Ştefănescu, LorenaDeleanu, Minodora Rîpă – Galati : Europlus, 2008

Bibliogr.ISBN 978-973-7845-93-1

I. Deleanu, LorenaII. Rîpă, Minodora621.89

3

CUPRINS

CUVÂNT INAINTE ……………………………………………………...INTRODUCERE ………………………………………………………….CAPITOLUL 1. FENOMENE ŞI PROCESE TRIBOLOGICE ……….

1.1. Tribologia. Consideraţii generale ……………………………………1.1.1. De la nanotribologie la teratribologie ………………………….1.1.2. Importanţa ştiinţifică a tribologiei ……………………………..1.1.3. Importanţa economică a tribologiei ……………………………

1.2. Fenomene şi procese tribologice. Consideraţii generale …………….1.3. Adeziunea ……………………………………………………………1.4. Adsorbţia lubrifiantului la suprafeţele corpurilor solide …………….

1.4.1. Fizisorbţia ………………………………………………………1.4.2. Chemisorbţia …………………………………………………...1.4.3. Influenţa structurii moleculare a lubrifiantului asupra lubrifierii

prin adsorbţie ……………………………………………………………..1.5. Tensiunea superficială ……………………………………………….1.6. Udarea suprafeţei ……………………………………………………1.7. Onctuozitatea sau puterea de ungere ………………………………..

1.7.1. Substanţele active ………………………………………………1.7.2. Sferele polare de lubrifiant ……………………………………..

CAPITOLUL 2. PROCESE DE FRECARE ……………………………..2.1. Consideraţii generale ………………………………………………...2.2. Regimuri de frecare ………………………………………………….2.3. Mărimi caracteristice ale frecării …………………………………….2.4. Frecarea uscată ………………………………………………………

2.4.1. Concepţii şi teorii privind frecarea uscată ……………………...2.4.2. Legile frecării uscate …………………………………………...

2.5. Frecarea limită ……………………………………………………….2.6. Frecarea mixtă (semifluidă) …………………………………………2.7. Frecarea fluidă ……………………………………………………….2.8. Particularităţi ale frecării de alunecare: efectul stick-slip (prindere-

alunecare) ……………………………………………………………………2.9. Particularităţi ale frecării de rostogolire ……………………………..

CAPITOLUL 3. REGIMURI DE LUBRIFIERE ......................................3.1. Consideraţii generale ………………………………………………...3.2. Regimul limită de lubrifiere (boundary lubrication) ………………...3.3. Regimul mixt ………………………………………………………...3.4. Lubrifierea fluidă …………………………………………………….

7911111214151718202324

25293132333335353636383943444646

49505353566061

Lubrifiere şi lubrifianti4

3.4.1. Modele de generare a peliculei portante ……………………….3.4.2. Regimul hidrodinamic ………………………………………….3.4.3. Regimul elastohidrodinamic (EHD) ……………………………3.4.4. Probleme termice ale contactului EHD. Teoria termoelasto-

hidrodinamică (TEHD) ……………………………………………………...3.4.5. Clasificarea regimurilor de lubrifiere …………………………..3.4.6. Lubrifierea cu emulsii ………………………………………….

CAPITOLUL 4. LUBRIFIANŢI ………………………………………….4.1. Consideraţii generale ………………………………………………...4.2. Uleiuri minerale ……………………………………………………...

4.2.1. Prelucrarea uleiurilor minerale …………………………………4.3. Uleiuri sintetice ……………………………………………………...

4.3.1. Consideraţii generale …………………………………………...4.3.2. Prelucrarea uleiurilor sintetice …………………………………4.3.3. Lubrifianţi sintetici hidrocarbonici ……………………………..4.3.4. Siliconii, analogi hidrocarburilor ………………………………4.3.5. Organohalogenii ………………………………………………..4.3.6. Proprietăţile şi avantajele lubrifianţilor sintetici ……………….4.3.7. Lubrifianţi sintetici pentru angrenaje …………………………..

4.4. Uleiuri şi unsori vegetale şi animale ………………………………...4.4.1. Materii grase naturale de origine vegetală şi animală ………….4.4.2. Principalele caracteristici tehnice ale grăsimilor naturale ……...4.4.3. Grăsimi animale ………………………………………………..4.4.4. Grăsimi vegetale ………………………………………………..

4.5. Fluidele slab lubrifiante ……………………………………………...4.5.1. Consideraţii generale …………………………………………...4.5.2. Apa ca lubrifiant ………………………………………….…….4.5.3. Emulsiile ………………………………………………………..

4.6. Unsorile ……………………………………………………………...4.6.1. Consideraţii generale …………………………………………...4.6.2. Compoziţia unsorilor …………………………………………...4.6.3. Structura unsorilor ………………………………………...……4.6.4. Mecanismul de ungere al unsorilor …………………………….4.6.5. Proprietăţile unsorilor …………………………………………..4.6.6. Compatibilitatea unsorilor ……………………………………...

4.7. Lubrifianţii solizi …………………………………………………….4.7.1. Consideraţii generale …………………………………………...4.7.2. Comportarea tribologică a lubrifianţilor solizi …………………4.7.3. Compozite autolubrifiante ……………………………………...

4.8. Biodegradabilitatea lubrifianţilor ……………………………………4.9. Clasificarea uleiurilor şi unsorilor …………………………………...

4.9.1. Clasificarea uleiurilor …………………………………………..4.9.2. Clasificarea unsorilor …………………………………………..

616383

9598100111111115119122122124125129130133138140141142144147153153154160161161162167170171173173173176180182188188193

Cuprins5

CAPITOLUL 5. ADITIVI PENTRU LUBRIFIANŢI ..…………………5.1. Consideraţii generale ………………………………………………...5.2. Rolul funcţional al aditivilor ………………………………………...5.3. Clasificarea aditivilor ………………………………………………..

5.3.1. Aditivii pentru îmbunătăţirea uzurii şi frecării …………………5.3.2. Aditivi anti-oxidanţi (AO) ……………………………………...5.3.3. Aditivii pentru controlul coroziunii (anti-coroziune) (AC) …….5.3.4. Aditivii pentru controlul contaminării (dispersnaţi şi detergenţi)

(DI şi DT) ………………….………………………………………………...5.3.5. Aditivii pentru îmbunătăţirea vâscozităţii (AIV) ………………5.3.6. Depresanţi pentru punctul de picurare (DP) ……………………5.3.7. Antispumanţii (inhibatorii de spumă) (AS) …………………….5.3.8. Aditivii polifuncţionali (PF) ……………………………………

5.4. Interacţiunea între aditivi ……………………………………………5.5. Mecanismul de acţiune a aditivilor ………………………………….5.6. Concluzii …………………………………………………………….

CAPITOLUL 6. PROPRIETĂŢILE LUBRIFIANŢILOR LICHIZI …..6.1. Proprietăţi fizico – chimice …………………………………………

6.1.1. Vâscozitatea ……………………………………………………6.1.2. Indicele de vâscozitate …………………………………………6.1.3. Culoarea ………………………………………………………..6.1.4. Densitatea ………………………………………………………6.1.5. Punctul de inflamabilitate şi punctul de ardere ………………...6.1.6. Punctul de congelare şi punctul de tulburare …………………..6.1.7. Aciditatea şi alcalinitatea uleiurilor lubrifiante ………………...6.1.8. Pierderile prin evaporare ……………………………………….6.1.9. Punctul de anilină ………………………………………………6.1.10. Proprietăţile de spumare şi aerare …………………………….6.1.11. Viteza de dezemulsionare ……………………………………..6.1.12. Cifra de saponificare ………………………………………….6.1.13. Cifra de cenuşă ………………………………………………..6.1.14. Cifra de cocs …………………………………………………..6.1.15. Proprietăţile corosive şi de protecţie anticorosivă …………….6.1.16. Contaminarea uleiurilor ……………………………………….6.1.17. Alte proprietăţi ………………………………………………..

6.2. Proprietăţile de performanţă ale uleiurilor ………………………….6.2.1. Proprietăţile de ungere …………………………………………6.2.2. Stabilitate chimică ……………………………………………...6.2.3. Compatibilitatea componenţilor din amestec …………………..6.2.4. Comportarea faţă de materialele de etanşare …………………...

CAPITOLUL 7. PROPRIETĂŢILE LUBRIFIANŢILORSEMIFLUIZI ŞI PLASTICI .……………………………………………...

7.1. Consistenţa unsorilor ………………………………………………...

197197198198199207212

214216217217217217219220221221221256258259260261262263264264265266267268269270271273273274275276

277277


7.2. Stabilitatea mecanică ………………………………………………...7.3. Punctul de picurare …………………………………………………..7.4. Stabilitatea la oxidare ………………………………………………..7.5. Stabilitatea termică …………………………………………………..7.6. Pierderile prin evaporare …………………………………………….7.7. Caracteristicile de vâscozitate ale unsorilor …………………………

CAPITOLUL 8. EVALUAREA PROPRIETĂŢILORLUBRIFIANŢILOR .....................................................................................

8.1. Evaluarea caracteristicilor antiuzură şi de extremă presiune ………..8.1.1. Consideraţii generale …………………………………………...8.1.2. Instalaţia cu patru bile pentru testarea lubrifianţilor …………...8.1.3. Instalaţii de testare cu contact liniar ……………………………8.1.4. Maşina Falex …………………………………………………...8.1.5. Instalaţia cu role ………………………………………………..8.1.6. Instalaţii cu angrenaje ………………………………………….8.1.7. Eficacitatea fluidelor de ungere-răcire în procesul de tăiere a

metalelor (Tapping Tester - Research Appliance Company) ………………..8.1.8. Standul Vickers ………………………………………………...8.1.9. Maşina pentru testare la stick-slip ……………………………...

8.2. Evaluarea proprietăţilor de stabilitate la oxidare şi degradare termică8.3. Evaluarea proprietăţilor de stabilitate structurală şi separare a

componenţilor şi de rezistenţă la forfecare ………………………………….8.3.1. Stabilitatea structurală ………………………………………….8.3.2. Stabilitatea la separare a componenţilor lubrifianţilor …………8.3.3. Rezistenţa la forfecare ………………………………………….

8.4. Evaluarea compatibilităţii cu materialele din sistem ………………...8.5. Evaluarea proprietăţilor tensioactive ………………………………...

8.5.1. Emulsionarea …………………………………………………...8.5.2. Detergenţa şi dispersanţa ……………………………………….

8.6. Evaluarea comportării lubrifianţilor la temperaturi scăzute şi ridicate8.7. Evaluarea caracteristicilor de inflamabilitate a lubrifianţilor …..……

8.7.1. Noţiuni şi teste care implică focul sau aprinderea fluidelor ……8.7.2. Teste privind aprinderea fluidelor prin pulverizare .....................8.7.3. Teste privind aprinderea materialelor îmbibate cu fluid ……….8.7.4. Teste privind aprinderea vaporilor inflamabili (punctul de

aprindere) ……………………………………………………………………8.7.5. Teste pentru determinarea caracteristicilor de inflamabilitate a

fluidelor pe suprafeţe calde ………………………………………………….TERMENI ŞI ACRONIME LEGATE DE LUBRIFIANŢI ..…………...BIBLIOGRAFIE ..………………………………………………………….

278279280281282282

285285285288296298299300

304305306307

308308308310315315316316317319319322323

325

328333343

7

CUVÂNT ÎNAINTE

Lubrifierea, proces absolut necesar oricărei maşini sau construcţiimecanice cu elemente mobile, preocupă pe tehnicienii de toate categoriile, de labirourile de studii, cercetare şi proiectare, până la sistemele industriale simple saufoarte complexe.

Universalitatea problemei şi diversitatea aplicaţiilor recomandă lubrifiereaca fiind una dintre cele mai complexe aspecte ale tehnicii moderne. Multă vremeabsenţa unor date şi a generalizărilor teoretice a fost suplinită de experienţacâştigată deseori cu preţul unor avarii sau defecţiuni în funcţionarea maşinilor ori aunor sisteme tehnice. Mai mult, datele empirice existente şi folosite exclusiv, aufrânat apariţia unor noi tipuri de maşini, cu viteze şi încărcări sporite, cerute deprogresul rapid al tehnicii. Cu toată însemnătatea ei, lubrifierea a fost mult timpconsiderată, în mod cu totul greşit, ca o ramură minoră a construcţiei de maşini,căreia i se acorda numai o atenţie trecătoare.

Dezvoltarea vertiginoasă din ultimul timp a produs însă, şi în acestdomeniu, o răsturnare a concepţiilor. Lubrifierea s-a detaşat ca o ştiinţă de sinestătătoare, ale cărei rezultate condiţionează progresul tehnicii. În ultimele decenii,literatura ştiinţifică şi tehnică s-a îmbogăţit cu numeroase lucrări în această ramură,conferindu-i uneori un loc dominant printre acelea purtătoare de idei înnoitoare, cuimplicaţii deosebit de valoroase.

Creşterea continuă a complexităţii sistemelor tehnologice, creareafuncţiilor multiple ale acestora, identificarea relaţiilor dintre elementele lorcomponente şi condiţiile de funcţionare, informatizarea crescândă a acestora aucondus la abordarea sistemică a procesului de lubrifiere astfel încât, actualmente,se pune un mare accent pe conducerea riguroasă a procesului din dorinţa de a serealiza o cât mai eficientă productivitate, dar în acelaşi timp, şi de a se păstra înpermanenţă controlul asupra echipamentelor şi proceselor. Proiectarea şiorganizarea ştiinţifică a procesului de lubrifiere au ca scop: menţinerea utilajelor înstare de funcţionare, evitarea opririlor accidentale şi eliminarea posibilităţilor dedeclanşare a avariilor, reducerea sistematică a cheltuielilor de întreţinere şireparare, culegerea, selectarea şi păstrarea unui mare volum de date şi informaţiicare să permită calculul fiabilităţii şi mentenabilităţii utilajelor şi, în special,asigurarea celor mai bune condiţii de desfăşurare a procesului de producţie.

Lubrifiere si lubrifianti8

Selectarea corectă a unui lubrifiant este o acţiune complexă, datorită unorserii de factori de care trebuie să se ţină seama: factori constructivi (tipultribosistemului, accesibilitatea lui în vederea ungerii, calitatea şi cantitatea delubrifiant, metoda de ungere etc.), factori ai regimului de lucru (sarcină, vitezăetc.), factori de mediu (temperatura şi presiunea mediului ambiant, prezenţacontaminanţilor etc.).

Elaborarea materialelor moderne de ungere şi folosirea lor corectă au omare importanţă pentru economia unei ţări. Selectate judicios pentru rezolvareaunei probleme concrete pot să aducă o economie de miliarde de dolari în ţăriledezvoltate din punct de vedere industrial, datorită economiei de energie, a reduceriiuzurii, a reducerii cheltuielilor de mentenanţă şi a prelungirii duratelor deexploatare dintre reparaţii, a maşinilor şi a utilajelor. Problema cea mai importantăa tribologiei constă în alegerea corectă a materialelor de ungere, elaborareaconstrucţiilor optime pentru tribosistemele industriale, în special pentru sistemelede ungere. Chiar unele probleme privind protejarea mediului în condiţiileglobalizării pot avea soluţii legate de calitatea, cantitatea de lubrifiant şi deproiectarea sistemelor de ungere.

Lucrarea se adresează inginerilor din domeniile cercetării, proiectării şiexploatării maşinilor şi utilajelor, punând la dispoziţia acestora date concreteprivind fenomenele de frecare, ungere şi uzură şi date privind materialele de ungerebazate pe cele mai noi lucrări şi realizări în domeniu.

De asemenea, cartea poate fi utilă şi studenţilor de la facultăţile cu profilmecanic sau cu alte profiluri tehnice, în vederea aprofundării cunoştinţelor legatede lubrifianţi şi lubrifiere.

Autorii

9

INTRODUCEREÎn sensul strict termenul ,,material de ungere” se referă la produsele folosite la

ungerea tribosistemelor de alunecare sau de rostogolire. Totuşi, produsele similare acestoradin punctul de vedere al compoziţiei, al proceselor de obţinere şi al proprietăţilor, destinateînsă altor scopuri, sunt considerate de asemenea materiale de ungere. În studiile statisticeale Germaniei, noţiunea de ,,materiale de ungere” cuprinde produsele care se obţin înspecial pe baza uleiurilor minerale, parţial sau total a uleiurilor sintetice destinate utilizăriiîn calitate de materiale de ungere, mediile pentru transmiterea forţei şi a căldurii, unelemateriale dielectrice şi lichidele tehnologice.

Condiţiile privind calitatea materialelor de ungere şi a produselor înrudite cuacestea sunt reglementate prin standarde internaţionale (ISO) şi naţionale sau prinspecificaţii în general admise, editate de către marii producători şi utilizatori, dar şi deorganizaţiile internaţionale [171]. De exemplu, condiţiile privind calitatea uleiurilor pentrumotoare şi automobile, a uleiurilor de transmisie se reglementează prin condiţiile minimaledupă clasificarea SAE (Society of Automotive Engineers), API (Institutul American dePetrol), MIL (Ministerul Apărării SUA) şi CCMC (Comitetul Constructorilor deAutomobile al Uniunii Europene). Condiţiile minime privind uleiurile pentru izolaţii şi celehidraulice se reglementează prin specificaţiile IEC (Comisia Electrică Internaţională) sauCIGRE (Conferinţa Internaţională privind Electrocentralele Mari).

Lubrifianţii şi produsele care conţin uleiuri minerale şi sunt în contact cu produselealimentare, trebuie să corespundă condiţiilor, instrucţiunilor pentru produsele alimentare, înspecial condiţiilor Administraţiei Federale pentru controlul calităţii produselor alimentare şifarmaceutice (FDA), dar şi condiţiilor din Uniunea Europeană, prin acquis-ul comunitar.Afară de aceasta trebuie să se ţină cont de specificaţiile companiilor producătoare şiutilizatoare.

Analizele şi încercările materialelor de ungere se bazează pe metode de încercarestandardizate de International Organization for Standardization (ISO), European Committeefor Standardization (CEN)1, American Society for Testing and Materials (ASTM)2,care deseori sunt similare sau cu diferenţe mici între ele [171]. Când se cer analize şiîncercări ale lubrifianţilor, este bine să se specifice exact după ce standard sau normetrebuie realizate.

Caracteristica pieţei materialelor de ungere este astăzi existenţa unei game largi delubrifianţi, minerali sau sintetici, cu destinaţii de uz generale sau cu destinaţii foartespecializate.

Proprietăţile şi calitatea materialelor de ungere depind de natura materiei prime şide domeniul vâscozităţii uleiului de bază, de procedeele şi procesele de obţinere şi gradulpurificării, precum şi de cantitatea şi calitatea adaosurilor (aditivilor). Uleiurile minerale debază se pot subîmpărţi în cele cu bază parafinică şi cele cu bază naftenică.

1 http://www.cen.eu/cenorm/homepage.htm2 http://www.astm.org


Uleiurile care conţin atât hidrocarburi naftenice cât şi hidrocarburi parafinice suntdenumite uleiuri cu bază mixtă şi acestea pot fi clasificate ca uleiuri predominant parafinicesau predominant naftenice. Uleiurile naftenice conţin cantităţi importante de cicloparafineşi hidrocarburi aromatice, în timp ce uleiurile parafinice conţin mai multe hidrocarburiparafinice, au densitatea mai mică şi un indice de vâscozitate mai înalt, cele din urmă fiindcaracterizate de proprietăţi nefavorabile la temperatură joasă ca urmare a separării parafinei(dacă nu au fost supuse deparafinizării) şi, de regulă, au un conţinut mai redus de sulf.Uleiurile de bază de provenienţă diferită, dar de acelaşi tip, sunt asemănătoare, dar în niciun caz nu sunt identice.

Uleiurile rezistente la oxidare pot fi obţinute din distilarea petrolului. Procesultehnologic de producere a uleiului se conduce în funcţie de domeniul folosirii lui ulterioare,care determină nivelul necesar al indicelui vâscozităţii, a proprietăţilor la temperaturi joase,a rezistenţei la oxidare. Bineînţeles procesul trebuie să fie rentabil din punct de vedereeconomic. Pentru a corespunde diferitelor condiţii de calitate cu cheltuieli raţionale, sefolosesc diferite ţiţeiuri pentru obţinerea a două, trei feluri de uleiuri de bază, cu diferitecaracteristici de vâscozitate şi cu proprietăţi la temperaturi joase sau relativ mai înalte.Numărul fracţiunilor uleiurilor care se obţin din fiecare sortiment de ţiţei variază întrelimitele de la patru la şapte. Aceste fracţiuni pot cuprinde domeniul vâscozităţii de la uleiulde distilare uşoară până la uleiul rezidual; totodată vâscozitatea şi temperatura de aprinderea acestor fracţiuni depinde de componenţa lor fracţionară şi de, ponderea fracţiunii înprodusul final.

Multe proprietăţi ale uleiurilor actuale se obţin prin adăugarea unor substanţechimice, fără de care acestea nu ar putea corespunde cerinţelor impuse. Adaosurile potîmbunătăţi rezistenţa la oxidare şi la îmbătrânire, proprietăţile la temperatură joasă şi celeîmpotriva uzurii, rezistenţa la coroziune şi caracteristicile de vâscozitate – temperatură.Acestea pot să determine proprietăţi noi, de exemplu, cele de spălare-dispersie, deantigripare, de emulsionare, etc.

Uleiurile pe bază minerală se folosesc nu numai pentru ungerea şi transmitereaputerii la temperaturi înalte şi joase, dar şi pentru transmiterea căldurii (agenţi termici) sauîn calitate de dielectrici, ca adaosuri la vopselele tipografice, pentru materiale textileauxiliare, ca plastifiatori pentru cauciuc şi mase plastice, ca uleiuri albe pentru preparareaproduselor cosmetice şi farmaceutice. Această gamă largă de domenii de utilizare denotădiversitatea şi flexibilitatea folosirii amestecurilor de hidrocarburi naturale, cu toatecompromisurile necesare în condiţii extreme de lucru. Produsele petroliere, de regulă, suntproduse rezultate din fabricaţia de masă şi, de obicei, sunt mai ieftine comparativ cuproduse similare de sinteză (lubrifianţii sintetici).

În cazurile în care produsul petrolier nu corespunde în totalitate cerinţelor impusede aplicaţie, multe soluţii inginereşti propun fluidele sintetice, caracterizate prin prezenţaunor proprietăţi particulare de ungere şi durabilitate. Uleiurile sintetice se obţin din materieprimă comparativ omogenă, în condiţii controlabile şi se pot referi la diferite clase decompuşi chimici. Cheltuielile pentru materia primă şi fabricarea uleiurilor sintetice suntmult mai mari decât cele pentru fabricarea uleiurilor petroliere dar, pentru anumite aplicaţii,ponderea celor sintetice începe să crească.

Inginerii, specialiştii în studiul materialelor şi chimiştii trebuie să colaboreze laplanificarea şi proiectarea motoarelor, a maşinilor şi aparatelor, precum şi la exploatarea lorpentru soluţionarea optimă a problemelor de ungere şi de asigurare a funcţionării sigure şifără întreruperi a mecanismelor.

11

CAPITOLUL 1

FENOMENE ŞI PROCESE TRIBOLOGICE

1.1. TRIBOLOGIA. CONSIDERAŢII GENERALE.Denumirea acestei ştiinţe, „tribologie”, a fost propusă prima dată de

profesorul englez D. Tabor, în 1954 71, 217, 312. Cuvântul tribologie provine dinconcatenarea a două cuvinte greceşti, "" tribein - a freca, şi "oo" logos -studiu, ştiinţă. Pentru prima dată termenul “tribologie” (tribology în limba engleză)a fost folosit într-un raport al cercetătorilor englezi1 despre eficienţa cercetărilorprivind frecarea, uzura şi ungerea.

Grupul de specialişti britanici, menţionat mai sus, a stabilit şi o definiţie aacestei noi ştiinţe: tribologia este ştiinţa care se ocupă cu suprafeţele careacţionează reciproc, una asupra celeilalte, prin mişcări relative şi a aplicaţiilorcare rezultă din acestea.

Termenul s-a răspândit rapid în întreaga lume şi astfel, în scurt timp,cuvântul englez “tribology” a fost preluat în manuale şi monografii, în celelaltelimbi ale globului, cu aceeaşi semnificaţie care i-a fost atribuită iniţial, de grupul decercetători englezi.

Răspândirea rapidă a acestui termen a fost favorizată de faptul căregrupează ansamblul fenomenelor care se referă la frecare, uzură şi lubrifiere,(atât din aplicaţiile tehnice cât şi din sistemele vii). Tribologia ca ştiinţă aplicată,contribuie la elucidarea fenomenelor care se manifestă la nivelul contactelor dinsistemele de transport, mecanismele sateliţilor, sistemele de stocare şi redarea ainformaţiei, sistemele de generare a energiei, domeniul agro-alimentar, articulaţiilecorpului uman etc.

Tribologia are ca scop cunoaşterea proceselor şi fenomenelor complexe defrecare-uzură-lubrifiere şi, pe baza rezultatelor obţinute, îmbunătăţirea calităţiimaşinilor şi echipamentelor de diverse tipuri, mărirea durabilităţii şi fiabilităţiiacestora, reducerea consumului de energie, lubrifianţi, materiale de protecţie amediului şi a muncii etc. 217.

1 Jost, P., Lubrication (tribology) - A Report on the Present Position and Industry'sNeeds, Dept. of Education and Science, HMSO, London, 1966.


Fig. 1.1 - Obiectivele practice ale tribologiei.

În termeni simpli, obiectivul practic al tribologiei este de a minimaliza celedouă procese de bază ale contactului solid-solid: frecarea şi uzura. Dar acest lucrunu este posibil în toate cazurile. În unele situaţii, aşa cum este ilustrat în fig. 1.1, seurmăreşte fie minimalizarea frecării şi maximalizarea uzurii sau minimalizareauzurii şi maximalizarea frecării sau maximalizarea atât a frecării cât şi a uzurii. Deexemplu, reducerea uzurii, dar nu şi a frecării, este de dorit în cazul frânelor şi alambreiajelor lubrifiate, reducerea frecării dar nu şi a uzurii este de dorit în cazulcreioanelor, iar creşterea atât a frecării cât şi a uzurii este de dorit în cazuldispozitivelor de ştergere (de exemplu, a radierelor).

1.1.1. De la nanotribologie la teratribologie.Fig. 1.2 prezintă o clasificare gradată a fenomenelor şi proceselor de

frecare şi uzură, pe o scală pornind de la dimensiuni atomice până la dimensiuniglobale şi universale [134, 135].

Nanotribologia ar putea fi numită şi tribologia moleculară deoarece aiciinvestigarea se concentrează pe fenomenele şi procesele dependente deinteracţiunea dintre molecule şi atomi, aşa cum sunt efectele forţelor van der Waalsşi ale structurii cristaline singulare a materialelor.

Microtribologia sau tribologia asperităţilor a fost introdusă de cătreBowden şi Tabor [33] în studiile lor despre frecarea, uzura şi adeziunea care apar

Cap.1 Fenomene şi procese tribologice13

pe vârfurile suprafeţelor în contact. Fenomene ca ruperea sau fisurarea, deformareaelastică şi plastică, formarea de particule de uzură, formarea straturilor superficialeşi efectele topografiei suprafeţelor sunt de o importanţă centrală în acest domeniu.

Fig. 1.2 - Domeniile de studiu ale tribologiei, funcţie de intervalul dimensionalabordat (adaptare după [134]).

Macrotribologia sau tribologia contactului a fost în centrul atenţiei încercetările de la începutul secolului XX. Aceste lucrări se referă la contactul dintredinţii roţilor dinţate, al elementelor rulmenţilor şi la fenomenele care au la bazăpresiunea hertziană de contact, lubrifierea elastohidrodinamică şi procesele deuzură observabile clar cu ochiul liber (scuffing, scoring, pitting).

Tribologia organelor de maşini sau decitribologia defineşte şi măsoarăparametrii tipici interacţiunii organelor de maşini, cum ar fi: momente, forţe,vibraţii, jocuri şi alinieri, care definesc, în final, performanţa acestora.

Tribologia mecanismelor (maşinilor) sau unitribologia descrieperformanţa asociată unui sistem de componente, unei maşini sau a unuiechipament. Parametrii de interes sunt performanţa, eficienţa, fiabilitatea şi duratade viaţă.

Tribologia industrială sau kilotribologia cuprinde un întreg sistem demaşini, structuri şi echipamente, luându-se în considerare parametri ca economia,nivelurile de risc, disponibilitatea şi costurile ciclului de viaţă.

Tribologia naţională sau megatribologia extinde efectele şi consecinţelepentru a fi văzute dintr-o perspectivă naţională, cu parametri relevanţi, ca: politicade siguranţă, de cercetare, de transport şi de protecţie a mediului.

Tribologia globală sau gigatribologia consideră efectele lumii întregi, aşacum este ea cunoscută astăzi, ca ale unui singur sistem de interacţiune; acesteefecte sunt susţinerea dezvoltării, a politicilor şi a supravieţuirii umane.


Tribologia universală sau teratribologia este cea mai largă perspectivă lacare cineva se poate gândi. Dar ce înseamnă aceasta? Pot fi considerate relaţiileinterne ale materiei din univers sau mecanismele expansiunii universului sau,poate, mecanismele pentru crearea unei noi vieţi şi/sau culturi.

Trecerea de la fenomenele moleculare la tribologia universală este unexerciţiu interesant deoarece arată nivelurile pe care trebuie să le trecem în cazulfenomenelor şi proceselor studiate.

Oricum, acest exerciţiu are şi un risc considerabil. Ar putea da impresia căîntregul nostru univers este doar un sistem mecanic, ca mecanismul complex alunui ceas, şi dacă am cunoaşte toate detaliile la cel mai mic nivel atomic şi chiarsubatomic, dacă s-ar şti toate legile interacţiunii, atunci am putea calcula şi prezicece se întâmplă la nivel naţional sau global. Dar, există indicii şi opinii care critică oastfel de abordare mecanică [135].

1.1.2. Importanţa ştiinţifică a tribologiei.Tribologia reprezintă un domeniu complex şi pluridisciplinar, situându-se la

interferenţa mai multor ştiinţe: mecanica solidelor, mecanica fluidelor, fizica şichimia suprafeţelor, cristalografia etc.

Fig. 1.3 - Ramurile tribologiei.


Importanţa ştiinţifică a tribologiei constă în aceea că prin această ştiinţă setratează cele mai importante fenomene şi procese ireversibile ale naturii, frecareaşi uzura.

Din punct de vedere ştiinţific, tribologia are propriul ei domeniu deactivitate, iar situarea acestei ştiinţe la limita domeniilor amintite a determinatapariţia unor noi ramuri de specialitate: tribotehnica (cuprinde activităţile tehnico-aplicative ale tribologiei); biotribologia (cuprinde aplicarea cunoştinţelor dindomeniul tribologiei la sistemele vii); tribofizica (studiază relaţiile dintreproprietăţile fizice şi stările de frecare, pentru suprafeţele a două corpuri înmişcare); tribochimia (se ocupă cu studiul transformărilor chimice din straturilesuperficiale influenţate de mişcare, sarcină şi mediul în care lucrează) etc.

Atât tribofizica cât şi tribochimia se deosebesc de fizica şi chimia clasică asuprafeţelor, prin faptul că se ocupă cu fenomenele fizice şi chimice de la interfaţasuprafeţelor de contact, aflate în mişcare sub sarcină.

După Heinicke [130], tribologia este divizată în două ramuri principale şianume: triboştiinţa şi tribotehnologia (fig. 1.3).

Triboştiinţa studiază procesele fundamentale tribofizice şi tribochimice careexistă în timpul frecării exercitate asupra corpurilor şi formulează legile universalvalabile.

Tribofizica este ramura tribologiei care studiază procesele fizice care au locîn corpuri, atunci când sunt supuse la frecare.

Pentru tribochimie se menţionează două definiţii extrase din literatura despecialitate, dar care pot avea arii suprapuse de studiu [130]:

1. tribochimia este o ramură a chimiei care se ocupă de reacţiile chimice careau loc în zona de frecare şi determină modificări mecanice şi fizico-chimice alestraturilor superficiale ale perechii de triboelemente;

2. tribochimia este o ramură a chimiei care se ocupă de modificările chimiceşi fizico-chimice ale corpurilor datorită influenţei energiei mecanice.

1.1.3. Importanţa economică a tribologiei.Dacă se iau în considerare economiile posibile care se pot obţine prin apli-

carea cercetărilor de frecare, uzură şi ungere, în sistemele tehnice, tribologia repre-zintă obiect de interes atât în faza de proiectare, cât şi în cea de exploatare asistemelor.

Costul enorm al deficienţelor cu caracter tribologic este, în principal,cauzat de cantitatea mare de energie şi de pierderile de material ce apar în cazuloricărui sistem în funcţiune. Astfel, neglijarea problemelor cu cauze tribologicepoate compromite menţinerea pe piaţă, ciclul de viaţă al produselor, încredereaclienţilor în firma respectivă.

De exemplu, acum 200 de ani, Jacobs Rowe sugera că prin aplicarearulmenţilor la căruţe, s-ar putea înjumătăţi numărul cailor necesari pentru toatecăruţele şi carele din Anglia medievală. Cum numărul total de cai, estimaţi a fiimplicaţi în această formă de transport, era la acea vreme, de circa 40.000, costurile


potenţial economisite cu îngrijirea cailor reprezentau aproximativ un milion de lirepe an, la preţurile de la începutul secolului 18 [313].

În 1966 Peter Jost a estimat că aplicarea principiilor de bază ale tribologieiar determina, pentru economia Marii Britanii, o scădere a cheltuielilor cuaproximativ 515 milioane de lire sterline/an, la valoarea din 1965. Un raportsimilar, publicat în Germania de Vest în 1976, a relevat că pierderile economicecauzate de frecare şi uzură, se ridică la aproximativ 10 miliarde de mărci pe an, lavaloarea din 1975, ceea ce era echivalent cu 1% din produsul naţional brut.Aproximativ 50% din aceste pierderi s-au datorat uzurii abrazive. În SUA,îmbunătăţirile tribologice la autovehicule ar putea salva circa 18,6% din energiatotală consumată anual, ceea ce reprezintă echivalentul a aproximativ 14,3 miliardede dolari pe an. În Marea Britanie aplicarea principiilor şi practicilor tribologice arputea micşora costul energiei naţionale cu aproximativ 468 până la 700 milioanelire sterline/an. Economia care s-ar face prin aplicarea studiilor de tribologie esteatât de mare încât în multe ţări din lume au fost stabilite programe tribologice decătre organizaţii industriale şi guvernamentale.

Unele din aceste îmbunătăţiri sunt atât de radicale, încât se poate schimbaîntregul design dar şi tot procesul tehnologic al produsului. Un exemplu clasic îlreprezintă motorul adiabatic. Principiul acestei realizări constă în renunţarea lauleiul şi sistemul de lubrifiere, şi folosirea unui material uscat auto-lubrifiant. Dacămotorul poate lucra adiabatic la temperaturi înalte, căldura îndepărtată anterior decătre radiatorul acum depăşit moral, poate fi transformată în lucru mecanic. Rezul-tatul ar fi construirea unui motor uşor, ceea ce ar duce la o economisireconsiderabilă de combustibili, uleiuri şi reducerea costurilor de producţie avehiculelor.

Alte exemple de inovaţii cu soluţii date de tribologie, includ cuţite cusuprafeţe tratate pentru tunderea oilor, scule cu suprafaţa dură pentru excavareasolului, tuburi de polietilenă pentru reziduurile de cărbuni şi aliaje de titan cuimplant ionic pentru proteze ortopedice [313].

Din experienţa mai multor ţări rezultă că o parte destul de importantă dinefectele economice semnalate provin din corectarea anumitor erori de proiectare şiexecuţie sau a celor de exploatare şi întreţinere. La fel de importantă este şiconstatarea că cel puţin jumătate din efectele economice se pot obţine fără noicercetări, numai prin aplicarea cu perseverenţă a cunoştinţelor moderne detribologie.

Aplicarea cunoştinţelor de tribologie a produs importante economii şi înRomânia. Astfel, în [2, 3] se arată că la nivelul anului 1975 s-au economisit zeci demilioane de lei, doar prin utilizarea fontei modificate, cu conţinut mare de fosfor, lasaboţii vagoanelor de cale ferată şi prin utilizarea plăcuţelor de frână din materialecompozite pentru autoturisme şi vehicule feroviare.

Exemplele ar putea continua şi acestea justifică pe deplin că tribologieitrebuie să i se acorde o atenţie deosebită pe viitor.


1.2. FENOMENE ŞI PROCESE TRIBOLOGICE. CONSIDERAŢIIGENERALE.

Într-un tribosistem, au loc simultan un număr mare de fenomene şi procese.Fig. 1.4 prezintă sugestiv zona de contact dintre două triboelemente, ambele dinmateriale metalice [129]. În această figură este schiţată secţiunea unei cuple defrecare împreună cu lubrifiantul şi se specifică procesele care pot avea loc. Acesteadepind de proprietăţile elementelor tribosistemului – a celor două elemente solideîn contact, a elementului intermediar de ungere şi a mediului înconjurător.

1. materialul de bază;2. zona deformaţiilor elastice

(~50…300 μm);3. zona deformaţiilor plastice

(~10 μm);4. zona cu modificări structurale

(~2…5 μm);5. stratul de reacţie chimică (oxizi)

(~0,01…1 μm);6. straturile de adsorbţie fizică şi

chimică ale lubrifiantului(~10…50 nm);

7. strat limită al cristalelor lichide(~0,01…0,10 μm);

8. pelicula de lubrifiant (aici de tiphidrodinamic)(~5…300 μm).

Fig. 1.4 - Zona de contact între douătriboelemente.

La începutul cercetărilor asupra lubrifierii, au fost studiate şi descrisefenomenele şi procesele care au loc în regim hidrodinamic.

Presiunile înalte care acţionează în pelicula de lubrifiant provoacă creştereavâscozităţii lui, astfel încât în microzonele de contact pot apărea presiuni suficientde mari pentru trecerea acestuia din starea lichidă în starea solidă. Presiuni mariapar şi în zonele de contact ale asperităţilor, când se deplasează una faţă decealaltă. S-a stabilit că viteza de deplasare a asperităţilor este mai mare decât viteza


de solidificare a fluidului, şi ca urmare a acestui fapt, uleiul, în mod practic, nupoate trece în starea solidă. Acest lucru a fost confirmat experimental de Jacobson,citat în [129]. La presiunea de 12.000 MPa uleiul se solidifică în 9 s, iar lapresiunea de 20.000 MPa în 5,2 s. În cazul unei presiuni mai mari decât presiuneade solidificare, intensitatea solidificării creşte proporţional cu creşterea presiunii. Încazul presiunii de 20.000 MPa şi a unei vitezei relative de 15 m/s în zona decontact cu lăţimea de 1 mm, uleiul se solidifică în 90% din volumul zonei. Larulmenţi, în cazul condiţiilor normale de lucru, în zona contactului tribologic, uleiulse solidifică. Acest lucru este caracteristic îndeosebi pentru uleiurile cu vâscozitateînaltă, care se solidifică în mai puţin de 5 s la o presiune sub 400 MPa [129].

Astăzi de mare interes sunt lucrările privind reologia peliculelor foartesubţiri ale substanţelor organice (de ulei sau polimerice) în contact cu un corpsolid, atunci când sunt supuse frecării.

Un fenomen reologic interesant în zona frecării îl reprezintă transferululeiului spre zonele cu temperatură ridicată, adică spre neregularităţile şi micro-neregularităţile pe care se produce o cantitate mai mare de căldură. Acţiuneatemperaturii şi în special a gradientului termic este considerabil mai mare decât aforţelor de gravitaţie şi a forţei centrifuge, exercitate asupra fluidului aflat întresuprafeţele elementelor tribologice. Chiar şi în cazul unei cantităţi mici de ulei,deplasarea fluidului în zonele de temperatură ridicată asigură crearea unei peliculeportante, care acţionează împotriva gripării în timpul funcţionării [129].

Pelicula de ulei dintre suprafeţele pieselor conjugate previne transmiterealocală a forţelor prin vârfurile neregularităţilor de suprafaţă şi reduce tensiunilemaxime de contact, jucând rolul de „pernă” între corpurile solide. Uleiul conţinesubstanţe active de suprafaţă (SAS), care formează pe corpurile solide pelicule deprotecţie care se distrug, dar se şi regenerează în acelaşi timp. Această peliculălimită îmbunătăţeşte procesul de frecare, reducând adâncimea acţiunii termice careprovoacă transformările structurale ale materialelor metalice în special, faptconfirmat prin studiul distribuţiei microdurităţii în straturile superficiale subţiri.

1.3. ADEZIUNEA.Fenomenele de adeziune au o mare importanţă în procesele tribologice,

pentru că acestea reprezintă sursa unei părţi importante a rezistenţei la frecare, înspecial în cazul celei uscate.

Toate corpurile solide şi lichide au un câmp superficial de forţe, careproduc forţe de adeziune. Totuşi, sunt unele corpuri care, la contactul reciproc, auproprietăţi slabe de adeziune. Până în prezent nu există o explicaţie raţională aacestui fenomen. Se presupune că o mare importanţă pentru fenomenele deadeziune o au conformitatea formei geometrice şi dispunerea atomilor şi ionilor –aceştia fiind generatorii încărcărilor electrostatice superficiale. În cazulneconformităţii suprafeţelor de contact adeziunea nu are loc. La adeziuneapolimerilor, un rol important se atribuie existenţei grupărilor polare. Moleculele custructură polară sunt supuse unui fenomen puternic de prindere prin adeziune, în


special dacă şi substratul are grupări cu polaritate contrară, cum este cazulmaterialelor metalice [129].

Practic forţele Van de Waals dispar la o distanţă de 1-2 nm, de aceeapentru prinderea prin adeziune este necesară apropierea corespunzătoare asuprafeţelor. Pentru obţinerea unei suprafeţe efective mari de contact se foloseştelustruirea şi lepuirea. Afară de acţiunea electrostatică dintre molecule, mai existăacţiunea electrodinamică.

La contactul corpurilor solide adeziunea poate să existe numai înmicrozonele de contact efectiv. Creşterea importantă a adeziunii se obţine prinintroducerea între suprafeţele în contact a unui lichid (de ungere), pentru că acestaduce la creşterea suprafeţei efective de contact, dacă bineînţeles lichidul umezeşteambele suprafeţe ale corpurilor solide. Ca exemplu se poate menţiona prinderea adouă plăci din sticlă umezite.

Nu există o explicaţie general admisă a adeziunii, dar în literatura despecialitate sunt date câteva teorii. Explicaţia adeziunii prin acţiunea forţelormoleculare reprezintă un aspect al a teoriei adeziunii [129].

Dereaghin a elaborat teoria electrică a adeziunii. Bazându-se pe rezultateleobţinute la ruperea corpurilor prinse, el a stabilit că forţele intermoleculareacţionează la o distanţă mai mică de 2 nm, pe când atracţia s-a observat la odistanţă de până la 1000 nm. Astfel, în afară de forţele intermoleculare, un rolimportant în procesul de adeziune îl are stratul electric dublu care se formează laatingerea dintre cele două corpuri. La prinderea prin adeziune a polimerilor care augrupări polare, stratul electric dublu apare ca rezultat al funcţionării mecanismuluide donare – acceptare de electroni.

La ruperea prinderii dispar sarcinile electrice ca urmare a efectului de tunelşi a emisiei de electroni, a scurgerii sarcinilor din cauza conductibilităţii electrice afiecărei suprafeţe şi a descărcărilor electrice în gazul adiacent suprafeţelor.

Teoria adsorbţiei şi cea electrică nu se exclud una pe cealaltă, teoriaelectrică indicând doar sursa suplimentară a forţelor de adeziune. Parks [129] aelaborat teoria adeziunii prin recristalizare, care poate fi aplicată corpurilorcristaline şi în special metalelor. Contactului nemijlocit şi prinderii prin adeziune ametalelor li se opun peliculele de oxizi de pe suprafeţele metalelor şi orientareadiferită a grăunţilor cristalini din cauza prelucrării suprafeţei. La o temperaturăînaltă (diferită, funcţie de materialele metalice implicate) are loc migrarea atomilorunui metal în altul prin peliculele de oxid, cu formarea de cristale comune careunesc ambele corpuri. Această teorie este valabilă doar pentru corpurile cristaline şinu explică adeziunea la temperatura mediului înconjurător, când recristalizarea estepuţin probabilă.

Teoria energetică a adeziunii a lui Semenov se bazează pe mişcareaatomilor cu o stare energetică ridicată [129]. Pentru prinderea prin adeziune estenecesară trecerea atomilor dintr-un corp metalic în altul. Ieşirea atomului dinreţeaua sa cristalină este legată de depăşirea pragului energetic care depinde deenergia legăturii specifice reţelei cristaline date. Drept rezultat al trecerii atomilor


unui corp în reţeaua cristalină a altuia, între atomii ambelor corpuri se formeazălegături metalice care leagă şi suprafeţele.

La studiul prinderii prin adeziune a polimerilor şi a proceselor de lipire,teoriile existente s-au dovedit parţial nesatisfăcătoare. A fost propusă teoriaadeziunii prin difuziune. Conform acestei teorii, moleculele polimerilor care sunt încontact, difuzează în straturile superficiale, formând o peliculă de trecere, cucompoziţie mixtă, care lipeşte ambii polimeri [129].

Este destul de greu să se explice difuziunea moleculelor în timpul prinderiiprin adeziune a polimerului, cu metalul sau cu sticla. Totuşi, experimental s-aconstatat difuziunea metalelor prin formarea de faze intermetalice de adeziune, atâtîn condiţii statice, cât şi în condiţii dinamice.

Fenomenul adeziunii poate fi una dintre cauzele mişcării sacadate înprocesul frecării de alunecare (stick-slip). Condiţia obligatorie a apariţiei mişcăriisacadate este un coeficient mai mare al frecării de repaus decât coeficientul defrecare la alunecare, precum şi viteza relativă mică şi sarcinile mari. În timpulmişcării sacadate a elementelor contactului tribologic apar oscilaţii şi vibraţii care,deseori, se transmit în întregime maşinii.

1.4. ADSORBŢIA LUBRIFIANTULUI LA SUPRAFEŢELECORPURILOR SOLIDE.

În sens tribologic, adsorbţia însumează totalitatea proceselor fizico-chimiceşi mecanice, de fixare a unor molecule din lubrifiant la suprafeţele corpurilor solidesub influenţa mişcării, sarcinilor şi a factorilor de mediu.

Lubrifierea care apare la temperaturi normale şi relativ scăzute şi forţe marieste de o importanţă practică majoră, fiind cunoscută, în general, ca “lubrifiereade adsorbţie”. Aceasta este eficientă la presiuni de contact de până la 1 GPa şi latemperaturi ale suprafeţelor relativ scăzute de 100…150C.

Lubrifierea prin adsorbţie se deosebeşte de lubrifierea hidrodinamică, EHDşi chiar de stratul vâscos, prin faptul că suprafeţele opuse, aflate în contact, nu suntseparate decât de un strat subţire de fluid şi nu de o peliculă fluidă relativ groasă şicontinuă. Un strat mono-molecular separă suprafeţele aflate în contact, iar acestaeste atât de subţire încât mecanica asperităţilor în contact este similară cu cea asuprafeţelor uscate în contact. Acest strat mono-molecular se formează prinadsorbţia lubrifiantului, sau, mai precis a anumitor aditivi şi/sau molecule dinlubrifiant pe suprafeţele de lucru. Efectul de lubrifiere (sau de reducere a frecării)este cauzat de formarea unei interfeţe între suprafeţele opuse, caracterizată printr-orezistenţă scăzută la forfecare.

Pe lângă moleculele nepolare ale hidrocarburilor, care se polarizeazănumai sub influenţa unui câmp electric, mai există unele care conţin aşa-numitelepărţi active (sau grupări) şi care sunt permanent polarizate (de exemplu, grăsimileanimale şi vegetale). Acestea se numesc molecule polare sau bipolare şi existenţalor se explică prin repartizarea inegală a sarcinilor electrice în moleculă, careprovin din intrarea unui atom de oxigen în compoziţia grăsimilor, sau a unui atom


de sulf, clor, fosfor etc., în combinaţii activate artificial. Măsura polarizării lor estedipolmomentul, o mărime vectorială proporţională cu forţele exercitate de sarcinileelectrice şi distanţa dintre ele.

În lipsa unui câmp electric exterior, la molecula nepolară punctele deaplicaţie a sarcinilor electrice coincid, aceasta fiind simetrică din punct de vedereelectric, în timp ce moleculele polare sunt electric nesimetrice.

În moleculele electric simetrice, ca de exemplu metanul, tetraclorura decarbon, bioxidul de carbon, disulfura de carbon, acetilena, etilena, benzenul,difenilul, ciclohexanul, decalina (decahidronaftalina), dipolmomentul este nul.Moleculele electric asimetrice au un dipolmoment nenul şi acesta este cu atât maimare, cu cât punctele de aplicaţie ale sarcinilor, pozitive şi negative, sunt maiîndepărtate unul de celălalt.

Moleculele polare se asociază astfel încât momentul lor total să fie mai micdecât momentul fiecărei molecule, ca urmare a atracţiei sarcinilor opuse şineutralizării lor.

Moleculele polare au tendinţa de a fi atrase de câmpurile de forţă alesuprafeţelor metalice printr-un proces de adsorbţie. De aici importanţa lor în ceeace priveşte aderenţa la materiale metalice, necesară în procesul de ungere.Adsorbindu-se la suprafaţa metalică, moleculele active se „lipesc” de metal pringrupările lor polare, iar lanţurile nepolare de hidrocarburi dau naştere la o suprafaţănouă, care, ca urmare a flexibilităţii şi mobilităţii ei foarte mari, este mult mainetedă, frecarea fiind astfel foarte redusă. Frecarea se produce, deci, numai întresuprafeţele formate din părţile nepolare ale moleculelor, ale căror câmpuri suntslabe şi de aceea rezistenţa la mişcare este redusă.

Moleculele organice polare precum acizii graşi şi alcoolii, sunt adsorbiţi pesuprafeţele metalice şi sunt greu de îndepărtat. De mult timp se cunoaşte rolulacestor substanţe în lubrifiere [171, 312, 313].

Cauza pentru care o suprafaţă metalică rămâne uleioasă şi alunecoasă dupăce a venit în contact cu o substanţă grasă, o reprezintă adsorbţia, iar suprafaţa varămâne uleioasă chiar şi după o ştergere viguroasă cu o cârpă uscată. Adsorbţiamoleculelor organice polare pe o suprafaţă metalică produce o frecare scăzutăpentru că mişcarea va avea loc între straturile mono-moleculare, adsorbite pesuprafeţele solide (fig. 1.5).

Polaritatea adsorbitului este esenţială în mecanismul de lubrifiere şiînseamnă că o moleculă este asimetrică din punct de vedere al câmpului electric şicu o afinitate chimică diferită la capete. De exemplu, un capăt al moleculei unuiacid gras, care conţine gruparea carboxil, -COOH-, este puternic atras de suprafaţametalică, în timp ce celălalt capăt care conţine gruparea alchil, -CH3-, este respinsde aproape oricare altă substanţă.

Adsorbţia puternică face ca fiecare loc liber de pe o suprafaţă să fie ocupatde o moleculă orientată de acid gras, generându-se astfel o peliculă densă şirezistentă. Respingerile slabe sau legăturile slabe dintre grupările alchil asigură orezistenţă relativ scăzută la forfecare.


Fig. 1.5 - Straturi mono-moleculare cu frecare redusă, ale moleculelororganice polare adsorbite pe suprafeţele metalice.

Stratul adsorbit are o valoare mică pentru limita de curgere la forfecare şiefortul de forfecare, , necesar deplasării pe acest strat este şi el mic. Raportul

y/ p va tinde spre 1 la valori mici ale efortului de forfecare, deci coeficientul de

frecare va fi mai mic în comparaţie cu cel obţinut pe aceleaşi suprafeţe metalice,dar fără straturi adsorbite. yp este limita de curgere în miezul materialului. Acesta

este modelul lubrifierii prin adsorbţie, postulat mai întâi de către Hardy şiDoubleday şi mai târziu de către Bowden şi Tabor [33, 34]. Acizii graşi sunteficienţi mai ales datorită polarităţii lor puternice, dar şi alte componente organice,precum alcoolii şi aminele, au o polaritate suficientă pentru a fi folosite practic.

Din punctul de vedere al procesului de realizare a fixării moleculelor,adsorbţia poate fi împărţită în două categorii de bază: fizisorbţia şi chemisorbţia.Ultima apare de obicei la temperaturi mai înalte decât prima şi este mai utilă camecanism de lubrifiere în aplicaţiile practice din cauza stabilităţii straturiloradsorbite.

Fizisorbţia este definită ca un proces de orientare şi ataşare a moleculelorunui fluid la un substrat solid, legăturile fiind realizate şi distruse pe principiilefizicii moleculare, fără a modifica structura chimică a substratului şi a moleculeloradsorbite. Procesul este preponderent reversibil.

Chemisorbţia este un proces rareori reversibil, de ataşare a moleculelorunui fluid la un substrat solid prin reacţii chimice induse de structura chimică, atâta moleculelor fluidului, cât şi a componentelor stratului solid, dar şi de condiţiilede lucru, în special de temperatură.

Există o serie de criterii calitative pentru diferenţierea tipului de absorbţie.Totuşi, nici unul din aceste criterii nu este suficient pentru a face distincţie între


fizisorbţie şi chemosorbţie în orice aplicaţie practică. Există cazuri când tipuladsorbţiei rămâne nedefinit, specialiştii referindu-se la acesta ca fiind mixt.

Un prim criteriu de diferenţiere a mecanismului de adsorbţie este valoareacăldurii de adsorbţie. Legăturile chimice fiind mai puternice decât cele fizice, şicăldura de chemisorbţie va fi mai mare decât căldura de adsorbţie prin mecanismefizice. Pentru adsorbţia fizică ar fi caracteristice valori între 1.000…2.000 cal/mol,iar pentru chemosorbţie valori între 10.000…100.000 cal/mol. Cu toate acestea, auputut fi puse în evidenţă şi cazuri de chemisorbţie cu un aport termic de numai3.000 cal/mol 129.

Un alt criteriu de diferenţiere între cele două tipuri de adsorbţie este şiintervalul de temperatură în care este posibil procesul. Spre deosebire de adsorbţiafizică, chemosorbţia poate avea loc şi la temperaturi mult mai mari decât punctulde fierbere al adsorbitului. Mai exact spus, dacă adsorbţia care are loc la o anumitătemperatură şi presiune p, temperatură la care presiunea vaporilor saturaţi este op ,

atunci adsorbţia fizică nu are loc, în general, până când raportul op / p nu atingevaloarea 0,01. Acest criteriu nu poate fi considerat absolut deoarece în cazul celormai mulţi adsorbanţi activi, în special a celor cu structură poroasă fină, se potadsorbi gaze şi vapori chiar şi la valori ale raportului 8

op / p 10 .O altă deosebire între cele două tipuri de adsorbţie este grosimea stratului

adsorbit. În timp ce stratul chemisorbit este totdeauna monomolecular, straturileadsorbite fizic pot fi monomoleculare sau polimoleculare.

1.4.1. Fizisorbţia.Fizisorbţia sau adsorbţia fizică este o formă a adsorbţiei în care moleculele

adsorbitului pot fi ataşate sau detaşate de o suprafaţă, fără modificări ireversibileale suprafeţelor sau adsorbitului. Majoritatea lichidelor şi gazelor se adsorb fizic lamajoritatea suprafeţelor solide, dar aproape întotdeauna există o limită superioară atemperaturii peste care procesul nu mai are loc, denumită temperatură de tranziţie,limită dependentă de structura moleculară a adsorbitului dar şi de condiţiile delucru, cum ar fi viteza şi sarcina. Într-un proces de fizisorbţie, legăturile Van derWaals sau forţele de dispersie asigură legăturile între substrat şi adsorbit (fig. 1.6).În cazul adsorbţiei fizice nu există schimb de electroni între moleculeleadsorbitului şi stratul superficial [313].

Fig.1.6 - Schematizarea procesului de fizisorbţie.


Fig.1.7 - Topirea peliculelor adsorbite.

Un strat ordonat al adsorbitului este ideal pentru eficacitatea lubrifierii prinadsorbţie. Atunci când se depăşeşte punctul de topire al absorbitului, această ordinese pierde şi pelicula adsorbită nu mai are rolul de strat lubrifiat, aşa cum se arată înfig. 1.7. Există, deci, o temperatură critică peste care stratul adsorbit fizic nu se maiformează, şi care nu depinde numai de proprietăţile fizice ale absorbitului, cum estetemperatura de topire, ci şi de natura substratului.

1.4.2. Chemisorbţia.Chemisorbţia sau adsorbţia chimică este o formă ireversibilă sau parţial

ireversibilă, care implică legături chimice între adsorbit şi substratul solid (fig. 1.8).

Fig. 1.8 - Mecanismul chemisorbţiei.

Deoarece cele mai comune metale (de exemplu, fierul) sunt reactive,această formă a adsorbţiei are o mare importanţă practică. Rezistenţa legăturiichimice dintre adsorbit şi stratul superficial (substrat) determină temperatura detranziţie la frecare, şi depinde de reactivitatea materialului substratului solid(tabelul 1.1) [33].

Temperatura de tranziţie la frecare este temperatura la care începe fixareachimică a moleculelor şi, deci, reducerea frecării. Având în vedere distribuţialungimilor moleculare ale adsorbitului, poate exista un anumit interval detemperatură în care are loc fixarea acestuia de substrat.


Frecarea unor materiale cu reactivităţi diferite, lubrifiate cu acidul lauricTabelul 1.1

MaterialulCoeficientul defrecare la 20ºC

Temperaturade tranziţie, ºC

% acid dereacţie*

Tipul de alunecare la20ºC

Zinc 0,04 94 10,0 UniformăCadmiu 0,05 103 9,3 UniformăCupru 0,08 97 4,6 UniformăMagneziu 0,08 80 Urme UniformăPlatină 0,25 20 0,0 IntermitentăNichel 0,28 20 0,0 IntermitentăAluminiu 0,30 20 0,0 IntermitentăCrom 0,34 20 Urme IntermitentăSticlă 0,3…0,4 20 0,0 Intermitentă (neregulată)Argint 0,55 20 0,0 Intermitentă (pronunţată)

*Cantitatea estimată de acid, implicată în reacţia ce presupune formarea unei sări normale.

Din tabelul 1.1 se observă că zincul, cadmiul, cuprul şi magneziul suntcomparativ bine lubrifiate de acidul lauric, având coeficienţi scăzuţi de frecare şitemperaturi mari de tranziţie. Caracteristica comună a acestor materiale este aceeacă o parte din acidul lauric a fost ireversibil adsorbit la suprafaţa metalică, chiardacă magneziul indică o reactivitate anormal de scăzută în acest test. Pe altă parte,metalele inerte ca platina şi argintul au coeficienţii de frecare mari şi temperaturide tranziţie mici. Sticla, care este virtual inertă, este de asemenea slab lubrifiată deacidul lauric. Nu s-a constatat însă o retenţie permanentă a acidului lauric peplatină, argint sau sticlă.

Alte metale precum nichelul, aluminiul şi cromul au, de asemenea,coeficientul de frecare mare, respectiv o retenţie slabă a acidului lauric. Motivelepentru care reactivitatea este scăzută la aceste metale sunt încă neclare [313].

O diferenţă majoră dintre chemisorbţie şi fizisorbţie este aceea căpeliculele adsorbite chimic sunt, cel puţin în parte, legate ireversibil de stratulsuperficial. Chiar spălate cu solvenţi puternici care îndepărtează peliculele fixatefizic, cele adsorbite chimic nu sunt înlăturate. Experimental s-a constatat că, deşi oparte din acidul stearic a fost îndepărtată prin solvenţi puternici, întotdeaunarămâne o anumită cantitate minimă (38%) sub forma unui monostrat adsorbit, cureţea compactă. Totuşi, nu toate substanţele adsorbite sunt suficient de reactivepentru a iniţia chemisorbţia. Un alcool cu lanţ molecular lung nu a prezentat nici oretenţie, nici măcar la metalele mai active din punct de vedere chimic [33], în timpce acidul stearic prezintă o retenţie permanentă la acest tip de metale (cum ar fizincul şi cadmiul), dar nu şi la metalele nobile ca platina şi aurul.

1.4.3. Influenţa structurii moleculare a lubrifiantului asupra lubrifieriiprin adsorbţie.

Structura moleculară sau forma adsorbitului influenţează foarte multeficienţa lubrifierii. Pe lângă cerinţele necesare de bază (ca moleculele de adsorbţie


să fie polare) pentru atracţia la o suprafaţă metalică, forma moleculei trebuie săuşureze formarea monostraturilor cu reţea compactă. Numai moleculele liniare suntpotrivite în acest scop. Deşi adsorbiţii se pot caracteriza prin molecule cu mărimidiferite (fig. 1.9), dimensiunea unei molecule este critică pentru procesul deadsorbţie. De exemplu, s-a descoperit că temperatura de tranziţie la frecare aacizilor graşi creşte o dată cu creşterea masei lor moleculare [34]. Important pentrua asigura eficienţa lubrifierii prin adsorbţie este existenţa unei lungimi moleculareminime critice a lanţului acizilor graşi.

Fig. 1.9 - Lungimea minimă eficientă pentru procesul de adsorbţie a lanţuluimolecular a unui acid gras. Acidul stearic este un aditiv des întâlnit în uleiuri.

S-a constatat că această lungime minimă necesară este n 9 pentru acidulpelargonic, n fiind numărul atomilor de carbon din moleculă. O creştere a lui n dela 9 la 18 (în cazul acidului stearic) determină o creştere a temperaturii de tranziţiea frecării cu aproape 40C. Acizii graşi cu lanţuri moleculare scurte, adică 8n ,nu au proprietăţi bune de lubrifiere.

Efectul lungimii lanţului molecular asupra lubrifierii poate fi explicat prinlegăturile relativ slabe dintre grupările CH2 ale moleculelor adiacente de acid gras,în comparaţie cu legătura de la baza peliculei fluide, aşa cum este ilustrat în fig.1.10. Se pare că pentru a se asigura rezistenţa monostratului adsorbit este necesarun număr suficient de mare de perechi CH3.

Influenţa lungimii lanţului molecular este puternică. Astfel, alcoolul cu18n folosit în contact cu oţelul, asigură un coeficient de frecare mai scăzut

decât acidul gras cu 12n , chiar dacă acizii graşi au o atracţie mult mai puternicăla metale [313].

Deviaţiile de la forma moleculară liniară ideală provoacă degradarea severă aproprietăţilor de lubrifiere ale unui adsorbant. De exemplu, diferenţele dintrecaracteristicile de frecare devin clar vizibile în cazul diferiţilor izomeri aioctadecanolului, care pot avea configuraţii moleculare liniare, dar şi ramificate. Acestefect este ilustrat în fig. 1.11, prin coeficienţii de frecare ai unei bile de oţeldeplasându-se pe o placă de oţel, lubrifiate cu acid stearic şi izostearic, de diferiteconcentraţii, în ulei parafinic.


Fig. 1.10 - Legăturile dintre moleculele acidului gras şi substrat, necesare pentrua asigura rezistenţa monostratului adsorbit.

Fig. 1.11 - Efectul concentraţiei acidului stearic şi izostearic în uleiul parafinic,asupra coeficientului de frecare.

Diferenţa dintre formele moleculare ale acidului stearic şi cel izosteariceste că cel din urmă are lanţul format din 17 atomi principali de carbon cu osingură ramificaţie laterală, în timp ce acidul stearic are lanţul molecular format din18 atomi principali de carbon. Această „mică” diferenţă determină aproapetriplarea coeficientului de frecare dintre suprafeţele metalice testate, fără altămodificare a condiţiilor de testare. Modelul efectului probabil al izomerismuluiramificat este ilustrat în fig. 1.12.


Fig.1.12 - Structura peliculei adsorbite, formată din molecule liniare simple (a) şidin molecule ramificate lateral (b).

Forma ramificată a lanţului molecular are două efecte dăunătoare:- acoperirea completă a suprafeţei este dificil de realizat şi de aceea creşte

probabilitatea contactului metalic;- între suprafeţele adsorbite există o zonă adâncă de interacţiune, permiţând

legături puternice între peliculele adsorbite pe fiecare corp solid, ceea ce duce lacoeficienţi mari de frecare.

Deşi se presupune că acizii graşi sunt printre lubrifianţii cu adsorbţia ceamai eficientă, există şi alte substanţe organice, cum ar fi aminele, care sunt destulde des folosite ca aditivi de lubrifiere, pentru a reduce frecarea.

Fig.1.13 - Structura unui monostrat silanic adsorbit, rezultat dintr-un lubrifiant, şiavând durabilitatea net superioară acizilor graşi.

Au fost testate şi hidrocarburile care conţin grupări cu siliciu şi oxigen.Aceste componente sunt cunoscute în literatură ca „silani” (de notat că această


denumire poate fi confundată cu un întreg grup de componenţi). S-a constatat căsub alunecări repetate durabilitatea monostraturilor formate de silani a fost multsuperioară altor lubrifianţi de adsorbţie. În fig. 1.13 este dată structura unuimonostrat al unui component silanic tipic 313.

Diferenţa majoră dintre monostraturile silanului şi cele ale acidului grasconstă în legarea laterală dintre moleculele cu siliciu, posibilă datorită legăturiilordintre atomii adiacenţi de oxigen şi siliciu. Îndepărtarea moleculelor individuale,care creează găuri în peliculă este prevenită de legăturile laterale puternice, astfelîncât monostratul poate susţine cel puţin 10.000 de cicluri de alunecare fără nici ocreştere a frecării. Monostratul acidului stearic, în aceleaşi condiţii, cedează după100 de cicluri. Fig. 1.14 prezintă schematic un adsorbant cu structura modificată.

Fig.1.14 - Structura unui acid gras (a) şi a unei substanţecu polimerizare laterală (b).

S-a descoperit că un grup hidroxil, adiţionat lanţului acidului gras, creeazăposibilitatea polimerizării laterale a peliculei de adsorbant, la concentraţii mari aleaditivilor, ceea ce duce la reducerea semnificativă a frecării.

Multe dintre cunoştinţele actuale despre peliculele adsorbite sunt încăprovizorii. Deşi formele efective ale adsorbţiei se cunosc, acestea pot fi oricândcompletate de noi cercetări.

1.5. TENSIUNEA SUPERFICIALĂ.O proprietate generală a suprafeţei unui lichid sau solid este tensiunea

superficială. Iniţial această noţiune a fost folosită pentru a explica tendinţa decontracţie a suprafeţei unui lichid. Tensiunea superficială tinde să micşorezesuprafaţa liberă a unui lichid faţă de mediul înconjurător, şi să strângă lichidulsub formă de picături. O picătură de lichid ia, în absenţa altor forţe, o formăsferică ceea ce asigură o suprafaţă minimă pentru un volum dat.

Existenţa tensiunii superficiale este datorată situaţiei particulare amoleculelor aflate pe suprafaţa de separaţie. Forţele de coeziune dintre moleculeleunui fluid sunt responsabile pentru acest fenomen cunoscut sub numele de tensiunesuperficială. Moleculele de la suprafaţa lichidului nu mai sunt înconjurate din toatepărţile de alte molecule şi ele vor fi mai strâns „legate” comparativ cu cele situate


sub suprafaţa liberă a fluidului. Această coeziune formează la suprafaţa lichidului opeliculă mai rezistentă decât cea a volumul fluidului de sub suprafaţă. Deci, estemai uşor de mişcat un corp în interiorul unui lichid decât de deplasat spre exteriorullichidului prin pelicula superficială.

Tensiunea superficială se măsoară în dyn/cm sau N/m iar această unitate demăsură reprezintă forţa necesară pentru a rupe o peliculă superficială pe lungimeaunitară (1 dyn/cm = 10-3N/m, 1 dyn = 10-5N). Tensiunea superficială poate fi legatăde energia peliculei superficiale pe unitatea de suprafaţă (de obicei se foloseşte caunitate erg/cm2). Iată câteva valori ale tensiunii superficiale pentru câteva fluide înaer, la 20°C: apa are o tensiune superficială de 72,8 dyn/cm comparativ cu alcooluletilic care are 22,3 dyn/cm şi mercurul – 465 dyn/cm.

Tensiunea interfacială are aceeaşi semnificaţie dar la suprafaţa de separaredintre două lichide nemiscibile, fiind importantă atunci când în tribosistem existăun alt fluid. Într-un amestec de fluide (cum este cazul emulsiilor), componentul maitensioactiv este adsorbit cu precădere pe suprafeţele metalice.

Se deosebesc: tensiunea superficială a unui lichid într-un gaz, tensiuneasuperficială faţă de lichide nemiscibile, tensiunea superficială faţă de corpurisolide (inclusiv metalice).

Studiile asupra împrăştierii lubrifiantului pe suprafaţa apei au arătat cănumai uleiurile ale căror molecule conţin grupe active (COOH, OH etc.), care înmod obişnuit măresc solubilitatea uleiurilor în apă, formează o peliculă subţire lasuprafaţa apei. Aceasta se produce deoarece grupările active au afinitate pentruapă, pe când lanţul unei hidrocarburi are tendinţa de a veni în contact cu lanţurilede acelaşi gen. Astfel de molecule se orientează în aşa fel încât suprafaţa externăeste compusă din partea fără radicali liberi ai moleculei, iar toate grupările activesunt îndreptate către suprafaţa apei. Radicalii carboxilici şi oxidrilici, avândafinităţi pentru apă, tind să se dizolve în ea, în timp ce lanţurile hidrocarbonice alemoleculelor, împiedicând dizolvarea totală a moleculelor, le menţin la suprafaţă,formând o peliculă nouă din lanţuri hidrocarbonice.

Analog orientării la suprafaţa apei se produce şi orientarea moleculeloractive la alte suprafeţe, în special la suprafeţele metalice ale elementelor de maşinicu mişcare relativă.

Tensiunea superficială a uleiurilor minerale este de 0,030…0,035 N/m(30…35 dyn/cm), valorile superioare corespunzând uleiurilor mai vâscoase.Tensiunea superficială a uleiurilor vegetale şi grăsimilor animale este cuprinsă între0,028…0,036 N/m (28…36 dyn/cm).

Tensiunea superficială a unui lichid scade semnificativ atunci când i seadaugă o substanţă care are o tensiune superficială mai mică. Substanţele caremicşorează tensiunea superficială sunt totdeauna atrase către suprafaţa lichidului (auleiului), iar cele care au tendinţa de a mări tensiunea superficială sunt împinsecătre interiorul fluidului. Substanţele care micşorează tensiunea superficială auleiurilor sunt săpunurile, acizii graşi, grafitul coloidal şi alte substanţe active. Din


punctul de vedere al frecării şi ungerii, tensiunea superficială cea mai interesantăeste aceea dintre lubrifiant şi suprafeţele metalice.

Un film lubrifiant se va forma pe metal cu atât mai uşor, cu cât tensiuneasuperficială a lichidului va fi mai mică. Când tensiunea superficială este mai mare,lichidul rămâne sub formă de picături şi nu udă suprafaţa (de exemplu apa, care peo suprafaţă metalică se strânge în picături). În schimb, lichidul care se întinde pemetal are o tensiune superficială mică faţă de el însuşi şi, deci, putere mare de auda suprafaţa metalică. S-a încercat să se măsoare această valoare, însă rezultatelepractice actuale nu sunt concludente. Tensiunea superficială a uleiurilor nu explicăîn totalitate onctuozitatea, deoarece, în afară de acest factor, la formarea şipăstrarea filmului de lubrifiant pe suprafaţa metalică mai intervin şi alte fenomenefizice şi fizico-chimice, dar şi factori externi, impuşi de funcţionare (sarcină,viteză, temperatură).

1.6. UDAREA SUPRAFEŢEI.La contactul între o suprafaţă solidă (sau lichidă) şi o suprafaţă lichidă pot

lua naştere trei situaţii deosebite determinate de valoarea unghiului de contact.Unghiul de contact format între tangentele celor două suprafeţe într-un punct deintersecţie (fig. 1.15) poate fi exprimat în funcţie de tensiunile superficiale aleinterfeţelor:

s ,g s ,l

l ,g

cos

(1.1)

în care ,s g este tensiunea la interfaţa solid – gaz, ,s l este tensiunea la interfaţasolid – lichid iar ,l g este tensiunea superficială a lichidului în echilibru cu gazulînconjurător. Relaţia se aplică pentru cazul 1 cos 1 .

Coeficientul de umectare este definit prin wK cos . Umectarea este

perfectă pentru owK 1 0 şi nu există umectare pentru o

wK 1 180 .

a) Forţele care acţionează asupra suprafeţeiunei picături de lichid pe o suprafaţă. b) Calitatea udării suprafeţelor.

Fig. 1.15 - Udarea suprafeţei.


În cazul în care s ,g s ,l

l ,g

1

are loc liofobia totală, iar pentru

s ,g s ,l

l ,g

1

are loc udarea totală sau etalarea. Cu alte cuvinte, etalarea intervine

atunci când energia de adeziune între fluid şi substratul solid este mai mare decâtcoeziunea fluidului. Se consideră că o suprafaţă este umectată (sau liofilă)dacă < 090 şi neumectată (liofobă) dacă > 090 .

Evaluarea unghiului de contact se foloseşte la studiul straturilormonomoleculare. Starea filmului poate fi identificată prin efectul pe care filmul îlexercită asupra unghiului de contact al unui lichid cu tensiune superficială mare.Un astfel de lichid este iodura de metilen ( 50,8 dyn/cm2 la 20oC), care prezintăşi avantajul unei temperaturi de fierbere ridicate şi a unei vâscozităţi reduse.

Măsurarea unghiului de contact între picătura de fluid şi suprafaţa solidă sepoate face fie direct prin metoda picăturii, fie prin metoda plăcii înclinate, ascufundării cilindrului etc. Pentru măsurători asupra suprafeţelor supuse frecăriimai indicată este metoda picăturii deoarece poate folosi şi suprafeţe solide de micidimensiuni.

Căldura de udare.S-a încercat să se găsească o mărime a puterii de ungere, măsurându-se

căldura minimă ce se dezvoltă la udarea unei suprafeţe de către un lichid. S-aobservat că un lubrifiant bun udă praful de cupru de 7...10 ori mai puţin decâtgrafitul, pe când un lubrifiant mai puţin bun udă praful metalic de cupru de 30 deori mai puţin decât grafitul pulbere.

S-a observat de asemenea că uleiurile distilate au o putere mai mare deudare decât cele rafinate, în special cele rafinate cu solvenţi selectivi. Un adaos micde substanţă polară (oleină, naftol, naftilamină) creşte imediat puterea de udare.

1.7. ONCTUOZITATEA SAU PUTEREA DE UNGERE.Proprietatea unui lubrifiant de a fii adsorbit pe o suprafaţă metalică şi

de orientare a moleculelor lui după direcţia de alunecare este denumităonctuozitate şi uneori putere de:ungere.

Onctuozitatea unui lubrifiant depinde în mare măsură de capacitatea depolarizare a moleculelor componente.

Toate încercările de determinare a onctuozităţii dau numai rezultateparţiale. De aceea se obişnuieşte măsurarea frecării pentru determinarea puterii deungere. Dar şi aici rezultatele sunt influenţate de faptul că lubrifiantul nu estesingurul factor, intervenind compoziţia, natura şi calitatea prelucrării suprafeţelor,viteza relativă de deplasare, presiunea de contact şi temperatura. În frecareasemifluidă sau semiuscată, valoarea forţei de frecare este influenţată de stratul delubrifiant orientat la suprafaţa metalului şi de natura suprafeţelor metalice.


În frecarea fluidă, influenţa calităţii suprafeţelor metalice dispare aproapecomplet, vâscozitatea lubrifiantului şi dependenţa acesteia de presiune şitemperatură căpătând o mare importanţă.

În cazul frecării semifluide, pe suprafaţa metalică sunt zone active careexercită unele forţe de adeziune; substanţele active din lubrifiant se leagă desubstrat în aceste zone active. Filmul va fi cu atât mai aderent, mai onctuos, cu câtaceste substanţe sunt mai bine legate de suprafaţa metalică, dar şi cu cât sunt maibine legate între ele şi cu cât molecula lor este mai lungă. Simpla existenţă agrupării polare COOH sau OH nu este suficientă pentru a avea o mai bunăonctuozitate, acestea trebuie să şi aparţină unor catene lungi. Acizii şi alcooliiinferiori nu sunt buni lubrifianţi, pe când acizii graşi superiori şi unii alcoolisuperiori sunt lubrifianţi prin excelenţă. Există şi alte substanţe care conţin clor,sulf, fosfor şi care sunt active, legându-se bine de suprafeţele metalice, iar princatenele laterale ale hidrocarburilor întăresc filmul de lubrifiant adsorbit.

1.7.1. Substanţele active.După unii specialişti [83, 126, 171], proprietatea de ungere a uleiurilor

minerale şi a unsorilor s-ar datora unor substanţe deosebit de active pe care leconţin (uleiurile sintetice nu conţin asemenea substanţe, decât dacă sunt adăugateîn mod controlat). De exemplu, sulful legat natural în uleiurile minerale micşoreazăfrecarea, iar uleiurile grase şi acizii graşi sunt deosebit de onctuoşi. Pe de altă parte,substanţele active, care măresc onctuozitatea, au uneori efecte chimice nedorite.Astfel, prezenţa lor în uleiuri şi unsori micşorează rezistenţa la îmbătrânire(unsorile rezistente la îmbătrânire nu sunt onctuoase). Rezultă că puterea de ungeretrebuie privită atât din punctul de vedere al onctuozităţii, cât şi din cel al rezistenţeila îmbătrânire. Practicianul va face, prin selectarea unui lubrifiant, un compromisîntre onctuozitate şi rezistenţa la îmbătrânire, acceptabil pentru aplicaţia respectivă.

1.7.2. Sferele polare de lubrifiant.Unii autori au emis ipoteza că moleculele active ale unsorii, unindu-se prin

grupările lor active şi aşezându-se cu capetele moleculelor hidrocarburii spreexterior, formează mici sfere, a căror acţiune seamănă cu acţiunea bilelor dinrulmenţi. Asemenea sfere se formează mai uşor în jurul particulelor fine de metal,care se găsesc în lubrifiant în urma uzurii, îndepărtându-se astfel acţiunea abrazivăa acestora [108].

Se presupune că moleculele active ale lubrifiantului, adsorbite pesuprafeţele în frecare, formează suprafeţe noi, iar puterea de atracţie între acestea şisuprafeţele sferelor fiind mică, duce la o reducere semnificativă a frecării. Sepresupune şi că mărirea zonei cu molecule active orientate este posibilă numai înstare de repaus sau de mişcare foarte lentă. O dată ce creşte viteza de alunecare,grosimea stratului orientat se reduce simţitor.

Moleculele mai îndepărtate de suprafeţele de frecare trec de la orientareanormală la suprafaţă, la orientarea în sensul mişcării (aşa-zisa orientare de curent).


În acest caz, micşorarea frecării s-ar datora uşurinţei de alunecare a moleculelororientate în acelaşi sens.

În concluzie, onctuozitatea nu este proprietatea unui ulei sau a unei unsori,ci a unor componente ale lor, componente care au tendinţa de a se orienta în specialîn prezenţa suprafeţelor metalice. Efectul de orientare este o măsură pentruonctuozitate şi acest efect este rezultanta mai multor factori: tensiunea superficială,tendinţa de adsorbţie, udarea şi adeziunea la suprafeţele metalice.

35

CAPITOLUL 2

PROCESE DE FRECARE

2.1. CONSIDERAŢII GENERALE.Frecarea este „un proces complex, de natură moleculară, mecanică şi ener-

getică, care are loc între suprafeţele de contact cu mişcare relativă” [256, 257].Frecarea reprezintă „rezistenţa opusă mişcării relative a unui corp solid faţă

de altul, forţa de rezistenţă având sens opus mişcării” [364]. În standardulromânesc STAS 8069-871 frecarea este definită ca fiind „fenomenul care are locîntre două suprafeţe în contact, supuse concomitent la o forţă normală de apăsare(N) şi la o forţă tangenţială (F), sau la un moment de frecare (M), care se opunestării relative de mişcare”. În standardul german DIN 50323 frecarea este „ointeracţiune între ariile reale ale corpurilor în contact şi se opune mişcării relative”.

După [4], frecarea se defineşte ca fiind rezistenţa la mişcare, dezvoltatăatunci când un corp alunecă peste celălalt. Forţa rezistivă care acţionează în sensopus mişcării se numeşte forţă de frecare. Mărimea forţei, necesară întreţineriialunecării dintre două corpuri este cunoscută ca valoare a forţei de frecare cinetică.În general, frecarea cinetică este mai mică decât frecarea statică. Frecarea se poaterecunoaşte prin efectele pe care le produce şi poate fi percepută:

a) sub formă de forţe (forţe de frecare), care acţionează asupra corpurilorcare vin în contact în cursul unei mişcări liniare;

b) sub formă de momente (momente de frecare), care acţionează asupracorpurilor care vin în contact în timpul mişcării de rotaţie;

c) ca proces în cursul căruia lucrul mecanic (lucrul mecanic de frecare sauenergia de frecare) este transformat în alte forme de energie (căldură, energie dedeformare etc.).

Practica experimentală este orientată, aproape exclusiv, asupradeterminării forţelor sau a momentelor de frecare, însă energia de frecare,fundamentată ştiinţific, oferă într-o măsură mai bună posibilitatea evaluăriicantitative a diferitelor procese de frecare.

Frecarea este efectul unui proces de generare şi disipare a energiei, careapare în transferul forţei de interacţiune de la un solid la altul, prin intermediul ariei

1 STAS 8069-87 Încercările metalelor. Încercarea la uzare. Clasificare şi terminologie.


reale de contact, în prezenţa mişcării relative sau doar a tendinţei de mişcarerelativă.

După rolul funcţional al tribosistemului, frecarea poate fi:- dăunătoare, la tribosistemele de antifricţiune, datorită efectelor principale

(consumul mare de energie, încălzirea, uzura, vibraţiile), care conduc, în final, lascoaterea din uz a tribosistemului;

- utilă, la tribosistemele de fricţiune (ambreiaje, frâne, transmisii prin fricţiune),care poate fi, de asemenea, însoţită de încălzire, uzură, vibraţii.

a) b) c)Fig. 2.1 - Clasificarea frecării din punct de vedere cinematic:

a – de alunecare; b – de rostogolire; c – de pivotare (de rotaţie).

Pe suprafeţele comune de contact ale cuplelor de frecare, în funcţie deprezenţa sau nu a lubrifiantului, se deosebesc următoarele tipuri de frecare: (a) –frecare uscată, (b) – frecarea limită, (c) – frecarea mixtă şi (d) – frecarea fluidă.Din punct de vedere cinematic, funcţie de caracterul vitezei relative dintreelementele cuplei, frecarea poate fi (fig. 2.1): (a) – frecarea de alunecare, (b) –frecarea de rostogolire şi (c) – frecarea de rotaţie (sau frecarea de spin).

2.2. REGIMURI DE FRECARE.Regimurile de frecare între triboelementele în contact, sunt influenţate, în

principal, de prezenţa mediului intermediar în zona de contact şi în particular, deacţiunea lubrifianţilor. Grosimea peliculei de lubrifiant dintre corpuri estedependentă de diverşi parametri ai tribosistemului, ca:

geometria şi poziţia corpurilor în contact, topografiile suprafeţelor corpurilor în contact, viteza relativă dintre corpurile în contact, sarcinile exterioare, vâscozitatea lubrifiantului, temperatura etc.

Contactul dintre corpuri poate fi caracterizat în funcţie de grosimeapeliculei de lubrifiant. În fig. 2.2 [129] sunt date principalele condiţii de contact, iarîn tabelul 2.1 [118] sunt enumerate regimurile de frecare.

2.3. MĂRIMI CARACTERISTICE ALE FRECĂRII.Prin definiţie, frecarea este un proces de interacţiune complexă ale celor

patru elemente componente ale unui tribosistem. Din această cauză, orice mărimecaracteristică trebuie să fie legată nu numai de o singură proprietate a unui corp sau

Cap. 2. Procese de frecare37

a mediului, ci trebuie să se aibă în vedere cuplul de corpuri, mai mult, chiar întregtribosistemul studiat.

Fig. 2.2 - Condiţii de contact între triboelemente:1 - contact direct, cu deformare plastică; 2 - contact elastic; 3 - contact cu peliculă delubrifiant, caracteristic ungerii elastohidrodinamice (EHD); 4 - contact cu peliculă de

lubrifiant, caracteristic ungerii hidrodinamice (HD).

Regimuri de frecare între corpuri în contact(după Niemann,[118]). Tabelul 2.1

Regim de frecare Condiţii de frecareFrecare uscată Nu există lubrifiant.

Frecare limită Straturi limită superficiale, rezultate prin oxidare, prin adsorbţiaşi/sau chemisorbţia unor molecule favorabile reducerii frecării.

Frecare mixtă În contact există simultan zone în care se generează o peliculăde fluid, iar celelalte zone sunt în contact direct.

Frecare fluidă Separare completă prin pelicula de fluid (hidrodinamică sauelastohidrodinamică).

În practica inginerească, pentru evaluarea frecării se folosesc mărimiadimensionale [364]:

coeficientul de frecare la alunecare:

f

n

F

F (2.1)

definit ca raport între forţa de frecare fF (care are sens opus mişcării şi esteparalelă cu aria de contact) şi forţa nF (normală pe aria de contact); ca rezultat alnumeroaselor variabile care influenţează procesele de frecare, în principiu nu esteposibil să se realizeze un calcul teoretic, exact, al coeficientului de frecare;

coeficientul de frecare la şoc:

tşoc

n

m v

m v

(2.2)

unde:


tm v este variaţia impulsului în timpul şocului după direcţiatangenţială;

nm v este variaţia impulsului după direcţia normală;

tv şi nv sunt viteza după direcţia tangenţială şi, respectiv viteza dupădirecţia normală;

coeficientul de pierderi prin frecare:

fW

W

W (2.3)

unde:

fW este lucrul mecanic consumat prin frecare, necesar pentru a menţineprocesul de mişcare în condiţii de frecare;

W - lucrul mecanic total, efectuat de sistemul analizat; coeficientul rezistenţei la rostogolire, dat de relaţia:

R

f (2.4)

unde:f este dimensiunea specifică de rostogolire [364];R - raza de rostogolire.

Conform STAS 8069-87 se mai definesc: coeficientul de frecare de pivotare ca fiind raportul între momentul de

frecare de pivotare ( pM ) şi forţa normală de apăsare ( nF ); această mărime, careare dimensiunile unei lungimi, se notează cu p ;

coeficientul de frecare de rostogolire, dat de raportul între momentul defrecare de rostogolire ( rM ) şi forţa normală de apăsare ( nF ); această mărime, careare dimensiunile unei lungimi, se notează cu r .

De asemenea, în calcule se utilizează unghiul de frecare la alunecare, ,

unghiul dintre direcţia forţei normale nF

şi direcţia rezultantei compunerii

vectoriale a forţelor fF

şi nF

:

arctg sau tg (2.5)

2.4. FRECAREA USCATĂ.Acest tip de frecare se manifestă, teoretic, între două suprafeţe care se

mişcă una faţă de cealaltă, fără ca între aceste suprafeţe să existe lubrifiant.Deoarece funcţionarea în mediul obişnuit (în prezenţa aerului) înseamnă existenţa,pe suprafeţele în contact, a oxizilor, a produselor de reacţie, a apei, a moleculelorde ulei provenite din curăţare sau manevrare, a prafului şi a altor impurităţi etc.,frecarea uscată nu poate fi identică cu cea care are loc în vid, în medii protectoaresau în condiţii extraatmosferice.


Între suprafeţele triboelementelor există un contact direct, la nivelul asperi-tăţilor. Din cauza interacţiunilor fizice şi chimice la nivel molecular, şi a celormecanice, care se manifestă în zona contactului, inclusiv la marginea lui, potapărea fenomene de adeziune între suprafeţe şi de deformare a materialelor.

Frecarea uscată are la bază două procese fundamentale: interacţiuneaasperităţilor suprafeţelor (adeziune şi deformaţii) şi disiparea energiei generate prinfrecare.

2.4.1. Concepţii şi teorii privind frecarea uscată.Frecarea dintre două suprafeţe în contact, cu preluarea unei sarcini normale

şi cu o mişcare relativă de alunecare între ele, a fost studiată începând cu sec. XVI-XVIII, când, de fapt, au început să se pună bazele cunoştinţelor mecaniciicorpurilor rigide.

Studierea şi aprofundarea proceselor complexe, care au loc la nivelulsuprafeţelor de contact ale corpurilor, a permis să se emită mai multe teorii princare să se pună bazele ştiinţifice, după care au loc fenomenele de frecare.

Concepţiile şi ipotezele ce privesc fenomenul complex al frecării uscatereflectă evoluţia cunoaşterii naturii corpului solid. Se remarcă următoarele etape şiteorii.

Prima etapă.Aceasta poate fi considerată începând de la Leonardo da Vinci şi conti-

nuând cu perioada cuprinsă între secolele al XVII-lea (Amontons) şi începutulsecolului al XVIII-lea, corespunzând epocii dezvoltării mecanicii corpurilor rigide.

a) Teoria mecanică a fost avansată pe măsura cunoaşterii corpului soliddeformabil. Aceasta explică natura forţei de frecare, la deplasarea a două suprafeţeîn contact, prin considerente pur mecanice, determinate de rezistenţa la escaladarea asperităţilor de interacţiune, ciocnirea şi ruperea acestora. Această teorie a dus ladefinirea simplistă a forţei de frecare, conform căreia frecarea depinde doar de

energia pierdută pentru escaladareaasperităţilor.

Teoria mecanică a fost invocatăpentru prima dată de Leonardo Da Vinci(1459-1519), care a efectuat primelemăsurători asupra coeficientului de fre-care, şi continuată apoi de Amontons(1663-1705). În cadrul teoriei mecanice,forţa de frecare este explicată pornindde la aspecte geometrice considerându-se că acestei forţe îi corespunde energianecesară pentru a escalada microas-perităţile celor două suprafeţe, aflate înmişcare relativă (fig. 2.3). Această forţărezistentă va fi suma forţelor generate

Fig. 2.3 - Rezistenţa la alunecare ca sumaa forţelor de rezistenţă generate la

escaladarea asperităţilor (Fri – pentruasperitatea i, Frj – pentru asperitatea j

etc.).


pentru escaladarea celor n asperităţi din contact:n

r rii 1

F F

.

Fig. 2.4 - Rezistenţa la alunecare dincauza adeziunilor moleculare

(C1, C2, …Cn).

Fig. 2.5 - Rezistenţa la înaintare Fr,rezultată din forfecarea microsudurilor

(S1, S2, …, Sn).

A doua mare etapă.Aceasta are la bază admiterea teoriei moleculare şi poate fi considerată ca

începând din secolul al XVIII-lea şi continuând până în zilele noastre. Ea cuprinde,de fapt, două teorii principale.

b) Teoria adeziunii moleculare explică fenomenul de frecare ca fiinddatorat învingerii forţelor de interacţiune moleculară care iau naştere la nivelulsuprafeţelor de contact ale corpurilor. Deşi această teorie a stat la baza cercetărilorefectuate acum două secole, totuşi ea a fost preluată şi aprofundată în unele lucrăride dată recentă, ajungându-se la concluzia că forţa de frecare este rezultatul ruperiipunţilor de sudură a microasperităţilor suprafeţelor, cu precădere datorităinteracţiunii moleculare la temperaturi ridicate, formând compuşi inter-metalici.

Încă din anul 1734, fizicianul englez Dezaquillet a explicat pentru primadată frecarea ca fiind un rezultat al învingerii forţelor de interacţiune moleculară(forţelor de aderenţă) dintre vârfurile asperităţilor suprafeţelor aflate în mişcarerelativă (fig. 2.4). Ulterior această teorie a fost consolidată prin lucrările lui Ewing(1892), Tomlinson (1929), Dereaghin (1934) şi alţii [181, 182, 256]. Arnell (1991)arată că forţele de aderenţă se datorează energiei libere de suprafaţă, care participăla formarea joncţiunilor de la interfaţă [4].

c) Teoria punţilor de sudură. Teoria punţilor de sudură sau teoria luiBowden şi Tabor (1939) consideră că forţa de frecare apare ca urmare a ruperiipunţilor de legătură create între vârfurile neregularităţilor datorită interacţiunilormoleculare la temperaturi locale mari (fig. 2.5).

A treia etapă.d) Teoria deformărilor elastice şi plastice, explică frecarea ca fiind ener-

gia cheltuită pentru deformarea elastică, elasto-plastică şi plastică a asperităţilor.De asemenea, se admite că pe parcursul frecării suprafeţelor în contact dispar unele


asperităţi şi apar altele, prin deformare plastică. Dacă presiunea de contact estesuficient de mare, deformarea este însoţită şi de sudarea unor microasperităţi.

Această teorie a fost elaborată de Green (1955) odată cu dezvoltarea teorieielasticităţii şi a plasticităţii. Teoria deformării consideră că frecarea se datoreazăenergiei consumate pentru deformarea elastică, plastică şi/sau elasto-plastică aneregularităţilor suprafeţelor în contact (fig. 2.6 şi fig. 2.7).

Fig. 2.6 - Energia consumată pentrudeformaţii elastice ale asperităţilor

(de1, de2, ..., den).

Fig. 2.7 - Energia consumată pentrudeformaţii plastice ale asperităţilor

(dp1, dp2, ..., dpn).

A patra etapă.Aceasta datează din secolul XVIII şi include teoriile mixte ale frecării.e) Teoria molecular-mecanică. Această teorie a fost emisă de Coulomb

(1736-1806) care a considerat că frecarea apare atât ca rezultat al învingerii forţelorde aderenţă dintre suprafeţe determinată de coeziunea moleculară, cât şi ca rezultatal învingerii forţei necesare escaladării asperităţilor.

A cincea etapă.f) Teoria energetico-cuantică, presupune că în timpul procesului de

frecare energia trece de pe o suprafaţă pe cealaltă prin cuante de energie. Odată cutrecerea energiei sub formă de cuante se transferă şi material, rezultând particule deuzură şi de transfer (fig. 2.8).

Fig. 2.8 - Trecerea cuantelor de energie(e1, e2, … en) pe suprafaţa 1.

Fig. 2.9 - Formarea de zone cu potenţialelectrostatic.


g) Teoria electrostatică. Se consideră că la mişcarea relativă a corpurilor,caracterizate prin zone cu potenţiale electrostatice diferite, trecerea de electroni depe o suprafaţă pe alta creează şi menţine o anumită diferenţă de potenţial (fig. 2.9).

Din cele expuse rezultă că frecarea este un fenomen complex caracterizatprin consum energetic şi pierderi de material (uzură) şi se explică prin acţiunea maimultor componente ale căror ponderi depind de elementele concrete ale corpurilorîn frecare (topografia suprafeţei prin diferiţi parametri, proprietăţi fizice şimecanice ale materialelor implicate, viteza, mediul existent între suprafeţele încontact etc.). Dominante sunt componentele de natură mecanică şi cele de naturămoleculară (datorate fenomenului de adeziune).

În aceste condiţii, forţa de frecare va fi o sumă de forţe determinate tocmaide conceptele care stau la baza explicării fenomenului de frecare, exprimată prinrelaţia (2.6) şi schematizată în fig. 2.10:

f ma ad s mr p e ec esF F F F F F F F F (2.6)în care:

maF este forţa de rezistenţă necesară escaladării asperităţilor;

adF - forţa rezistentă necesară învingerii adeziunii moleculare între zonele încontact;

sF - forţa rezistentă necesară ruperii micro-joncţiunilor de sudură, formateîntre asperităţile în contact;

mrF - forţa rezistentă necesară forfecării asperităţilor în contact;

pF - forţa rezistentă necesară deformării plastice a asperităţilor;

eF - forţa necesară deformării elastice ale asperităţilor;

ecF - forţa rezistentă necesară trecerii energiei sub formă de cuante prinzonele de contact;

esF - forţa necesară transferului de electroni şi apariţia unei diferenţe depotenţial pe suprafeţele în contact.

Fig. 2.10 - Componentele forţei de frecare.


2.4.2. Legile frecării uscate.Pe baza unor cercetări experimentale întreprinse asupra frecării uscate,

Amontons (1699) a formulat următoarele legi:1. în timpul alunecării, forţa de rezistenţă (de frecare) dezvoltată pe

unitatea de suprafaţă este constantă şi, deci, se poate scrie:

f f rF f A (2.7)unde:

fF este forţa de frecare;

rA - aria reală de contact;

ff reprezintă forţa de frecare de pe unitatea de arie.Această relaţie arată că forţa de frecare depinde de aria reală de contact

(deci, de natura materialelor) şi este independentă de aria aparentă sau de arianominală.

2. aria reală de contact ( rA ) este proporţională cu sarcina normală deapăsare ( nF ) şi se poate scrie:

r nA q F (2.8)unde q reprezintă o constantă de proporţionalitate.

Eliminând rA din ecuaţiile (2.7) şi (2.8) se obţine:

f f n nF q f F F (2.9)

unde este factorul de proporţionalitate dintre fF şi nF şi poartă denumirea decoeficient de frecare.

Legile frecării uscate ale lui Amontons se formulează astfel:1 – forţa de frecare este direct proporţională cu sarcina normală de

contact,2 – forţa de frecare este independentă de aria aparentă de contact.Ulterior, Coulomb (1785) formulează cea de a treia lege a frecării uscate,

care s-a dovedit a avea o arie de aplicabilitate mai restrânsă decât primele două:3 – forţa de frecare este independentă de viteza de alunecare.Pentru un tribosistem cu componente metalice, coeficientul de frecare nu s-

a dovedit a fi complet independent de viteză, aşa cum a postulat Coulomb. De re-gulă, legile Amontons-Coulomb au valabilitate numai la frecarea uscată şi atât timpcât deformaţiile corpurilor în zona de contact sunt în domeniul elastic. Numeroasecercetări ulterioare au dovedit că aceste legi constituie aproximaţii şi că, înrealitate, coeficientul de frecare variază cu sarcina aplicată şi viteza de alunecare[256].

Tabelul 2.2 prezintă valori orientative pentru coeficienţi de frecare statici şicinetici pentru diferite perechi de materiale, nelubrifiate.


Coeficientul de frecare în condiţii de frecare uscată (Wuttke, 19872). Tabelul 2.2

Cuplul de materialeCoeficientul

de frecare static, as

Coeficientul defrecare cinetic, ak

oţel-oţeloţel-fontă cenuşiefier-gheaţăpneu de cauciuc-asfalt (uscat)pneu-asfalt (cu peliculă de apă)

0,150,18

0,0270,80,3

0,10,16

0,0140,3

0,15

2.5. FRECAREA LIMITĂ.Noţiunea de frecare limită – “boundary friction”, a fost introdusă pentru

prima dată de Hardy (1922), care a emis următorul postulat: într-un mediuatmosferic umed, două suprafeţe metalice aflate în mişcare relativă sunt separateprintr-un film subţire, format în urma interacţiunilor fizico-chimice dintresuprafeţele de alunecare şi mediu.

Fig. 2.11 - Schiţa contactului suprafeţelor în regim de frecare limită.A – detaliu al straturilor moleculare adsorbite sau chemisorbite.

Suprafeţele elementelor unei cuple de frecare pot fi separate şi prin straturisubţiri moleculare, formate prin acţiuni fizice sau chimice: adsorbţia fizică şirespectiv chemosorbţia. Dacă legăturile ce apar între moleculele (de lichid sau degaz) de pe stratul superficial al solidului sunt de tip Van der Waals, atunci semanifestă adsorbţia fizică. Atunci când legăturile sunt de natură chimică, cuschimb de electroni, procesul respectiv este chemisorbţia (cu straturi monomo-leculare). În ambele cazuri, stratul este, de regulă, continuu şi poate împiedicacontactul direct metal-metal (fig. 2.11) şi, eventual, gripajul.

Aceste straturi aderente la suprafeţele de frecare, se reformează în modcontinuu şi joacă rolul unui “lubrifiant” împiedicând contactul direct metal-metal.Grosimile acestor straturi au ordinul de mărime al dimensiunilor moleculare, iarrezistenţa lor la rupere, în procesul de alunecare, caracterizează componentamoleculară a frecării, discutată anterior.

2 Wuttke, W., Tribophysik: Reibung u. Verschleiß von Metallen, Hanser, 1987.


Deoarece, în realitate, suprafeţele cuplelor de frecare nu sunt ideale (fărăasperităţi), rezistenţa la mişcare se datorează atât deformării sau forfecăriivârfurilor asperităţilor (componenta mecanică a frecării) cât şi a ruperii straturilorde aderenţă (componenta moleculară a frecării). Rezistenţa la mişcare datoratăexistenţei simultane a celor două componente caracterizează regimul de frecarelimită.

Natura frecării limită.Se menţionează următoarele concepţii principale:Bowden a explicat natura frecării limită prin proprietăţile particulare ale

straturilor monomoleculare adsorbite pe suprafeţe. El este de părere că straturile delubrifiant situate dincolo de stratul limită se găsesc deja într-un stadiu fizic vecin cucel al masei lichide [34].

Dereaghin [256] bazându-se pe o serie de măsurători de precizie asupravâscozităţii în stratul limită, consideră că influenţa suprafeţei metalice poate să seîntindă dincolo de stratul adsorbit sau chemisorbit, traversând numeroase straturide molecule polare şi creând un sistem orientat la distanţă mai mare de perete.

După Twiss-Lewis-Teagne (1956), filmul limită constă dintr-un strat decâteva molecule, strat care nu este continuu, deoarece chiar pe suprafaţa foarte finpolizată sau lustruită, există microasperităţi de 1 m care străpung filmul delubrifiant. Chiar pe cea mai netedă suprafaţă fizică – planul de clivaj izolat, declorură de litiu, au fost puse în evidenţă, prin metode de difracţie, asperităţi (deordinul 10-4m).

Kragelski este de părere că împărţirea frecării în uscată şi limită esteconvenţională [181] pentru că, practic, frecarea uscată este greu de realizat, fărăexistenţa unor straturi subţiri superficiale (de lubrifiant sau oxid).

Importanţa practică deosebită a frecării limită a fost scoasă în evidenţă deDavies [256] care a arătat că frecarea limită poate reduce uzura ,,de mii de ori” încomparaţie cu frecarea uscată, deşi micşorează coeficientul de frecare ,,numai decâteva ori”; frecarea limită reprezintă astfel un fel de ,,barieră împotriva uzurii”.

Rabinowicz [275] face distincţie între frecarea uscată (lubrifierea) limită şilubrifierea cu strat solid. Astfel, în timp ce primul caz presupune existenţa pesuprafeţele de frecare a unui strat subţire (mono- sau plurimolecular), în cea de adoua situaţie între suprafeţele în alunecare se interpune un strat moale, solid, acărui grosime poate fi apreciabilă. În cazul lubrifierii cu strat solid, acest strat poateapare ca rezultat al reacţiei chimice dintre suprafeţele în frecare şi mediul înconju-rător; pentru această situaţie este folosită uneori denumirea de lubrifiere de ,,extre-mă presiune” (datorată rezistenţei deosebite a stratului de reacţie, situaţie întâlnită,după cum se va vedea, în cazul utilizării unor anumiţi aditivi în uleiuri sau unsori).

Valoarea coeficientului de frecare limită depinde de mai mulţi parametrifaţă de frecarea uscată: caracteristicile fizico-chimice ale materialelor şilubrifiantului, viteza, sarcina, temperatura, şi are valori între, de exemplu, 0,05(oţel/Zn cu lubrifiant - acid stearic) şi 0,1…0,16 (oţel/oţel cu ulei mineral).


2.6. FRECAREA MIXTĂ (SEMIFLUIDĂ).Acest tip de frecare include un fenomen complex şi apare la limita frecării

fluide, în cazul existenţei unor suprafeţe cu anumite caracteristici ale parametrilorde rugozitate: astfel, deşi filmul de lubrifiant are o grosime corespunzătoare ungeriifluide, el se rupe şi se reface astfel încât, concomitent cu sustentaţia hidrodinamică,apare şi contactul direct între suprafeţe (fig. 2.12).

În general, regimul de ungere şi frecare mixtă nu se poate evita înregimurile tranzitorii ale maşinilor (pornire-oprire), când pelicula de lubrifiant nus-a format sau când viteza scade mult, schimbându-şi eventual şi sensul mişcării(de exemplu, la tribosistemul piston-cilindru).

Regimul mixt poate apare la anumite tribosisteme (de exemplu, laangrenaje) atunci când rugozitatea suprafeţei depăşeşte un anumit nivel, iar regimulelastohidrodinamic (EHD) trece în regim parţial EHD şi chiar în regim mixt.

Fig. 2.12 - Schiţa regimului de frecare semifluidă a) şi fluidă b).Detaliul B – curgere fluidă şi straturi adsorbite.

De asemenea, ca rezultat al unui proces de uzură, din regim limită se poatetrece în regim mixt. În ultimii ani se remarcă faptul că tot mai mulţi autoriînglobează regimul mixt în cel limită, pe care îl consideră parţial limită.

2.7. FRECAREA FLUIDĂ.Când contactul microasperităţilor suprafeţelor nu este posibil, datorită

grosimii minime a filmului continuu (lichid sau gazos), se realizează condiţiileregimului de frecare (sau ungere) fluidă. Forţa de frecare scade, straturile aderentede fluid punând succesiv în mişcare şi straturile vecine, iar frecarea se datoreazănumai tensiunilor de alunecare internă din film.

Forţa portantă rezultă din acţiunea presiunii din filmul de lubrifiant pesuprafaţa reală de contact. Mărimea acestei forţe depinde de factori geometrici(forma interstiţiului dintre cele două suprafeţe de frecare) şi de factori fizico-chimici (aderenţa şi vâscozitatea lubrifiantului).


În frecarea fluidă, natura suprafeţelor joacă un rol redus, dar acest aspectnu trebuie neglijat datorită fenomenelor de aderenţă şi a celor de transfer termic pecare le favorizează.

Pentru grosimi ale peliculei de lubrifiant de ordinul 10…100 m sau maimult, se consideră că lubrifierea se face cu film gros. Pentru grosimi de 1…10 mse consideră lubrifiere cu film subţire, caz în care se încadrează şi regimulelastohidrodinamic (EHD) deşi, în acest caz, filmul continuu poate avea, în unelecondiţii, grosimea mai mică de 1 m. Prezenţa rugozităţilor poate fi neglijatăpentru tribosistemele cu lubrifiere cu film gros, dar se ţine seama de mărimeaasperităţilor de pe ambele corpuri, pentru lubrifierea cu film subţire.

Asigurarea frecării fluide, respectiv formarea filmului portant, se poateface în două moduri:

- hidrodinamic, dacă între suprafeţele aflate în mişcare relativă,lubrifiantul este introdus din exterior fără presiune sau cu presiune redusă;capacitatea portantă a filmului rezultă din fenomenele guvernate de legile dinamiciifluidelor, dar condiţionate de existenţa unei viteze relative suficiente între celedouă suprafeţe şi a unei forme convergente a interstiţiului dintre suprafeţele înmişcare (forma de „pană”, obţinută prin diminuarea treptată sau bruscă a înălţimiiinterstiţiului, în direcţia mişcării);

- hidrostatic, dacă lubrifiantul este introdus din exterior, sub o presiune şicu un debit care să asigure menţinerea filmului continuu de lubrifiant întresuprafeţele în mişcare relativă, nemaifiind necesară respectarea condiţiilor deviteză şi de formă a interstiţiului.

Ungerea elastohidrodinamică (EHD) se manifestă când apar deformaţiielastice ale corpurilor în contact, chiar dacă sunt complet separate de o peliculă delubrifiant. Este caracteristică contactelor lubrifiate, greu încărcate (supuse la sarcinişi viteze mari, de exemplu la rulmenţi sau roţi dinţate). Din cauza presiunilor localemari, se produc deformaţii elastice ale corpurilor solide, care influenţează formapeliculei de lubrifiant şi distribuţia de presiune.

Procesele de lubrifiere sunt prezentate în detaliu în capitolul 3.În general, ca valoare variabilă şi caracteristică pentru grosimea peliculei

de lubrifiant şi mărimea rugozităţii suprafeţelor, se defineşte parametrul filmului, λ:

min

2 2q1 q2

h

R R

(2.10)

în care:

minh este grosimea minimă a peliculei de lubrifiant din zona de ieşire dincontact;

2 2q q1 q2R R R este abaterea medie pătratică a înălţimilor asperităţilor

celor două suprafeţe în contact, ca parametru al rugozităţii echivalente saucompuse.


În funcţie de acest parametru se pot delimita mai multe regimuri defuncţionare [245, 256, 257, 275, 327, 364]:

– zona regimului limită sau chiar uscat, pentru 1 ; suprafeţele sunt încontact direct la nivelul ariei reale, apar deformaţii la nivelul asperităţilor şi uzuraeste determinată preponderent de proprietăţile materialelor şi de tensiunilehertziene; apar degradări prin uzură abrazivă, adezivă (cu forma severă – griparea);

– zona regimului mixt sau limită, pentru 1 1,5 ; apar exfolieri, micro-ciupituri, lustruire etc.;

– zona regimului parţial EHD, pentru 1,5 3 ; apare spallingul, caformă de deteriorare prin oboseală de contact;

– zona regimul EHD, care poate fi asigurat în limitele sale normale (filmcomplet) dacă 3,5 4 ; uzura este minimă, predominant de oboseală şi, deci,durabilitatea tribosistemului este maximă;

– zona regimului fluid complet, dacă 4 ; deşi suprafeţele sunt completseparate de pelicula de lubrifiant, durabilitatea prezintă o scădere (Tallian, 1964,citat în [364]).

În fig. 2.13 se prezintă variaţia coeficientului de frecare în comparaţie curezistenţa la uzură, în funcţie de parametrul peliculei de lubrifiant, pentru diferiteregimuri de frecare. Coeficientul de frecare scade datorită separării corpurilor încontact şi creşterii grosimii peliculei de lubrifiant, în timp ce rezistenţa la uzurăcreşte puternic.

Fig. 2.13 - Coeficientul de frecare şi rezistenţa la uzură în funcţie degrosimea peliculei de lubrifiant în regimurile de frecare/ungere:

a) frecare uscată; b) frecare limită; c) frecare mixtă; d) ungere EHD; e) ungerehidrodinamică [Meyer,31993].

3 Meyer, K., Kloß, H., Reibung und Verschleiß geschmierter Reibsysteme. Expert Verlag(1993), citat în [118].


Determinarea zonelor regimurilor de frecare-ungere se poate face cu ajuto-rul familiilor de curbe de tip Stribeck, trasate în special pentru lagăre de alunecare.Aceste curbe arată variaţia grosimii filmului de lubrifiant şi a coeficientului defrecare, a , în funcţie de sarcină, nF , viteză, v şi vâscozitatea dinamică a lubri-fiantului, , prin parametrul complex nv / F . Pentru o anumită stare de rugozitatea suprafeţei, o dată cu creşterea vitezei, se trece din regimul de frecare uscat saulimită, în cel mixt şi apoi în cel fluid, hidrodinamic sau elastohidrodinamic.

2.8. PARTICULARITĂŢI ALE FRECĂRII DE ALUNECARE:EFECTUL STICK-SLIP (PRINDERE-ALUNECARE).

În regimul de frecare mixtă, apare frecvent fenomenul de stick-slip(prindere-alunecare), caracterizat printr-o alternanţă periodică, rapidă, întrefrecarea de aderenţă (statică) şi cea de alunecare, mişcarea rezultată fiind sacadată.

Acest fenomen cauzează vibraţii puternice, deseori şi în domeniul audibil.În sistemele tehnice vibraţiile trebuie evitate, deoarece corpurile conjugate ale unuitribosistem sunt cuplate cu celelalte componente ale ansamblului prin sistemesensibile la vibraţii.

Efectul de stick-slip poatefi descris pe baza modeluluisimplificat din fig. 2.14 [118]. Cuajutorul diagramelor pentru forţaelastică xF şi distanţa de alune-care s la momentul t (fig. 2.15), sepoate observa că mişcarea dealunecare apare numai dacă forţaelastică, xF , ce acţionează asupra corpului (fig. 2.14), depăşeşte forţa de frecare deaderenţă (statică), f stF . Atunci masa este accelerată din cauza forţei elastice caredevine dominantă. Această mişcare determină scăderea forţei elastice, iar forţa defrecare încetineşte mişcarea până la oprire şi, din nou, domină forţa de frecare deaderenţă (statică). Acest proces nedorit de schimbare a rezultantei ce acţioneazăasupra corpului în mişcare, se repetă la intervale scurte de timp, având ca efectprovocarea vibraţiilor.

Fig. 2.15 - Comportarea dinamică a corpurilor în contact, la stick-slip.

Fig. 2.14 - Modelarea efectului stick-slip.


Comportarea datorată efectului stick-slip poate fi caracterizată după poziţiapunctului de funcţionare pe curba Stribeck (fig. 3.2):

comportarea tipică de stick-slip (fig. 2.15) este în special observabilă, cazîn care coeficientul de frecare scade cu creşterea vitezei relative, adică pentrupunctele de funcţionare localizate în partea stângă a curbei Stribeck;

excitarea vibraţiilor devine mai puternică când curba de frecare tindespre valoarea ei minimă (minimul curbei Stribeck);

vibraţiile vor fi automat amortizate dacă forţa de frecare creşte cu vitezarelativă, adică la funcţionarea în punctele din dreapta curbei Stribeck, deoarece oasemenea creştere a coeficientului de frecare are un efect de amortizare.

Efectul de stick-slip poate fi evitat prin asigurarea condiţiilor adecvate delubrifiere dar şi prin modificarea caracteristicilor sistemului vibrator (mase şirigidităţi) şi a caracteristicilor straturilor superficiale (compoziţia şi structuramaterialelor, topografia suprafeţelor etc.).

2.9. PARTICULARITĂŢI ALE FRECĂRII DE ROSTOGOLIRE.Rezistenţa care se opune mişcării în tribosistemele de rostogolire, de obicei

pentru suprafeţele metalice, este mult mai mică decât rezistenţa la alunecare. Dincauza alunecărilor şi microalunecărilor care, în realitate, însoţesc rostogolirea,rezistenţa la mişcarea de rostogolire este rezultatul pe de o parte, a pierderilorenergetice cauzate de deformaţiile elastice ciclice (comprimare-destindere) alecorpurilor în procesul rulării suprafeţelor în contact şi, pe de altă parte, a pierderilor

prin frecare ca urmare a aderenţelor careapar în zonele cu alunecări şimicroalunecări.

Pentru rostogolirea sferei de rază Rpe plan (fig. 2.16) trebuie exercitată forţaorizontală F

, proporţională cu coeficientul

de frecare de rostogolire, r , care este omărime calculată:

f r nF F F (2.11)

Din echilibrul momentelor însistemul plan – sferă rezultă:

nF f F R (2.12)unde f este parametrul frecării la rostogolire:

nF/)RF(f (2.13)Rezultă relaţia dintre f şi r :

r f / R (2.14)Coeficientul de frecare de rostogolire statică este practic egal cu cel de

rostogolire dinamică. În tabelul 2.3 sunt date câteva valori orientative aleparametrului f.

Fig. 2.16 - Frecarea de rostogolire.

R


Valori ale parametrului frecării de rostogolire, f [72]. Tabelul 2.3Cuplul de materiale Parametrul f, mm

Oţel pe oţel 0,18… 0,40Oţel pe lemn 1,50… 2,54

Oţel durificat pe oţel durificat 0,005… 0,012Pneu pe şosea 0,50… 0,76

În frecarea de rostogolire cu alunecare se ţine seama şi de alunecarea dintrecorpurile în contact, care a fost neglijată în studiul procesului idealizat de frecarecu rostogolire pură. Procesele de alunecare au loc datorită deformaţiilor elastice alecorpurilor în contact şi sunt cauzate de forţele normale şi tangenţiale careacţionează la rostogolirea pe suprafaţa de contact.

Dacă nu există nici un fel de peliculă intermediară de lubrifiant, părţi alesuprafeţelor în contact trec de la fenomene de aderenţă la micro-alunecări şi, îninteriorul conturului zonei de contact, se dezvoltă micro-zone de adeziune şi dealunecare, independente de raportul dintre tensiunile normale şi cele tangenţiale.Mişcările relative la nivel microscopic, în direcţie tangenţială, determină o mişcarerelativă între corpuri, în zona de contact.

Dependenţa de alunecare a coeficientului de frecare la rostogolire cualunecare este determinată de împrăştierea zonelor de aderenţă şi de alunecare petoată aria reală de contact. În acest caz, nu mai sunt adecvate legile de frecareAmontons-Coulomb, deoarece frecarea este dependentă de viteză. Aşa cum sepoate vedea calitativ în fig. 2.17, la o anumită valoare a alunecării specifice, s,palierul legii de frecare Coulomb (fig. 2.17 a) se modifică într-o funcţie de frecaredependentă de alunecarea specifică (fig. 2.17 b), iar coeficientul μr reflectă aceastădependenţă.

Fig. 2.17 - Caracteristica frecării uscate (Coulomb) (a) şi cea pentru frecarede rostogolire cu alunecare (b) [118].

Funcţia caracteristicii de frecare poate fi aproximată printr-o linie dreaptă,pornind din origine, pentru valori mici ale alunecării specifice, s, adică fărăalunecare nu se transmite nici o forţă tangenţială. Aceasta arată că prezenţa uneiasemenea alunecări nu poate fi evitată în niciun tribosistem de performanţă pentru


transmiterea mişcării sau a puterii, la care predomină frecarea de rostogolire cualunecare.

Coeficienţii de frecare la rostogolire cu alunecare, pentru diferiteperechi de materiale [118]. Tabelul 2.4Tipul defrecare

Cuplul de materialeCondiţii de

frecareCoeficientul de

frecarefrecare derostogolire

oţel/oţel nelubrifiat 0,005

frecare derostogolire cualunecare

oţel/oţel (roţi dinţate)oţel/oţel (roţi de fricţiune)cauciuc/oţel (roţi de fricţiune)

frecare mixtăfără ungerefără ungere

0,02…0,080,22…0,28

0,4…0,6

În tabelul 2.4 se compară coeficienţii de frecare la rostogolire şicoeficienţii specifici frecării de rostogolire cu alunecare, pentru diferite perechi demateriale. Această comparaţie arată coeficienţi pentru rostogolire cu alunecare multmai mari decât la frecarea de rostogolire (pură).

53

CAPITOLUL 3

REGIMURI DE LUBRIFIERE

3.1. CONSIDERAŢII GENERALE.Regimul de funcţionare al unui contact sub sarcină şi cu mişcare relativă,

cu alte cuvinte al unui tribosistem, poate fi (fig. 3.1):- regim uscat (a),- regim limită (b),- regim mixt (c),- regim cu frecare fluidă (sau cu peliculă totală de fluid) (d).

a) b)

c) d)

Fig. 3.1 - Regimuri de lubrifiere [217].

Regimul mixt apare când pelicula fluidă este doar parţială pe zonaîntregului contact, existând deci, şi un contact uscat (sau direct). Ponderea zonelorcu contact direct depinde de proprietăţile lubrifiantului, de setul sarcină-viteză, detemperatură, de topografia suprafeţelor etc., şi de dinamica evoluţiilor acestorparametri pe durata funcţionării tribosistemului.


Lubrifierea fluidă se caracterizează prin prezenţa unei pelicule fluide (degaz sau de lichid) între corpuri, astfel încât aceasta separă complet cele douătriboelemente, reducând considerabil frecarea şi uzura, până la unul sau douăordine de mărime, comparativ cu rezultatele obţinute cu aceleaşi triboelemente şiparametri de lucru, dar în contact direct.

Regimul de lubrifiere este determinat de mecanismul specific de formare apeliculei. Astfel, acesta poate fi:

- regim limită;- regim hidrostatic (HS);- regim hidrodinamic (HD), cu variantele gazodinamic, termohidrodina-

mic;- regim elastohidrodinamic (EHD), cu variantele termoelastohidrodinamic

(TEHD), magnetoelastohidrodinamic.Indiferent de mecanismul de formare al peliculei, specialiştii sunt interesaţi

de două grupe mari de parametri care caracterizează contactul lubrifiat: parametrii de portanţă, incluzând:- capacitatea portantă a peliculei fluide;- distribuţia de presiuni, cu două valori importante, presiunea maximă şi

presiunea medie;- stabilitatea câmpului de presiuni;- grosimea minimă a peliculei; parametrii tribologici, cuprinzând:- forţa sau momentul de frecare, implicit coeficientul de frecare, acestea

având implicaţii asupra randamentului sistemului tehnic;- câmpul termic generat prin frecare (cu temperatura maximă şi cea medie);- uzura prin mecanisme specifice contactului lubrifiat, inclusiv aspectele de

iniţiere şi încetare a regimului cu peliculă fluidă.

Fig. 3.2 - Curba Stribeck [118, 254, 391].

Cap. 3. Regimuri de lubrifiere55

Pe durata funcţionării, un tribosistem real poate fi caracterizat prin unul saumai multe regimuri. Astfel, la pornirea unui tribosistem, se poate considera unregim foarte scurt de frecare uscată, apoi un regim limită şi/sau mixt, ajungând laun regim cu peliculă portantă. Oprirea funcţionării face ca pelicula de fluid să sedistrugă şi se parcurge în sens invers trecerea prin regimurile enumerate mai sus.Orice modificare a parametrilor de comandă ai unui tribosistem (sarcină, viteză)dar şi a parametrilor de mediu (temperatură, vibraţii exterioare sistemului, contami-nare mecanică sau chimică) poate determina trecerea de la un regim la altul, de celemai multe ori în sensul nedorit de utilizator. De exemplu, o suprasarcină poate rupetotal sau parţial pelicula fluidă, tribosistemul trece rapid printr-un regim mixt, aparforme de uzură specifice contactului uscat, geometria contactului se modificădramatic şi chiar dacă supra-sarcina dispare, pelicula fluidă nu se mai poate genera.

Aprecierea regimului de funcţionare pentru un tribosistem dat, poate fifăcută dacă se cunoaşte curba Stribeck (fig. 3.2), adică evoluţia coeficientului defrecare cu variaţia unui parametru de comandă (vezi şi fig. 2.13). De obicei, înabscisa graficului este viteza sau sarcina, dar poate fi şi un parametru complex, ca

de exemplu, nF/u , p/ , numărul lui Sommerfeld2

n JR

FLDS

.

Curba Sf este determinată pentru un tribosistem cu geometrie cunoscută:lagăr radial cu raza R şi diametrul R2D , jocul în lagăr J, şi lăţimea L, nF fiind

forţa normală, - viteza unghiulară iar - vâscozitatea dinamică a lubrifiantului.Pe curba Stribeck pot fi distinse trei regiuni:III – regimul uscat, caracterizat prin valori mari ale coeficientului de

frecare, în dreapta continuând cu un regim limită;II – regimul mixt (sau cu ungere mixtă) în care pelicula portantă se

formează complet de-abia când parametrul p/ evoluează spre punctul A,care caracterizează o valoare minimă a coeficientului de frecare, dar de obiceifuncţionarea unui tribosistem în această zonă de minim este instabilă, peliculaavând tendinţa să evolueze spre I sau III, funcţie de variaţii mici ale vitezei,sarcinii, proprietăţilor lubrifiantului sau combinaţiilor acestora;

I – regimul cu peliculă portantă completă, la care creşterea coeficientuluide frecare este explicată prin mărimea frecărilor interne în lubrifiant. Trebuiesubliniat că extrapolarea zonei I spre dreapta curbei Stribeck este greu de făcut. Deexemplu, la lagăre radiale, creşterea parametrului p/ poate determinadistrugerea peliculei portante, vibraţii periculoase în sistem, distrugerealubrifiantului din cauze termo-mecanice etc. Punctul A reprezintă începutul zoneiîn care funcţionarea tribositemului este destul de bine redată de modelulhidrodinamic, predominând influenţa calităţii lubrifiantului şi a parametrilor delucru. Sub punctul B predomină ca importanţă, procesele chimice şi fizice alematerialelor în contact, regimul fiind de tip mixt sau limită. Lubrifiantul, chiar dacăexistă, nu are capacitatea să formeze decât pelicule instabile şi locale. Este de dorit


ca acesta să aibă capacitatea să se fixeze chimic de straturile solide, pentru a reducefrecarea. În aceste condiţii de regim limită sau mixt de frecare, perechea demateriale selectate poate determina o evoluţie a coeficientului de frecare dupăcurba BC sau BD. S-ar prefera prima variantă, pentru că cea de-a doua implică, pelângă pierderi energetice mari prin frecare, şi o deteriorare rapidă a suprafeţelorprin procese severe de uzare (gripare, exfoliere, adeziune, scuffing etc.)

3.2. REGIMUL LIMITĂ DE LUBRIFIERE (BOUNDARYLUBRICATION).

În cazul lubrifierii limită, solidele în mişcare relativă sunt separate doar destraturi subţiri de lubrifiant, aproape monomoleculare, care rămân ancorate pestraturile superficiale ale corpurilor solide printr-un complex de procese fizico-chi-mice, incluzând adsorbţia, chemisorbţia, orientarea polară şi tensiunea superficială.

Comparativ cu regimul cu frecare uscată, în regimul limită, frecarea esteredusă deoarece mişcarea relativă se produce între cele două straturi fluide,„ataşate” suprafeţelor solide. Legăturile moleculare sunt mai puternice în zona deancorare a straturilor de lubrifiant de corpurile solide şi mai puţin intense spremijlocul peliculei, putând să alunece uşor unul pe lângă celălalt. Grosimea peliculeinu este suficient de mare în orice zonă a contactului, aşa că asperităţile mai înaltepot străpunge pelicula şi contacta asperităţile corpului pereche. Pentru acelaşi tribo-sistem, şi cu aceeaşi parametri de comandă, coeficientul de frecare în regim limităva fi, ca valoare, intermediar între cel caracteristic contactului direct (uscat) şi celobţinut în condiţii de generare a unei pelicule portante continue (HD sau EHD).

Lubrifierea limită este întâlnită în tribosistemele cu mişcare lentă şi sarcinămare sau în tribosistemele cu debit mic de lubrifiant (de exemplu, la ungerea înceaţă de ulei, prin picurare etc.).

Stabilitatea straturilor adsorbite depinde în special de capacitateamoleculelor lubrifiantului de a se fixa (fizic sau chimic) şi de a se menţine pesuprafeţele solide în contact. Acest deziderat poate fi îndeplinit de uleiuri sauunsori puternic aditivate şi/sau conţinând molecule polare.

Regimul limită este relativ instabil: orice variaţie a vitezei, sarcinii sau aambelor, poate duce fie la distrugerea acestor straturi fine şi apariţia contactuluidirect, fie la formarea unei pelicule portante. În plus, în timp, moleculele careformează aceste straturi pot fi distruse mecanic (rupte), chimic (reacţii dedescompunere, oxidare, îmbătrânire etc.) sau pot fi eliminate din contact o dată culubrifiantul care le antrenează, fără a mai putea reveni în această zonă.

Geometria contactului are alte implicaţii comparativ cu lubrifierea fluidă.Dacă nu este dorit sau nu se poate instala un regim cu peliculă portantă, nu suntnecesare geometrii generatoare de interstiţii convergente (ca în cazul ghidajelor demaşini-unelte). Zonele laterale ale contactului pot fi simplificate ca formă pentru cătendinţa de expulzare laterală a lubrifiantului este redusă din cauza ancorării lui petriboelemente. Se recomandă ca vâscozitatea lubrifiantului să fie cu atât mai marecu cât viteza relativă este mai mică.


Suprafeţele metalice pot forma şi menţine mai bine aceste straturicaracteristice ungerii limită din cauza polarităţii şi reactivităţii lor chimice.Uleiurile minerale neaditivate sunt constituite în mare măsură din moleculenepolare şi deci, vor fi greu de adsorbit.

Creşterea tendinţei de fixare a moleculelor pe substratul solid se poate faceprin adăugarea de aditivi specializaţi: aditivi pentru ameliorarea onctuozităţii, anti-uzură, de extremă presiune (EP). În funcţie de specificul aplicaţiei, specialistul vaalege unul sau o anumită combinaţie de aditivi, care se supune unor teste riguroaseînainte de a fi comercializate, pentru a evita probleme ca reacţii nedorite întreaditivi sau între aditivi şi substrat, chiar şi între aditivi şi mediul de lucru.

Un criteriu important de alegere a aditivilor îl reprezintă temperatura delucru a contactului (cu alte cuvinte, temperatura maximă) deoarece unii aditivi sepot „ancora” de substratul solid numai în anumite condiţii de temperatură, chiar şide presiune.

Mecanismele de formare a straturilor specifice lubrifierii limită sunt:a) adsorbţia prin orientarea moleculelor polare din lubrifiant sau datorită

onctuozităţii fluidului; această lubrifiere limită este numită şi onctuoasă; mărireaonctuozităţii se poate face tot cu ajutorul unor aditivi dar unele uleiuri sintetice au oonctuozitate mai bună pe anumite tipuri de suprafeţe metalice 373;

b) reacţia chimică a aditivilor cu suprafeţele metalice, în condiţii detemperatură care nu depăşesc punctul de topire a stratului molecular format sau dedistrugere termică a acestuia, aşa cum este cazul aditivilor anti-uzură; aceşti aditivise mai numesc şi aditivi EP moderaţi pentru că temperatura lor de activare şimenţinere este intermediară între cei folosiţi pentru ungere onctuoasă şi ceinecesari pentru contacte greu solicitate (EP);

c) reacţia chimică a aditivilor cu substratul metalic, reacţie iniţiată latrecerea peste un anumit prag de temperatură.

Pentru ungerea limită, este important ca valoarea maximă a rugozităţii sănu fie mare iar frecvenţa vârfurilor înalte să fie cât mai redusă.

În continuare vor fi explicate aceste trei tipuri de lubrifiere limită. Trebuieamintit că lungimea lanţurilor moleculare tipice uleiurilor minerale este de ordinula 0,0025 m, ceea ce ar reprezenta doar 1% din valoarea rugozităţii medii ( aR ) a

unor suprafeţe în contact, caracteristice aplicaţiilor tehnice.

a) Lubrifierea limită generată datorită onctuozităţii lubrifiantului sauaditivilor se bazează pe orientarea polară a moleculelor. Moleculele polare seorientează perpendicular pe suprafaţa metalică, gruparea terminală rămânândancorată fizic de suportul metalic (fig. 3.3). Un rol important în capacitatea defixare a moleculelor îl are rugozitatea suprafeţei. O suprafaţă prea netedă (deexemplu, şlefuită) va oferi o bază de ancorare redusă comparativ cu o suprafaţă cuo anumită rugozitate, aşa cum este cazul suprafeţelor honuite.


Cu cât moleculele anco-rate sunt mai lungi, cu atât va fimai distinctă separarea dintrecorpurile solide şi mai reduscoeficientul de frecare.

Acest mecanism fizic deformare a unei pelicule lubri-fiante este reversibil, adică mole-culele desprinse pot fi înlăturatedin contact, dar altele le vor lualocul, până la epuizarea acestora

a)b)

Fig.3.3 – Lubrifierea limită prin adsorbţie73, 391.

(prin degradare fizică sau mecanică, prin evacuare o dată cu lubrifiantul) şi numodifică suprafeţele corpurilor solide. Epuizarea „stocului” de molecule polare şiimposibilitatea regenerării lui sunt observabile indirect prin mărirea coeficientuluide frecare, a uzurii, a zgomotului în tribosistem.

b) Lubrifierea limită cu straturi obţinute prin chemisorbţie se obţineprin formarea de produşi de reacţie pe straturile corpurilor rigide. Intensitateaprocesului de formare şi stabilitatea lui depind de moleculele reactive din lubrifiantdar şi de tipul suprafeţei metalice. Pentru a exemplifica acest aspect, experienţefăcute în anii 1950 de Bowden şi Tabor au arătat că un ulei parafinic aditivat cu 1%acid lauric nu reduce semnificativ coeficientul de frecare pe suprafeţe din nichel,crom, platină sau argint (metale mai puţin reactive), dar îl reduce cu aproape unordin de mărime pentru suprafeţe solide pe bază de cupru, cadmiu, zinc saumagneziu 391. De altfel, cuprul este des întâlnit în aliajele şi compozitele pentrulagăre de alunecare şi din acest motiv, reactivitatea lui.

Substanţele care reacţionează chimic cu substratul cu care vin în contactsunt numite şi aditivi anti-uzură. Cerinţele impuse unor astfel de substanţe sunt:

- molecule lungi, cât mai liniare, cu grup activ la unul din capete (fig. 3.3 b);- fixarea să fie suficient de rezistentă la solicitările specifice aplicaţiei;- concentraţia substanţei active din lubrifiant (care poate reacţiona cu

substratul) trebuie să fie suficient de mare pentru a asigura formarea unei peliculeprotectoare şi lubrifiante pe toată suprafaţa implicată în contact;

- temperatura estimată în contact să nu depăşească temperatura de înmuieresau de degradare termică a stratului adsorbit.

c) Lubrifierea limită cu straturi obţinute prin reacţie termo-chimicăeste recomandată pentru contacte caracterizate prin câmp termic superficial ridicat.La ungere limită cu un ulei parafinic, chiar aditivat, creşterea temperaturii va ducela creşterea mobilităţii moleculelor şi la scăderea considerabilă a vâscozităţii, redu-când treptat numărul de molecule care ar putea fi adsorbit pe suprafeţele solide.Acestea rămân doar în unele microzone, mai puţin solicitate, ducând laintensificarea frecării şi uzurii, dar şi la creşterea în continuare a temperaturii.Substanţele care reacţionează cu substraturi metalice doar peste un anumit prag detemperatură (peste 200…300°C, temperatură locală în contact), formând produşi de


reacţie care rămân fixaţi pe corpurile solide, sunt numite aditivi de extremă pre-siune (EP). Aceştia sunt compuşi organici cu clor, sulf sau fosfor. La temperaturijoase, aditivii rămân inerţi şi sunt antrenaţi o dată cu lubrifiantul. Când suprafeţelemetalice se încălzesc, aceştia reacţionează cu compuşii din corpurile solide,formând pelicule asemănătoare cu cele obţinute cu aditivii anti-uzură, dar mairezistente la forfecare. În acest mecanism de fixare, substratul metalic este „atacat”chimic şi se modifică ireversibil. Se poate vorbi de o „tribocoroziune dirijată”.

Optimizarea regimului limită depinde de lubrifiant şi de corpurile încontact (prin natura lor fizică şi chimică, prin topografia suprafeţelor). Mulţilubrifianţi moderni au un pachet de aditivi în care sunt incluşi simultan ceionctuoşi, cei anti-uzură şi EP. Problema este ca efectul amestecului de aditivi să fiesuficient de bine controlat, astfel încât, constituenţii să-şi îndeplinească rolul cândtribosistemul trece prin regimul favorabil activării fiecăruia. În realizarea unorreţete complexe de aditivi, cu mecanisme diferite de acţionare, testarea acestoratrebuie făcută pentru întreg intervalul posibil al parametrilor de lucru (sarcină,viteză, temperatură, mediu). Există pericolul ca înlocuirea stratului adsorbit cu celchemisorbit să se facă cu oarecare întârziere, lucru evidenţiat printr-o uşoarăcreştere a coeficientului de frecare, urmată de o scădere care atestă formareastratului protector.

Fig. 3.4 prezintăcoeficientul de frecare obţinut înregim de ungere limită pentrudiferiţi lubrifianţi, funcţie detemperatură: 1 – ulei parafinic,fără posibilităţi de formare destrat adsorbit fizic (moleculelesunt practic inerte); 2 – acid grascare reacţionează chimic cusubstratul metalic: se observăcreşterea bruscă a coeficientuluide frecare după o anumitătemperatură, indicând distruge-rea ireversibilă a stratului che-misorbit; 3 – lubrifiant aditivatdoar cu aditiv EP: scădereacoeficientului de frecare are locdupă atingerea unui anumit pragtermic, când se activează mecanismul de formare a stratului protector; 4 –lubrifiant aditivat cu aditivi anti-uzură (acizi graşi) şi aditivi EP la care înlocuireastratului chemisorbit cu cel termo-reactiv se face rapid, coeficientul de frecareevoluând într-un interval îngust, indiferent de valoarea temperaturii în contact.

Fig. 3.4 - Variaţia coeficientului de frecare înregim de ungere limită funcţie de temperatură

391.


3.3. REGIMUL MIXT.Acest tip de regim este caracteristic tribosistemelor cu porniri şi opriri

repetate, la cutii de viteze, la schimbarea vitezelor, la ghidajele cu rostogolire, cuviteze mici. De fapt, aproape orice tribosistem trece printr-un astfel de regim, celpuţin la pornire şi oprire, excepţie făcând de exemplu, lagărele magneto-hidrodinamice sau ghidajele hidrostatice.

În regim mixt, forţa de frecare are două componente:FFF asf (3.1)

în care:

asF este forţa de frecare generată de contactul direct dintre asperităţi;

F este forţa de frecare generată în pelicula parţială de lubrifiant.Se consideră că forţa normală aplicată în contact ( nF ) se distribuie o parte

pe zonele cu contact direct ( asnF ) şi cealaltă pe pelicula parţială de fluid ( nF ):

nasnn FFF (3.2)Pe baza relaţiei (3.1), forţele de frecare din tribositem se pot scrie:

fas FF şi fF1F (3.3)

Valoarea coeficientului este greu de estimat deoarece regimul mixt nueste foarte stabil, oscilând într-un interval destul de larg, ca pondere în regimultotal.

Dacă se consideră coeficienţii de frecare ai fiecărei componente ca fiindconstanţi, coeficientul de frecare al regimului mixt se scrie:

1FF

FF

FF

asnn

as

n

f(3.4)

în care:

as este coeficientul de frecare caracteristic contactului uscat dintrecorpuri;

este coeficientul de frecare caracteristic regimului fluid de lucru.În realitate, din cauza efectului de răcire al lubrifiantului în jurul

asperităţilor în contact, valoarea reală a componentei as este mai redusă decât încazul contactului complet uscat (fără lubrifiant). De multe ori se consideră cafiind raportul între aria reală de contact direct între asperităţi şi aria nominală(geometrică) de contact 245. Moore [217] consideră că relaţia (3.4) se poateaplica atât lubrifierii limită cât şi celei mixte, pentru că ambele implică zone decontact direct şi zone în care se interpune lubrifiantul. Identificarea valorilor pentru şi coeficienţii de frecare as şi depinde de mulţi factori: calitateasuprafeţelor, proprietăţile fluidului dar şi procesele specifice de adsorbţie sauchemisorbţie pe suprafeţele solide, de procesul de frecare a solidelor în prezenţasau în absenţa fluidului etc.


3.4. LUBRIFIEREA FLUIDĂ.

3.4.1. Modele de generare a peliculei portante.

3.4.1.1. Prezentare generală.Modelele matematice asociate regimului cu peliculă de fluid au evoluat în

timp, devenind din ce în ce mai complexe. Astfel, primele modele de calcul înregim hidrodinamic considerau suprafeţele perfect netede şi corpurile solide perfectrigide, fluidul de tip newtonian 245, 254, pe când modelele recente (spre sfârşitulsecolului XX) 40, 85, 302, iau în considerare rugozitatea suprafeţelor, deformareacorpurilor solide şi comportarea nenewtoniană a fluidului.

Generarea peliculei lubrifiante se poate face prin două mecanisme distincte:- hidrostatic;- hidrodinamic.Tabelul 3.1 prezintă sintetic regimurile de ungere cu peliculă fluidă şi

câteva din cele mai importante particularităţi ale fiecăruia.

3.4.1.2. Legile şi ecuaţiile care guvernează lubrifierea fluidă.La baza modelelor de lubrifiere fluidă stă ecuaţia diferenţială a lui

Reynolds, dedusă în 1886, care este şi astăzi acceptată. Rezolvarea analitică aacestei ecuaţii, în condiţii simplificatoare şi idealizate, dar şi cu condiţii la limitărealiste, duce la cunoaşterea distribuţiei de presiuni, a grosimii minime a peliculeide fluid. Modelul este valabil dacă rezultatele obţinute prin simulare computerizatăsunt suficient de apropiate de rezultatele experimentale. Starea de mişcare a unuifluid este complet descrisă prin trei mărimi: densitate, viteză şi presiune.

Rezolvarea unui model de lubrifiere fluidă presupune o tratare interdis-ciplinară a problemei, fiind necesare cunoştinţe în domeniile mecanicii fluidelorvâscoase, a termodinamicii – pentru că sunt necesare ecuaţii de stare, de bilanţtermic şi transfer de căldură, a mecanicii corpurilor elastice şi chiar a electrodi-namicii mediilor continue 256.

Ecuaţia Reynolds a fost obţinută aplicând fluidului ecuaţiile de mişcareNavier-Stokes şi ecuaţia de continuitate 38, 39, 98, 245, 254.

Se ştie din a II-a lege a mecanicii, lege formulată de Newton, că produsul(masă · acceleraţie) este egal cu suma forţelor ce acţionează asupra corpului înmişcare. Pentru un fluid în mişcare se poate scrie ecuaţia vectorială:

vâscoaseelasticepresiunemasice FFFFdtvdm

(3.5)

în care:m este masa fluidului;

dt

vd

este gradientul vitezei în timp;


Lubrifierea cu peliculă fluidă 49, 256. Tabelul 3.1.Tipul lubrifierii Particularităţi ale modelului

Lubrifiere hidrodinamicăhidrodinamică propriu-zisă (HD)

- interstiţiu convergent,- corpuri rigide,- fluid newtonian.

prin extrudare sauexpulzare

- variaţie pe direcţie normală lasuprafeţele de contact, a grosimiipeliculei; poate fi o componentă amecanismului de producere saudistrugere a peliculei în cazulsuprapunerii vibraţiilor peste omişcare principală a sistemului.

termohidrodinamică capacitatea portantă a peliculeidepinde de formarea unei „pene”termice, care să modifice avantajosvâscozitatea lubrifiantului.

elastohidrodinamică(EHD)cu variantatermoelasto-hidrodinamică (TEHD)

- corpuri deformabile elastic,- lubrifiant cu vâscozitate dependentăde presiune,- varianta TEHD ţine seama şi de de-pendenţa vâscozităţii de temperaturăşi de generarea şi disiparea căldurii înlubrifiant, la interfeţe şi în corpurilesolide.

magnetohidrodinamică - pelicula se formează din două cauzecombinate, efectul hidrodinamic allubrifiantului lichid şi efectul derespingere a suprafeţelor, la situarealor în câmp magnetic.

magnetogazodinamică - se deosebeşte de varianta de mai susprin faptul că lubrifiantul este un gaz.

Lubrifiere hidrostaticăpropriu-zisă - introducerea lubrifiantului sub

presiune suficient de mare, creată deo pompă, pentru a separa cele douăsuprafeţe.

prin forţe de inerţie - presiunea necesară separăriisuprafeţelor se creează din cauzaforţelor centrifuge ce iau naştere înlubrifiant.


masiceF

- forţele masice care includ forţele gravitaţionale, inerţiale,eventual electromagnetice;

presiuneF

- forţa care depinde de distribuţia de presiuni din fluid;

elasticeF

- forţele elastice produse datorită compresibilităţii („elasticităţii”)fluidului;

vâscoaseF

- forţele vâscoase care includ forţele de frecare internă în fluid.Prin proiectarea vectorilor într-un sistem ortogonal de coordonate, se

obţine sistemul:

zvâscoasezelasticezpresiunezmasice

yvâscoaseyelasticeypresiuneymasice

xvâscoasexelasticexpresiunexmasice

FFFFdtdw

FFFFdtdv

FFFFdtdu

(3.6)

în care:u, v şi w sunt componentele vectorului viteză pe direcţiile Ox, Oy şi Oz; - densitatea fluidului.Ecuaţia de continuitate reprezintă conservarea masei fluidului:

0

z

w

y

v

x

u

t

(3.7)

Din motive de spaţiu acordat acestei lucrări, ecuaţia Reynolds va fi dedusăpentru cazuri simplificate (lungime infinită a corpurilor solide, model numit şi decurgere unidirecţională sau problema plană a lubrifierii) dar în literatura despecialitate problema lubrifierii cu peliculă portantă este rezolvată 3D 40, 387.

3.4.2. Regimul hidrodinamic.Modelul hidrodinamic de lubrifiere pentru rezolvarea ecuaţiei Reynolds

presupune aplicarea următoarelor ipoteze simplificatoare 73, 245, 252, 254:- curgerea fluidului este laminară (nu sunt luate în considerare efectele

turbulenţei) şi staţionară;- fluidul este incompresibil şi newtonian;- fluidul aderă perfect la suprafeţele triboelementelor cu care vine în

contact (cu alte cuvinte, lângă suprafaţa solidă, viteza fluidului este egală cu vitezaperiferică a corpului);

- triboelementele sunt solide perfect rigide, netede (fără asperităţi);- forţele masice (gravitaţionale şi de inerţie) sunt neglijabile în comparaţie

cu cele produse de presiune şi de frecarea vâscoasă;


- gradientul presiunii pe înălţimea peliculei se consideră nul ( 0y

p

),

ipoteză justificată de valoarea mică a înălţimii peliculei, h, comparativ cu

dimensiunile triboelementelor ( 43 10...10L/h , L fiind lungimea unui contactliniar lubrifiat);

- se neglijează influenţa oricăror forţe de natură electrică şi electro-magnetică.

3.4.2.1. Pelicule cu înălţime constantă (regimul hidrostatic) (HS).Modelul din fig. 3.5 este format din două triboelemente, unul fix, cu

lăţimea finită L şi lungime finită B (notat cu 1), şi celălalt mobil (notat cu 2), delăţime şi lungime infinite, care se deplasează cu viteza constantă U în direcţia axeiOx. Asupra elementului 1 acţionează o forţă normală nF .

Fig. 3.5 - Peliculă cu înălţime constantă.

Ţinând seama de ipotezele enumerate mai sus, asupra unui volum infinitmic de fluid BdydxdV acţionează doar forţele de presiune şi cele de frecarevâscoasă. ip este presiunea fluidului la intrarea în interstiţiu iar ep - presiunea

fluidului la ieşire, xq fiind debitul de fluid (acelaşi la intrare şi la ieşire în ipotezafluidului incompresibil).

Din echilibrul forţelor care acţionează asupra acestui volum elementar defluid, rezultă:


0BdydxdxdppBdxBdypBdxdy

dyd

(3.8)

S-a presupus că presiunea p creşte în sensul pozitiv al axei x iar tensiuneade forfecare creşte în sensul pozitiv al axei y.

Desfiinţând parantezele şi reducând termenii asemenea, rezultă ecuaţia deechilibru al volumului elementar dV:

dy

d

dx

dp (3.9)

Fluidul fiind newtonian, respectă următoarea lege de variaţie a tensiunii de

forfecaredy

du , scrisă pentru notaţiile din fig. 3.5, u fiind viteza elementului de

fluid caracterizat prin coordonatele (x,y). Se consideră că vâscozitatea esteconstantă pe înălţimea peliculei, ceea ce echivalează şi cu o temperatură constantă

pe înălţimea peliculei ( 0dydT

). Introducând expresia tensiunii de forfecare în

fluid, funcţie de vâscozitate şi de gradientul vitezei pe direcţia normală ladeplasarea fluidului, se obţine o formă simplificată a ecuaţiilor Navier-Stokes demişcare a fluidului, aceasta fiind şi o particularizare a ecuaţiei diferenţiale Reynolds:

dy

du

dy

d

dx

dp (3.10)

dar ţinând seama că vâscozitatea nu variază pe înălţimea peliculei, se obţine:

2

2

dy

ud

dx

dp (3.11)

În ipotezele modelului de lubrifiere hidrodinamică s-a introdus şi constanţapresiunii pe înălţimea peliculei, aceasta fiind numai o funcţie de coordonata x acontactului xpp . Ecuaţia diferenţială (3.11) se poate integra succesiv după y :

21

2

CyCdx

dp

2

yu

(3.12)

Constantele 1C şi 2C se determină impunând condiţii la limită pentruviteza fluidului:

0ypentruUu (la interfaţa fluid - corpul 2),hypentru0u (la interfaţa fluid - corpul 1),

obţinându-se:

h

U

dx

dp

2

hC1

(3.13)

UC2 (3.14)Introducând valorile constantelor de integrare în relaţia (3.12), rezultă:


hy1Uyhy

dxdp

21yu

(3.15)

Semnul “– “ indică o curgere a fluidului în direcţia micşorării presiunii.Analizând această distribuţie de viteze yuu , se disting două

componente ale vitezei:- componenta parabolică, Poiseuille, produsă de gradientul de presiune

yhydx

dp

2

1uP

, şi

- componenta liniară, Couette, indusă de mişcarea suprafeţei solidului,

C

yu U 1

h

.

În fig. 3.6 este dată distribuţia de viteze pentru curgerea unui fluidnewtonian printr-un interstiţiu de înălţime constantă.

Fig. 3.6 - Distribuţia de viteze la curgerea unui fluid newtonianprintr-un interstiţiu de înălţime constantă.

În proiectarea tribosistemelor cu peliculă fluidă interesează debitul necesarde alimentare a contactului, pentru a putea dimensiona instalaţia de ungere (pompe,supape, filtre, conducte etc.). Cunoscând distribuţia de viteze pe înălţimeapeliculei, prin integrarea ecuaţiei (3.15) rezultă debitul necesar formării peliculei:


CPQCouettedebit

QPoiseuilledebit

3h

0totaldebit

2hUB

dxdp

12hBdyuBQ

(3.16)

Ca şi viteza, debitul volumic are două componente: cea datorată curgeriiPoiseuille PQ , şi cea determinată de curgerea Couette, CQ . Atenţie însă lautilizarea acestei valori a debitului Q în proiectare. Trebuie amintit că modelulanalizat aici este infinit lung (sau perfect etanşat pe direcţia z, în cazul unei lungimifinite) şi deci, nu există pierderi laterale. În realitate însă există pierderi laterale pecare numai modele 3D le pot calcula 49, 254.

Pentru modelul unidirecţional (fig. 3.5), reordonând relaţia (3.16), rezultăecuaţia diferenţială a presiunii:

2

hU

B

Q

h

12

dx

dp3

(3.17)

în care:U este viteza periferică a corpului 1,Q - debitul de fluid prin interstiţiu,h - înălţimea peliculei de fluid iar - vâscozitatea dinamică a fluidului.Condiţiile la limită sunt: contact)înintrarela(0xpentrupp i

contact)dinieşirela(Lxpentrupp e ,ceea ce permite determinarea constantelor de integrare din funcţia de distribuţie apresiunii 21 CxCp , rezultând:

x2

hU

B

Q

h

12pp

3i

(3.18)

Se observă că gradientul presiunii este constant pentru acest caz cândconstanth .

Prin integrarea distribuţiei de presiuni se obţine forţa portantă:

LBpp

dxpBF eiL

20

(3.19)

care are caracter hidrostatic, în relaţia de calcul neintervenind înălţimea peliculei h.Pentru calculul forţei de frecare este necesară distribuţia tensiunilor de

forfecare în fluid. Derivând expresia vitezei (3.15) şi introducând-o în legeafluidului newtonian, se obţine:

C

h

U

P

2

hy

dx

dp

(3.20)


relaţie în care se recunosc componenta Couette C , respectiv Poiseuille P , aletensiunii tangenţiale în fluid.

Tensiunea de forfecare pe suprafaţa elementului mobil este:

h

U

L2

hpp ei0y

(3.21)

Forţa de frecare vâscoasă se determină prin integrarea tensiunii de forfecare,pe interfaţa solid-fluid şi interesează valoarea pe suprafaţa elementului mobil 1:

L

0

ei0y1f h

LBU2

BhppdxBF (3.22)

Puterea consumată pentru învingerea frecării este:

hLBU

2UhBppUFP

2ei

1f1f

(3.23)

considerând viteza periferică a solidului constantU .Un alt parametru care prezintă interes este temperatura lubrifiantului,

aceasta fiind necesară pentru calculul vâscozităţii.Modelul matematic care ia în considerare temperatura lubrifiantului

include şi ecuaţia energiei, alături de ecuaţia Reynolds. De cele mai multe ori, acestsistem de ecuaţii se rezolvă numeric. Pe scurt, se iniţializează calculul ecuaţieiReynolds cu o anumită temperatură oT , pentru care se calculează vâscozitatealubrifiantului, portanţa şi debitul. Apoi se calculează temperatura T a lubrifiantuluicu ajutorul unei ecuaţii de bilanţ termic.

Un model simplificat consideră că toată energia disipată prin frecare setransformă în căldură iar aceasta este preluată integral de lubrifiant. Dacătemperatura rezultată diferă mult faţă de cea iniţială, se reia calculul cu o valoareintermediară. Această buclă se repetă până când diferenţa între temperaturaadoptată la începutul calculului este suficient de apropiată cu cea rezultată(diferenţa la care se opreşte parcurgerea acestei bucle de calcul se recomandă, deobicei, K1TT o 4).

Există însă şi soluţii mai simple care dau însă temperatura medie înpeliculă. Trebuie subliniat că temperatura medie a lubrifiantului poate fi mult maimică faţă de temperatura maximă instantanee.

La nivelul modelului analizat, bilanţul termic se exprimă astfel: regimul delucru este staţionar dacă toată energia (căldura) produsă prin frecare este evacuată.

Evacuarea căldurii dintr-un tribosistem lubrifiat se face în două moduri:- evacuare prin lubrifiant,- evacuare prin triboelementele solide cu care vine în contact lubrifiantul.Un model care acceptă evacuarea căldurii printr-un singur mod este mai

simplu de rezolvat dar, în realitate, cele două moduri de evacuare a căldurii suntinseparabile şi este greu de estimat cuantumul fiecăruia.


Temperatura medie T se poate defini ca media aritmetică dintretemperatura de intrare iT şi cea de ieşire eT a lubrifiantului din interstiţiu:

2TT

2TTT i

ei

(3.24)

în care:

ie TTT reprezintă creşterea temperaturii la ieşirea din interstiţiu.Dacă se admite că întreaga căldură produsă prin frecare fluidă se evacuează

prin lubrifiant, ecuaţia de bilanţ termic este:TQcP vf (3.25)

în care vc este căldura specifică a lubrifiantului iar densitatea acestuia.

3.4.2.2. Pelicula cu interstiţiu convergent (regim HD).Modelul regimului hidrodinamic cu interstiţiu convergent are la bază

următoarele ipoteze 49, 73, 245, 254:- interstiţiul este convergent;- corpurile solide sunt perfect rigide;- fluidul este newtonian;- regimul de curgere al fluidului este laminar şi staţionar.Ultimele trei sunt caracteristice şi peliculei hidrostatice.Fie două corpuri solide 1 şi 2, cu suprafeţe netede, în mişcare relativă unul

faţă de altul, şi separate printr-un film de lubrifiant. Geometria interstiţiului ocupatde fluid este dată de relaţia z,xhh (fig. 2.7). Fie punctele 1M şi 2M careaparţin suprafeţei 1, respectiv 2, situate pe aceeaşi paralelă la axa y. Fiecare dintreaceste puncte este caracterizat printr-o viteză având componetele ( 111 W,V,U ),

respectiv ( 222 W,V,U ).Un element infinit mic de fluid dzdydxdV , situat între cele două

puncte, va avea vectorul viteză caracterizat prin componentele ( w,v,u ). Indiferentde forma celor două suprafeţe (suprafeţe plane înclinate, suprafeţe curbe sau unaplană şi cealaltă curbă), înălţimea peliculei fluide pe direcţia Oy este mult mai micăîn comparaţie cu dimensiunile peliculei pe direcţiile Ox şi Oz, ceea ce duce laacceptarea următoarelor aproximaţii 73, 245, 254:

- se neglijează efectul curburii suprafeţelor şi, deci, sistemul de coordonatese poate ataşa uneia din cele două suprafeţe solide;

- toţi gradienţii de viteză pot fi neglijaţi comparativ cuy

u

şi

y

w

;

- variaţia presiunii pe înălţimea peliculei se consideră nesemnificativă,

0y

p

;


a)

b)Fig. 3.7 - Geometria interstiţiului convergent în regimul de ungere hidrodinamic.

- din cauza dimensiunii mici a peliculei pe direcţia Oy şi a curgeriipresupuse laminare, se poate neglija componenta v a vitezei fluidului pe direcţiaOy, comparativ cu celelalte două, u şi w.

Problema poate fi şi mai mult simplificată dacă se consideră următoarele:- suprafeţele corpurilor solide sunt cilindrice şi cu generatoarele paralele;- curgerea este staţionară, cu alte cuvinte timpul nefiind o variabilă în acest

model, rezultă că vitezele 1V , 2V şi v sunt nule;


- suprafeţele sunt infinit lungi pe direcţia Oz, altfel spus, se pot neglijapierderile laterale de fluid;

- punctele de pe suprafeţele corpurilor solide au componentele vitezelor pedirecţia Oz nule ( 0WW 21 ).

În acest caz, asupra elementului de fluid acţionează numai forţeleelementare datorate presiunilor exercitate pe fiecare suprafaţă şi forţele vâscoasecare apar pe direcţia x , direcţia de deplasare a fluidului. Se presupune că vitezaelementului de fluid aflat chiar lângă suprafaţa solidă va avea viteza acesteia.Adică, fluidul aflat în punctul 1M va avea viteza 1U , iar cel aflat în punctul 2M

va avea viteza 2U .Volumul elementar de fluid este în echilibru dacă rezultanta forţelor care

acţionează asupra lui este nulă, adică suma forţelor pe fiecare din cele trei direcţiiOx, Oy şi Oz, este nulă:

0dydxdzz

ppdydxp

0dzdxdyy

ppdzdxp

0dzdxdzdxdyy

dzdydxx

ppdzdyp x

xx

(3.26)

Efectuând calculele, rezultă:

0z

p

0y

p

0yx

p x

(3.27)

Cum fluidul s-a presupus de tip newtonian, tensiunea de forfecare se poateexprima astfel:

y

ux

(3.28)

în care este vâscozitatea dinamică a lubrifiantului la temperatura medie apeliculei.

Introducând expresia tensiunii de forfecare (3.28) în relaţia (3.27) seobţine:


0zp

0yp

0y

uxp

2

2

(3.29)

Ultimele două relaţii arată că în acest model, presiunea nu este funcţie decoordonatele y şi z. Prima relaţie se integrează după variabila x şi rezultă:

21

2

CyCdx

dp

2

yu

(3.30)

Constantele de integrare 1C şi 2C se determină din condiţiile la limită:0ypentruUu 1 şihypentruUu 2 ,

rezultând:

h

UU

dx

dp

2

hC 12

1

(3.31)

12 UC (3.32)Introducând valorile deduse ale constantelor de integrare, se obţine

distribuţia de viteze pe înălţimea peliculei, într-un punct oarecare de coordonate z,x , ca o funcţie parabolică, de variabilă y:

121

2

UUh

yU

dx

dp

2

yhyu

(3.33)

Pe direcţia Ox, distribuţia de viteze poate avea formele din fig. 2.8. Seobservă că pentru anumite condiţii de sarcină, viteză şi formă a interstiţiului, în faţacontactului fluidul poate avea o mişcare de întoarcere.

Fig. 3.8 - Distribuţii posibile ale vitezei fluidului pe înălţimea peliculei.


Debitul de fluid care traversează o secţiune oarecare a peliculei, paralelă cuplanul zOy, este:

2

UUh

dx

dp

12

h

dyUUh

yUdy

dx

dp

2

yhyudyq

213

h

0

h

0121

2h

0x

(3.34)

Cum pentru acest model s-au considerat nule pierderile laterale de fluid,pentru a respecta legea de continuitate aplicată unui fluid incompresibil, debitul pedirecţia Ox trebuie să fie constant şi fie această valoare C:

2

UUh

dx

dp

12

hC 21

3

(3.35)

Este logic ca undeva între intrarea şi ieşirea fluidului din interstiţiul

convergent, pe direcţia Ox, să existe un maxim de presiune. În acest punct 0dx

dp .

Fie h~ înălţimea peliculei de fluid în dreptul maximului de presiune. Deci, pentru

h~h , h~

2

UUC 21

şi introducând această expresie pentru C, în relaţia (3.35),

rezultă ecuaţia diferenţială a presiunii pe direcţia x:

321

h

h~

hUU6

dx

dp (3.36)

Aceasta este ecuaţia lui Reynolds pentru curgere unidirecţională.În practică nu există interstiţii infinit lungi şi curgerea fluidului nu va fi

doar pe direcţia Ox, ci şi pe direcţia Oz, rezultând că o parte din fluid va fi evacuatîn lateral, cealaltă parte prin ieşirea din interstiţiu. Tensiunile de forfecare vâscoasevor acţiona şi pe feţele paralele cu planul yOz ale elementului de fluid (fig. 3.9).

Fig. 3.9 - Tensiuni în elementul de fluid.


Scriind ecuaţiile de echilibru pentru acest caz, în care pierderile laterale nusunt nule, rezultă:

2

2

2

2

z

w

z

p

0y

p

0y

u

x

p

(3.37)

În acest caz, condiţiile la limită vor fi: 0ypentru0w

Uu 1

şi

hypentru0w

Uu 2

iar din integrarea ultimei ecuaţii din sistemul (3.37) va rezulta distribuţia de vitezepe direcţia Oz, pe înălţimea peliculei:

dz

dp

2

yhyw

(3.38)

Debitul de fluid care iese printr-o secţiune paralelă cu planul xOy este:

dz

dp

12

hwdyq

3h

0z

(3.39)

debitul xq care trece prin secţiunea paralelă cu planul yOz fiind dat de relaţia(3.34).

În cazul unui fluid incompresibil, debitul care intră în contact trebuie să fieegal cu suma debitelor care ies din contact, deci:

0z

q

x

q zx

(3.40)

Derivând expresiile (3.34) şi (3.39) şi introducându-le în (3.40) se obţineecuaţia Reynolds pentru curgere bidimensională:

x

hUU6

z

ph

zx

ph

x 21

33

(3.41)

Modelul în care se presupun diferite de zero toate cele trei componente alevitezei fluidului, stă la baza ecuaţiei complexe a lui Reynolds, forma generală, carese obţine aplicând fluidului incompresibil ecuaţia de continuitate:

0z

w

y

v

x

u

(3.42)

Integrând relaţia (3.42) pe y, între 0y şi hy , rezultă:


h

0

h

012

h

0

dyz

wdy

x

uVVdy

y

v(3.43)

Utilizând formula lui Leibnitz :

h

0

h

0 x

hy,xfdyy,xf

xdy

x

y,xf(3.44)

pentru fiecare termen din partea dreaptă a relaţiei (3.43), se obţine:

h

02

h

0 x

hUudy

xdy

x

u(3.45)

h

02

h

0 x

hWwdy

xdy

x

w(3.46)

Folosind aceste expresii în relaţiile debitelor pe direcţia Ox, respectiv Oz,rezultă:

2

UUh

x

p

12

hudyq 21

3h

0x

(3.47)

2

WWh

z

p

12

hwdyq 21

3h

0z

(3.48)

Introducând expresiile debitelor în relaţia (3.42) se obţine forma generală aecuaţiei Reynolds pentru lubrifiere hidrodinamică:

z

hW

x

hUhWW

zhUU

x

VVz

ph

zx

ph

x

222121

21

33

22

261

(3.49)

sau sub forma:

212112

1221

33

261

WWz

hUU

x

hh

z

hWW

x

hUUVV

z

ph

zx

ph

x (3.50)

Forţa de frecare într-un contact lubrifiat hidrodinamic este rezultantatuturor forţelor tangenţiale care apar între suprafeţele în mişcare relativă alefluidului din interstiţiul convergent, deoarece s-a emis ipoteza că straturile delubrifiant de lângă corpurile solide au aceleaşi viteze ca acestea. În realitate, fluidulpoate avea o mişcare relativă faţă de pereţii interstiţiului, generând o forţă defrecare caracteristică şi care se adaugă forţei de frecare vâscoase din interiorulpeliculei de fluid.


Se va analiza cazul mai simplu, când lângă pereţii solizi, fluidul are vitezade mişcare a acestora.

Luând în considerare modelul bidimensional al curgerii forţate a unui fluidnewtonian printr-un interstiţiu convergent (fig. 3.9), tensiunile de forfecare dinpeliculă sunt:

y

uxy

(3.51)

y

wyz

(3.52)

Presupunând că suprafeţele solide au componentele vitezei 0WW 21 , şiţinând seama de relaţiile (3.33) şi (3.38), se pot scrie valorile tensiunilor deforfecare din peliculă pentru diferite poziţii pe înălţimea peliculei:

120yxy UUhx

p

2

h

(3.53)

z

p

2

h0yyz

(3.54)

12hyxy UUhx

p

2

h

(3.55)

z

p

2

hhyyz

(3.56)

Deci, relaţiile (3.53) şi (3.54) se referă la frecarea dintre stratul de fluid“ataşat” suprafeţei solide 1 (care se mişcă cu viteza 1U ) şi stratul de fluid imediatsub el. Celelalte două relaţii, (3.55) şi (3.56), calculează tensiunea de forfecareîntre stratul de fluid “ataşat” de suprafaţa 2 şi stratul de fluid vecin acestuia.

Dacă suprafeţele 1 şi 2 sunt cilindrice, cu generatoarele paralele cu direcţiaaxei Oz, atunci forţa tangenţială pe direcţia Oz este nulă şi se calculează doar forţade frecare pe direcţia Ox, prin integrarea tensiunilor de forfecare pe toată suprafaţafluidului din interstiţiu:

A

f dAF (3.57)

rezultând:

dzdxUUhx

p

2

hF 12f

(3.58)

Valoarea coeficientului de frecare va depinde de fluid (prin vâscozitateaacestuia, şi prin distribuţiile de presiuni şi viteze din interstiţiu):

n

fFF

(3.59)


Modelul lubrifierii hidrodinamice presupune constant , dar în relaţiilede calcul valoarea acesteia trebuie introdusă pentru temperatura de lucru alubrifiantului. Energia disipată prin frecare, transformându-se în căldură, vadetermina creşterea temperaturii în contact şi implicit, scăderea vâscozităţiilubrifiantului. Este, deci, necesar să se calculeze temperatura fluidului prininterstiţiu, pentru a stabili valoarea vâscozităţii dinamice.

Analizând volumul infinit mic din fig. 3.9, şi presupunând latura unitară,ecuaţia de bilanţ energetic este:

Hz

zTK

yyTK

xxTK

zw

yv

xup

zTwc

yTvc

xTuc

tTc

vvvv

(3.60)

în care:

vc este căldura specifică a fluidului,T este temperatura fluidului,H este cantitatea de căldură generată în fluid, prin frecare, în unitatea de

timp:

222

2222

yw

zv

xw

zu

xv

yu

zw

yv

xu

32

zw

yv

xu2H

(3.61)

În relaţia (3.60) primul termen din stânga reprezintă variaţia energieiinterne în unitatea de timp, cel de-al doilea – lucrul mecanic schimbat cu exteriorulîn unitatea de timp; primul termen din dreapta este expresia cantităţii de căldurădisipată prin conducţie, în aceeaşi unitate de timp, K fiind conductivitatea termică afluidului iar T este temperatura într-un punct de coordonate z,y,x .

Având în vedere următoarele ipoteze:- fluidul este incompresibil;- fluidul are o evoluţie adiabatică;- temperatura nu variază pe înălţimea interstiţiului;- regimul este staţionar;

şi considerând că toată căldura se evacuează prin fluid, ecuaţia (3.60), se reduce laforma:

22

v yw

yu

zTw

xTuc (3.62)


Prin integrare între 0y şi hy , se obţine:

h

0

2h

0

2h

0

h

0v dy

ywdy

yuwdy

zTudy

xTc (3.63)

x

h

0

qudy şi z

h

0

qwdy reprezentând debitul de fluid pe direcţia Ox, respectiv Oz.

Trebuie rezolvate integralele din al doilea termen al relaţiei (3.63). Astfel,

h

0

h

0

h

0

2

dyy

u

yu

y

uudy

y

u (3.64)

Ţinând cont căy

uxy

(fluid newtonian) şi

y

u

yx

p , integrala

(3.64) devine:

h

0

h

0xy

h

0

2

dyx

puudy

y

u (3.65)

Dar presiunea s-a considerat constantă pe înălţimea peliculei de fluid, deci:

x

pqUUdy

y

ux0yxy1hyxy2

h

0

2

(3.66)

Analog, presupunând 0WW 21 , se obţine:

z

pqdy

y

wz

h

0

2

(3.67)

Introducând relaţiile (3.66) şi (3.67) în ecuaţia (3.63) se obţine ecuaţiaconservării energiei în pelicula de fluid:

z

pq

x

pqUUq

z

Tq

x

Tc zxyxyhyxyzxv

012 (3.68)

Această ecuaţie diferenţială conţine patru necunoscute T,p,, .Adăugând ecuaţia Reynolds şi relaţia de dependenţă a vâscozităţii dinamice cutemperatura T pentru un fluid dat, se poate rezolva ecuaţia (3.68) prinmetode numerice.

În fig. 3.10 este dată distribuţia presiunii pentru o placă înclinată, infinită.Din rezolvarea ecuaţiei Reynolds pentru curgere hidrodinamică unidirecţională şiizotermă (vezi relaţia (3.36)), rezultă următoarea distribuţie de presiuni:

2

2minmaxminmax

2min

2max h

hhhhhhhh

LU6p

(3.69)

când h parcurge intervalul minmax h,h .


Fig. 3.10 - Distribuţia presiunii pentru un plan înclinat infinit.

Distribuţia presiunii depinde de geometria patinei, în special de valorileextreme ale interstiţiului maxh şi minh . Dacă se notează:

min

maxhhH (3.70)

parametrul adimensional al peliculei (evident 1H ), forţa portantă maximă se vaobţine pentru 18,2Hoptim (fig. 3.11).

Fig. 3.11 - Portanţa patinei în funcţie de geometria acesteia.

Modelul lubrifierii hidrodinamice cu suprafeţe plane înclinate stă la bazaproiectării lagărelor axiale cu patine fixe sau oscilante (fig. 3.12).


Fig. 3.12 - Exemple de suprafeţe plane înclinate.

În realitate, plăcile sau palierele înclinate au dimensiuni finite, şi efectelepierderilor laterale de fluid duc la o distribuţie de presiuni ca cea sugerată în fig.3.13, pentru o patină a unui lagăr axial. Forţa portantă se determină integrânddistribuţia de presiuni pe suprafaţa palierului:

A

dA)z,x(pF (3.71)

în care A reprezintă proiecţia ariei palierului pe direcţia normală la forţă.

Fig. 3.13 - Distribuţia presiunii în cazul patinei unui lagăr axial.

3.4.2.3. Pelicula gazodinamică.Caracteristicile funcţionale ale peliculei portante gazoase sunt determinate

de proprietăţile specifice ale gazului comparativ cu cele ale unui lichid. Gazele auvâscozităţi mult mai reduse decât lichidele (de 100 sau chiar 1000 de ori). Rezultăo frecare mult mai redusă, dar şi o portanţă relativ mică. De aceea lubrifierea cupeliculă gazoasă este utilizată pentru tribosisteme cu turaţii mari şi sarcini mici şipentru aparate de precizie. Din cauza frecării reduse, şi căldura degajată prinfrecare este mică, rezultând o mare stabilitate dimensională a sistemului 49. Un


alt avantaj al folosirii peliculei gazoase este marea stabilitate a proprietăţilorgazelor în condiţii de mediu foarte diferite: temperaturi joase sau înalte, mediiradioactive, agresive chimic sau toxice.

O altă problemă a peliculelor gazoase este compresibilitatea şiexpandabilitatea gazelor.

Când pelicula formată între două suprafeţe în mişcare este gazoasă, trebuiesă se ţină seama de compresibilitatea fluidului, densitatea gazului fiind variabilădupă o lege de forma:

1

K

p

(3.72)

în care:p este presiunea în gaz, - densitatea gazului la presiunea p,K şi sunt constante de material.Ecuaţia de continuitate va ţine seama de compresibilitatea gazului,

densitatea fiind deci, o variabilă dependentă de presiune:

0qz

qx zx

(3.73)

În ipoteza că regimul este staţionar, viteza gazului lângă pereţii solizi estemult mai mare comparativ cu mişcarea solidelor, şi folosind relaţiile (3.47) şi(3.48) pentru debite, se obţine:

0zp

12h

z2hUU

xp

12h

x

321

3

(3.74)

Reordonând această relaţie, rezultă:

x

hUU6

z

p

12

h

zx

p

12

h

x 21

33

(3.75)

în care:

1U şi 2U sunt vitezele periferice ale corpurilor solide.În multe aplicaţii, în special în cele cu viteze relativ modeste pentru care

disiparea energiei în interstiţiu este mică, se poate considera că gazul evolueazăizoterm, la temepratura T, deci exponentul din relaţia (3.72) devine unitar:

Tp (3.76)în care:

este o constantă a gazului,T - temperatura gazului.Astfel, se poate considera vâscozitatea constantă pentru o valoare medie a

temperaturii. Contrar lichidelor, vâscozitatea gazelor creşte cu temperatura şirelaţia (3.75) devine:


x

hUU6

z

p

12

h

zx

p

12

h

x 21

33

(3.77)

Legea conservării masei peliculei gazoase, va duce la:

0dyt

dyz

wdy

y

vdy

x

u h

0

h

0

h

0

h

0

(3.78)

şi procedând analog ca la teoria lubrifierii fluide, prezentate mai sus, rezultă:

t

h

z

WWh

x

UUh

x

ph

xx

ph

x

26 2121

33

(3.79)

În regim staţionar 0th

.

Analiza performanţelor unui tribosistem lubrifiat cu peliculă gazoasădepinde de un parametru adimensional, numit numărul lui Harrison 49, careinclude printre altele, efectele compresibilităţii gazului:

h~pBU

a

(3.80)

în care:

ap este presiunea mediului ambiant,

h~ este grosimea peliculei în dreptul maximului de presiune, este vâscozitatea dinamică a gazului,U - viteza periferică a corpului în mişcare,B - lungimea contactului.La valori mici ale acestui parametru ( 0 ), ecuaţia lubrifierii gazoase

va avea o formă apropiată de cea a ungerii lichide, cu alte cuvinte efectulcompresibilităţii gazului este neglijabil pentru 0 .

Pentru valori mari alenumărului lui Harrison, din relaţia(3.80) rezultă că constanthp .Deci presiunea maximă şi portanţaunui tribosistem lubrifiat cu gazedepinde de viteza periferică şi deparametrul . La valori crescândeale parametrului, portanţa F tindespre o valoare asimptotică (fig.3.14) 49. Fig. 3.14 - Portanţa unui tribosistem lubrifiat

cu gaze.


3.4.3. Regimul elastohidrodinamic (EHD).În unele aplicaţii, calculând grosimea minimă a peliculei cu ajutorul teoriei

lubrifierii hidrodinamice, se obţin valori foarte mici, de ordinul 0,01 m, mult mai micicomparativ cu rugozitatea celor mai bine finisate suprafeţe, ceea ce ar face imposibilăexistenţa unei pelicule continue de lubrifiant şi ar determina contactul direct alasperităţilor. Practic, s-a arătat că şi contactele greu încărcate sunt protejate de peliculefluide [40, 84, 217]. Deci, teoria ungerii hidrodinamice nu este capabilă să expliceexistenţa peliculei portante în aceste cazuri. În continuare, vor fi discutaţi factoriineglijaţi anterior în teoria HD şi influenţa lor asupra unui contact lubrifiat.

Teoria elastohidrodinamică trebuie să reconcilieze hidrodinamica cuecuaţiile deformaţiilor elastice, specifice contactelor greu solicitate, însă este greude calculat o distribuţie de presiuni în contact, ţinând seama simultan de efectele pecare această presiune o are asupra fluidului şi geometriei solidelor.

Ipotezele făcute de Dowson şi Higginson [84] pentru modelul lubrifieriiEHD, sunt:

- deformaţiile sunt calculate pentru un solid cilindric cu raza echivalentăeR pe un plan rigid;

- se neglijează pierderile laterale ale fluidului. Acest lucru se justifică deoa-rece lăţimea zonei de contact este foarte mică comparativ cu lungimea cilindrului,iar grosimea peliculei este mică în comparaţie cu deformaţiile, apropierea cilindrilorla capete având un efect neglijabil asupra presiunii (deci z/p este foarte mic);

- condiţiile la limită pentru presiune sunt: la intrare, 0pa la distanţămare faţă de contact şi la ieşirea din contact 0px/p a ;

- lubrifiantul este incompresibil;- efectele termice sunt neglijabile în primă fază. Acestea sunt: variaţia

vâscozităţii cu temperatura şi dilatarea lubrifiantului şi a elementelor contactului.Efectele termice. În contactele greu solicitate, temperatura poate avea

valori mari şi cum vâscozitatea majorităţii lubrifianţilor descreşte cu temperatura,vâscozitatea efectivă în contact va avea o valoare mai mică decât cea consideratăîntr-un proces izoterm, ceea ce ar justifica o micşorare a peliculei. Creşterea (chiarlocală) a temperaturii determină modificarea proprietăţilor mecanice alematerialelor în contact, favorizând deformarea lor la presiuni mari.

Pierderile laterale de fluid. Din studiul modelului hidrodinamic deungere, se ştie că pierderile laterale de fluid reduc portanţa pentru o grosime dată apeliculei [49, 84]. Deci, acest fenomen are un efect contrar celui observat înpractică în contactele greu solicitate (formarea unei pelicule portante).

Comportarea nenewtoniană a fluidului. Specialiştii au demonstrat căvâscozitatea dinamică şi densitatea unui fluid sunt funcţii de presiunea p şitemperatura T. La presiuni mari densitatea poate creşte cu 20% iar vâscozitateapoate avea următoarea dependenţă:

Tpoe (3.81)


în care: - coeficientul de piezovâscozitate; - coeficientul de termovâscozitate, ambii determinaţi experimental pentru

un fluid dat;

o - vâscozitatea dinamică, valoare cunoscută, la presiune şi temperaturănormală.

Efectele presiunilor mari. Considerând un proces izoterm (specificregimului stabilizat), vâscozitatea dinamică rămâne o funcţie dependentă doar depresiune:

poe (3.82)

Pentru un contact infinit lung, ecuaţia Reynolds devine:

3op

hh~hU12

dxdpe

(3.83)

Fig. 3.15 - Contact infinit lung cu ungere EHD.

Înălţimea peliculei h se poate scrie (fig. 3.15):

xwR2

xhh

e

2

o

(3.84)

oh este grosimea peliculei de fluid dacă cele două corpuri ar fi perfect rigide,

termenul )R2/(x'h e2 este determinat de forma teoretică (parabolică) a

interstiţiului, iar ultimul termen reprezintă deformaţia elastică a zonei de contact,considerată similară celei obţinute pentru un contact hertzian. eR este raza

echivalentă de curbură, xw este componenta grosimii peliculei rezultată dindeformarea elastică a corpurilor solide şi care se estimează considerând modelulclasic din teoria elasticităţii al semi-spaţiului elastic, încărcat cu o forţă uniformdistribuită pe linia de contact [254]:

CdssxlnspE

2xw

2

1

s

s

2

ech

(3.85)


în care:

echE - este modulul de elasticitate echivalent, calculat cu relaţia

2

22

1

21

ech E

1

E

1

E

2

(3.86)

în care:

1E şi 1 sunt modulul de elasticitate şi respectiv, coeficientul Poisson,caracteristice materialului corpului 1. Notaţiile au aceleaşi semnificaţii pentrucorpul 2: 2E şi 2 .

Influenţa presiunii asupra vâscozităţii dinamice este factorul determinantcare măreşte grosimea peliculei.

Diferenţiind relaţia (3.81), aplicând regula de diferenţiere:

dx

ed1

dx

dpe

pp

(3.87)

şi introducând rezultatul în ecuaţia lui Reynolds pentru curgere unidirecţională,

vezi relaţia (3.36): 321h

h~hUU6dxdp

, rezultă:

dxh

h~hUU6ed1321o

p

(3.88)

în care:

1U şi 2U sunt vitezele periferice ale corpurilor 1, respectiv 2, pe direcţiaOx ;

h~ - grosimea peliculei în dreptul maximului de presiune din peliculafluidă;

o - valoarea vâscozităţii dinamice a fluidului în condiţii normale depresiune şi temperatură.

Integrarea primului termen duce la

o

ppp

p

pp

p pe

eed

111

00(3.89)

rezultatul notat cu op fiind o variabilă dependentă, la rândul ei, de presiunea p în

peliculă dar şi de coeficientul de piezovâscozitate , şi având dimensiuneapresiunii. Variabila op are proprietatea că dacă presiunea p creşte foarte mult

atunci 0 pe şi /1po . Dacă 0p sau 0 , analizând dezvoltarea

în serie a variabilei op

...

2

...2

111 2

22

p

p

ppe

pp

o

(3.90)


şi reţinând doar primii doi termeni, rezultă că ppo când 0p sau

0 40.Cu acest artificiu de calcul, ecuaţia (3.36) devine:

321o

o

h

h~

hUU6

dx

dp (3.91)

Deformaţiile elastice locale măresc grosimea peliculei deoarece tind sămărească raza echivalentă efectivă de curbură, a corpurilor în contact.

Din soluţiile obţinute prin metode numerice, pentru ecuaţia (3.91) seconturează două observaţii foarte importante (fig. 3.16).

Fig. 3.16 - Presiunea şi grosimea peliculei în cazul ungerii EHD.

1. Pe cea mai mare parte a lăţimii contactului (2a în fig. 3.16), presiuneaeste atât de mare, încât vâscozitatea este cu câteva ordine de mărime mai mare faţăde valoarea ei la presiune atmosferică; deci, dacă dx/dp trebuie să aibă valorirealiste (nu infinite), variaţia înălţimii peliculei trebuie să fie foarte mică, aproapezero. Valoarea înălţimii peliculei în această zonă, în care variaţia ei este foartemică, s-a notat cu oh . Cu alte cuvinte, din modelul matematic al lubrifierii EHD şicondiţiile la limită impuse, grosimea peliculei trebuie să fie foarte puţin variabilăpe aproape toată zona de presiune înaltă. Cum în contactele greu încărcate,distribuţia hertziană de presiuni este un model satisfăcător al presiunii reale, trebuiesă existe gradienţi mari de presiune lângă marginea zonei încărcate, spre interiorulei, pentru a reduce presiunea la valoarea celei atmosferice.

La presiuni şi vâscozităţi mici, caracteristice zonei de ieşire din contact,gradienţii mari de presiune pot fi realizaţi numai dacă grosimea peliculei esteredusă înspre zona de ieşire. În consecinţă, soluţia numerică a ecuaţiei (3.91)prezintă un „pinten” de presiune şi o bombare a corpurilor în contact spre ieşireadin contact. La lagăre mari, cu cuzineţi din materiale moi, acest pinten este foarte


atenuat, chiar dispare, dar distribuţia de presiuni este asimetrică faţă de ceahertziană, maximul fiind deplasat spre zona de ieşire din contact.

2. La sarcini mari şi viteze mici, grosimea peliculei este mică în comparaţiecu deformaţiile elastice locale (de aceea se recomandă pornirea lagărelor mari cufluidul sub presiune, după care se decuplează pompa de presiune).

Deci, cu excepţia zonelor de margine ale contactului, distribuţia va fiasemănătoare celei hertziene. La sarcină mică şi viteze mari, grosimea peliculei vafi mare comparativ cu deformaţiile locale şi distribuţia presiunii se apropie de ceaîn regim hidrodinamic (când tribosistemul este format din corpuri perfect rigide).

Grosimea peliculei şi portanţa contactului au fost obţinute prin rezolvareanumerică a sistemului format din:

- ecuaţia Reynolds, relaţia (3.91);- legea deformaţiilor elastice ale corpurilor solide, relaţia (3.85);- legea de variaţie a vâscozităţii dinamice cu presiunea, relaţia (3.82).Cum integrarea numerică a ecuaţiei Reynolds este foarte dificilă pentru

modelul lubrifierii elastohidrodinamice, pe baza rezultatelor obţinute prin integrarenumerică s-au propus formule aproximative pentru determinarea grosimii minime apeliculei [84, 118, 245, 254]. Variabilele din relaţii sunt mărimi adimensionale cuurmătoarele semnificaţii:

e

minmin R

hH - grosimea minimă adimensională a peliculei, (3.92)

BRE

FW

eech

n - parametrul adimensional de încărcare a contactului EHD, (3.93)

echEG - parametrul adimensional de material, (3.94)

eech

o

RE

UUU

2

21- parametrul adimensional al vitezei. (3.95)

S-au notat: 2/UU 21 - viteza medie a corpurilor solide, B - lungimea

contactului liniar, eR - raza echivalentă de curbură a contactului, echE - modulul

echivalent de elasticitate al materialelor corpurilor solide, o - valoarea

vâscozităţii dinamice a fluidului în condiţii normale de presiune şi temperatură, nF- forţa normală în contact, - coeficientul de piezovâscozitate al fluiduluilubrifiant.

Se observă că parametrul de material G ţine seama atât de tipullubrifiantului (prin coeficientul de piezovâscozitate ) cât şi de materialele corpu-

rilor solide (prin modulul de elasticitate echivalent echE ).


Tabelul 3.2 prezintă sintetic cele mai des utilizate relaţii pentrudeterminarea grosimii peliculei. În estimarea grosimii peliculei, unii specialiştipreferă parametrul adimensional:

e

oo R

hH (3.96)

care se obţine ca raport între grosimea peliculei în zona de variaţie minimă aacesteia, oh (fig. 3.16) şi raza echivalentă de curbură a contactului eR . Evident

H > minH .

Relaţii pentru determinarea grosimii peliculei EHD Tabelul 3.2Relaţia pentru minH sau oH Autorii şi anul Observaţii

11/111/8o WUG95,1H Grubin, citat în

84regim izoterm,contact între cilindriexteriori

130607061 ,,,min WGU,H Dowson şi

Higginson, 196684

regim izoterm,contact între cilindriexteriori13054070652 ,,,

min WGU,H Dowson 1968[84]

07304906806353 ,,,min WGU,H Hamrock şi

Dowson, 1977,citat în 84

110570710073 ,,,min WGU,H Jacobson 1991,

citat în [245]

073,068,0min 07,3246,005,1 WUGH Isaksson (1989),

citat în 288- pentru lubrifianţi pebază de apă (cu

1no

),- rostogolire purăîntre doi cilindri

128,0568,0694,0min WGU714,1H

166,0470,0692,0o WGU922,2H

Hamrock, 1983,citat în 245

078,0

N

eech744,0

eo F

RER

U15,1H

Evans, citat în245

analiză 2D acontactului sferă pesferă

Modelul lui Isaksson justifică existenţa unei pelicule mai groase de fluidslab lubrifiant (apă şi soluţii apoase), în special pentru valori mai mici aleparametrului de material, valori care sunt obţinute datorită vâscozităţii mai reduse afluidului dar şi a cel puţin unuia din materiale (care poate fi mai moale) şi carereduce echE (fig. 3.17). Calculele sunt în concordanţă cu unele rezultateexperimentale.


Fig. 3.17 - Corelaţia dintre grosimea minimă a peliculei şiparametrul de material.

Analizând relaţiile din tabelul 3.2, rezultă următoarele aprecieri [254]. Parametrul de viteză are cea mai mare influenţă asupra grosimii

minime, în relaţii acesta având cea mai mică variaţie a exponentului 71,0...68,0 .Pentru un tribosistem cu materiale solide impuse (proprietăţi mecanice şigeometrie), creşterea grosimii peliculei se poate realiza prin creşterea produsului u , adică fie prin creşterea vitezei u, fie prin creşterea vâscozităţii dinamice afluidului lubrifiant, fie prin creşterea ambilor parametri. Dacă se consideră unităţide măsură SI, parametrul de viteză poate varia în limetele 912 10...10U . Fig.3.18 arată influenţa parametrului vitezei U .

Parametrul de încărcare are o influenţă mică asupra grosimii peliculeifluide. Astfel, la o creştere cu 100% a sarcinii, grosimea se va reduce cu doar

5…12%; uzual 57 10...10W .

Parametrul de material afectează grosimea minimă şi chiar formapeliculei precum şi distribuţia de presiuni; uzual, pentru corpuri din oţel şi uleimineral, 6000...4000G . Dacă unul din triboelemente este din material mult maielastic, pintenul de presiune se reduce substanţial (fig. 3.19).

Modelul care ia în considerare compresibilitatea fluidului, în specialpentru contacte greu solicitate, dă rezultate puţin diferite atât asupra formeicontactului EHD (fig. 3.21) dar şi asupra distribuţiei de presiuni (fig. 3.20), care afost obţinută pentru un fluid compresibil pentru aceiaşi parametri pentru care s-aucalculat distribuţiile din fig. 3.18, dar pentru un fluid incompresibil.


Fig. 3.18 - Distribuţiile presiunii într-un contact EHD, cu fluid incompresibilpentru următorii parametri: W=3·10-4, G=5·103, funcţie de parametrul

adimensional al vitezei U: 0) U=0 (contact hertzian), 1) U=10-13,2) U=10-12, 3) U=10-11, 4) U=10-10, 5) U=10-984.

Fig. 3.19 - Influenţa naturii materialelor solide asupradistribuţiei de presiuni şi a formei peliculei. W=3·10-5, U=10-11 84.


Fig. 3.20 - Distribuţiile presiunii pentru un contact EHD cu fluid compresibil[84], W=3·10-5, G=5·103, funcţie de parametrul vitezei U:0) U=0 (contact hertzian), 1) U=10-13, 3) U=10-11, 4) U=10-10,

5) U=10-9, 5a) U=10-8,5, 6) U=10-8.

Fig. 3.21 - Forma interstiţiului EHD:1) fluid incompresibil, 2) fluid compresibil 84.

Importanţa ipotezelor admise în modelarea unui contact lubrifiat esteevidenţiată de fig. 3.22 în care sunt trasate curbe ale distribuţiei de presiune şi aformei deformate a unui contact liniar, pentru diferite seturi de ipoteze:

a) – vâscozitate constantă şi cilindri rigizi;b) – vâscozitate dependentă de presiune, cilindri rigizi,c) – vâscozitate constantă, cilindri elastici,d) – vâscozitate dependentă de presiune, cilindri elastici.


Fig. 3.22 - Distribuţia presiunii şi forma interstiţiului pentrudiferite seturi de ipoteze 84.

Datorită dezvoltării aparaturii de măsură, modelele matematice au putut fiverificate experimental, dar s-a constatat că vârful de presiune generat întribosistemul real tinde să fie mai mic decât valoarea obţinută din modelulmatematic (fig. 3.23) [391].

Aceste diferenţe suntpuse în special pe seama com-portării locale a lubrifiantului(în special a vâscozităţii aces-tuia, reflectată prin produsul( p ). Pe baza comparării re-zultatelor experimentale cu celeteoretice, unii specialişti [162,217] au considerat că pintenulde presiune specific lubrifieriiEHD devine semnificativ dacă

Hp > 2,2 , în care este coe-ficientul de piezovâscozitate allubrifiantului, iar Hp este presi-unea maximă în acelaşi contact,dar încărcat static cu aceeaşisarcină.

Fig. 3.23 - Comparaţie între valorile calculateşi măsurate ale presiunii şi

sarcinii peliculei EHD 391.


Modelele matematice ale regimului EHD ţin cont în special de tipulcontactului:

- contact teoretic liniar;- contact teoretic punctiform.Realizarea unui astfel de model necesită o bună cunoaştere a tehnicilor de

programare. Există multe variante ale modelului de lubrifiere EHD, dezvoltate înspecial pentru rezolvarea unor probleme întâlnite în aplicaţii practice. Astfel,dezvoltarea calculatoarelor, în special a vitezei lor de lucru, a permis elaborarea demodele care să ia în considerare suprafaţa reală, rugoasă a triboelementelor 199,sau chiar regimul turbulent şi suprafaţa reală. Unele modele sunt elaborate pentrumişcare de alunecare între tribolelemente, altele pentru mişcarea de rostogolire,chiar pentru mişcare de rostogolire cu alunecare.

Un fenomen greu de modelat pentru contactul EHD este starvarea. Acestaeste rezultatul unei alimentări insuficiente cu lubrifiant a contactului. Cauzele pot fio cantitate prea mică de lubrifiant în tribosistem sau un regim (sarcină şi mai alesviteză) care nu favorizează menţinerea şi regenerarea peliculei de lubrifiant.Rulmenţii şi lagărele de mare viteză sunt tribosisteme cu risc mare de apariţie astarvării. De exemplu, la creşterea vitezei de lucru a unui rulment cu bile, o partedin lubrifiant participă la generarea peliculei şi o parte este expulzat din contact cuo viteză atât de mare, încât până la trecerea prin acelaşi punct a bilei următoare,lubrifiantul nu are timp să revină pe calea de rulare; bila care urmează nu va aveavolumul necesar de lubrifiant pentru a genera o peliculă. Pe părţile laterale ale căiide rulare poate exista suficient lubrifiant dar acesta nu are posibilitatea de a reveniîn contact din cauza rapidităţii cu care se succed bilele. În aceleaşi condiţii delucru, contactul punctiform este mai susceptibil de a fi starvat. Acest fenomen esteinfluenţat de mulţi factori Chiu, citat în 245: grosimea stratului de lubrifiant, înlateral faţă de contact, tensiunea superficială şi vâscozitatea dinamică alubrifiantului, viteza şi sarcina contactului, calitatea suprafeţei. Dacă vâscozitatealubrifiantului este prea mare, revenirea lubrifiantului în contact se face mai greu şidupă un timp relativ mai lung. În rulmenţi, mai ales la cei cu bile, o vâscozitateprea redusă poate favoriza apariţia starvării, atât prin faptul că nu va genera opeliculă suficient de groasă pentru a se menţine stabilă în timp, cât mai ales prinefectul de expulzare a fluidului mai puţin vâscos la distanţe mari faţă de contact,astfel încât acesta nu are timp să revină în zona contactului.

În cazul contactelor cu corpuri mai deformabile, cum este cazul lagărelorcu cuzineţi din mase plastice, pintenul de presiune dispare, distribuţia devenindasimetrică, cu un maxim spre ieşirea din contact (fig. 3.24). Zona de pe lagărcorespunzătoare distribuţiei de presiuni este puternic deformată, fără bombareacaracteristică contactelor EHD cu materiale mai dure, grosimea minimă a peliculeiputând apare înspre ieşirea din contact sau pe lateral, minimalizând pierderilelaterale de fluid 302, 355, 387.

Pentru parametrii de sarcină şi viteză consideraţi în fig. 3.24, apa formeazăo peliculă continuă de ~ 6,35 m, la o excentricitate a lagărului de 6 m. Fig. 3.24


b prezintă distribuţia de presiuni pentru cuzinetul deformabil. Pentru contactul cucuzinet elastic presiunea maximă din peliculă creşte cu ~20% comparativ cu ceaobţinută pe acelaşi model dar cu corpuri rigide, şi zona de depresiune (de întoarcerea fluidului) din faţa contactului se micşorează.

Forţa normală, kN 1000

a) corpuri rigide b) cuzinet elastic

Viteza de alunecare, m/s 2,5Model izoterm la 20CExcentricitate iniţială, m 6

Geometrie, mmSabot rază 30,05

lăţime 25,00

Fus rază 30,00Materiale

sabot fus

r , MPa 40 770 (oţel)

0,35 0,3E, MPa 7000 2,15·105

c) distribuţia tensiunilor şi deformaţiile în lagărul elastic (parametrii pentru care a fost rulatmodelul sunt daţi în tabelul din stânga figurii).

Fig. 3.24 - Model izoterm al lubrifierii cu apă pentru un lagăr cu fus din oţel şicuzinet din masă plastică ( constant , constant ) [355].


Dezvoltarea calculatoarelor şi a programelor specializate de calcul permitelaborarea unor modele din ce în ce mai complicate sau cu aplicabilitate îngustă,aşa cum este cazul lubrifierii cu apă, de exemplu, în care modelul EHD se poatesimplifica prin presupunerea sistemului izoterm, apa fiind un agent de răcire foartebun, şi permiţând menţinerea unei temperaturi în contact apropiate de cea amediului; în plus, vâscozitatea apei este foarte puţin dependentă de temperatură şipresiune, şi deci, între anumite limite ale acestor parametri, vâscozitatea poate ficonsiderată o constantă [43, 355].

3.4.4. Probleme termice ale contactului EHD. Teoria termoelasto-hidrodinamică (TEHD).

În realitate, în pelicula portantă de lubrifiant, câmpul termic variază, chiarpentru un regim staţionar, înţelegând prin acesta că parametrii de intrare şi de ieşiredin contact sunt constanţi în timp (presiune, temperatură, vâscozitate). Distribuţiade viteze a fluidului în peliculă nu este constantă şi deci frecările interne înlubrifiant vor genera un câmp termic dependent de multe variabile: poziţia încontact, vitezele corpurilor solide, natura fluidului (newtonian sau nu), conductivi-tăţile termice (la rândul lor, dependente de temperatură), dilatări etc. Modificareacâmpului termic determină şi modificarea vâscozităţii în sensul micşorării acesteiadacă temperatura creşte. Implicit rezultă o micşorare a grosimii peliculei.

Primele rezolvări ale contactului EHD au considerat modelul izoterm,temperatura pentru care se făcea calculul vâscozităţii dinamice şi al proprietăţilormecanice ale solidelor, fiind determinată similar cu cea din modelul HD,parcurgând o buclă din programul de calcul, până când diferenţa dintre temperaturaestimată şi cea rezultată din calcule era suficient de mică 245, 256, 353.

Rezolvarea modelului de lubrifiere în care se ţine seama de câmpul termicdin contact este dificilă şi se bazează pe metode numerice 199, 302, 387, 396.

Luarea în considerare a efectele termice din fluid şi triboelemente a dus ladezvoltarea teoriei lubrifierii termoelastohidrodinamice (TEHD). ModeleleTEHD sunt complexe, rezolvarea lor depinzând de condiţiile limită acceptate. Seţine seama de modificarea vâscozităţii dinamice cu presiunea şi temperatura, demecanismele de evacuare a căldurii generate prin frecare, atât prin fluidul lubrifiantcât şi prin transferul unei părţi a căldurii în corpurile solide.

Ponderea acestor procese de transfer termic este dificil de stabilit, chiar şipe un model, depinzând de ipotezele făcute şi de variaţia proprietăţilor corpurilor încontact (triboelemente şi lubrifiant) 73, 245, 254. În acelaşi timp deformaţiacorpurilor solide este determinată atât de distribuţia de presiuni din peliculă cât şide dilatările şi tensiunile induse de distribuţia temperaturilor în contact.

Pentru a accentua importanţa ipotezelor acceptate pe modelul TEHD suntdate în continuare rezultatele a două modele pentru contacte punctiforme.

Modelul prezentat de Guo, Zang şi Qu citat în 288 în 2001, se referă la uncontact punctiform în regim TEHD, staţionar, cu mişcare de rostogolire şialunecare relativă mare. Pentru parametrii modelului daţi în fig. 3.25, luarea în


considerare a câmpului termic în contact determină un maxim de temperatură T de1,6 ori mai mare decât temperatura lubrifiantului la intrarea în contact, oT .

Forma interstiţiului şi a distribuţiei presiunilor se abate de la formaobţinută pentru acelaşi model dar în condiţii izoterme (EHD). Comparândrezultatele obţinute în regim EHD şi TEHD, pe acelaşi model (geometrie,materiale, sarcină şi viteză), din fig. 3.25 d se observă o modificare semnificativă aformei peliculei portante şi o creştere a presiunii maxime din contact cu ~50% faţăde valoarea obţinută în regim izoterm. Graficul temperaturii este dat pentru

temperatura relativă o* T/TT .

Fig. 3.25 - Rezultate obţinute pe modelul TEHD propus de Guo, Zang şi Q, pentruun contact punctiform cu alunecare relativă mare (S=255%), perechea de materiale

fiind oţel (bila) şi sticlă (discul). Parametrii contactului sunt:6108,1W , 11104,4U , 18 Pa108,2 .


Modelul propus de Xu şi Sadeghi [396] în 1996, face o analiză TEHDpentru un contact punctiform, cu rostogolire pură sau rostogolire cu alunecare,luând în considerare suprafaţa reală, rugoasă, a bilelor. Fig. 3.26 arată rezultatelepentru următorii parametri: 6101,3W (corespunzând unei presiuni hertziene

MPa1168pH ), 11105U , pentru rostogolire pură. Maximul presiuniiobţinut pentru suprafaţa rugoasă a fost cu ~30% mai mare comparativ cu celobţinut pentru suprafeţe perfect netede.

Fig. 3.26 - Rezultate obţinute pe un model TEHD, pentru contact punctiform curostogolire, luând în considerare şi topografia reală a suprafeţei. Parametrii

contactului sunt: W=3,1·10-6, U=5·10-11, =1,67·10-8Pa-1, G=3400.


Fig. 3.26 c) arată că grosimea peliculei este influenţată de topografiasuprafeţei (fig. 3.26 b), aceasta nemaifiind perfect simetrică faţă de direcţia derostogolire, aşa cum se întâmplă în contactele ideal netede. Nici distribuţia detemperaturi nu mai are aspectul continuu, existând maxime locale, provocate tot detopografia suprafeţei.

Cea mai mare valoare a fost cu ~15ºC peste valoarea temperaturii mediuluiambiant (aici 40ºC) în timp ce pentru suprafeţe netede, pe acelaşi model, s-aînregistrat o creştere a temperaturii cu doar 7ºC. Modelul a luat în considerare chiarşi aplatizarea asperităţilor din cauza sarcinii aplicate.

Unii specialişti [245] au simplificat dependenţa grosimii minime de câmpultermic din peliculă sub forma:

EHDminTEHDTEHDmin hkh (3.97)în care:

TEHDminh este grosimea minimă a peliculei din contactul TEHD (în care seiau în considerare efectele termice din peliculă);

TEHDk este un coeficient termic;

EHDminh este grosimea minimă a peliculei în regim EHD (evidentizoterm), calculată cu una din formulele din tabelul 3.2.

Coeficientul termic are forma:

221

225401

1

UU

K,

ko

TEHD (3.98)

în care:

o este vâscozitatea fluidului la temperatura medie a celor două suprafeţeîn contact;

este indicele de termovâscozitate din relaţia Toe , şi are valori

1K001,0...1,0 , temperatura T fiind exprimată în grade Kelvin;

2/UU 21 este viteza medie a suprafeţelor, considerată şi viteza mediede intrare a fluidului în contact;

K este un coeficient de transfer termic. Obişnuit, pentru suprafeţe metaliceşi uleiuri minerale, până la 200ºC, gradm/W14,0...11,0K 245.

3.4.5. Clasificarea regimurilor de lubrifiere.Din analiza regimurilor de ungere prezentate în subcapitolele anterioare, se

observă că modelul matematic poate fi particularizat pentru diferite situaţii,specialistul având datoria de a crea un model care, prin ipotezele şi relaţiile impuse,să se comporte cât mai apropiat de aplicaţia reală. Deci, modelele contactuluilubrifiat nu au un caracter general, ele aplicându-se diferenţiat. Johnson 154, 155,


Williams 391 dar şi alţi tribologi [254], au propus divizarea în patru grupe aregimurilor de lubrifiere, caracteristice contactelor neconforme (punctiforme sauliniare):

- regimul rigid-izovâscos: se caracterizează prin presiuni mici în peliculade fluid, care nu produc modificări importante ale vâscozităţii şi nici deformaţiielastice care să afecteze distribuţia de presiuni; acest model, în care vâscozitateafluidului este constantă iar corpurile perfect rigide, corespunde regimuluihidrodinamic;

- regimul rigid-piezovâscos: deformaţiile elastice sunt neglijabile darmodelul ia în considerare dependenţa vâscozităţii de presiune; în practică acesta s-ar putea aplica în cazul corpurilor relativ dure (oţel durificat, ceramice) şi a unuilubrifiant cu vâscozitatea dependentă de presiune, iar regimul ar fi caracterizat prinviteze mari şi sarcini relativ mici;

- regimul elastic-izovâscos: se neglijează dependenţa vâscozităţii cupresiunea dar deformaţiile elastice ale corpurilor solide nu sunt neglijabile; oaplicaţie care s-ar putea modela astfel este lagărul cu cuzinet din materiale elastice(mase plastice sau elastomeri), lubrifiat cu apă sau alte fluide a căror variaţie avâscozităţii cu presiunea se poate neglija;

- regimul EHD complet sau elastic-piezovâscos: modelul asociat acestuiregim ia în considerare atât modificarea vâscozităţii cu presiunea, cât şi deformareaelastică a corpurilor solide, separate de pelicula portantă.

Pentru a evidenţia cele patru tipuri de regimuri de lubrifiere, s-au trasatdiagrame sau hărţi, pe baza unor parametri adimensionali, care diferă de ceiintroduşi de Dowson [84] (vezi relaţiile (3.92)….(3.95)):

parametrul vâscozităţii:U

GFg

/ 23 (3.99)

parametrul filmului: minH HU

Fg (3.100)

parametrul elasticităţii contactului lubrifiat:UFgE

în care, pentru contactul liniar, notaţiile au următoarele semnificaţii:(3.101)

eech

21oRE2UUU

viteza adimensională, (3.102)

e

minmin R

hH grosimea minimă adimensională, (3.103)

BREFF

eech

n

forţa adimensională,(3.104)

echEG parametrul de material al contactului lubrifiat (3.105)


În relaţiile (3.102)…(3.105), simbolurile au următoarele semnificaţii: oeste vâscozitatea lubrifiantului la intrarea în contact (de obicei echivalată cu ceapentru presiune normală), 2/UU 21 este viteza medie a corpurilor solide, minh

este grosimea minimă a peliculei, iar eR este raza redusă de curbură a contactului,

echE este modulul de elasticitate echivalent pentru perechea de materiale ale

triboelementelor, B - lungimea contactului liniar, nF - forţa normală în contact.Pe baza parametrilor din relaţiile (3.99)…(3.101), dependenţa grosimii

adimensionale a peliculei se poate scrie sub forma generală:mn

EH ggZg (3.106)

în care Z, m şi n sunt diferiţi pentrufiecare tip de regim şi de contact(liniar sau punctiform). Valorileacestor constante sunt date în tabelul3.3 pentru contact liniar 254, iar fig.3.27 prezintă hărţi ale regimurilor deungere: a) – pentru contactul liniar, b)– pentru contactul punctiform circular.

Contactele circulare sunt rareîn aplicaţiile tehnice şi foarte multe hărţi de acest gen sunt calculate şi pentrucontacte eliptice, câte una pentru fiecare raport între semiaxele elipsei teoretice decontact între corpurile solide.

3.4.6. Lubrifierea cu emulsii.În funcţie de concentraţia fazelor, emulsiile se pot încadra în una din

următoarele categorii:- emulsii cu concentraţie mare a fazei disperse, numite şi emulsii apă-în-

ulei; din această grupă ar putea face parte şi uleiurile impurificate cu apă;- emulsii cu concentraţie mare a fazei continue, numite emulsii ulei-în-apă.Emulsiile sunt utilizate în procesele tribologice de lubrifiere, de deformare

şi de aşchiere, deoarece combină două proprietăţi: capacitatea de răcire şi cea deungere. În plus, reduc costul lubrifierii. Emulsia este de obicei descrisă printr-ovâscozitate efectivă, care corectează vâscozitatea fazei continue (apa) cu un factorce depinde de concentraţie. Atât Kimura [168] cât şi Wilson [393] au demonstrat cămodelele bazate pe vâscozitatea efectivă nu explică comportarea bună a emulsiilorîn contactele greu solicitate. În plus, peliculele formate la concentraţii mici suntmult mai groase decât cele obţinute folosind modelele cu vâscozitate efectivă. Sesugerează astfel că există un fenomen de creştere a concentraţiei fazei discontinue aemulsiei (uleiului) pe măsură ce aceasta este „introdusă” sau „trasă” în contact.

Constante pentru calculul grosimiiadimensionale al peliculei

Tabelul 3.3Regimul Z m n

rigid izovâscosrigid piezovâscoselastic izovâscos

EHD complet

4,91,053,1

2,65

00,667

00,54

00

0,80,06


a) Regimuri de lubrifiere pentru contact liniar 391.

b) Regimuri de lubrifiere pentru contact punctiform 254.

Fig. 3.27 - Hărţi ale regimurilor de ungere.


3.4.6.1. Modelul curgerii independente.Modelul clasic de tratare a emulsiilor a folosit conceptul de vâscozitate

efectivă care depinde de concentraţia , definită ca volumul fazei discontinue dinvolumul total al emulsiei. Rezultatele experimentale ale lui Dow au infirmatmodelele bazate pe vâscozitatea efectivă mai ales în zona concentraţiilor mici aleuleiului (fig. 3.28) [392]. Acest model este valabil pentru concentraţii mici şi omărime a picăturilor mai mică decât grosimea minimă a peliculei în contact. Dar înprocese de deformare şi la contacte EHD, mărimea picăturii nedeformate este multmai mare faţă de grosimea peliculei în zona de presiune. De exemplu, o emulsiepoate avea diametrul mediu al picăturilor de 9…30 m dar grosimea peliculei săfie de 0,5 m şi deci modelul vâscozităţii „uniforme” să nu mai fie aplicabil.

Fig. 3.28 - Modele teoretice cu vâscozitate efectivăşi rezultate experimentale 392.

O teorie îmbunătăţită presupune că spre contact, picăturile de ulei suntaplatizate astfel încât ele formează punţi între suprafeţele corpurilor, înconjurate deapă (fig. 3.29 b) [224].

Fig. 3.29 - Variante de trecere aemulsiei prin contact.

Fig. 3.30 - Modelul curgeriiindependente.


Modelul curgerii independente (fig. 3.30, 393) presupune că, iniţial, nuexistă nici o interdependenţă între curgerea fazei discontinue (ulei) şi cea continuă(apa), cu excepţia gradientului de presiune. Debitele pe unitatea de lungime sunt

uq - pentru ulei şi aq - pentru apă iar u este viteza periferică a corpului solid (tiparbore):

dx

dphhuq

uu

12

3(3.107)

dx

dphhuq

aa

12

3(3.108)

în care:

a este vâscozitatea dinamică a apei;

u vâscozitatea dinamică a uleiului.Neglijând compresibilitatea emulsiei (ea fiind “mai incompresibilă” cu cât

concentraţia apei creşte) şi aplicând conservarea masei, rezultă:constant uq şi

(3.109) constant1 aqPresupunând că vâscozităţile dinamice ale elementelor emulsiei sunt

constante, diferenţiind relaţiile de mai sus, se obţin două ecuaţii diferenţialesimultane:

dx

dhuR

dx

dph

dx

da

12

3(3.110)

VPV

V

dh

dh *11

11

(3.111)

R - este un factor de corecţie pentru gradientul presiunii (fig. 3.31):

VPV

VVPR *

*

1111

(3.112)

dependent de *P - gradientul presiunii adimensionale:

dx

dp

hu

hP

a

12

*3

(3.113)

şi de V - raportul între vâscozităţile celor două faze:

u

aV

(3.114)

Ecuaţia (3.110) este ecuaţia Reynolds pentru apă, cu excepţia factoruluicorectiv R. Rezultatul seamănă cu un model cu vâscozitate mică, deosebireaconstând în faptul că R este o funcţie nu numai de concentraţia , ci şi de raportul


vâscozităţilor V şi de gradientul presiunii *P . Acesta reflectă raportul dintrecurgerea Poiseuille şi cea de tip Couette sau altfel spus, raportul dintre curgereadatorată gradientului de presiune şi cea determinată de mişcarea suprafeţelortriboelementelor.

Fig. 3.31 - Coeficientul de corecţie R.

Fig. 3.32 - Viteza de variaţie a concentraţiei emulsiei cu gradientul presiunii *P .


Cantitateadh

dh

din relaţia (3.111) este o viteză adimensională de

variaţie a concentraţiei funcţie de grosimea peliculei (fig. 3.32) [292]. Valorile ei

sunt pozitive pentru toate valorile gradientului de presiune *P . Rezultă că dacăemulsia se deplasează spre zona de contact şi grosimea peliculei descreşte,concentraţia uleiului creşte, iar viteza de variaţie a concentraţie creşte cu creştereagradientului de presiune. Uleiul este “tras” în contact, ca efect al gradientului depresiune, din cauza vâscozităţii mai mari.

Viteza de modificare a concentraţiei creşte şi ea cu concentraţia , cuexcepţia gradienţilor mici de presiune şi a concentraţiilor iniţiale mari. Pentruvalori apropiate de 1 ale gradientului de presiune, dh/hd este aproape egală cuconcentraţia şi se poate face aproximarea, folosită şi de Wilson:

constanth (3.115)Modelul curgerii independente propus de Wilson, Sakaguchi 392 şi

Schmid [297], incluzând chiar efectul presiune – vâscozitate, aplicat la contacteEHD, în care apar schimbări mari de concentraţii, duce la o anomalie, prezicând cădebitul de apă în contact este negativ. Acest lucru ar presupune că apa este“generată” în contactul de presiune ridicată şi este expulzată spre ieşire. Orezolvare a acestui paradox o constituie modelul curgerii interactive.

3.4.6.2. Modelul curgerii interactive.În realitate picăturile de ulei tind să împiedice curgerea apei în jurul lor,

comportându-se ca nişte rezistenţe hidraulice “mobile”. Acest efect devine maiputernic odată cu creşterea concentraţiei până când, la concentraţii mai mari, apa şiuleiul vor fi înghesuite împreună şi forţate să parcurgă contactul. În contacte EHDsau PHD (cu deformare plastică acel puţin unui triboelement) apa şiuleiul vor curge prin contact înproporţia dată de concentraţia lor, laun moment dat, 1 şi respectiv. Problema curgerii “negative” dincontact a apei, din modelul curgeriiindependente se rezolvă dacă se ţineseama de interacţiunile dintre faze.

Modelul simplificat din fig.3.33 dă un detaliu dintr-o emulsie cupicături de ulei de rază Lr şi spaţiiiniţiale între ele, de 2L. Geometric, rezultă concentraţia de ulei:

32

2r

(3.116)

Fig. 3.33 - Modelul curgerii interactive.


Cu acest model concentraţia nu poate depăşi 0,907 (când picăturile devintangente). Apa curge de la stânga spre dreapta sub influenţa unui gradient depresiune dx/dp . Viteza curgerii apei, pentru un gradient de presiune dat, este maimică decât cea obţinută fără “bariere” (picături). În schimb picăturile de ulei suntsupuse unui gradient de presiune mai mare decât nivelul general. Pentru acuantifica aceste efecte s-au folosit factorii de corecţie 1F şi 2F [392]. Debitul

apei fără picături de ulei este înmulţit cu 1F pentru a obţine viteza de curgere realăşi gradientul de presiune pentru ulei este înmulţit cu 2F .

Dacă pelicula este constantă ca secţiune, presiunile în curent respectăecuaţia Laplace şi analogia Hele-Shaw, iar problema calculării distribuţiei depresiune este echivalentă cu a calcula distribuţia de potenţial de viteze într-un fluidnevâscos cu aceeaşi geometrie. Wilson şi Sakaguchi [293] au evaluat factorii decorecţie funcţie de concentraţie, cu ajutorul metodei elementului finit (fig. 3.34).

Fig. 3.34 - Variaţia factorilor F1 şi F2 în funcţie de concentraţia uleiului.

Factorii scad monoton cu concentraţia uleiului . La 0 , 1F este

aproape unitar iar 2F2 . La valori mari pentru , 0F1 deci curgerea apei

este complet blocată de ulei. La valori mici ale lui , picăturile de ulei sunt expusela un gradient local de presiune de două ori mai mare ca valoarea medie, rezultândo îndesire a izobarelor pe lângă picături. La concentraţii mari, 1F2 pentru căuleiul suportă aproape tot gradientul de presiune.

Într-o emulsie reală există o distribuţie a mărimii diametrului picăturilor şiacestea vor fi distanţate într-un mod mai complicat, dar tendinţa se menţine. Pentrua extinde rezultatele de la modelul simplu, la cazul mai complex în care şisuprafeţele şi picăturile de ulei sunt în mişcare, trebuie luată în considerareinfluenţa gradientului de presiune, atât asupra picăturii cât şi a apei care oînconjoară. Analiza picăturii de ulei (a fazei discontinue, în general) este mai


simplă pentru că este izolată şi mişcarea ei este guvernată de mişcarea suprafeţei şide gradientul local de presiune care acţionează asupra ei. Se scrie:

dx

dphFhuq

uu

12

3

2 (3.117)

Analizând curgerea apei, este utilă despărţirea gradientului de presiuneasupra apei (a fazei continue) în două componente: o componentă asociată cumişcarea apei faţă de suprafaţă (primul termen din dreapta) şi una asociată cumişcarea faţă de picăturile de ulei (al doilea termen din dreapta în relaţia 3.118):

aua

aa qq

hFquh

hF

dx

dp

34331212

(3.118)

Constantele 3F şi 4F trebuie evaluate [392]. În cazul în care picăturile semişcă odată cu apa, cu aceeaşi viteză, rezultă: ua qq . Termenul secund din rela-

ţia de mai sus dispare iar ce rămâne este ecuaţia Reynolds pentru apă, deci 1F3 .

Dacă se consideră cazul în care 0uqu se obţine:

dxdp

12hFq

a

31a

şi 0uq (3.119)

Înlocuind aceste valori în ecuaţia (3.118) rezultă:

1

14 F

F1F (3.120)

Dacă se înlocuieşte uq cu relaţia (3.117), 1F3 şi 4F cu relaţia (3.120),în relaţia (3.118), şi se reorganizează, introducând raportul vâscozităţilor, se obţineexpresia debitului de apă:

dxdp

12hFFVFVFuhq

a

32121a

(3.121)

Ca şi în modelul curgerii independente se poate pune condiţia deincompresibilitate, rezultând două ecuaţii diferenţiale. Una din ele este similarăecuaţiei (3.110) dar cu un factor de corecţie R, dat de relaţia:

*PAR 4 (3.122)

Viteza de variaţie a concentraţiei devine:

421 AAAdh

dh

(3.123)

în care:

**

*

PFVPFV

PFVA

22

21

1

1

(3.124)


22

*2

22 1 PFVPFV

VFA

(3.125)

** PFPFA 553 11 (3.126)

325

3154 1

11AAF

AAPFA

*

(3.127)

21215 FFVFVFF (3.127)unde 2F şi 5F sunt derivate în raport cu [392].

Rezultatele ecuaţiei (3.121) dau aceeaşi tendinţă pentru R, ca şi în modelulprecedent: 0R pentru apă şi 1R pentru ulei. Valori ceva mai mici ale vitezeide variaţie a concentraţiei sunt de aşteptat deoarece canalele de apă chiar şi celemai înguste, împiedică segregarea uleiului.

Concluzia este că, din punct de vedere calitativ, ambele modele prezentateindică o creştere a concentraţiei de ulei în contact.

3.4.6.3. Comportarea emulsiei în contact EHD.La un moment dat concentraţia fazei iniţial disperse va fi aşa de mare, încât

emulsia se va inversa. Rezultă o emulsie ulei în apă cu proprietăţi apropiate de celeale uleiului, şi care poate crea presiunea necesară intrării în contact şi formării uneipelicule portante. Comportarea poate fi explicată prin divizarea zonei de contact întrei regiuni (fig. 3.35): o regiune de “aprovizionare”, o regiune de concentrare şiuna presurizată [225, 385, 392].

Fig. 3.35 - Lubrifierea cu emulsii ulei-în-apă [392].


În zona de aprovizionare, picăturile de ulei sunt izolate între ele şi nu atingsuprafeţele. Se poate presupune că aici concentraţia este egală cu cea furnizată desistemul de lubrifiere, iniţial , la presiune atmosferică.

Când emulsia se deplasează în această regiune de concentrare, înălţimeapeliculei se reduce până când picăturile de ulei devin „poduri” între suprafeţe şi seataşează de ele. Se presupune că acest proces apare când grosimea peliculei este ofracţie C din diametrul mediu al picăturilor de ulei ud . Se poate aplica influenţapresiunii asupra vâscozităţii fazei discontinue de ulei. Totuşi s-a constatat că înregiunea de concentrare, efectul creşterii presiunii este neglijabil [392]. Sepresupune că inversarea emulsiei apare la 9070, , dar majoritatea emulsiilor seinversează sub această valoare a concentraţiei de ulei.

În zona presurizată se presupune că emulsia are proprietăţile uleiului, adicăo creştere exponenţială a vâscozităţii cu presiunea, aplicându-se ecuaţia luiReynolds. Ipoteza iniţială, că procesul de concentrare apare când grosimeapeliculei ui dh ( ud fiind diametrul mediu al picăturilor fazei disperse) şi că înacest punct u a dus la obţinerea de grosimi de câteva ori mai mari decât celeobţinute experimental de Dow în 1977 [392]. Rezultate teoretice mai apropiate dedatele experimentale s-au obţinut pentru uc dCh şi u [392, 393], unde

ch este grosimea peliculei la începutul zonei de concentrare (fig. 3.35).

Fig. 3.36 - Concentraţia fazei disperse (uleiul) şi presiunea în contact.

Pentru 301 /C rezultatele sunt date în figura 3.36, redP fiind o presiuneredusă, dependentă de poziţia adimensională în contact a/xX :

pred e1P (3.129)


în care:a - este semilăţimea contactului hertzian, - coeficientul piezovâscozitate pentru faza discontinuă (ulei).Rezultatele arată că pentru schimbarea concentraţiei şi chiar inversarea

emulsiei, sunt necesare presiuni relativ mici, comparativ cu cele din contact. Odatăinversată emulsia, se poate aplica ecuaţia Reynoldes convenţională şi contactul secomportă ca unul de tip EHD, poate cu tendinţă de starvare. Aşa se poate justificacomportarea bună la alunecare a emulsiilor ulei-în-apă, cum s-a observat şi dincercetări experimentale [246].

111

CAPITOLUL 4

LUBRIFIANŢI

4.1. CONSIDERAŢII GENERALE.Conform [436] se numeşte lubrifiant orice substanţă interpusă între două

suprafeţe cu scopul de a reduce frecarea şi/sau uzura dintre ele.Lubrifiantul reprezintă cel de-al treilea corp interpus între suprafeţele

cuplei de frecare. Acesta poate fi prezent în mod natural sau poate fi adusintenţionat în scopul micşorării frecării şi uzurii şi/sau pentru evacuarea călduriigenerate prin frecare.

Deşi termenul de lubrifiant sugerează adesea uleiurile sau unsorileconsistente, acestea fiind cele mai utilizate materiale de ungere, noţiunea delubrifiant este mult mai largă, fiind reprezentată de o mare varietate de substanţeaflate în toate stările de agregare.

Comportarea lubrifiantului într-un tribosistem este foarte importantă şi deaceea se acordă o atenţie deosebită studiului şi testării acestuia în diverse condiţii.

Condiţiile de lucru ale maşinilor şi utilajelor moderne au determinatcercetări intense pentru găsirea unor lubrifianţi corespunzători, capabili să lucrezela viteze şi la presiuni mari, dar şi la temperaturi foarte ridicate sau foarte scăzute.

Au apărut în acest fel numeroase metode de ameliorare a proprietăţilorlubrifiante ale uleiurilor şi unsorilor existente, creându-se totodată şi lubrifianţi noi.

S-au făcut eforturi pentru obţinerea unor materiale antifricţiune sau a unoracoperiri superficiale capabile să preia în parte sau chiar total şi funcţiunilelubrifianţilor în condiţii de lucru cu totul speciale [26, 159, 161, 257, 313]. S-aurealizat astfel lagăre din materiale plastice, la care nu mai este necesară utilizareaunui lubrifiant, acoperiri cu straturi fosfatate sau sulfatate care amelioreazăconsiderabil ungerea în cazul condiţiilor funcţionale deosebit de grele, lagăre dinmateriale poroase pentru a se crea rezerve de lubrifiant etc.

Funcţiile unui lubrifiant sunt:a) funcţia de lubrifiere: are ca scop separarea suprafeţelor cu mişcări

relative în vederea evitării uzurii sau cel puţin menţinerea uzurii în limiteadmisibile pentru funcţionarea sistemului; funcţia de lubrifiere impune uleiurilorcare sunt printre cei mai utilizaţi lubrifianţi, valori optime pentru vâscozitate,


indice de vâscozitate şi o comportare adecvată din punct de vedere al onctuozităţii,proprietatea de aderenţă a lubrifiantului la suprafaţa metalică respectivă şi deformare a unui film molecular adsorbit, greu de desprins de pe suprafaţa de contact;

b) funcţia de răcire: prezintă o importanţă deosebită, ţinând seama defaptul că o parte din căldura produsă în contact se evacuează cu ajutorullubrifiantului (unsorile consistente şi lubrifianţii solizi, de exemplu, au calităţi slabede evacuare a căldurii);

c) funcţia de protecţie chimică: se realizează prin izolarea suprafeţelor lacare aderă filmul de lubrifiant, faţă de acţiunea agenţilor agresivi; se atenueazăastfel uzura de coroziune, prin apariţia unor compuşi şi a straturilor protectoare denatură chimică;

d) funcţia de etanşare: se realizează prin însăşi prezenţa uleiului întresuprafeţele de frecare, evitând pătrunderea particulelor străine în zona de contact(este posibilă însă şi o tendinţă inversă, uleiul poate antrena particule metalice înzona de contact şi prin aceasta se intensifică uzarea de abraziune).

Lubrifiantul nu poate fi considerat un element auxiliar într-un tribosistem,ci indispensabil pentru funcţionarea fără probleme a zonelor de frecare [118].

Criteriile de clasificare a lubrifianţilor sunt diverse. Un prim criteriu ar fistarea de agregare [245, 254]. Din acest punct de vedere există:

- lubrifianţi gazoşi: în unele aplicaţii, aerul sau alte gaze (heliul, bioxidulde carbon, hidrogenul, azotul etc.) care constituie şi mediul înconjurător altribosistemului, contribuie, în anumite condiţii de sarcină şi viteză, la separareacorpurilor în contact; tot în această grupă poate fi inclus şi aburul;

- lubrifianţi lichizi: includ uleiurile de orice natură, apa sau alte fluideneconvenţionale (glicerina, alcoolul etc.), dar şi emulsiile ca lichide bifazice şilichidul sinovial (ca un lubrifiant pseudo-plastic) etc.;

- lubrifianţi semisolizi sau vâsco-plastici cum sunt unsorile; în generallubrifianţii din această grupă sunt compuşi dintr-un lubrifiant lichid şi agenţi deîngroşare care pot fi de natură foarte diversă, de la săpunuri metalice de calciu,plumb, litiu, natriu, aluminiu, până la polimeri;

- lubrifianţi solizi: această grupă cuprinde substanţe lamelare, gen grafit şidisufură de molibden, polimeri cum este politetrafluoretilena, unele aliaje metalice;acestea din urmă ar putea fi analizate aici pentru că, înainte de introducerea încontactul solicitat sunt solide, dar în exploatare se înmoaie sau se fluidizează,comportându-se asemănător unei unsori foarte rezistente la temperatură sau laanumite condiţii de mediu. Tot în această grupă pot fi incluşi unii oxizi (PbO3,SiO2, Cr2O3 etc.) şi materiale pe bază de ceramică, utilizate însă în aplicaţii foarteînguste (turnarea sticlei în matriţe etc.).

Un alt criteriu de clasificare este natura lubrifiantului, care poate fi:- minerală,- sintetică,- vegetală sau animală.

Cap. 4. Lubrifianţi113

În tabelul 4.1 este prezentată o clasificare sumară a lubrifianţilor, dupăaceste criterii [254].

Clasificarea sumară a lubrifianţilor Tabelul 4.1Starea deagregare

Lubrifianţi

Gaze Aer, H2O (abur), CO2, He, H2, N2 etc.

Lichide

UleiuriVegetale sau animale (oxidează uşor)Minerale (neaditivate sau aditivate)Sintetice (siliconi, esteri, glicoli etc.)

Lubrifianţineconvenţionali

ApaLichid sinovial (pseudoplastic)Materiale topite: Hg, Na, sticlă etc.Fluide tehnologice: emulsii, acizi, freoni etc.

Materialevâsco-plastice

Unsori consistente =lubrifiant lichid +materiale de îngroşare

Materiale de îngroşare: săpunuri metalice(pe bază de Ca, Li, Na, Ba, Al, Pb etc.) sauargile, silicageli etc.

Solide

Metale şi aliaje ductile Pb, Ag, ZSnPb, Cu etc. în straturi foartesubţiri.

Mase plastice* Termoplaste: PTFE (teflon), poliacetaţi,poliamide

Materiale cu structurălamelară**

Grafit, MoS2, WS2, mică etc.

Oxizi PbO, SiO2, Cr2O3 etc.Alte materiale metalicesau ceramice

Cr2C3, SC, TiN, ZrO2 etc.

Obs.: Lubrifianţii cei mai utilizaţi sunt evidenţiaţi cu caractere aldine.*) Înglobate în structura unuia dintre pereţii cuplei de frecare sau în stratul antifricţiune.**) Înglobate în materialul cuplelor de frecare, în stratul antifricţiune, în paste lubrifiante(în amestec cu unsori sau uleiuri), sau sub formă de filme uscate (în amestec cu lianţi).

În cea mai mare parte, lubrifianţii utilizaţi sunt uleiurile minerale. În ultimiiani a crescut şi interesul acordat uleiurilor sintetice, produse relativ scumpe, cuaplicaţie iniţial în aviaţie, acum şi în marină şi în industrie, la autovehicule dar şi însituaţii speciale. Acestea oferă a mare siguranţă în exploatare prin performanţelelor superioare.

Un criteriu important de clasificare este domeniul de utilizare, care va fidiscutat într-un alt subcapitol (v. § 4.9 Clasificarea uleiurilor şi unsorilor).

Deoarece uleiurile lubrifiante utilizate sunt într-un număr foarte mare detipuri şi caracteristici de performanţă, pentru clasificarea lor, se utilizează, cuprioritate, sistemele bazate pe criterii de vâscozitate.

Sistemul SAE (Society of Automotive Engineers – SUA) este bazat peclase diferenţiate prin vâscozitatea la anumite temperaturi. Aceste diferenţieri peclase de vâscozitate sunt utile când proprietăţile lubrifiantului depind de climă şi deanotimp, de regimul de pornire la rece şi cel de funcţionare normală.


Utilizarea uleiurilor în zone geografice mai largi, cu climat diferit, pentrudurate mai lungi de serviciu, independent de anotimp, a stimulat producerea deuleiuri multigrade, a căror vâscozitate acoperă mai multe clase SAE. De exemplu,la autocamioanele grele, prin utilizarea uleiurilor multigrade moderne se potrealiza, pentru distanţe lungi, economii de combustibil de până la 4% şi reduceri deconsum de uleiuri de 6…7 %.

Există informaţii recente despre unele performanţe deosebite în ceea cepriveşte durata de utilizare în serviciu a unor uleiuri multigrade pentru angrenaje deautocamioane de mare tonaj. Astfel, firmele Rockwell International şi EatonCorporation din SUA au extins perioadele de schimb a uleiurilor la 100.000 milepentru autostrăzi în zone muntoase 291, 434.

Sistemul API (American Petroleum Institute) diferenţiază uleiurile în clasedupă condiţiile de serviciu (uşoare, moderate, severe, foarte severe), şi nivelul deaditivare.

În funcţie de clasificările menţionate, producătorii şi utilizatorii deautovehicule au impus specificaţii complexe de calitate pentru lubrifianţi.

La uleiurile pentru angrenaje industriale, clasificarea a fost mult maidificilă datorită varietăţii mari de tipuri, gabarite şi regimuri diferite de serviciu. ÎnSUA, prin cooperarea dintre fabricanţii de utilaje şi asociaţii tehnice de specialitate,ca AGMA (American Gear Manufactures Associations) şi ASLE (AmericanSociety of Lubrication Engineers), s-a elaborat clasificarea AGMA, bazată pe clasecondiţionate prin vâscozitatea uleiurilor la temperatura de pornire, respectiv înregim normal, şi pe niveluri de aditivare pentru extremă presiune (EP).

În ultimii ani în Europa a câştigat importanţă clasificarea organizaţieiinternaţionale ISO, care ţine seama de vâscozitatea uleiurilor la două temperaturilegate de regimurile de serviciu, respectiv 40°C şi 100°C.

Uleiurile pentru cutiile de viteze automate (transmisii automate), care aufuncţia suplimentară de transmitere a puterii, denumite uzual fluide pentru trans-misii automate (AFT), n-au fost clasificate până în prezent, ci numai nominalizateprin specificaţiile de calitate ale producătorilor de cutii automate de viteze.

În ultimul timp, biodegradabilitatea sau/şi reciclarea lubrifianţilorconstituie criterii care avansează rapid în preferinţele utilizatorilor.

Se apreciază că producătorii de lubrifianţi sunt circumspecţi în ceea cepriveşte compoziţia chimică şi formula produselor lor. Ingredientele lubrifiantuluinu sunt listate pe ambalajele lor aşa cum sunt listate pe ambalajele multor altorproduse [313]. Atunci cum poate cineva să diferenţieze doi lubrifianţi? Care suntdiferenţele dintre uleiurile minerale şi cele sintetice? Care sunt aditivii tipicifolosiţi în uleiuri? Care este scopul lor şi mecanismul de acţionare? Care estecompoziţia şi care sunt proprietăţile unsorilor? În ce aplicaţii sunt folosite unsorile?Un inginer, ca potenţial utilizator al lubrifianţilor, ar trebui să ştie răspunsurile laaceste întrebări. Pentru a selecta un lubrifiant, inginerul trebuie să cunoască cât maimulte din proprietăţile acestuia şi informaţii referitoare la comportarea tribologicăîn diferite condiţii de lucru.


Lubrifiantul este un material cu un set indivizibil de proprietăţi, uneledorite, altele nedorite de utilizator. Arta de a alege un astfel de material pentru oaplicaţie particulară constă în acceptarea unui compromis între cele două categoriide proprietăţi, astfel încât performanţele sistemului să crească, preţul să fierezonabil sau suportabil şi, din ce în ce mai important, impactul asupra mediului săfie acceptat de societate.

4.2. ULEIURI MINERALE.Uleiurile minerale sunt componente de bază ale fluidelor lubrifiante, deşi

în ultimul timp sunt puternic concurate de lubrifianţii sintetici. Când tehnologia deelaborare a celor sintetici va reuşi să coboare costurile de producţie, lubrifianţiiminerali vor avea o îngustare rapidă a domeniilor de utilizare.

Structura uleiurilor minerale este foarte complexă. De exemplu, o analizădetaliată a petrolului crud (a ţiţeiului) a evidenţiat 125 de compuşi diferiţi dintrecare numai 45 au fost analizaţi în detaliu [83, 171]. Majoritate uleiurilor mineraleconstau din hidrocarburi cu aproximativ 30 atomi de carbon în fiecare moleculă.Structura fiecărei molecule este compusă din câteva lanţuri alifatice (drepte) şilanţuri ciclice de carbon, legate împreună. Aproape orice combinaţie de lanţurialifatice şi ciclice poate apare şi sunt prezente un număr mare de forme posibile demolecule complexe, într-un singur ulei. Uleiurile minerale sunt şi impure. Naturaimpură a uleiurilor minerale conduce la o gamă de proprietăţi utile şi dăunătoare,de exemplu, unele urme de compuşi asigură proprietăţi anti-oxidante şi de ungerelimită, dar acestea pot cauza depuneri care împiedică lubrifierea. Există şi alţicompuşi prezenţi în uleiurile minerale, cum sunt unele tipuri de ceară, care suntinutile şi care pot fi uşor oxidate, formând acizi organici dăunători. Sunt necesariaditivi speciali pentru a neutraliza tipurile de ceară şi compuşii acestora.

Principalele hidrocarburi, componente ale uleiurilor minerale, sunt:- parafinele: sunt compuşi saturaţi, cu molecule lungi, dar sunt întâlnite şi

izoparafinele – compuşi cu molecule ramificate. Parafinele cu lanţuri lungi, liniaresunt responsabile de comportarea la curgere la rece a uleiurilor minerale, din cauzasolubilităţii lor nefavorabile la temperaturi joase;

- naftenele sunt tot hidrocarburi saturate, cu structură ciclică, având osolubilitate mai bună decât parafinele, o comportare mai bună la ungere dardependenţa vâscozitate – temperatură este mai puternică decât a parafinelor, ceeace nu şi-ar dori un tribolog;

- hidrocarburile aromatice sunt compuşi ciclici nesaturaţi, solubilitatealor faţă de aditivi este bună, dar acestea au cea mai nefavorabilă comportarevâscozitate – temperatură [118].

Hidrocarburile prezente în uleiuri depind de sursa petrolului crud carepoate avea diferite compoziţii chimice. Aşa cum se vede din fig. 4.1, compuşiiparafinici implică hidrocarburi cu lanţuri liniare, cei naftenici au molecule ciclicecu legături nesaturate, iar cei aromatici conţin compuşi tip benzen. Uleiurile sedisting pe baza proporţiilor de compuşi parafinici, naftenici şi aromatici prezenţi.


a) b) c) d)

Fig. 4.1 - Tipuri de hidrocarburi prezente în uleiurile minerale:a) parafină liniară; b) parafină ramificată; c) naftenă; d) aromatică.

Compusul aromatic este prezent numai ca un component minor al uleiurilornaftenice şi parafinice. Ingineria lubrifierii a stabilit că un lubrifiant este denumit înfuncţie de compusul chimic care se găseşte în proporţia cea mai mare. De exemplu,un ulei parafinic are majoritatea atomilor de carbon şi hidrogen sub formă delanţuri parafinice. Aceste lanţuri parafinice sunt legate ciclic prin atomi de carbonpentru a forma molecule mai complexe. Un ulei naftenic are lanţuri parafinice multmai mici în fiecare moleculă de hidrocarbură şi majoritatea carbonului esteîncorporat în molecule ciclice. Există o cantitate limitată (în jur de 20%) deparafine simple (alchene) prezente în ulei. Prezenţa unui tip sau altuia din acestemolecule determină unele din proprietăţile fizice ale lubrifianţilor, de exemplu,punctul de curgere, indicele de vâscozitate, caracteristica presiune – vâscozitateetc. Există diferenţe semnificative în caracteristicile viscozitate – temperatură şivâscozitate–presiune între uleiurile parafinice şi cele naftenice şi trebuie avut grijăsă se facă deosebire în utilizarea lor. Uleiurile parafinice sunt în general maiscumpe deoarece cer mai multe etape de rafinare decât cele naftenice.

Hidrocarburile sunt combinaţii ale carbonului cu hidrogenul. În uleiurileminerale rafinate, fără adaosuri, se găsesc aproape numai hidrocarburi, cu masemoleculare de la circa 300 până aproape de 1.000 [256].

Atomul de carbon are masa atomică 12. Proprietăţile atomului de carbonsunt conferite de către cei patru electroni exteriori, denumiţi electroni de valenţă,singurii care intervin în reacţiile chimice. Atomul de carbon posedă proprietateaspecială de a se uni cu alţi atomi de carbon. În felul acesta, prin combinare cuhidrogenul şi cu diferite alte elemente chimice (oxigen, azot, sulf etc.) pot luanaştere un număr mare de hidrocarburi şi de alte substanţe chimice.


Hidrogenul, celălalt component al hidrocarburilor, are masa atomică 1 şiun singur electron de valenţă.

Hidrocarbura cea mai simplă este metanul, aflat în stare gazoasă, şiconstituit dintr-un atom de carbon şi patru atomi de hidrogen, cu masa moleculară16. Doi sau mai mulţi atomi de carbon legaţi între ei printr-o singură valenţăformează hidrocarburi saturate normale, parafine sau alcani, cu structură liniară.

Hidrocarburile alcanice cu 1…4 atomi de carbon în moleculă sunt în staregazoasă la temperatura normală, cele cu 5…15 atomi de carbon fiind lichide.

Dacă atomii de carbon se leagă între ei prin două valenţe, iau naşterehidrocarburi nesaturate, numite alchene. Hidrocarburile cu o singură legătură dublăsunt numite olefine sau monoalchene, iar cele cu două duble legături, diolefine saudialchene. Uleiurile rafinate nu conţin practic alchene.

Pe lângă hidrocarburile saturate normale mai există hidrocarburi ramificatesau izomere, izoalcani (sau izoparafine).

Proprietăţile hidrocarburilor izomere diferă de cele ale hidrocarburilor nor-male cu acelaşi număr de atomi de carbon, într-o măsură mai mare sau mai mică.De exemplu, hidrocarburile ramificate cu număr mare de atomi de carbon sunt îngeneral lichide, pe când cele normal liniare sunt solide. Astfel, începând cu hexa-decanul C16H14, alcanii superiori sunt solizi la temperatura normală şi pot intra înconstituţia parafinei obişnuite. Hidrocarburile saturate care au o structură ramifi-cată, cu masă moleculară mare, pot fi şi ele solide. În general, aceste hidrocarburipot avea şi o structură microcristalină, ele fiind unul din constituenţii cerezinei – unprodus obţinut prin rafinarea din reziduuri de petrol şi utilizat la fabricarea unorunsori consistente, la izolarea cablurilor, la impregnarea condensatorilor etc. Încompoziţia parafinei şi mai ales a cerezinei intră însă şi hidrocarburi ciclice, culanţuri sau catene laterale alcanice. Catenele laterale alcanice sunt constituite dingrupe alchilice (sau radicali alchilici). Prin urmare, în uleiurile cu vâscozitate micăse găseşte în special parafină, iar în cele cu vâscozitate mare – cerezină.

În uleiuri există de asemenea hidrocarburi ciclice, în care atomii de carbonformează un lanţ închis. Acestea sunt de două tipuri: cicloalcani sau naftene şihidrocarburi aromatice. Cicloalcanii sunt hidrocarburi saturate cu cinci sau şaseatomi de carbon în ciclu, de exemplu ciclohexanul, iar hidrocarburile aromaticesunt cu trei duble legături în ciclu, de exemplu benzenul.

Deşi conţin legături duble, hidrocarburile aromatice nu manifestă uncaracter puternic nesaturat.

Ciclurile hidrocarburilor, numite ciclani, şi ciclurile celor aromatice se potlega între ele dând naştere hidrocarburilor policiclice. De exemplu, ciclurile pot fi:

- condensate;- legate între ele prin atomii de carbon;- sau separate prin unul sau mai mulţi atomi de carbon (de exemplu, prin

grupe metilenice – CH2 –).În general, de ciclani şi de aromatice sunt legate grupe alchilice normale

sau ramificate, care împreună formează moleculele uleiurilor. Ciclurile aromatice


de care sunt legate grupele alchilice constituie grupe arilice, cele ciclanice fiinddenumite grupe naftenice. Hidrocarburile simple nu se găsesc în uleiuri, în afară deproporţii mici de hidrocarburi alcanice solide, cu masă moleculară mare.

În afara acestor hidrocarburi saturate, stabile, uleiurile conţin şi compuşinesaturaţi, instabili, în care sunt incluse elemente ca sulf, azot, oxigen, sărurimetalice, şi care influenţează puternic îmbătrânirea, modificarea consistenţei,implicit, durata de utilizare a uleiului.

Proporţia diferitelor componente dictează calitatea uleiului, aceastadepinzând şi de locul de extracţie al petrolului.

Uleiurile fiind constituite dintr-un număr mare de hidrocarburi, mai alesmixte, determinarea diferitelor hidrocarburi individuale sau chiar numai a tipurilorrespective nu este posibilă decât prin metode fizice şi chimice complexe. De aceea,pentru cunoaşterea compoziţiei se recurge la analiza structurală, care permitestabilirea proporţiei atomilor de carbon din fiecare din cele trei tipuri: aromatic CA,cicloalcanic CN şi alcanic CP.

Analiza structurală se poate executa cel mai simplu după „metoda n – d –M”, care necesită numai determinarea indicelui de refracţie 20

Dn , a densităţii 204d

şi a masei moleculare M a uleiului. Pe baza relaţiilor dintre aceste trei proprietăţi,stabilite pentru hidrocarburi pure şi fracţiuni de ţiţei, compoziţia structurală sedetermină uşor prin calcul sau pe cale grafică.

După o altă metodă de analiză, bazată pe cromatografie‚ uleiurile se separăîn hidrocarburi saturate (alcani şi cicloalcani), hidrocarburi aromatice (mono, di,poli-aromatice) şi răşini. Această analiză prezintă interes mai ales pentrudeterminarea diferitelor hidrocarburi aromatice.

Conţinutul de sulf din uleiurile minerale variază, funcţie de sursa petroluluicrud şi de procesul de rafinare. Mici cantităţi de sulf din ulei sunt dorite pentru a daproprietăţi bune de lubrifiere şi anti-oxidare. S-a demonstrat, de exemplu, că unconţinut natural de sulf între 0,1% şi 1% asigură reducerea uzurii. Pe de altă parte,prea mult sulf este dăunător performanţelor maşinilor, pentru că poate acceleracoroziunea etanşărilor. Sulful în exces poate fi înlăturat din ulei prin rafinare darprocedeul tehnologic poate fi costisitor. Conţinutul de sulf variază funcţie de sursade petrol crud şi intervalul concentraţiei este între 0% şi 8%. De exemplu,conţinutul de sulf al petrolului de Pennsylvania este mai mic de 0,25%, al celuivenezuelean este de aproape 2%, al celui din Orientul Mijlociu – 1%, iar al celuimexican de 5% etc.

În uleiurile minerale se află, deci, următoarele tipuri principale de compuşi,a căror proporţie variază cu natura ţiţeiului din care provin şi cu condiţiile derafinare [256]:

a) hidrocarburi parafinice (alcanice) normale şi ramificate lichide, cuformula generală 22 nnHC . Uleiurile deparafinice conţin şi o proporţie mică deparafine normale solide;


b) hidrocarburi naftenice (ciclanice) cu catene laterale normale şiramificate;

c) hidrocarburi aromatice cu legături duble, ca benzenul, naftalina,antracenul, cu catene normale şi ramificate. Uleiurile nerafinate conţin hidrocarburiaromatice din seriile 22 nnHC şi 42 nnHC în fracţiunile uşoare şi 82 nnHC în

fracţiunile grele. Pot fi prezente de asemenea tipuri de aromatice din seriilesuperioare;

d) hidrocarburi mixte, nafteno-aromatice cu grupe alchilice din combinareaprimelor trei tipuri;

e) răşini şi asfaltene, a căror structură nu este bine cunoscută (probabilpoliciclică), în compoziţia cărora intră şi oxigen, azot, sulf. Răşinile sunt, în parte,volatile şi de aceea trec şi în uleiurile distilate. Asfaltenele nu sunt volatile şi rămânîn reziduurile de distilare, dar pot ajunge însă în distilate, prin antrenare. Dupărafinare, în uleiuri mai rămâne o proporţie mică de răşini, asfaltenele putând fi însăeliminate complet. Rolul răşinilor nu este bine stabilit; adesea ele sunt utile pentrufuncţiunile pe care uleiurile trebuie să le îndeplinească.

4.2.1. Prelucrarea uleiurilor minerale.Petrolul crud (ţiţeiul) are o structură complexă care este separată într-o

serie de fracţii printr-un proces de distilare care se numeşte distilare fracţionată.Acest proces implică încălzirea petrolului crud până la transformarea în vapori careapoi sunt trecuţi printr-o coloană verticală înaltă (turnul de fracţionare), conţinândun număr de talere, la diverse niveluri. Vaporii trec prin coloană şi la fiecare talersuccesiv, temperatura scade treptat. Fracţia a cărei punct de fierbere corespundetemperaturii unui anumit taler va condensa. În acest mod, compuşii cei mai volatilivor condensa la talerele cele mai înalte ale coloanei in timp ce cele cu puncte defierbere mai înalte vor condensa la talerele mai joase. Fracţiile condensate suntapoi colectate. Există unele limite de temperatură la care trebuie preîncălzit petrolulcrud. Dacă temperatura este prea mare atunci o parte din petrolul crud se poatedescompune în cocs şi materiale gudronoase. Această problemă este rezolvată prinfolosirea altui turn de distilare care funcţionează la o presiune mai joasă. Prinscăderea presiunii, fracţiile grele din petrolul crud pot fi vaporizate la temperaturimult mai joase. Astfel, în prelucrarea uleiurilor minerale şi a combustibililor dinpetrol, distilarea are loc la presiunea atmosferică şi chiar la presiuni semnificativreduse. La presiune atmosferică se obţin următoarele fracţii din petrolul crud, înordine ascendentă a punctului de fierbere: gaz, gazolină, cherosen, nafta, motorină,ulei lubrifiant şi reziduuri. Fracţia nevaporizată (reziduu) din „coloana atmosferică”este apoi plasată în „coloana cu vid” şi încălzită. La temperaturile mai joase dedistilare care rezultă din utilizarea presiunilor joase, riscul de descompunere esteeliminat. Vaporii condensează pe talerele respective şi produsele de distilare suntextrase cu pompe de vid. Prin această metodă se obţin următoarele fracţii dinreziduurile rămase, în ordine ascendentă a punctului de fierbere: ulei de gaz, fracţii


lubrifiante şi reziduuri scurte. Diagrama schematică a procesului de distilare apetrolului crud este dată în fig. 4.2 [313].

Fig. 4.2 - Diagrama schematică a procesului de distilare a petrolului crud.

Nu toate ţiţeiurile crude trebuie tratate în două etape. Funcţie de origine,unele ţiţeiuri crude sunt suficient de uşoare pentru a fi încălzite la o temperaturăsuficientă pentru distilarea lor completă la presiune atmosferică.


După distilare, fracţiile de ulei lubrifiant din distilat sunt supuse unor etapede rafinare şi unor diferite tratamente, rezultatul fiind o gamă largă de uleiuri şilubrifianţi: medicali, cosmetici, industriali, pentru autovehicule etc.

Scopul rafinării este să îndepărteze moleculele cu greutate moleculară mare(tip ceară), hidrocarburile aromatice şi compuşii care conţin sulf şi azot. Diferitetipuri de ceară determină solidificarea uleiului sau aducerea acestuia în stareaproape solidă la temperaturi destul de înalte, compuşii aromatici accentueazăscăderea vâscozităţii uleiului odată cu creşterea temperaturii, iar compuşii cu sulfsau cu azot pot provoca coroziunea suprafeţelor în contact, rezultând o uzurăaccelerată. Ei pot contribui şi la crearea altor probleme, cum ar fi coroziuneaetanşărilor. Filtrarea uleiurilor prin cleiuri absorbante şi hidrogenarea uleiului înprezenţa unui catalizator se aplică la următoarele etape de rafinare. Lubrifiantulpoate fi amestecat şi cu acid sulfuric concentrat deoarece acesta este un modeficient de înlăturare a unor compuşi organici cum ar fi esterii acidului sulfuric.Totuşi, acest tratament ridică o problemă severă, aceea a deşeurilor rezultate. Dinacest motiv, tratamentul cu acid sulfuric se foloseşte numai pentru uleiurilespeciale, cu grad înalt de puritate, cum ar fi uleiurile farmaceutice.

Dorinson [83] şi Klamann [171] dau detalii asupra proceselor de rafinare auleiurilor lubrifiante, care variază funcţie de sursa petrolului crud. Petrolul crudeste o variabilă în procesul de rafinare pentru că este un amestec complex dehidrocarburi, deci acest proces realizează numai un control aproximativ asupraprodusului final. Obiectivul procesului de rafinare nu este obţinerea unui compuspur, ci a unui produs cu caracteristici specifice, care sunt dorite pentru o aplicaţieparticulară.

Este posibil ca un ulei lubrifiant să fie ultra-rafinat, ceea ce însă nu seobişnuieşte în practică. De fapt, majoritatea uleiurilor lubrifiante au deliberat urmede compuşi rămase în ele. Multe urme de compuşi aromatici sunt anti-oxidanţi,deci, un ulei ultra-rafinat este predispus la oxidare rapidă. Totuşi urmele decompuşi sunt sursă de nămol şi de depozite cărbunoase pe suprafeţele de contact,astfel încât se impune o optimizare sau o echilibrare a procesului de rafinare [171].

În practică petrolul crud şi procesul de rafinare sunt astfel selectate încâtsă se obţină tipul cerut de ulei lubrifiant.

În general, se pot distinge trei metode principiale de fabricare a uleiurilor,folosite la distilarea în vid a păcurii:

- rafinarea obişnuită cu acid sulfuric a fracţiunilor distilate şi, eventual,tratarea ulterioară cu pământ decolorant;

- deparafinarea urmată de rafinarea obişnuită a fracţiunilor distilate;- extracţia şi deparafinarea cu solvenţi a fracţiunilor, respectiv a reziduului

de distilare, apoi o tratare finală cu pământ sau o uşoară hidrogenare catalitică(hidrofinare).

Prima metodă se aplică ţiţeiurilor neparafinoase (naftenice sau nafteno-aromatice), care nu conţin parafine solide, şi deci, nu necesită operaţia costisitoarede deparafinare. Uleiurile obţinute sunt, de obicei, de calitate inferioară. Celelalte


două metode sunt aplicate ţiţeiurilor parafinoase, ultima fiind cea mai interesantă,deoarece permite obţinerea de uleiuri distilate şi a unui ulei rezidual cu vâscozitatemare, de calitate superioară (bright stock). Metoda cu solvenţi este cea mairaţională, deoarece permite separarea materiei prime chiar şi după formamoleculelor. În practica industrială actuală se obţin prin această metodă uleiuripentru motoare, cu indice de vâscozitate de peste 90 şi cu puncte de congelare sub12°C sau chiar sub 18C (fig. 4.3).

Fig. 4.3 - Schema proceselor dintr-o rafinărie, pentru obţinereauleiurilor de bază superioare din ţiţei parafinos [48].

Prin procedeul nou de hidratratare (hidrogenare catalitică în condiţii maisevere decât hidrofinarea) se pot obţine uleiuri superioare care, după deparafinare,au indicele de vâscozitate până la aproximativ 120.

4.3. ULEIURI SINTETICE.

4.3.1. Consideraţii generale.Cerinţele impuse lubrifianţilor se modifică rapid, mai ales în industria

automobilului. Tendinţa de micşorare a gabaritului motoarelor şi transmisiilor, deutilizare de materiale neconveţionale (ceramice, compozite, mase plastice etc.),creşterea solicitărilor şi vitezelor, şi, o dată cu ele, a câmpurilor de temperaturi,sistemele sofisticate de control ale combustiei dar şi ale transmisiilor, la care s-auadăugat restricţii severe de protejare a mediului, au direcţionat cercetările asupraobţinerii de lubrifianţi care să facă faţă acestor provocări.

Este, deci, nevoie de lubrifianţi a căror compoziţie să fie precis controlată,fără intervale largi pentru moleculele componente şi fără impurităţile inerente celorminerale. Spre deosebire de uleiurile minerale, un lubrifiant sintetic nu se obţineprin rafinare din petrol, ci prin tehnologii de sinteză, ca rezultat al unor reacţiichimice bine dirijate şi cu eficienţă mare. De exemplu, reacţia dintre un acid


organic şi un alcool duce la formarea unui ester, produs deseori dorit într-unlubrifiant sintetic. Producătorii de lubrifianţi sintetici pot combina diferiţi compuşi,în proporţii precise, pentru a obţine un compromis acceptabil între performanţe şipreţ.

Un lubrifiant sintetic tipic este un amestec de hidrocarburi de sinteză, dar şide esteri derivaţi din produse petrochimice. Aceştia din urmă nu mai conţinimpurităţi şi ceara specifică uleiurilor minerale.

Lubrifianţii sintetici s-au dezvoltat iniţial la începutul secolului XX în ţărifără resurse serioase de petrol. Aceşti lubrifianţi erau scumpi şi la început aveau oinacceptabilitate mare. Folosirea uleiurilor sintetice a crescut gradual, în specialpentru aplicaţii specializate, particulare, pentru care uleiurile minerale nu suntadecvate. În ciuda multor proprietăţi pozitive, cum ar fi disponibilitatea şi costulrelativ scăzut, uleiurile minerale au câteva dezavantaje serioase, cum ar fi oxidareaşi scăderea vâscozităţii la temperaturi înalte, aprinderea sau explozia în prezenţaagenţilor puternic oxidanţi şi solidificarea la temperaturi joase. Aceste efecte suntinacceptabile în unele aplicaţii particulare cum ar fi motoarele cu turbină cu gaz lacare se cere un lubrifiant rezistent la temperatură înaltă, dar ocazional trebuieînfruntate şi temperaturi foarte joase. În alte aplicaţii, cum ar fi pompele de vid şimotoarele cu reacţie, se cere un lubrifiant cu presiune joasă de vapori; înprocesarea alimentelor şi în industria farmaceutică se cer lubrifianţi cu toxicitateredusă etc. În ultimii ani cea mai puternică cerinţă a fost pentru lubrifianţi de înaltăperformanţă, în special pentru aplicaţii în industria aeronautică, la turbinele cu gazde mare performanţă. Aceasta a dus la dezvoltarea uleiurilor sintetice care potsuporta temperaturi înalte, fără să se descompună şi în acelaşi timp asigură unpericol redus de autoaprindere.

În general lubrifianţii sintetici pot fi divizaţi în două grupe:- fluide care intenţionează să ofere o lubrifiere superioară la temperatură

ambiantă sau ridicată;- lubrifianţi pentru temperaturi extreme şi rezistente la atac chimic.De asemenea, există o distincţie clară între lubrifianţii cu performanţe

înalte, dar şi costuri ridicate, şi lubrifianţii mai economici, dar cu performanţe maimodeste. De exemplu, preţul unui lubrifiant halogenat sintetic atingea 540 $ în1987, ceea ce era aproape de preţul argintului.

În uz curent sunt trei tipuri de bază de uleiuri sintetice [254, 313, 373]:- lubrifianţi din hidrocarburi sintetice;- lubrifianţi din hidrocarburi similare, dar siliconice;- lubrifianţi din organohalogeni.Din sutele de lubrifianţi sintetici disponibili pe piaţă, toate se încadrează în

una din aceste grupe mari. Fosfaţii, ca în polifenilfosfaţi, deviază de la şablondeoarece sunt, în general, asociaţi cu hidrocarburile simple.

Hidrocarburile sintetice. Din acestea se obţin lubrifianţi mai apropiaţi capreţ de uleiurile minerale, dar cu performanţe superioare. Din această grupă facparte:


- uleiurile poliglicolice: au rezistenţă la degradare şi, deci, durabilitate decâteva ordine de mărime mai mare decât cea a uleiurilor minerale. Au indicele devâscozitate peste 200, iar coeficientul de piezovâscozitate este mic; suntrecomandate pentru circuitele de frână ale vehiculelor, pentru prelucrareacauciucului, pentru motoarele cu ardere internă;

- uleiurile esterice sunt compuse din mono-, di- şi poliesteri pe bază defosfat, glicol şi fluor; au o stabilitate termică excelentă pe un interval mare detemperaturi (-60…200C); la 450C rezistă doar pentru perioade scurte. Suntrecomandate pentru turbopropulsoare şi sisteme funcţionând la temperaturăscăzută.

Lubrifianţii siliconici. Sunt analogi lubrifianţilor hidrocarbonici carerezistă la temperaturi extreme şi la vacuum, dar au în lanţul molecular şi siliciu; îngeneral nu asigură o bună adsorbţie sau o bună lubrifiere la presiuni extreme(lubrifiere limită) şi sunt scumpe;

Uleiurile siliconice au un set de proprietăţi care trebuie bine cunoscuteînainte de a le introduce într-un sistem tehnic; astfel, deşi au proprietăţi lubrifianterelativ mai reduse, au un indice de vâscozitate bun (IV = 150…250), o marestabilitate, atât termică cât şi la oxidare. Sunt recomandate ca fluide de amortizare,în instalaţii cu domeniu larg de temperaturi, impus de procesul tehnologic, lagăresolicitate termo-mecanic dar şi în aparatura de mecanică fină.

Organohalogenii. Oferă o lubrifiere eficientă prin mecanisme de ungereprin adsorbţie şi la presiuni mari, rezistă la temperaturi extreme şi la atac chimic,dar şi acestea sunt scumpe.

Lubrifianţii organohalogenaţi cum ar fi clorofluorcarbonul şiperfluoropolieterul sunt recomandaţi în medii foarte ostile, în care nu trebuie să seamestece lubrifiantul cu mediul înconjurător (compresoare de oxigen sau altegaze).

4.3.2. Prelucrarea uleiurilor sintetice.În majoritatea cazurilor, lubrifianţii sintetici cu hidrocarburi sunt produşi

din hidrocarburi cu masă moleculară mică, care sunt derivaţi din cracareapetrolului. Procesul de cracare se realizează pentru a reduce gama de moleculeprezente în ulei. La aplicarea presiunii mari şi a catalizatorilor, moleculele mariprezente în petrol sunt descompuse în unele mai simple, mai mici şi mai uniforme.

Hidrocarburile cu masă moleculară mai mică sunt apoi polimerizate încondiţii atent controlate, pentru a produce fluide cu o volatilitate redusă şivâscozitate mare. Polimerizarea este atent limitată, altfel rezultă un polimer solid şiîn termeni strict tehnici, se produce un oligomer – opusul unui polimer. Un primexemplu al acestei metode de sinteză a lubrifianţilor este producţia uleiuluilubrifiant sintetic poliolefinic din olefine (alchene).

Lubrifianţii halogenaţi sunt şi ei fabricaţi pe scară largă; aceştia suntpotriviţi pentru temperaturi joase sau acolo unde există risc mare de foc. Aceşti


lubrifianţi sunt produşi din etilenă şi compuşi halogenaţi, într-un proces simultande halogenare şi polimerizare.

Organohalogenii şi siliconii sunt produse obţinute prin utilizarea cataliza-torilor. Organohalogenii sunt fabricaţi prin reacţia dintre un gaz hidrocarbonic, deexemplu, metan şi clorură de hidrogen, sub presiune şi temperatură peste 250oC saumai mult, în prezenţa unui catalizator cum ar fi gelul de aluminiu sau clorura dezinc. Pe durata procesului, se formează organohalogeni cu masă moleculară mică(de exemplu, clorura de metil) şi apoi, prin polimerizare se obţin organohalogeni cumasă moleculară mare. Siliconii, pe de altă parte, sunt produse din clorură de metil(CH3Cl) care reacţionează cu siliciul în prezenţa catalizatorilor de cupru la 380oC,pentru a forma clorură de dimetil-siliciu (2CH3)2SiCl2. Tratamentul secundar cuacid clorhidric determină eliminarea radicalilor cu clor pentru a forma compuşi cusiliciu. După neutralizare şi extragerea apei din produsul iniţial polimerizat alcompuşilor cu siliciu, prin utilizarea alcaliilor, rezultă produsul finit. Structurilechimice ale celor mai utilizaţi lubrifianţi sintetici sunt prezentate în tabelul 4.2.

4.3.3. Lubrifianţi sintetici hidrocarbonici.Există o infinitate de hidrocarburi care pot fi utilizate ca lubrifianţi.

Uleiurile sintetice actuale nu sunt toate ideale ca lubrifianţi, dar sunt ieftine şieconomice pentru aplicaţiile care necesită cantităţi mari cum ar fi uleiurile pentrumotoare. Acestea constituie aproape jumătate din întreaga cantitate de uleilubrifiant şi există un mare profit să fie făcute dintr-un ulei sintetic care costă doarpuţin mai mult decât uleiul mineral, dar poate îmbunătăţi performanţele motorului,creşte durabilitatea şi se poate prelungi perioada de schimb a uleiului. Uleiurilesintetice care pot fi clasificate drept hidrocarburi sintetice sunt polialfaolefinele,esterii, cicloalifaticele şi poliglicolii. Desigur, lista este incompletă, dar viitoareletehnologii avansate de rafinare şi sinteză o va extinde.

Stabilitatea la oxidare a unei hidrocarburi sintetice depinde de structuralanţului hidrocarburii. Energia de legătură a legăturii C–C (360 MJ/Kmol) estelimitarea fundamentală şi cea mai mare stabilitate la oxidare poate fi atinsă prinaplicarea diverşilor inhibitori la oxidare. Stabilitatea la oxidare poate fiîmbunătăţită şi prin înlocuirea structurilor cu legături slabe, cu hidrocarburiramificate. Hidrocarburile pot fi optimizate în privinţa caracteristicilor viscozitate –temperatură, a performanţelor la temperaturi joase şi a volatilităţii.

Polialfaolefinele.Acestea sunt printre cele mai promiţătoare uleiuri sintetice de uz general.

Olefinele sau alchenele sunt hidrocarburi nesaturate cu formula generală nCH 2 . Ele constau dintr-un lanţ de carbon liniar, cu un carbon nesaturat la

unul din capetele lanţului. Un exemplu tipic este polibutena. Prezenţa atomilor decarbon nesaturaţi permite polimerizarea sau oligomerizarea pentru a forma uleiullubrifiant. Alchena preferată este decena care are punctul de curgere foarte scăzut.


Structuri chimice tipice ale celor mai utilizaţi lubrifianţi sintetici Tabelul 4.2

Lubr

ifian

ţi sis

tetic

i hid

roca

rbon

ici

Polialafaolefine

esteri, exemple:diesteri

esteri fosfaţiesteri siliconiciesteri poliglicoli

fluoroesteri

esteri ai acizilor graşi

esteri neopetntilpoliol

cicloalifatici

poliglicoli

com

puşi

cusi

liciu

siliconii

silanii (hidrocarburicu siliciu)

Org

anoh

alog

eni

perfluoropolieterii

clorofluorcarbonii

clortrifluoretilene

perfluoropolialchilen-esteri


Compuşii cu masă moleculară mai mare cum ar fi dodecenele, au un indicede vâscozitate mai mare dar şi un punct de curgere mai ridicat. Vâscozitateapolidecenelor poate varia de la 0,3 mPa·s la 100 mPa·s. Indicele lor de vâscozitateeste ~130 şi punctul de curgere este pe la –30oC. Polidecenele sunt foarte rezistentela oxidare, au o volatilitate redusă lui cauza lipsei substanţelor cu masă molecularămică şi nu sunt toxice sau/şi corosive. Aceste proprietăţi permit utilizareapolidecenelor ca lubrifiant sintetic de uz general.

Polifenil-esterii.Au caracteristici mai bune pentru lubrifierea limită comparativ cu uleiurile

siliconice. Au o rezistenţă foarte mare la oxidare şi au stabilitate termică, dar suntlimitaţi în aplicaţii din cauza caracteristicilor slabe viscozitate – temperatură.Stabilitatea termică a acestor compuşi este ~ 430oC şi stabilitatea la oxidare estedestul de mare, până la ~290oC. Sunt folosiţi ca lubrifianţi în pompele hidrauliceale avioanelor.

Esterii.Aceştia sunt un grup foarte important al hidrocarburilor sintetice. Sunt

produşi prin reacţia dintre un alcool şi un acid organic sau anorganic. Pentruaplicaţiile în lubrifiere, acizii anorganici sunt foarte mult folosiţi.

Legăturile esterilor sunt mult mai stabile decât cele ale hidrocarburilortipice, cu legături C–C. Energia de legătură a esterilor este mult mai mare şi astfelaceştia sunt mai rezistenţi la căldură. Esterii au, de obicei, o bună stabilitate laoxidare, volatilitate redusă şi caracteristici excelente de viscozitate – temperatură.

Diesterii (Esterii acizilor dibazici).

Au calităţi similare de lubrifiere cu esterii, adică indice de vâscozitateridicat şi rezistenţă la oxidare. Diesterii pot funcţiona la temperaturi mai mari decâtpolidecenele şi sunt folosiţi pentru aplicaţii în care toleranţa la încălzire esteesenţială. Iniţial aceste uleiuri erau folosite la motoare de avioane dar treptat au fostînlocuite de esterii polioli care au limite ale temperaturii de lucru chiar mai mari.Temperaturile maxime ale diesterilor sunt în jur de 200°C, iar pentru esterii poliolise apropie de 250°C.

Fosfat-esterii.

Au o mai bună stabilitate termică decât diesterii, dar au şi o tensiunesuperficială mare. Ei au excelente proprietăţi de rezistenţă la foc şi în mod obişnuitsunt folosiţi ca fluide hidraulice pentru turbinele cu aburi şi cu gaz. Un fosfat-ester,tricresilfosfatul (TCP), are proprietăţi anti-uzură bune şi este des utilizat ca aditivanti-uzură în multe uleiuri minerale şi sintetice. Fosfat-esterii pot produce uzurăcorosivă. Clorul formează oxiclorura fosforoasă care se foloseşte la fabricareafosfat-esterilor, iar apa pătrunsă poate reacţiona cu clorul rămas formând agenţicorosivi. Aceştia pot provoca doar o uzură corosivă relativ mică, dar suficientă


pentru a distruge delicatele sisteme hidraulice. Costul fosfat-esterilor este atât demare încât împiedică folosirea lor ca simplu lubrifiant.

Silicat-esterii.

Au proprietăţi lubrifiante bune şi sunt în mod obişnuit folosiţi ca fluidehidraulice.

Poliglicoli-esterii.

Aceştia au proprietăţi lubrifiante bune şi, în mod obişnuit, sunt utilizaţi cafluide hidraulice.

Fluoro-esterii.

Au caracteristici bune de stabilitate la oxidare, puncte coborâte deaprindere şi ardere, şi caracteristici slabe viscozitate – temperatură. Se folosesc atâtca lubrifianţi cât şi ca fluide hidraulice.

Esterii acizilor graşi.Au volatilitate redusă sau moderată, rezistenţă mică la oxidare şi rezistenţă

termică slabă. Dar, pe de altă parte, ei au proprietăţi de ungere limită bune pemetale şi oxizi metalici. Cum ei nu pot forma molecule mari, nu prea sunt agreaţica lubrifianţi în aplicaţii industriale, dar sunt folosiţi în mod obişnuit ca lubrifianţiîn majoritatea sistemelor cu benzi magnetice şi dischete.

Neopentil poliol-esterii.

Au volatilitate, stabilitate la oxidare şi stabilitate termică superioarăesterilor acizilor graşi. Sunt folosiţi ca lubrifianţi la motoarele cu turbine cu gaz şica fluide hidraulice în avioanele supersonice.

Cicloalifaticele.Sunt uleiuri specializate, special elaborate pentru transmisii prin tracţiune

EHD, folosite la maşini-unelte, în industria textilă şi a calculatoarelor. În principiutransmisiile cu tracţiune fluidă permit variaţia continuă a vitezei fără necesitateaangrenajelor cu raport fix de transmisie. Moleculele hidrocarburilor ciclice aucoeficienţi mari de presiune – vâscozitate care ridică limita forţei de tracţiune încontact elastohidrodinamic. Puterea maximă de tracţiune care poate fi transmisăprin contact determină mărimea ansamblului. De aceea eforturile de cercetare suntconcentrate pe dezvoltarea fluidelor de tracţiune care vor permite transmisii deputeri mai mari, dar şi reducerea în volum a transmisiei pentru o putere dată.

Poliglicolii.Erau iniţial utilizaţi ca fluide de frână, dar acum au importanţă şi ca

lubrifianţi. Termenul de “poliglicol” este o abreviere a denumirii chimice întregi“polialchilen glicol”. Unele tipuri de poliglicoli au un indice de vâscozitate maimare de 200 şi puncte de picurare mai joase de –50°C. Coeficienţii de piezo-vâscozitate ai poliglicolilor sunt relativ mici şi stabilitatea lor la oxidare este


inferioară faţă de alte uleiuri sintetice. Poliglicolii au avantaje distincte calubrifianţi pentru sisteme care funcţionează la temperaturi ridicate, cum ar fibenzile transportoare ale furnalelor, unde poliglicolii ard fără să lase depozitecărbunoase. Cum poliglicolul nears nu pătează, el este folosit ca lubrifiant şi înindustria textilă.

4.3.4. Siliconii, analogi hidrocarburilor.Aceştia constituie o grupă complet diferită de lubrifianţi sintetici. Ei oferă

un interval de temperatură semnificativ mai mare în stare lichidă şi stabilitate chi-mică îmbunătăţită. Două clase de bază de compuşi au atras interesul practic: silico-nii şi silan hidrocarburile. Siliconii conţin oxigen, dar şi siliciu, ceea ce le distingede silanhidrocarburi care conţin numai siliciu, carbon şi hidrogen. Aceste uleiuri aucalităţi similare, dar nu identice, cu celelalte uleiuri sau lubrifianţi sintetici.

Siliconii.În mod obişnuit sunt folosiţi siliconii următoarelor hidrocarburi: dimetil,

metil, fenil şi polimetil. Majoritatea siliconilor sunt inerţi din punct de vederechimic. Au o excelentă stabilitate termică şi la oxidare, caracteristici buneviscozitate – temperatură, volatilitate redusă, toxicitate redusă şi tensiunesuperficială redusă.

Pentru aceştia intervalul temperaturii de lucru este între –50°C şi 370°C şiindicele de vâscozitate ale unor asemenea lubrifianţi este aproape 300, adicăvâscozitatea rămâne aproape constantă la creşterea temperaturii. Fluidele suntdisponibile într-un interval mare al vâscozităţii, de la 0,1 mPa·s la 1 Pa·s la 25°C.Coeficienţii de piezo-vâscozitate ai fluidelor (uleiurilor) siliconice sunt şi mai maridecât cei ai uleiurilor minerale. Din cauza inactivităţii lor chimice, au caracteristicislabe în ungerea limită, mai ales pe oţel, dar pe de altă parte ei sunt eficienţi calubrifianţi hidrodinamici. Sarcinile de rupere ale peliculei obţinute experimental pemaşina cu 4 bile sunt cam 0,1 din cea a unui ulei mineral care conţine aditivi.Solubilitatea redusă a majorităţii aditivilor împiedică orice îmbunătăţiresemnificativă a capacităţii portante. Dacă grupele metil din fluidul siliconic dimetilsunt înlocuite cu grupe de hidrocarburi conţinând atomi de fluor de substituţie,rezultă un lubrifiant cu proprietăţi lubrifiante mult îmbunătăţite.

Fluidele siliconice sunt folosite în reţelele de unsori pentru diverse aplicaţiispaţiale. Uleiurile siliconice pot fi amestecate şi cu agenţii de îngroşare pentrutemperaturi ridicate, pentru a forma unsori rezistente la căldură. De exemplu,săpunurile de litiu sunt eficiente până la 200°C, grafitul şi alţi lubrifianţi soliziputând creşte temperatura de lucru până la temperatura de descompunere asiliconului, adică 370°C.

Fluidele siliconice sunt de obicei folosite la temperaturi extreme de lucru,în care alţi lubrifianţi eşuează să funcţioneze. Sunt utilizaţi pe larg la echipamentemilitare.


Procesul de producţie al lubrifianţilor siliconici este mai costisitorcomparativ cu cel al altor fluide sintetice şi acest lucru este reflectat în preţ.

Silanhidrocarburile.Deşi seamănă cu compuşii siliconici, substituirea unui atom de siliciu cu o

hidrocarbură, le fac totuşi diferite. Acestea sunt sintetizate din compuşi organo-metalici şi tetraclorură de siliciu şi au o stabilitate termică şi la oxidare bune, dar osolubilitate redusă. Totuşi, acestea sunt cele mai rezistente la degradarea termică înabsenţa aerului sau oxigenului, şi au fost dezvoltate special pentru sistemele hidra-ulice spaţiale. Intervalul de temperaturi de operare pentru aceşti lubrifianţi esteaproximativ –40°C...+ 350°C, putând fi deci utilizaţi pentru temperatură înaltă.

4.3.5. Organohalogenii.Organohalogenii (sau compuşii organici halogenaţi) şi compuşii lor deri-

vaţi, hidrocarburile halogenate, sunt recunoscute ca lubrifianţi stabili la oxidare.Înainte ca aceste fluide să se producă, dispozitivele precum compresoarele de aer şioxigen se bazau pe acidul sulfuric pur pentru lubrifiere. Acidul sulfuric este unlubrifiant eficient pentru oţel, dar dificultăţile practice în privinţa prevenirii ameste-cării acidului cu umezeala şi contaminarea gazului comprimat, sunt severe. Aşadar,acidul sulfuric este foarte corosiv. Fluorul şi clorul, dar nu şi bromul, sunt folositepentru dezvoltarea compuşilor cu proprietăţi dorite. Rezistenţa lor la oxidare şi sta-bilitatea termică sunt foarte bune; sunt folosiţi pentru aplicaţii pe un interval marede temperaturi şi în medii diverse şi ostile, cum ar fi vid, în condiţii de oxidareputernică etc. În acest grup de lubrifianţi sintetici cei mai întâlniţi sunt perfluoro-polieterii, clorofluorocarbonii, clorotrifluoretilenele şi perfluorpolialchileterii.

Perfluoropolieterii.Sunt printre cei mai promiţători lubrifianţi pentru aplicaţii cu temperatură

înaltă. Ei au o foarte bună stabilitate la oxidare (~370°C), tensiune superficialăredusă şi chimic sunt inerte. Sunt folosiţi în reţetele de unsori pentru temperaturiînalte şi aplicaţii în vid. Perfluropolieterii sunt folosiţi şi ca fluide hidraulice, ule-iuri pentru turbine cu gaz şi lubrifianţi pentru computere, la hard-discuri 27. Într-un hard-disc, lubrifiantul este necesar pentru a controla frecarea pe durata startuluişi opririi discului, când pelicula hidrodinamică de aer care previne uzura discheteişi a capului nu este încă formată sau se distruge. Caracteristicile critice ale sistemu-lui sunt o sarcină de contact extrem de mică, măsurată în domeniul milinewtonilor(10-3 N) şi o cantitate mică de lubrifiant care aderă puternic pe dischetă pentru arezista tendinţei de a fi aruncată în exterior de forţele centrifuge. Tensiunea superfi-cială a lubrifiantului este, deci, critică în aplicaţiile din domeniul calculatoarelor.

Volumul mic de lubrifiant în comparaţie cu aria umectată pe disc face calubrifiantul să fie extrem de sensibil la degradarea chimică, care este pur oxidativăsau catalitică de suprafaţa discului. De obicei, perfluoropolieterii sunt folosiţipentru acest tip de aplicaţie, dar sunt vulnerabili la degradarea catalitică asuprafeţei uzate a dischetei.


Recent fosfozinele au fost considerate mai bune în privinţa aderenţei şi adegradării chimice. S-a constatat că unele fosfozine pot fi amestecate cuperfluoropolieteri, sub formă de aditivi, pentru a îmbunătăţi performanţelelubrifiantului. Totuşi, există probleme semnificative în privinţa separării fazelor,ceea ce înseamnă că aditivii nu sunt mereu bine amestecaţi pe durata funcţionării.

Hidrocarburile clorurate şi fluorurate sau clorofluorocarbonii.In moleculele hidrocarburilor cu clor sau fluor hidrogenul prezent în

compuşii hidrocarburilor, este înlocuit complet sau parţial cu clorul sau fluorul.Hidrocarburile clorurate şi fluorurate sunt inerte chimic şi au o excelentă

stabilitate termică şi la oxidare. Pe de altă parte, au slabe caracteristici viscozitate –temperatură, volatilitate mare şi un punct de picurare înalt. Deşi sunt bunilubrifianţi, aplicaţiile lor sunt limitate din cauza costurilor foarte mari de producţie.

Clorotrifluoroetilenele.Sunt netoxice şi au bună stabilitate termică şi la oxidare. Sunt disponibile

pe un interval mare de vâscozitate, de la 0,1 mPa·s până la 1 mPa·s, care poate fiobţinută prin variaţia masei moleculare sau a lungimii lanţului de carbon alcompusului. Totuşi, indicele de vâscozitate al acestor lubrifianţi este mic, deexemplu, pentru mărcile cu vâscozitate mare, el este ~27 [313].

Perfluoropolialchileterii.Aceştia au o bună stabilitate termică şi la oxidare, indice mare al

vâscozităţii şi un interval mare pentru temperatura de lucru. Valori ale indicelui devâscozitate de ~200 sunt uşor de atins şi temperatura minimă de lucru este în jur de–60°C. Ei asigură o lubrifiere cu peliculă subţire în aplicaţii în care oxigenul esteabsent, de exemplu, în vid.

S-a constatat că aceşti lubrifianţi se descompun într-un contact cu alune-care pentru a forma pelicule de fluorură de fier pe suprafeţe metalice uzate. S-auobţinut coeficienţi moderaţi de frecare de 0,1 în vid de 10-6 Pa, când metalelenelubrifiate ar trebui să se distrugă deoarece uleiurile convenţionale se vaporizeazăîn aceste condiţii.

Unele din caracteristicile principale ale lubrifianţilor sintetici tipici suntdate în tabelul 4.3 [27].

În final trebuie menţionat că majoritatea literaturii disponibile despre lubri-fianţi sintetici, se referă fie la producerea lor, fie la proprietăţile fizice ale acestora.Există puţine date imparţiale despre performanţele acestor lubrifianţi. Multă litera-tură disponibilă este de tip comercial, şi evaluarea lubrifianţilor sintetici poate fiinfluenţată de beneficiile enumerate acolo. Un exemplu al acestei tendinţe poate figăsit în comparaţia datelor despre un anumit lubrifiant dat de un grup de cercetareal unei companii producătoare de uleiuri, cu datele prezentate de o altă companieindustrială care utilizează acel lubrifiant. Prima companie descrie uleiurile sinteticeca o soluţie la multe probleme de ungere ale motoarelor, de exemplu, durabilitateauleiului lubrifiant şi economia de combustibil. Cealaltă companie, totuşi, nu a


constatat nici o creştere a sarcinii limită de distrugere la angrenaje. Aşadar trebuieamintit ca uleiurile sintetice nu sunt panacee pentru toate problemele de lubrifiere.Desigur vor rezolva multe probleme legate de vâscozitate dar nu vor rezolvaproblemele ungerii limită.

4.3.6. Proprietăţile şi avantajele lubrifianţilor sintetici.Uleiurile minerale au o variaţie mare a vâscozităţii cu temperatura. Pentru

a micşora influenţa temperaturii în lubrifianţii convenţionali, pe bază de uleiuri mi-nerale, se introduc aditivi (polimeri) ca agenţi de îngroşare, numiţi şi amelioratoriai indicelui de vâscozitate, care însă, nu îmbunătăţesc onctuozitatea uleiului şi mo-leculele sunt susceptibile să fie rupte sau descompuse la temperaturi înalte şi/sausarcini mecanice mari. Rezultatele deteriorării amelioratorilor sunt produse solide,tip lacuri, şi pot provoca gripare. Uleiurile sintetice au o vâscozitate mai puţindependentă de tensiunea de forfecare şi de temperatură. Pentru uleiurile minerale,extremele intervalului de temperatură, atât cele pozitive, cât şi cele negative, reduccapacitatea de ungere, fie prin scăderea sau chiar anularea pompabilităţii la frig, fieprin micşorarea drastică a vâscozităţii şi descompunerea la temperaturi înalte.Înainte de inventarea uleiurilor sintetice, în uleiuri minerale se adăugau antide-presanţi, aditivi EP etc., care puteau avea efecte nedorite când erau prezenţisimultan în lubrifiant.

Aşa cum sugerează fig. 4.4, vâscozitatea cinematică dată în catalog nuoferă informaţii pertinente asupra evoluţiei acesteia în funcţionarea tribosistemului[254, 373]. Se observă că influenţa vitezei de forfecare este mult mai mică asupralubrifianţilor sintetici care au aceleaşi caracteristici de catalog cu cei minerali, dincauza unui indice de vâscozitate mai bun (mai mare), asigurat prin însăşi formulamoleculelor uleiului şi mai puţin prin aditivare.

Fig. 4.4 - Variaţia vâscozităţii cinematice în funcţie de viteza de forfecare[373].


În condiţii de temperaturi înalte şi viteze mari de forfecare, un ulei mineral5W-30 se va comporta ca unul tip SAE 10W sau SAE 20W, în timp ce unul sinteticcu caracteristici de catalog 15W-50 se va comporta similar cu un ulei mineral20W-50. Din cauza acestei evoluţii a vâscozităţii la forfecare, lubrifianţii minerali5W-30 nu sunt recomandaţi pentru transmisii de viteză mare, mai ales în climatcald.

Lubrifianţii sintetici au o mai mare rezistenţă la modificarea vâscozităţii cutemperatura, cu alte cuvinte, caracteristica multigrad este mai stabilă. Fig. 4.5 aratăcomparativ valoarea vâscozităţii pentru diferite tipuri de ulei, în aceleaşi condiţiisevere de funcţionare 373.

Concluzia este că lubrifianţiisintetici, cu o clasificare SAE similarăcu cei minerali, vor genera o peliculăfluidă mai stabilă şi protectoare întribosisteme ca lagăre de motoare,segmenţi de piston – piston, came –tacheţi etc.

Fluiditatea lubrifiantului esteo proprietate importantă în protejareaunui motor la pornire la rece. Înaceastă situaţie se produc deteriorăriale celor mai sensibile tribosisteme ale motorului (arborele cu came).

Lubrifianţii sintetici nu conţin produse ceroase care, invariabil, se găsesc încei minerali, şi se vor comporta mai bine la temperaturi joase, fără a necesitadepresanţi. La aceste temperaturi joase, aceştia vor fi rapid pompaţi în zonele decontact, minimalizând perioada de starvare, caracteristică pornirii la rece şireducând astfel uzura.

Ca rezultat al afinităţii lor pentru suprafeţe metalice, unii lubrifianţisintetici lasă o peliculă protectoare pe suprafeţe, chiar după încetarea mişcării întretriboelemente, aceasta putând prelua sarcina la următoarea pornire. S-a constatat căfolosirea lubrifianţilor sintetici determină o economie de combustibil, mai ales înprimele 10 minute de la pornirea la rece a unui motor [373].

Stabilitatea proprietăţilor la tempe-raturi ridicate este mult mai mare pentrulubrifianţi sintetici, chiar în condiţii de uzurămecanică şi contaminare (fig. 4.6 şi fig. 4.7[373]). Explicaţia este simplă: moleculelesintetice nu se rup şi nu se volatilizează atâtde uşor ca hidrocarburile tipice uleiurilorminerale.

Utilizarea lubrifianţilor sintetici laautovehicule permite mărirea intervaluluiîntre acţiunile de întreţinere, de schimbarea

Fig. 4.6 - Pierderea prin evaporare aunui ulei mineral comparativ cu

două uleiuri sintetice.

Fig. 4.5 - Comparaţie după vâscozitate aunui ulei mineral cu două uleiuri

sintetice.


uleiului şi scade uzura, implicit cheltuielile aferente pieselor de schimb şimanoperei. Pierderea fracţiunilor mai volatile din uleiurile minerale duce lacreşterea consumului de ulei şi la creşterea vâscozităţii compuşilor rămaşi, afectândcalitatea ungerii. Lubrifianţii sintetici pe bază de di- şi poliesteri sunt superiori dinacest punct de vedere.

Uleiurile minerale fierb mai repede şi se descompun la temperatură înaltă.Volatilitatea redusă a compuşilor sintetici (di- şi poliesteri) nu numai că reduceconsumul de ulei, dar are un efect benefic asupra ungerii părţii superioare acilindrului, mai ales la segmentul superior care funcţionează la 300C şi lacontactele came-tacheţi, care ating şi ele 260C.

Motoarele moderne sunt proiectate să funcţioneze la o temperaturănominală mai mare comparativ cu variantele mai vechi, ducând la creşterea puteriişi scăderea volumului. Compartimentele motorului sunt mai bine izolate fonic, s-aredus curentul de aer prin motor pentru a reduce consumul de combustibil. Toţiaceşti factori cresc temperatura motorului şi a uleiului.

Pentru a reduce emisiile dehidrocarburi, volumul camerei de ar-dere, unde poate fi păstrat combus-tibil nears sau parţial ars, trebuieminimalizat; motoarele moderne ausegmentul superior foarte aproapede capul pistonului şi se măreştetendinţa formării depunerilor, pânăla riscul de gripare. Fig. 4.7 arată,procentual, depozitele dure formatede diferiţi lubrifianţi încălziţi la260C pentru trei ore: poliesterul

sintetic are cel mai mic procent, mult mai mic decât celelalte două uleiuri supuseaceluiaşi test. Pentru acest test, unele uleiuri sintetice ieftine, pe bază dehidrocarburi, şi nu pe bază de poliesteri, produc depozite mai consistente decâtuleiurile minerale.

Lubrifianţii convenţionali pe bază de petrol, se deteriorează în prezenţaoxigenului la temperaturi înalte. Uleiul care acoperă pereţii cilindrului este supusunui mediu agresiv (temperatură înaltă şi presiune mare) care promovează ataculoxigenului. Produsele iniţiale de reacţie sunt acizii organici, care vor corodasuprafeţele metalice, formând depuneri tip lac, acoperind părţile metalice, reducândtransferul de căldură, şi în final, pot bloca segmentul. O oxidare excesivă duce şi laîngroşarea uleiului.

Lubrifianţii sintetici cu disteri şi polioli reduc semnificativ depunerilenămoloase şi de tip lacuri. Stabilitatea mare la temperaturi ridicate face ca oxidareauleiului să contribuie foarte puţin la formarea depozitelor. Şi componentele nearseale combustibilului pot contribui la formarea nămolului şi lacurilor. Motoarele binereglate şi care funcţionează la temperatura nominală nu au probleme cu

Fig. 4.7 - Depuneri dure formate de diferiţilubrifianţi 373.


combustibilul nears, dar la motoarele care funcţionează cu opriri şi porniri dese,depunerile nămoloase şi lacurile se pot forma rapid. Lubrifianţii sintetici conţindispersanţi puternici care “atacă” particulele nearse şi previn precipitareacompuşilor de reacţie. Acest grad ridicat al capacităţii de spălare şi curăţare face cadurata de exploatare a uleiurilor sintetice să fie mare.

Lubrifianţii sintetici de calitate reduc semnificativ uzura comparativ cu ceiminerali, fie prin structura uleiului de bază, fie prin aditivare. Fig. 4.8 dă ocomparaţie calitativă între un ulei mineral şi unul sintetic pentru două situaţii(solicitare moderată şi solicitare severă). Testele respectă normele ASTM.Concluzia este că lubrifiantul influenţează semnificativ durata de viaţă, dar şifiabilitatea tribosistemului.

a) b)Fig. 4.8 - Uzura unui tribosistem lubrifiat cu un ulei mineral şi unul sintetic 373.

Natura polară a moleculelor din uleiurile sintetice (mai ales cu esteri)generează o afinitate chimică a acestora cu suprafeţele metalice, onctuozitatea şiaderenţa la suprafaţa solidă fiind mai mari comparativ cu cele ale uleiurilorminerale. Moleculele sintetice vor fi chemisorbite pe suprafeţele încărcate alecontactelor, chiar şi după oprirea sistemului, asigurând o protecţie la următoareapornire.

Lubrifianţii sintetici extind intervalele de schimbare a uleiului până la40.000 km în condiţii de testare pe teren. Totuşi, se recomandă un control alcalităţii uleiului la intervale regulate. În cazul utilizării lubrifianţilor sintetici nueste necesară schimbarea filtrelor mai des decât a uleiului, pentru că nu aparproduse solide atât de numeroase ca la utilizarea uleiurilor minerale deteriorate.

Unii lubrifianţi sintetici se pot obţine din materiale reciclabile sau subpro-duse ale diverselor industrii. Folosirea acestora ar reduce consumul de resurseminerale, epuizabile, ale Terrei. O parte din lubrifianţi sunt astfel produşi încât sediminuează producţia de gaze nocive care atacă stratul de ozon. Esterii sinteticisunt mai biodegradabili comparativ cu uleiurile minerale. Toate acestea reduc im-pactul ecologic negativ al motoarelor cu ardere internă şi a altor sisteme lubrifiate.

Lubrifianţii sintetici pot deveni o alternativă la cei convenţionali, mai alesîn sisteme la care se cere fiabilitate mare şi performanţe ridicate. Într-adevăr,aceştia sunt mai scumpi comparativ cu cei minerali şi, deşi par o investiţie iniţială


mare, avantajele oferite, mai ales impactul ecologic mai redus şi uşor de controlat,îi recomandă în aplicaţii din ce în ce mai numeroase.

În general lubrifianţii nu conţin şi nu produc cenuşă, au coeficientul defrecare ceva mai redus şi îmbunătăţesc comportarea la uzură.

Lubrifianţii parţial sintetici, conţinând şi compuşi minerali, sunt mai ieftinidecât cei total sintetici şi ceva mai scumpi decât cei minerali. Selectarea lor trebuiefăcută cu atenţie, în aşa fel încât condiţiile de lucru să fie cât mai apropiate de celede testare, pentru a nu avea rezultate neaşteptate sau contradictorii.

Selectarea vâscozităţii la lubrifianţii sintetici depinde de aplicaţie (pentrumotoare, pentru transmisii etc.) iar vâscozitatea de catalog nu este singurul criteriu,ci trebuie cunoscute testele „trecute” de lubrifiant. Unii specialişti [366, 373, 413,416] consideră vâscozitatea de catalog un criteriu secundar, cel principal fiindcomportarea în anumite teste, care impun condiţii de testare apropiate de aplicaţiareală.

Alegerea clasei de vâscozitate depinde de mulţi factori, cum ar fitemperatura mediului, starea motorului, soluţia lui constructivă, jocurile în lagăre şipistoane, regimul de exploatare etc., regula generală este să se aleagă vâscozitateacea mai mică care asigură o separare eficientă a triboelementelor. Utilizarea uneivâscozităţi prea mari va ridica temperatura şi nu va asigura o reducere a uzurii, darva creşte frecarea în fluid, ceea ce va reduce randamentul motorului şipompabilitatea uleiului la temperaturi joase.

Trebuie subliniat că vâscozitatea, după clasificarea SAE (vezi subcapitolul6.1.1.3, fig. 6.20) dă indicaţii asupra comportării lubrifiantului la viteze mici deforfecare. De obicei lubrifianţii sintetici cu valoare mică a vâscozităţii SAE voravea în exploatare o vâscozitate reală mai mare comparativ cu un ulei mineral (vezifig. 4.4), chiar dacă valoarea de catalog a acestei proprietăţi este aceeaşi.

Iată câteva recomandări [373] pentru alegerea unui ulei de motor:- dacă jocurile în motor sunt mici şi acesta nu este suprasolicitat, ar fi bune

uleiuri sintetice ca 0W-30, 5W-30 sau 5W-40;- dacă temperatura mediului ambiant trece regulat de 40C, atunci mărci de

ulei ca 10W-40 sau 10W-50 vor oferi mai multă siguranţă în funcţionare;- dacă motorul este răcit cu aer, este mai vechi, sau are jocuri mari, ar

trebui utilizaţi lubrifianţi sintetici ca 15W-20, 20W-50 10W-60 şi 20W-60deoarece vor produce o peliculă mai groasă de ulei, reducând şi consumul acestuia;

- pe durata de viaţă a unui motor, nu este recomandat să se folosească unlubrifiant cu aceeaşi clasă de vâscozitate; pe măsură ce motorul “îmbătrâneşte”vâscozitatea optimă a lubrifiantului creşte gradat.

În concluzie, lubrifianţii sintetici vor fi folosiţi:- dacă motorul este bun şi nu pierde ulei;- dacă se doreşte creşterea durabilităţii maşinii;- dacă proprietarul doreşte să aibă cât mai puţine probleme cu întreţinerea

maşinii, inclusiv mărirea intervalului la care se schimbă uleiul şi unele piese.Nu se folosesc lubrifianţi sintetici:


- dacă motorul consumă, prin pierderi sau ardere, prea mult ulei;- dacă motorul are deja depozite;- dacă proprietarul doreşte să vândă maşina;- dacă preţul celui sintetic este prohibitiv; analiza trebuie făcută foarte atent

pentru că, de cele mai multe ori, aceasta este o falsă problemă.De ce nu se folosesc pe scară mai largă lubrifianţii sintetici? Pentru că

oamenii nu sunt receptivi la schimbare, mai ales dacă au profesii care nu se apropiede domeniul mecanic, pentru că nu cunosc principiul de funcţionare al lubrifianţilorsintetici şi avantajele oferite pe termen lung, pentru că sunt mai scumpi, utilizatoriinefiind obişnuiţi să-şi estimeze cheltuielile pe perioade mai lungi de timp [373].

4.3.7. Lubrifianţi sintetici pentru angrenaje.Dacă vâscozitatea tipică a lubrifiantului de motor este SAE 20W-50, cea

pentru angrenaje este SAE 75W-90, ar rezulta că lubrifianţii de angrenaje ar aveavâscozităţi mai mari decât cele de motoare. Concluzie falsă. Vâscozităţilelubrifianţilor pentru angrenaje sunt măsurate la alte temperaturi de referinţă, astfelcă, de exemplu, un ulei SAE 75W-90 pentru angrenaje va avea o evoluţie avâscozităţii similară uleiului de motor SAE 10W-40.

Lubrifiantul pentru angrenaje este acid în timp ce lubrifiantul pentru motoreste alcalin. Uleiurile pentru angrenaje necesită aditivi EP, conţinând mult fosfor şisulf. Scopul aditivilor EP este modificarea chimică a flancurilor dinţilor pentru apreveni griparea sau galling-ul (pitting-ul distructiv). Aditivii EP sunt chimic fixaţiîn zonele fierbinţi ale contactului. La aceste temperaturi înalte fosforul şi sulful dinaditivi formează un strat limită, nemetalic, din fosfat şi/sau sulfat de fier, care este“sacrificat” în procesul de uzură, dar se poate regenera, atât timp cât mai există înulei compuşii necesari formării lui.

Angrenajele hipoide sunt caracterizate prin viteze mari de alunecare şi,deci, necesită o protecţie deosebită la uzură.

În angrenaje diferenţiale se folosesc aditivi cu conţinut mare de fosfor şisulf, comparativ cu cei pentru cutii de viteze. Aceste concentraţii pot corodalagărele sau alte piese din aliaje de cupru.

Lubrifianţii pentru angrenaje conţin aditivi anti-spumare pentru că spumapoate cauza starvare, dar şi scurgerea uleiului din carcasă.

Lubrifianţii pentru angrenaje se deteriorează treptat în serviciu.Descompunerea lor începe la temperaturi mai joase decât cele ale uleiurilor demotoare, deoarece au o cantitate mai mică de anti-oxidanţi (la cele minerale detransmisii descompunerea începe la 120C). Particulele metalice fine, în specialcele de bronz şi alamă dar şi apa, acţionează ca nişte catalizatori în promovareaoxidării uleiului. Oxidarea duce la formarea acizilor şi lacurilor, a depozitelornămoloase. Folosirea în continuare a unui lubrifiant de transmisii prea îngroşatpoate duce la ruperea danturii. Lubrifianţii pentru angrenaje se pot deteriora şi prinalte mecanisme. Angrenarea dinţilor “foarfecă” lanţurile moleculare lungi aiaditivilor de îmbunătăţire a vâscozităţii şi uleiul se degradează treptat. Producătorii


recomandă intervale de schimb pentru transmisii automate dar mai rar pentru celemanuale (cele mai des întâlnite recomandări fiind la 5 ani sau la 100.000 km, ceadin urmă fiind prioritară).

Trebuie subliniat că noile tehnologii de obţinere a lubrifianţilor sintetici auestompat distincţiile între clasele API (vezi tabelul 4.19). O nouă clasificare APIpentru lubrifianţii pentru cutii de viteze manuale ale camioanelor conţinsimbolurile MT1, MT2 etc., de la „manual transmissions”.

În cazul lubrifianţilor minerali pentru motoare, este mai uşor de aplicat untipar logic pentru a decide ce lubrifiant se poate selecta. Cu cât clasa SAE este maimare, cu atât lubrifiantul este mai bun. Aceeaşi logică nu poate fi aplicată pentrulubrifianţii de angrenaje. Lubrifianţii API GL-4 sunt recomandaţi pentru transmisiimanuale sincrone, în timp ce clasa API GL-5 este recomandată pentru diferenţiale.Proprietăţile de rezistenţă la presiuni extreme la lubrifianţii API GL-5 suntconsiderabil superioare celor din clasa GL-4. Atunci, de ce să nu se utilizeze cei declasă GL-5 şi la cutii de viteze sincrone? Nu se poate, pentru că lubrifianţii dinclasa GL-5 au un conţinut mare de aditivi EP cu sulf şi fosfor, care vor coroda lentdar sigur, aliajele de cupru folosite în cutiile sincrone de viteze, cu rezultatedezastroase în timp. În plus, reducând prea mult frecarea, ar determina alunecareaexcesivă a elementelor care asigură accelerarea roţilor înainte de angrenare.

Lubrifianţii sintetici pentru angrenaje sunt astfel formulaţi încât să ofereprotecţie şi un randament bun al transmisiei. Ca şi cei sintetici pentru motoare, ceipentru angrenaje se bazează pe polioli şi esteri, singurii lubrifianţi cu stabilitatetermică. Aceştia asigură o lubrifiere excelentă chiar în condiţii de încărcare mare şitemperaturi înalte. Onctuozitatea naturală a diesterilor şi esterilor polioli asigurăreducerea frecării de alunecare în angrenaje hipoide, reducând uzura şi coborândsemnificativ câmpul termic. Uleiurile sintetice au, în general, o natură multigrad şi,deci nu sunt necesare cantităţi mari de polimeri de îngroşare, care sunt instabili.Lubrifianţii sintetici oferă o vâscozitate stabilă pentru un interval mai larg decondiţii de lucru.

Soluţia constructivă a diferenţialelor hipoide determină presiuni mari înangrenare, cerând ca lubrifiantul să prevină scoring-ul la viteze mari şi spalling-ulîn condiţii de viteze mici şi momente mari de torsiune. Temperaturile înalte potcauza distrugerea mecanică a uleiului mineral (prin „ruperea moleculelor”),formând depozite insolubile care pot bloca coliviile lagărelor cu rulmenţi, cauzândstarvarea. Uleiurile sintetice pe bază de diester şi polioli au o stabilitate termicăsuperioară şi un indice ridicat de vâscozitate. Acestea nu se pot „subţia” aşa repedela temperaturi ridicate şi nu se vor îngroşa excesiv la temperaturi joase, cum seîntâmplă cu uleiurile minerale. Comportarea lor la presiuni mari asigură o uzurăredusă pe un interval larg al temperaturilor şi condiţiilor de lucru, de la momentemari şi viteze mici, până la viteze mari sub sarcini cu şoc. De exemplu, un uleisintetic SAE 75W-90 are vâscozitatea reală cu 25% mai mare faţă de un uleimineral 80W-90, în zona critică de angrenare, unde temperatura instantanee decontact poate fi cu 100…200C mai mare decât temperatura medie din baie. La


temperaturi şi sarcini mari, peliculele de ulei sintetic sunt mai rezistente. Atenţieînsă că vâscozitatea nominală sau de catalog a unui lubrifiant nu este un indicatordirect al performanţelor acestuia în exploatare.

Lubrifianţii sintetici pentru angrenaje au următoarele avantaje:- asigură o protecţie mai bună a flancurilor dinţilor;- reduc temperaturile în zonele de contact;- cresc durabilitatea transmisiei;- asigură ungerea rapidă a contactelor la pornire şi la temperaturi joase;- cresc randamentul angrenajului;- au o corozivitate mai redusă, care determină o uzură mai mică a pieselor

sensibile (mai ales a celor pe bază de cupru);- pelicula formată este mai rezistentă;- măresc intervalele de schimbare a uleiului.Utilizatorul trebuie să cunoască următoarele aspecte care, neluate în seamă,

reduc sau anulează avantajele menţionate mai sus:- compatibilitatea între uleiul sintetic şi elementele de etanşare, mai ales la

maşini şi instalaţii relativ mai vechi;- având o capacitate de spălare mai mare comparativ cu lubrifianţii mine-

rali, atunci când spală nămolul sau lacurile depuse, pot determina scurgeri de fluid;- lubrifianţii sintetici pentru transmisii ating temperaturi maxime cu 30C

mai mari comparativ cu cei minerali şi pot cauza rigidizarea etanşărilor. Acestea artrebui verificate şi înlocuite când se schimbă lubrifiantul.

Ultima generaţie de lubrifianţi sintetici pentru transmisii nu au limitărilecelor din clasa GL-5 (care nu sunt compatibili cu aliajele de cupru). Aceştia potîndeplini câteva specificaţii API simultan (de exemplu, de la clasa API GL-1 pânăla clasa API GL-4, pentru aplicaţii cu exploatare uşoară).

4.4. ULEIURI ŞI UNSORI VEGETALE ŞI ANIMALE.În ultimul timp, din cauza problemelor ecologice şi din cauza legilor mai

restrictive cu privire la protejarea mediului, a luat naştere o cerinţă pronunţatăpentru lubrifianţi „prietenoşi” faţă de mediu, cu impact negativ cât mai scăzut. Înacest context, lubrifianţii obţinuţi din plante sunt în atenţia tribologilor, avantajelelor principale fiind sursa relativ inepuizabilă, non-toxicitatea şi biodegradabilitatea[109, 341, 342, 344, 379]. Problema este că, pe lângă aceste avantaje, dezavanta-jele nu sunt nici ele de neglijat: slabe proprietăţi lubrifiante, instabilitate la oxidare.

Uleiurile vegetale şi animale sunt considerate lubrifianţi lichizi şi din punctde vedere chimic sunt compuşi ai glicerinei cu acizi graşi. Constau din fragmentede acizi graşi legate printr-un ester cu glicerol (rezultatul fiind trigliceride) [261].Mai pot conţine în stare crudă: fosfolipide (8%), glicolipide (5%), esteri şi sterolisterili (5%), mono sau digliceride şi acizi graşi liberi (2%), ceară şi altehidrocarburi (1%), dar prin diferite procedee acestea se pot elimina total sau parţial.

Uleiurile vegetale rafinate au o compoziţie chimică destul de uniformăcomparativ cu cele minerale şi pot fi clasificate după acizii graşi conţinuţi:


- acizi saturaţi (fără legături duble) acid miristic, palmitic, stearic etc.,- acizi mononesaturaţi (numai cu o legătură dublă): oleic, erucic,- acizi polinesaturaţi (cu mai multe legături duble): linoleic, linolenic,- acizi speciali (conţin radicali tip hidroxi, epoxi etc.).Uleiurile vegetale cu conţinut ridicat de acid oleic pot fi considerate ca

înalt mononesaturate, având deci, proprietăţi mai bune la temperaturi scăzutecomparativ cu alte uleiuri vegetale saturate.

4.4.1. Materii grase naturale de origine vegetală şi animală.Grăsimile existente în stare naturală sunt esteri ai glicerinei. Acizii graşi cu

care este esterificată glicerina sunt acizi monobazici cu catenă normală şi cu numărpar de atomi de carbon, deosebirile între diferitele grăsimi fiind datorate acizilorprezenţi în gliceride.

Numărul atomilor de carbon şi gradul de saturare determină proprietăţileacizilor graşi. Dintre acizii graşi saturaţi, având formula generală CnH2nO2, cei maides întâlniţi sunt acidul palmitic (C16H32O2) şi acidul stearic (C18H36O2).

Principalul reprezentant al acizilor graşi cu o legătură este acidul oleic(C18H34O2 cu dublă legătură între C9-C10) prezent în procente variate în toategrăsimile naturale, fiind componenta principală în uleiul de măsline (80% dintotalul acizilor). Tot din această grupă de acizi graşi fac parte acidul palmitoleic(C16H30O2) existent în grăsimea peştilor şi a altor animale marine şi acidul erucic(C22H42O2), ce apare în proporţie mare (40...50%) în uleiul de rapiţă.

Dintre acizii graşi cu două duble legături, acidul linolic (C18H32O2 cu dublelegături între atomii de carbon 9-10 şi 12-23) se află în proporţie mare în uleiurilesicative şi semisicative.

Dintre acizii graşi cu trei duble legături, acidul linolenic (C18H30O2 cuduble legături între atomii de carbon 9-10, 12-13 şi 15-16) se află în procent de25...40% în uleiul de in (marcarea atomilor de carbon începând de la grupacarboxilică). În proporţie de 80...85% în uleiul de ricin se află acidul ricinoleicoxiacid, cu o legătură dublă, între atomii de carbon 9-10, grupa hidroxilică la C12

cu formula:CH3—(CH2)5—CH(OH)—CH2—CH=CH—(CH2)7=COOH.

Acizii graşi lichizi, cu duble legături, prin hidrogenare catalitică trec înacizii corespunzători saturaţi, de exemplu: acidul linolic şi acidul linoleic în acidstearic, iar acidul ricinoleic în acid 12 hidroxistearic.

Trecând în revistă constantele fizice ale acizilor graşi se observă că punctulde topire (pt) al acizilor graşi saturaţi creşte cu creşterea catenei normale, deexemplu: acidul palmitic are pt = 62,5C, acidul stearic pt = 69,6°C, acidul arahic(C20H40O2) pt = 75C şi acidul behenic (C22H44O2) pt = 80°C. De asemenea,prezenţa grupei OH în acizii graşi determină o creştere a punctului de topire; deexemplu, prin hidrogenarea uleiului de ricin se ajunge la pt = 75°C.


Grăsimile naturale se prezintă în stări de agregare (consistenţă) diverse:solide, semisolide sau lichide. Consistenţa grăsimilor este determinată de naturaacizilor graşi care le compun, proporţia mai mare a acizilor saturaţi imprimând oconsistenţă solidă. În uleiurile nesicative predomină acidul oleic asupra acizilorgraşi cu mai multe legături duble în moleculă, iar în uleiurile sicative predominăacizii graşi cu două sau trei duble legături.

În cele mai multe cazuri doi sau trei acizi principali reprezintă 80...90% dintotalul acizilor, aceştia determinând starea de consistenţă. Majoritatea acizilornesaturaţi sunt din grupa C18 iar printre acizii saturaţi, acidul stearic şi acidulpalmitic se află în cel mai mare procent. Cei trei hidroxizi ai glicerinei pot fiesterificaţi cu un singur acid, de exemplu cu acid palmitic sau oleic, cu doi sau treiacizi diferiţi:

CH2-OOC-C17H33 CH2-OOC-C17-H33

CH-OOC-C17H33 CH-OOC-C15-H31

CH-OOC-C17H33 CH2-OOC-C17-H35

Trioleina Oleo-palmito-stearina

Esteri (gliceride) cu un singur acid se întâlnesc rar, de exemplu trioleina înuleiul de măsline, în care acidul oleic reprezintă circa 80% din totalul acizilor.Gliceridele mixte sunt întâlnite în cele mai multe cazuri, de exemplu, în seul debou, 32% din grăsimi sunt oleo-palmito-stearine, 23% palmito-dioleine, 15% odeo-dipalmitine, 11% stearo-dioleine, iar 27% gliceride numai cu acizi graşi saturaţi,printre care s-au identificat palmito-distearine şi tristearina.

Consistenţa unei grăsimi este determinată deci de natura şi de cantitateadiverşilor acizi graşi care sunt prezenţi şi de modul cum sunt reprezentaţi aceştiacizi graşi în gliceride. În uleiurile vegetale predomină gliceridele având în cea maimare parte acizi graşi nesaturaţi, cu una sau mai multe duble legături.

Grăsimile naturale fiind amestecuri complexe de gliceride mixte, nu setopesc la o temperatură fixă, ci pe un interval de temperatură, punctul de topirefiind puţin mai ridicat decât punctul de solidificare; de exemplu, la seul de boupunctul de topire este de 40...50C, faţă de 30...38°C punctul de solidificare, la ocifră de iod de 32...47.

4.4.2. Principalele caracteristici tehnice ale grăsimilor naturale.Interes deosebit prezintă următoarele caracteristici tehnice:1. Punctul de topire.Reprezintă temperatura în apropierea căreia grăsimea topită şi răcită în condiţii

determinate, are scăderea cea mai lentă a coloanei de mercur a termometrului indicator.Metoda Jukov prevede încălzirea grăsimii pe baie de apă într-o capsulă de

porţelan, cu 15…20C peste punctul de topire presupus, răcirea în anumite condiţii,într-un vas Dewar, iar cu 3…4C deasupra punctului de topire presupus, se notează


din minut în minut temperatura indicată de termometru, până ce întreaga masă s-asolidificat. Ca punct de topire se consideră temperatura care rămâne constantă maimult timp, sau scade cel mai încet; ca rezultat se ia media aritmetică a douădeterminări, între care se admite o diferenţă de maximum 0,2C.

2. Cifra de aciditate.În timpul conservării sau al prelucrării, în grăsimile naturale neutre se

formează acizi liberi, prin saponificare sau râncezire. Aceşti acizi liberi sedetermină prin titrare cu hidroxid de potasiu, în soluţie alcoolică. Cifra de aciditateeste numărul de miligrame de KOH neutralizate de un gram de grăsime.

3. Cifra de saponificare.Este dată de numărul de miligrame de KOH ce se consumă la saponi-

ficarea unui gram de grăsime, atunci când acesta se fierbe cu un exces de hidroxidde potasiu în soluţie alcoolică. Trioleina are cifra de saponificare 192 mg KOH/g.

Prezenţa în mare procent a acizilor C18 conduce la o cifră de saponificarede aproximativ 190 mg KOH/g. O cifră de saponificare mai mare (de exemplu,240…246 la grăsimea din nuca de cocos) indică prezenţa unor acizi cu moleculemai mici, iar cifre de saponificare mai mici indică prezenţa unor acizi graşi cucatenă mai mare, de exemplu: uleiul de rapiţă cu cifra de saponificare de 172…174mg KOH/g sau uleiul de ricin, la care grupa OH se însumează la greutateamoleculară a acidului oleic, are cifra de saponificare 176…187 mg KOH/g.

Cunoscându-se natura grăsimii, o cifră de saponificare mai scăzută indicăprezenţa unor substanţe nesaponificabile.

4. Cifra de iod (I.I.).Exprimă, în procente, cantitatea de iod care se poate adiţiona la dublele

legături ale unei grăsimi, în anumite condiţii bine determinate şi este o măsură anesaturării acizilor din grăsime.

Uleiurile sicative au o cifră de iod de peste 130, iar uleiul de in are cifra deiod de 170...180. S-au propus mai multe metode pentru determinarea indicelui deiod, cea mai acceptată fiind metoda Hanus, care necesită un timp redus (circa ooră).

5. Indicele de acetil (I.Ac.).Prin indice de acetil sau cifra de hidroxil al unei grăsimi neutre sau al unui

acid gras, se înţelege numărul de miligrame de hidrat de potasiu necesar pentruneutralizarea acidului acetic provenit din reacţia unui gram de grăsime sau de acidgras acetilat şi pune în evidenţă prezenţa în materiile grase a grupelor hidroxilicesau a funcţiilor alcoolice.

Indicele de acetil (cifra de hidroxil) prezintă importanţă prin verificareacalităţii acidului 12 hidroxistearic, pierderea parţială a grupei OH la hidrogenareauleiului de ricin conducând la scăderea stabilităţii mecanice a unsorilor de litiu.


Cifra de hidroxil a uleiului de ricin fiind 162, se recomandă cahidrogenarea să fie realizată în condiţii care să asigure, în final, o cifră de hidroxilde minimum 150.

4.4.3. Grăsimi animale.

4.4.3.1. Seul.Se obţine prin topirea grăsimii depuse pe diferite organe ale animalelor

bovine şi ovine, are culoare albă sau gălbuie, când este de curând topit, aproapefără miros şi fără gust, iar când este ţinut la lumină şi în contact cu aerul,râncezeşte, luând un miros caracteristic.

Seul brut obţinut la tăierea animalelor se sortează în abatoare pe calităţi, înprimul rând din grăsimea de lângă plămâni, rinichi, intestine şi apoi de pe ţesuturileîmbibate cu piele, muşchi şi sânge. Aceste varietăţi de seu crud, tăiat în bucăţi sesupun separat, la topire uscată sau umedă, prin încălzire în cazane cu foc direct, sauprin încălzire cu aburi, apă caldă sau aer cald, cazanele având în ambele cazuriduplicatoare şi sisteme de agitare.

Randamentul în seu, în funcţie de materia primă, este de 50…70%.În vederea recuperării glicerinei, seul topit colectat de la abatoare este

deglicerinat în întreprinderi specializate în prelucrarea grăsimilor.Pentru fabricarea unsorilor consistente se poate utiliza atât seul topit

neutru, cât şi seul deglicerinat, pentru fiecare din cele două sortimente fiindstabilite condiţii tehnice specifice.

Cifra de saponificare variază între 190-200 mg KOH/g, punctul de topireeste la 40…50C, punctul de solidificare 30…38C, iar cifra de iod 32…47.

4.4.3.2. Grăsimea de oase.Se obţine din măduva oaselor, după trei metode, prin fierbere cu apă,

fierbere cu aburi prin extracţie cu solvenţi, după fărâmiţarea în prealabil a oaselor.Randamentul cel mai bun este obţinut la extracţia cu solvenţi, dar grăsimea de oaseobţinută este închisă la culoare şi cu miros neplăcut.

Prin rafinare, culoarea se deschide şi mirosul neplăcut dispare. Prinpresare, la temperatura normală, din grăsimea de oase în prealabil deglicerinată, seobţine ca filtrat oleina, pe presă rămâne stearina brută, care apoi se rafinează.

Grăsimea de oase este utilizată la fabricarea unsorilor consistente datorităpreţului scăzut, în special la sortimentele de unsori pentru sarcini moderate.

Documentul de calitate are prevăzut condiţiile de calitate impuse: cifra desaponificare 190…210 mg KOH/g, materii grase minimum 97%, titrul acizilorgraşi minimum 36C. Se reaminteşte că titrul reprezintă temperatura de solidificarea acizilor graşi separaţi din materia grasă analizată. Titrul este cea mai ridicatătemperatură atinsă în urma degajării căldurii latente de topire a acizilor graşi întimpul răcirii şi solidificării acestora, în condiţii de lucru bine definite.


4.4.3.3. Grăsimea de porc.Prin grăsime sau untură de porc se înţelege produsul obţinut după topirea

părţilor grase din corpul animalului şi conţine gliceride ale acidului lauric, miristic,palmitic, stearic şi oleic, în procente variabile.

Preparată în condiţii corespunzătoare şi proaspătă, aceasta se comerciali-zează ca produs alimentar, dar devenind disponibilă poate fi folosită şi la fabricareaunsorilor consistente (şi a săpunurilor în general), ca şi grăsimea de oase. Titrulprevăzut este de 26...32°C, punctul de topire 35...50°C, cifra de saponificare195...200 mg KOH/g, cifra de iod 47...75.

4.4.3.4. Stearina.Se fabrică din grăsimea de oase, din seul animal şi din grăsimile

hidrogenate, prin presare la rece şi apoi prin deglicerinare.Scindarea glicerinei se realizează în autoclave, sub presiune cu aburi, la

6…10 bari, în prezenţa unui catalizator, de obicei oxidul de zinc, sau prin tratare cuacid sulfuric concentrat, la temperatura de aproximativ 120°C, sau prin combinareaacestor procedee. Produsul obţinut are culoare albă sau alb-gălbuie, cu cifra deaciditate minimum 195 mg KOH/g, saponificarea minimum 200 mg KOH/g, titrulminimum 50C. Este folosită la fabricarea unsorilor de litiu, litiu-calciu şi litiu-calciu-plumb.

4.4.3.5. Oleina.Se obţine concomitent cu stearina, din materialul deglicerinat, prin presare

la temperatura obişnuită, fiind produsul care se filtrează. Produsul rămas pe filtrueste răcit şi supus la o nouă filtrare. Stearina rămasă pe filtru este menţinută în tăvipentru sudaţie, la suprafaţa tăvii colectându-se oleina. Cele două sortimente deoleină de la cele două filtraţii diferă prin titrul acizilor graşi impus, de minimum33°C, respectiv 14°C, având aceleaşi valori pentru cifra de aciditate (minimum 190mg KOH/g) şi cifra de saponificare (minimum 195 mg KOH/g).

4.4.3.6. Uleiul de peşte.Se consideră că există peşti slabi şi peşti cu mai multă grăsime. În categoria

peştilor graşi din care se extrage uleiul, sunt specii de scrumbii, somn, morun etc.,care, după uscare, conţin 5...20% materii grase.

Uleiul de peşte în prezenţa celorlalte substanţe râncezeşte uşor, extragereaşi prelucrarea fiind obligatorie să se facă cât mai repede posibil.

După zdrobirea materialului în valţuri, prevăzute cu caneluri ascuţite şi cuîncălzire în interior cu aburi, urmează extracţia cu solvenţi în extractoare, latemperatura de aproximativ 50˚C, solventul fiind recuperat prin distilare.

Uleiul de peşte tehnic este utilizat în industria uleiurilor sulfonate pentruindustria textilă şi a tăbăcăriei, iar uleiul rafinat ca lubrifiant în mecanica deprecizie. Datorită disponibilităţii, în unele ţări se utilizează ca materie grasă lafabricarea unor unsori consistente, îndeosebi după hidrogenare.


4.4.3.7. Grăsimea de lână (lanolina).Lanolina se obţine la spălarea lânii oilor şi conţine un amestec de părţi

aproximativ egale de esteri, alcooli şi acizi liberi. Acizii sunt în parte identici celordin cerurile obişnuite (C14-C26), dar se întâlnesc şi acizi inferiori, (acidul capronic-C6), căruia i se datorează mirosul neplăcut al lanolinei brute, precum şi oxiacizi custructură necunoscută.

Esterii identificaţi în lanolina brută nu au acizi graşi monocarboxilicigrefaţi pe glicerină, ci pe alcoolii monovalenţi primari superiori şi pe alţi alcooliconţinând un schelet cicloparafinic de tipul colesterinei, în patru cicluri condensate,în structură necunoscută.

Prin spălare cu o soluţie de săpun în apă şi cu un exces de carbonaţialcalini, lanolina este îndepărtată de pe lână, apoi apele de spălare sunt centrifugateşi se separă astfel grăsimea de apă. Se pot folosi şi solvenţi (benzină, eter de petrol,sulfură de carbon) pentru extragerea lanolinei, dar, în acest fel, lâna este completdegresată şi îşi pierde elasticitatea, spre deosebire de prima metodă, în care lâna îşimai păstrează un mic procent de grăsime. Lanolina brută este o masă unsuroasă, deculoare închisă, cu miros neplăcut, cu greutatea specifică la 15C de 0,937 şi punctde topire 39…42C.

Prin distilarea lanolinei brute cu aburi supraîncălziţi se obţine lanolinaneutră rafinată, care datorită capacităţii de absorbţie a apei, este indicată în multeutilizări tehnice, îndeosebi în industria cosmetică.

Procente reduse (2...3%) de lanolină adăugate în unsori consistente produco creştere a aderenţei unsorii la metal şi o rezistenţă a filmului de unsoare lapresiuni ridicate.

Unele uleiuri şi grăsimi animale pot fi utilizate ca lubrifianţi (Tabelul 4.4).

Domenii de utilizare ale uleiurilor şi grăsimilor animale [250]. Tabelul 4.4Tipul lubrifiantului Utilizări

Ulei de balenă Ungerea sculelor pentru tăierea materialelor metalice;la ungerea fusurilor în industria textilă, în amestec cu5…40% ulei mineral.

Ulei extras din creierulşi măduva balenelor

Ungerea mecanismelor de turaţii mari; se utilizează şiîn amestec cu 5…25% uleiuri minerale.

Ulei de oase Ungerea aparatelor de precizie.Uleiul şi untura de peşte Se utilizează în amestec cu uleiuri minerale, pentru

ungere.Grăsimi de ovine şibovine

Lubrifiant şi agent de răcire pentru scule de tăiatmetale (şi ca emulsii), la ungerea cilindrilor maşinilorde abur.

Grăsimi de porcine Lubrifiant şi agent de răcire pentru scule de tăiatmetale (şi ca emulsii); este introdus în uleiuri care nulasă pete (industria lemnului, textilă şi a pielăriei).


4.4.4. Grăsimi vegetale.Preţul uleiurilor vegetale, mai scăzut decât al grăsimilor animale, a

determinat folosirea acestora pentru obţinerea săpunurilor si, deci a gelifianţilorpentru unsorile consistente. Importanţa grăsimilor vegetale a crescut îndeosebidupă aplicarea hidrogenării lor, fiind folosite ca gliceride sau ca acizi graşisolidificaţi.

În plus, trebuie menţionat faptul că la rafinarea uleiurilor vegetale se obţinca produse secundare acizi graşi de rafinare, produse necomestibile, care – datorităpreţului redus, sunt indicate pentru obţinerea săpunurilor.

Uleiurile vegetale obişnuite sunt în rare cazuri folosite la fabricareaunsorilor consistente, acestea fiind reţinute pentru alimentaţie sau pentru altedestinaţii, cu excepţia uleiului de ricin, care, ca atare sau mai ales după hidrogenareşi deglicerinare (acidul 12 hidroxistearic), este folosit la fabricarea unsorilorlubrifiante, îndeosebi a celor pe bază de litiu.

4.4.4.1. Uleiul de ricin.Se obţine din boabele plantei de ricin, din care se cunosc mai multe

varietăţi, cele mai cultivate fiind Ricinus communis şi Ricinus sanguineus.Planta este originară din India şi a fost aclimatizată în America de Sud,

SUA, Italia, Turcia şi Franţa. În România a început să fie cultivată din 1930, curezultate satisfăcătoare, dar fiind o plantă tropicală necesită pentru coacere operioadă de timp caldă, mai îndelungată. Regiunile unde s-a reuşit mai binecultivarea ricinului sunt: Dobrogea, sudul Munteniei şi Olteniei, Bărăgan, şiîndeosebi în terenurile calcaroase.

Uleiul de ricin se obţine prin presarea boabelor la rece şi la cald,randamentele diferă în general de cele teoretice, aprecierea calitativă a seminţelorfiind făcută după randamentele de fabricaţie. În condiţii tehnice corecte se obţine,din aproape toate sortimentele, un randament în ulei de 39…40%.

Datorită vâscozităţii ridicate, a inflamabilităţii ridicate şi a caracteruluiputernic polar, cu aderenţă mare la metal, uleiul de ricin a fost mult timp utilizatsimplu sau în amestec cu uleiuri minerale pentru lubrifierea motoarelor de avioane.

Uleiul de ricin obţinut prin presare la rece se întrebuinţează în medicină, iarcel obţinut prin presare la cald pentru întrebuinţări industriale.

Uleiul de ricin se obţine şi prin extracţie cu benzină fără fracţiuni uşoare,însă cu unele dificultăţi şi nu poate fi utilizat decât în scopuri tehnice.

Uleiul de ricin conţine 80-85% gliceride ale uleiului hidroxioleic, restulfiind gliceride ale acizilor palmitic şi stearic.

Caracteristicile uleiului de ricin, indiferent de metoda de obţinere seîncadrează în următoarele valori: densitate/15C = 0,950...0,975; punct decongelare = -10…-18C; vâscozitate/50C = 16…17 °E; indice de saponificare =176…187 mg KOH/g; indicele de acetil (cifra de hidroxil) = 150...160; cifra de iod85...90.


Când uleiul de ricin provine din boabe de ricin umede şi parţial degradateşi este de culoare închisă, trebuie să fie rafinat. Vâscozitatea ridicată provoacăunele greutăţi în procesul de rafinare.

Pentru înlăturarea acidităţii libere se foloseşte o soluţie de NaOH de6…7Bé la temperatura de 95…97C, se lasă după agitare în repaus 4...5 ore, sescurge săpunul şi se spală cu soluţie de clorură de sodiu 5%, apoi cu apă caldă.După uscarea uleiului la 80...85C, sub agitare, se face albirea cu 2…4% pământdecolorant, activat cu 20...30% cărbune activ, apoi se filtrează.

Trebuie menţionat că uleiul de ricin folosit ca atare în procesul defabricaţie a unsorilor consistente de litiu sau pentru hidrogenare şi deglicerinare,pentru obţinerea acidului 12 hidroxistearic, trebuie să fie intens rafinat şi albit, săprezinte o culoare deschisă şi o aciditate liberă de maximum 3 mg KOH/g.

4.4.4.2. Uleiul de bumbac.Se prelucrează pe scară largă în ţările producătoare de bumbac. S-a obţinut

aclimatizarea bumbacului şi în România, cu rezultate nu întotdeauna satisfăcătoare.Seminţele de bumbac sunt supuse la descămare cu maşini specializate, apoi

sunt decorticate, uleiul fiind obţinut prin presare sau prin extracţie cu benzină,extracţia fiind preferată în cazul seminţelor nedecorticate sau a turtelor de la prese.

Uleiul de bumbac brut are culoare brună, gust astringent, cu aciditate liberămai mare decât la alte uleiuri vegetale. Neutralizarea se face cu leşie de sodăcaustică de 20...30Bé, cu repaus de 4...5 ore pentru depunerea săpunului, apoidupă decantare spălarea cu apă la 80...90C. Albirea se face cu pământ decolorantactivat cu cărbune decolorant, după care se filtrează în prese filtru şi se depoziteazăîn rezervoare.

Caracteristicile tehnice pentru uleiul de bumbac se încadrează în valorile:densitate relativă/15°C = 0,922…0,930; punct de congelare = +10…-10C; cifra desaponificare = 190...200 mg KOH/g; cifra de iod = 100…200 (uleiul de bumbacfiind în grupa uleiurilor semisicative).

Uleiul de bumbac este utilizat în industria uleiurilor tehnice şi, în caz dedisponibilitate, este oferit pentru fabricarea unor sortimente de unsori de calciu.

4.4.4.3. Uleiul de soia.Acesta se obţine din boabele de plante soia, originare din China, aclima-

tizate în ţara noastră în 1931...1932 şi cultivată în prezent pe suprafeţe întinse.Seminţele de soia au un conţinut în ulei de 17...18%, care este obţinut prin

presare sau prin extracţie cu benzină, în baterii difuzoare, solventul fiind recuperatdin ulei prin distilare şi din deşeuri, prin suflare cu aburi.

Cantităţile importante de fosfatide existente în uleiul de soia suntîndepărtate prin spălare repetată cu apă caldă şi centrifugare.

Rafinarea uleiului de soia se face prin neutralizare cu soluţie de sodăcaustică de 15…20 Bé, la 60...70C, spălare repetată cu apă fierbinte şi decolorarecu pământ decolorant activat.


Ca în majoritatea uleiurilor vegetale, şi în uleiul de soia predominăgliceridele cu acizi graşi, având una sau mai multe legături duble, încadrându-se îngrupa uleiurilor semisicative.

Caracteristicile tehnice se încadrează în valorile: densitate relativă/15°C =0,924…0,930; congelare = -10…-15°C; cifra de saponificare = 180…190 mgKOH/g; cifra de iod = 120…140.

Uleiul de soia rafinat corespunzător este produs alimentar, cantităţiimportante sunt însă supuse hidrogenării pentru obţinerea grăsimilor hidrogenatetehnice, cu puncte de topire de 40…50C, folosite la fabricarea săpunurilor şi aunsorilor consistente.

4.4.4.4. Uleiul de floarea-soarelui.Planta floarea-soarelui este originară din Mexic şi Peru, unde ajunge la

înălţimea de 5...6 m. A fost aclimatizată în România după primul război mondial,în prezent fiind cultivată pe suprafeţe întinse, ajungând în general la 2 m înălţime.

Obţinerea uleiului se face prin presare şi prin extracţie cu benzină sau princombinarea acestor procedee, rafinarea fiind asemănătoare cu a uleiului de soia.

Constantele fizice şi chimice principale ale uleiului de floarea-soareluisunt: densitate relativă/15°C = 0,920…0,930; punct de congelare = -15…-18˚C;indice de saponificare = 180…195 mg KOH/g; cifra de iod = 125…125.

Acizii se compun din circa 6...9% acizi saturaţi (palmitic, stearic, arahic),circa 40% acid oleic şi circa 50% acid linolic.

Uleiul rafinat este destinat consumului alimentar ca atare sau dupăhidrogenare parţială, pentru obţinerea margarinei. Hidrogenarea până la punct detopire 50...60°C conduce la obţinerea produsului pentru destinaţii industriale, săpunsau unsori consistente. De asemenea, acizii graşi proveniţi de la rafinare suntfolosiţi pentru fabricarea unsorilor consistente.

4.4.4.5. Uleiurile vegetale oxidate.În anumite condiţii de temperatură şi durată aerul sau oxigenul în contact

cu uleiurile vegetale determină adiţionarea oxigenului la legăturile duble, prin sim-plă insuflare de aer sau prin expunerea uleiului în straturi subţiri la acţiunea aerului.

Oxidarea uleiurilor vegetale nesicative, prin suflarea cu aer la temperaturimoderate (100...130C) conduce la uleiuri oxidate fără polimerizare, care fiindsolubile în uleiuri minerale, formează cu acestea uleiuri compoundate.

Uleiul de ricin natural nu este solubil în uleiuri minerale, însă prin oxidareşi polimerizare devine miscibil în orice cantitate cu uleiuri minerale, aceastăproprietate a uleiului de ricin polimerizat prezentând o importanţă deosebită pentrufabricarea uleiurilor minerale compoundate şi a unsorilor consistente.

Polimerizarea uleiului de ricin se face prin încălzire la 300C, în vid,operaţiunea fiind controlată prin creşterea vâscozităţii. Polimerizarea prea avansatăconduce la un produs foarte vâscos, cauciucos, cu miscibilitate redusă în uleiuri


minerale, procesul fiind oprit prin răcirea produsului la o vâscozitate de maximum25°E/50°C, faţă de vâscozitatea iniţială de 16-18°E/50°C.

Aciditatea crescând prin polimerizare, uleiul de ricin supus acestei opera-ţiuni trebuie să aibă iniţial maximum 2 mg KOH/g cifra de aciditate. Evitareadegradării uleiului de ricin prin închiderea culorii se poate obţine prin încălzirea învid, cu creşterea lentă a temperaturii.

4.4.4.6. Uleiuri vegetale sulfonate.

Este cunoscut faptul că prezenţa sulfului în compoziţia unor unsoriconsistente imprimă acestora o rezistenţă mărită la presiuni ridicate de regim, ca deexemplu, în cazul unsorilor pentru laminoare.

Adiţionarea sulfului la legăturile duble se face ca şi la adiţionareaoxigenului, încălzind sub agitare uleiul, în prezenţa sulfului, cu aceleaşi măsuri deprecauţie, de a opri la timp prin răcire energică creşterea vâscozităţii; în caz descăpare de sub control a sulfonării se obţine un produs cauciucat irecuperabil.Uleiurile minerale compoundate cu uleiuri vegetale sulfonate sunt destinate unoraplicaţii speciale, inclusiv la prelucrarea metalelor. Sulful se adaugă în procesul defabricare a unsorilor destinate aplicaţiilor cu presiuni înalte.

4.4.4.7. Uleiurile vegetale hidrogenate.Starea lichidă de agregare a uleiurilor vegetale şi a unor uleiuri animale

este explicată în general prin prezenţa în compoziţia acestora a unui procent maimare de gliceride ale acidului oleic, linolic sau linoleic, şi a unui procent mai micde acid stearic sau palmitic, la care se adaugă în procente reduse, după naturagrăsimii, şi alţi acizi graşi.

Prin adiţionarea de hidrogen la acizii graşi nesaturaţi de formula CnH2n-2O2,CnH2n-4O2, CnH2n-6O2, se poate trece la acizi graşi saturaţi, cu formula generalăCnH2nO2. În acest fel se poate obţine, de exemplu, tristearina din glicerida aciduluioleic sau a acidului linolenic:

CH2-OOC-C17H33 CH2-OOC-C17H35

CH-OOC-C17H33+3H2 CH-OOC-C17-H35

CH2-OOC-C]7H33 CH-OOC-C17H35

CH2-OOC-C17H29 CH2-OOC-C17H35

CH-OOC-C17H29+9H2 CH-OOC-C17-H35

CH2-OOC-C]7H29 CH2-OOC-C17H35


Pe acest principiu se bazează solidificarea prin hidrogenare a uleiurilorvegetale sau animale. Hidrogenarea acestor uleiuri se efectuează numai subacţiunea hidrogenului pur, în prezenţa catalizatorilor, sub agitare la cald şi sereuşeşte numai cu uleiuri bine rafinate.

Se supun hidrogenării uleiurile de floarea-soarelui şi din soia, pentruprodusul hidrogenat denumit „sonit", ulei de bumbac pentru „bumbit", grăsimea deoase pentru „stearină" şi ulei de ricin pentru „ricinit".

Sonitul şi bumbitul, ca şi stearina se hidrogenează până la puncte de topirede circa 50°C şi cifră de iod de 20...40, iar ricinitul până la punctul de topire deminimum 70C şi cifra de iod de 10...20.

Hidrogenarea se realizează în mod discontinuu, pe şarje, în autoclave, lapresiuni de 2 bari şi temperaturi de 180…200°C. În cazul uleiului de ricin, pentru ase proteja grupa OH, cercetările şi experienţa au stabilit că este necesară scădereatemperaturii de regim la 120…125C şi creşterea presiunii la 8 bari, menţinându-secifra de hidroxil la minimum 150, iar cifra de iod la produsul hidrogenat fiind de5...10 şi punctul de topire de peste 70°C.

Unele cercetări au stabilit că se pot obţine şarje de ricin cu puncte de topirede 86C, cifră de hidroxil de 158 şi cifra de iod sub 5. Punctul de topire şi cifra deiod sunt influenţate de cantitatea de hidrogen folosită practic în proces, de timpulde contact al hidrogenului cu amestecul de acizi graşi nesaturaţi.

Prin deglicerinarea ricinitului se obţine apoi acidul 12 hidroxistearie,pentru care fişele de calitate ale produsului importat menţionează titrul acizilorgraşi de minimum 72°C, cifra de aciditate de minimum 175 mg KOH/g şi cifra desaponificare de minimum 185 mg KOH/g, cifra de hidroxil nefiind menţionată.

După atingerea punctului de topire dorit, se opreşte circulaţia hidrogenuluişi se începe răcirea produsului prin autoclavă, până la aproximativ 90°C, după careconţinutul autoclavei este filtrat, pe pânza filtrului fiind reţinut catalizatorul simplusau catalizatorul cu suport, după cum a fost folosit.

Provenienţa grăsimilor destinate hidrogenării este din regnul animal sauvegetal, specific fiecărei ţări sau zone de pe glob. De exemplu, în ţările nordice, înSUA şi în Japonia, materia primă principală pentru hidrogenare este untura depeşte, atât pentru scopuri alimentare, cât şi tehnice.

În Germania se importă, în general, seminţe sau uleiuri vegetale brute şi sehidrogenează multe sortimente de grăsimi atât pentru alimentaţie, cât şi pentruscopuri tehnice.

Pentru uleiurile vegetale sunt importante proprietăţi ca:- perioada de inducţie la oxidare;- indicele de iod care indică gradul de sicativitate al uleiului vegetal,

determinat de proporţia de acizi graşi polinesaturaţi; acesta arată, de fapt, cât derepede se pot usca unele uleiuri vegetale;

- titrul acizilor graşi din uleiuri vegetale, care reprezintă temperatura desolidificare a acizilor graşi separaţi din fluidul analizat.

Domeniile tehnice de utilizare a uleiurilor vegetale sunt date în tabelul 4.5.


Uleiurile vegetale, în special cele de rapiţă, canola şi floarea soarelui auvâscozitatea cinematică în acord cu clasele ISO VG 32 şi 46 (tabelul 4.6) iarindicele de vâscozitate este relativ mare.

Domenii de utilizare ale uleiurilor vegetale 250. Tabelul 4.5Uleiul vegetal Domenii de utilizare

Ulei de rapiţă Ungerea mecanismelor greu solicitate, care funcţionează la vitezemari, a garniturilor de pistoane, în aplicaţii în medicină, în industriatextilă dar şi ca ulei de bază în câteva reţete de unsori.

Ulei de ricin Ungerea maşinilor cu viteze mari şi temperaturi ridicate, lubrifiant şiagent de răcire la prelucrarea materialelor metalice (şi în emulsii), înindustria textilă şi de pielărie, la fierăstraiele cu lanţ din industrialemnului. Are calităţi de depresant. La motoarele navale, uleiul estears împreună cu combustibilul, rezultatul fiind mai puţin poluant.

Ulei de măsline Lubrifierea mecanismelor fine.Ulei de colofoniu Component în unele unsori de calitate inferioară.Ulei de soia Component în săpunuri şi unsori.Ulei de floareasoarelui

Produse cu destinaţie industrială, după hidrogenare. Component alunor săpunuri şi unsori tehnice.

Ulei de bumbac Utilizat la fabricarea unsorilor cu calciu.Ulei de in Lubrifiant şi agent de răcire (mai ales sub formă de emulsii) în unele

tehnologii de prelucrare a metalelor.Ulei de susan Rare aplicaţii industriale.

Caracteristicile principale ale unor uleiuri vegetale. Tabelul 4.6Uleiul vegetal Ulei de floarea soarelui Ulei de rapiţă Ulei de ricin

Vâscozitatecinematică [cSt]

40C 28 32,6100C 7,3 7,9

Indice de vâscozitate 202…250 207 90Punct de inflamabilitate 135…165C 140…185C 75…295C

Perioada de inducţie se consideră timpul de oxidare a unei probe de ulei,menţinută la 120°C în prezenţa oxigenului şi a unei spirale de cupru, până laobţinerea unei acidităţi a produselor volatile de oxidare, corespunzătoare la 0,28mgKOH/g (STAS 11 475-80). Dacă decolorarea probei, ca indicator calitativ aloxidării nu apare după 236 de ore, se întrerupe testarea.

Lubrifianţii comerciali pe bază de uleiuri vegetale sunt aditivaţi, uneoriamestecaţi cu uleiuri minerale, pentru a minimaliza dezavantaje ca stabilitatea micăla oxidare, îmbătrânirea, punctul de congelare ridicat, dar sunt adăugaţi şi aditivi deîmbunătăţire a indicelui de vâscozitate. Selectarea unui astfel de lubrifiant trebuiefăcută după consultarea literaturii de specialitate, a catalogului de produs, dupăevaluarea testelor la care a fost supus fluidul. Pare o cantitate de informaţie maimare decât în cazul lubrifianţilor convenţionali, dar efortul merită, în special dacă


soluţia oferă protecţie mediului, non-toxicitate pentru produsul prelucrat şiproprietăţi tribologice satisfăcătoare.

Cercetarea şi testarea lor se bazează pe metodele folosite pentru lubrifianţiiconvenţionali. Fig. 4.9 prezintă evoluţia vâscozităţii cinematice a două uleiuri ve-getale, în comparaţie cu un ulei hidraulic neaditivat, funcţie de viteza de forfecare

a) b)Fig. 4.9 - Variaţia vâscozităţii în funcţie de viteza de forfecare 342.

şi de temperatură; variaţia vâscozităţii într-un interval îngust pentru fluidele testateindică faptul că uleiurile vegetale pot concura cu cele convenţionale, pentruaplicaţii la care nu există riscul depăşirii parametrilor pentru care se cunoaşteevoluţia caracteristicilor lubrifiantului. Testele au fost făcute cu ajutorul unuivâscozimetru cu cilindru interior rotativ. Pentru evaluarea comportării sub sarcinăsunt necesare teste suplimentare pe tribomodele [342].

O altă caracteristică limitativă pentru uleiurile vegetale este reactivitateachimică a acestora cu materialele cu care vin în contact, în special cu maseleplastice (inclusiv elastomeri), oţelurile şi aliajele de cupru şi aluminiu.

Primele generaţii de uleiuri obţinute din seminţe de rapiţă nu erauperformante din cauza instabilităţii la oxidare, cu formare de depozite nămoloase,la temperaturi înalte, a gelifierii şi pierderii fluidităţii la temperaturi joase [238].

Uleiurile vegetale cu proprietăţi tribologice au marele dezavantaj că latemperaturi ridicate se descompun, formând acizi graşi care atacă suprafeţele defrecare. În prezenţa aerului sunt sicative (se usucă), rezultând o peliculă subţire şirezistentă, care se îndepărtează greu de pe suprafeţe.

4.5. FLUIDELE SLAB LUBRIFIANTE.

4.5.1. Consideraţii generale.Fără a închide lista, din această categorie fac parte: apa şi soluţiile apoase,

emulsiile, unii glicoli. Acestea sunt caracterizate prin vâscozitate mai mică, densi-tate puţin mai mare comparativ cu uleiurile minerale, deseori „pachetul” deproprietăţi fizice şi chimice având aspecte contradictorii, greu de „ecranat” prinsoluţia constructivă a tribosistemului. Unele din aceste fluide nu sunt inflamabile,


ceea ce le recomandă în aplicaţii cu pericol de aprindere sau explozie. Un alt aspectimportant este compatibilitatea cu materialele cu care vin în contact (triboelemente,carcase, garnituri). Nu orice material rezistă la atacul corosiv al apei, al soluţiilorapoase şi chiar al emulsiilor, alegerea unui material rezistent din acest punct devedere ridicând preţul sistemului. Existăînsă aplicaţii în care lubrifierea cu apă saualte fluide slab lubrifiante este impusă prinnatura funcţiilor pe care le îndeplineştesistemul. Ca exemple tipice sunt unelelagăre din industria metalurgică, sistemesubmersibile, aparate şi dispozitive carefuncţionează în mediul care va avea şi rolde lubrifiant. Multe dintre aceste fluide nusunt toxice şi sunt rapid biodegradabile.

Frêne [98] arată că fluidele cu vâs-cozitate mică sunt mai puţin afectate decreşterea presiunii (tabelul 4.7), iar coefi-cientul de piezovâscozitate, , se poateconsidera constant sub 70 MPa. Tabelul4.8 prezintă vâscozitatea dinamică pentrucâteva fluide lubrifiante, grupate în treicategorii: prima linie cuprinde fluide cuvâscozitate redusă, grupa a doua, cea maiutilizată în tehnică, în care ponderea o auuleiurile minerale cu sPa 1 , ultimagrupă incluzând lubrifianţi solizi(fluidizaţi în funcţionare) dar cu aplicaţiifoarte înguste.

4.5.2. Apa ca lubrifiant.Faţă de lubrifianţii convenţionali,

apa are avantajul incontestabil, şi poate celmai interesant din punct de vederetribologic, de a evacua rapid căldura. Areînsă mari dezavantaje: vâscozitatedinamică mică (fig. 4.11), putere mică deudare a suprafeţelor şi accelerarea unorprocese nedorite într-un tribosistem:coroziunea, implicit diminuarea rezistenţeimecanice a aliajelor metalice, mai ales aoţelurilor, absorbţia urmată de gonflare, încazul unor mase plastice şi compozite aleacestora. Vâscozitatea apei nu variază

Tabelul 4.7 98Presi-unea

P,MPa

Vâscozitatea dinamică, Pa.s

uleiparafinic

uleinaftenic

apă

0,1

140

280

0,052

0,81

8,70

0,055

2,20

91,00

0,00100

0,00111

0,00123

Tabelul 4.8

LubrifiantVâscozitatedinamică

la 20C, Pa.sAerEterBenzenApăAlcooliMercur

1,8.10-5

2,4.10-4

6,4.10-4

10-3

~1,5.10-3

1,5.10-3

Uleiuri mineraleUlei de ricinGlicerină 97%

1,5.10-2

0,7250,805

Natriu la 400CZinc la 500CPlumb la 500C

2,8.10-4

2,8.10-3

1,85.10-3

Fig. 4.10 - Variaţia vâscozităţii apei cutemperatura.


spectaculos cu temperatura (fig. 4.10), dar intervalul de utilizare este limitat depunctul de solidificare şi cel de fierbere, mult mai mic comparativ cu uleiurileminerale şi sintetice.

Fig. 4.11 - Dependenţa vâscozităţii apei de temperatură şi presiune [231].

Astăzi aceste dezavantaje sunt parţial eliminate prin diferite procedee [43]:- alegerea unor materiale rezistente la coroziunea în apă sau în fluidul apos

specific aplicaţiei (apa de mare, soluţii din industria chimică etc.), care să nuabsoarbă apă şi să nu prezinte fenomene de gonflare, cum ar fi ceramicele şipolimerii fluoruraţi [355, 356, 370, 403];

- aditivarea apei pentru mărirea vâscozităţii [354] sau/şi pentru formareaunor tribostraturi protectoare la suprafaţa pieselor. Aici s-ar încadra şi emulsiile detip ulei-în-apă, care prin specificul participării amestecului de fluide la formareapeliculei, elimină, parţial, inconvenientul fluidului cu vâscozitate mică, chiar dacăacesta este în concentraţie relativ mare [168, 225, 310], şi a amestecurilor apă cumono- sau poliglicoli (care au vâscozitate şi coeficient de peizovâscozitate maimare decât apa);

- tehnologii noi de acoperire a pieselor metalice cu materiale rezistente lacoroziune în apă, inclusiv pentru diminuarea frecării în regim mixt; placare saupulverizare în jet de plasmă cu aliaje metalice, cu ceramice sau acoperiri subţiri cumase plastice şi lubrifianţi solizi, rezistenţi la apă etc. [118, 352].


Neale [231] prezintă dependenţa viscozitate – temperatură - presiune şipentru apă (fig. 4.11). Gradientul vâscozităţii cu temperatura este moderat; apa şiapa sărată sunt printre cele mai puţin vâscoase fluide industriale. Amestecul apă +glicol, emulsiile ulei-în-apă măresc vâscozitatea, dar fluidele pe bază de apă au ocomportare greu previzibilă în contactele greu solicitate. Introducerea în modelelematematice a valorilor vâscozităţii aparente, determinată în vâscozimetre depresiune [225, 310] nu dă rezultate satisfăcătoare din cauza unor procese specificefluidelor bifazice (în special modificarea locală a concentraţiei fazei uleioase) şifluidelor cu calităţi lubrifiante reduse.

Deşi are vâscozitate mică, apa poate crea forţe de inerţie în lagăre, de acelaşiordin de mărime cu forţele de vâscozitate sau de presiune 98.

Factorii care influenţează comportarea în apă a oţelurilor sunt mulţi şi, deobicei, acţionează în „pachet”: compoziţia chimică a apei dar şi a oţelului,tratamentul termochimic, rugozitatea, temperatura, natura sarcinii (variabilă sauconstantă etc.). Consecinţa funcţionării oţelurilor în apă este reducerea durabilităţii(uneori până la 15...25% din cea obţinută la ungere cu ulei [310]) şi o accelerare auzurii. Mecanismele specifice oboselii şi uzurii în apă nu sunt decât parţialclarificate şi fac obiectul unor studii recente [309, 310].

Rezistenţa la uzură depinde de calitatea apei şi de potenţialul electric alsuprafeţelor metalice în contact [310]. Testele cu apă dură (1600 ppm = 1440 ppmCa + 160 ppm Mg) pe sabot de bronz – fus de oţel au indicat o uzură de 1,66 orimai mare decât cea obţinută în apă distilată [352].

Folosirea apei ca lubrifiant pune şi problema uzurii de cavitaţie; acest tip dedistrugere este urmarea şocurilor de sarcină asupra suprafeţelor, rezultate dinformarea şi/sau colapsul bulelor de fluid când se mişcă spre o zonă de presiune maimare în timpul ungerii. Microzonele deteriorate pot fi surse de amorsare şiaccelerare pentru fisurile de oboseală. Efectul de cavitaţie nu este specific legat depresiunea joasă de vapori sau de vâscozitatea mică a apei. Cauza acestei comportăriar fi slaba compresibilitate a apei şi a fluidelor apoase, care duce la transmitereasarcinii de şoc, cauzată de colapsul bulelor de lângă suprafaţa triboelementelor,până în cele mai adânci şi înguste fisuri, fără a le amortiza la trecerea prin fluid, aşacum se întâmplă cu uleiurile.

Specificul ungerii cu apă face ca materialele triboelementelor să joace un rolmult mai important, din punct de vedere al comportării în regim limită sau mixt,mult mai probabil decât cel hidrodinamic sau elastohidrodinamic, şi din punct devedere al stabilităţii tribostraturilor în contact cu fluidul [310]. Experienţaacumulată în domeniul lubrifierii cu apă [43, 352, 354, 355, 385, 389, 402] a dus lautilizarea preferenţială a unor materiale ca:

- aliaje metalice (alame, oţeluri inoxidabile, aliaje de titan, bronzuri specialeetc.) cu sau fără tratament superficial;

- superaliaje (pe bază de cobalt, nichel, molibden etc.) care sunt încă relativscumpe;


- ceramice, utilizate mai rar sub formă masivă, mai eficiente ca acoperiri sauadaosuri dopante;

- polimeri, dopaţi cu materiale de întărire (fibre, ceramice, pulberi metalice,etc.), lubrifianţi solizi, de preferat, activi în apă (carbon, grafit, disulfură demolibden, pulberi de PTFE, poliamide, polietilenă de înaltă densitate etc.);

- compozite cu matrice metalică, polimerică, ceramică sau pe bază de lemn,cu sau fără adaosuri de întărire sau lubrifianţi.

Alegerea perechii de materiale pentru triboelemente este deseori guvernatăde caracteristicile apei sau ale fluidului apos. El determină exigenţe specifice derezistenţă la coroziune, incluzând riscurile pilelor micro-galvanice (care apar, deexemplu, la frecare în apă de mare), temperatura şi presiunea (apa caldă, subpresiune determină alte restricţii de proiectare decât apa rece, la presiuneatmosferică), rezistenţa la abraziune sau eroziune, în cazul cavitaţiei sau a prezenţeiparticulelor solide în fluid.

În multe aplicaţii, factori ca stabilitatea dimensională constituie un criteriuimportant de selectare a cuplului de materiale. În apă multe mase plastice segonflează prin absorbţie de fluid, ducând la deteriorarea triboelementelor prinanularea jocului, mărirea frecării şi implicit a căldurii generate care, la rândul ei,accelerează, prin dilatări diferenţiate, eliminarea ajustajului cu joc, micşoreazătransferul de căldură, etc.

În ceea ce priveşte comportarea tribologică, alegerea materialelor lubrifiatecu fluide apoase este dictată de un demers clasic care vizează identificarea şiierarhizarea parametrilor preponderenţi ai problemei: presiunea maximă, încărcareaspecifică, viteza de alunecare, probabilitatea dezaxării, mecanisme de frecare înregim limită sau mixt, frecvenţa fazelor de funcţionare (porniri-opriri, trepte desarcini şi/sau de viteze, şocuri), compatibilitatea coeficienţilor de dilatare,probleme de mentenanţă (reglare şi/sau înlocuire) şi durabilitate, probleme de preţ.

Problematica utilizării ungerii cu fluide pe bazăde apă [309, 319, 385] Tabelul 4.9Cauze probabile aledurabilităţii scăzutea tribosistemelorutilizând fluide pebază de apă

1. Grosimi mici ale peliculei EHD şi implicit valori mici pentru .2. Probabilitate mare de funcţionare a tribosistemului în regimmixt.3. Procese fizice şi chimice specifice care promovează creştereafisurii.4. Variaţia pulsatorie a presiunii apei în fisuri.

Cauze probabile aleuzurii ridicate lafolosirea aceloraşifluide

1. Grosimi mici ale peliculei EHD.2. Promovarea chimică a iniţierii şi creşterii fisurii de obosealăşi/sau de uzură.3. Îndepărtarea sau împiedicarea formării peliculelor protectoarechimic din cauza temperaturii scăzute în contact sau din cauzadizolvării lor.4. O coroziune mai accelerată şi deci, crearea de condiţiifavorabile unei uzuri corosive şi/sau abrazive.


Specialiştii au sugerat multeexplicaţii pentru performanţele tribologicescăzute ale fluidelor pe bază de apă, celemai plauzibile fiind date în tabelul 4.9[319, 385]. Unele din mecanismele pro-puse sunt comune şi altor tribosisteme,altele sunt specifice numai celor cefolosesc apa sau fluidele pe bază de apă.Este important să se cunoască acestemecanisme pentru a proiecta untribosistem cu performanţe îmbunătăţite.

Cu ajutorul vâscozimetruluipentru presiuni mari dar şi prin măsurătoridirecte ale regimului EHD, se arată că apa,glicolii şi amestecurile lor au un coeficientde piezovâscozitate mic comparativ cuuleiurile minerale, dar ar putea generapelicule EHD fine, dacă tehnologic saudin cauza naturii materialului, rugozitatea pieselor în contact va fi mai mică. Fig.4.12 arată rezultatele lui Wan, Kenny şi Spikes privind influenţa parametrului asupra durabilităţii unui tribosistem de rostogolire [310, 385]. Contactul conformcu alunecare dă rezultate mai bune chiar în condiţii de ungere cu apă, la valori miciale parametrului .

Spikes a făcut experimente cu diferite fluide pe bază de apă, petribomodele de rostogolire [309 şi concluziile sunt sugestiv redate în tabelul 4.10.Semnul „?” indică faptul că la acea dată (1987) detectarea peliculelor fine şiparţiale de fluid era greu de realizat, deşi, indirect, prin coeficientul de frecare şiuzură, se demonstra existenţa unui regim mixt sau limită. Aceste experimente s-aufăcut cu corpuri dure, în mişcare de rostogolire. La lagăre de alunecare, materialul

Tabelul 4.10 [310, 385]Caracterizarea contactului lubrifiat Ulei

mineralEmulsie apă-

în-uleiApă +glicol

Emulsieulei-în-apă

Grosimea peliculeiParametrul Factor de corectare a oboseliiDurabilitate relativă (la rostogolire)

100%3,02,5

100%

60%1,82,0

80%

30%1,00,6

25%

25%?

0,28%

Parametrul Factor de corectare a oboseliiDurabilitate relativă (la rostogolire)

2,02,3

100%

1,21,3

60%

0,60,3

13%

?0,28%

Parametrul Factor de corectare a oboseliiDurabilitate relativă (la rostogolire)

1,00,6

100%

0,60,3

50%

0,30,2

30%

?0,2

30%

Fig. 4.12 - Influenţa parametrului asupra durabilităţii unui trobosistem de

rostogolire lubrifiat cu un fluid ceconţine apă 310.


cuzinetului este de obicei mai moale decât cel al fusului şi contactul este conform,elasto-plastic, funcţie de materialul utilizat [152, 246, 355], rezultateleexperimentale putând fi explicate prin crearea de pelicule subţiri sau cel puţin aunui regim mixt [84, 224, 310].

În anii ’50, Scott a arătat pe o maşină cu patru bile că durabilitatea laoboseală scade la 40% din valoarea obţinută cu ulei fără apă. Nu s-a observat o ase-menea scădere la testarea oţelurilor inoxidabile, ceea ce a dus la concluzia că apaacţionează printr-un mecanism corosiv. Morfologia fisurii este de tip intergranular,un indiciu al fragilizării prin hidrogen. S-a arătat că efectul defavorabil al apeiasupra durabilităţii este mai redus dacă în apă nu se găseşte oxigen dizolvat 310.

În literatura de specialitate există o divergenţă în privinţa mecanismuluiprin care fisura din oţeluri creşte din cauza apei. Fragilizarea datorată hidrogenuluieste cea mai citată şi acceptată cauză. S-au sugerat diferite surse de hidrogen activ,inclusiv interacţiunea directă a apei şi a oxigenului în prezenţa metalelor sau a alia-jelor deformate plastic, cracarea termicăa hidrocarburilor şi procese de reducere-oxidare, conduse electro-chimic.

Prezenţa apei, ca lubrifiant saucontaminant într-un fluid industrial, areo influenţă considerabilă asupra pelicu-lelor protectoare ce se formează lasuprafaţa triboelementelor în regimul deungere limită, în două moduri:

- apa este un excelent agent derăcire comparativ cu alte lichide astfelîncât temperaturile suprafeţelor în con-tact vor fi în general mai mici decât laungerea cu uleiuri minerale;

- apa este un solvent eficientpentru materialele polare şi poate dizol-va bine asemenea pelicule pe măsură cese formează, atât în mişcare cât şi înrepaus.

Aditivii cu sulf, de extremă pre-siune, adăugaţi în fluide apoase, sunt, îngeneral, ineficienţi din cauza proprietăţiide răcire a apei, care menţinetemperatura suprafeţei sub cea necesarăformării prin reacţii termo-chimice a peliculei.

Pe baza cercetărilor experimentale, Spikes afirmă că pentru triboelementedin oţel, apa contribuie la uzura stabilizată la alunecare sau la alunecare curostogolire printr-o formă corosiv-abrazivă, asemănătoare oxigenului şi, foarteprobabil, în colaborare cu el. Dovada o constituie fig. 4.13 care arată uzura pentru

Fig. 4.13 - Influenţa conţinutului de apădintr-un lichid parafinic asupra

coeficientului de frecare şi a uzurii310.


tribomodele ştift-pe-disc pentru un amestec de apă şi lichid parafinic. Cantităţilemici de apă, chiar ppm (părţi per milion) cresc imediat uzura, însoţită şi decreşterea coeficientului de frecare, reflectând influenţa apei în împiedicareaformării peliculelor protectoare. Dacă apa creşte ca participare la amestec, uzuracreşte stabil iar coeficientul de frecare scade. Reducerea frecării poate indica unproces corosiv-abraziv în stratul superficial, care va avea o rezistenţă la forfecaremai mică decât în absenţa apei.

4.5.3. Emulsiile.Funcţie de ponderea celor două faze fluide conţinute, emulsiile pot fi

clasificate în:- emulsii ulei-în-apă, care au procente mici de ulei, între 5…25% ulei,- emulsii apă-în-ulei, în care apa are procente foarte mici, chiar sub 1%, în

această situaţie fiind uleiurile industriale, impurificate cu apă.Emulsiile ulei-în-apă sunt folosite în procese tribologice de deformare şi de

aşchiere, deoarece combină douăproprietăţi: capacitatea de răcire a apeişi cea de ungere, determinată defluidul mai vâscos (uleiul). Cercetăriexperimentale au demonstrat că încontactele solicitate, emulsiile potforma pelicule portante din cauza unuimecanism de inversare a concentraţieiemulsiei, în zona contactului fiindmenţinută o “pernă” de fluid cuconcentraţie ridicată a uleiului. Chiarconcentraţii mici de ulei participă laactivarea mecanismului, obţinându-segrosimi ale peliculei mult mai marifaţă de cele obţinute numai cu apă, înaceleaşi condiţii (fig. 4.14).

Comportarea tribologică a unei emulsii este influenţată de mulţi factori:- timpul de amestecare,- presiunea şi viteza de forfecare,- concentraţia de apă,- tipul uleiului (în special natura polară a acestuia).Pentru emulsii se determină o vâscozitate aparentă (fig. 4.15), care depinde

foarte mult de metoda de măsurare. În contact însă vâscozitatea amestecului defaze fluide este diferită din cauza mecanismului de concentrare a fazei vâscoase încontact (vezi şi §3.4.6 Lubrifierea cu emulsii).

La fluidele cu două faze, cum sunt emulsiile, nu se pot aplica modelelematematice de calcul a grosimii peliculei deoarece peliculele EHD sunt mai subţiridecât razele majorităţii particulelor dispersate [166]. Astfel, natura fluidului care

Fig. 4.14 - Grosimea peliculei în funcţie deconţinutul de apă 310.


generează pelicula EHD locală va fi diferită de cea a materialului de bază,imposibil de studiat în vâscozimetru. De aceea comportarea în regim EHD afluidelor pe bază de apă, se studiază mai bine prin măsurători directe petribomodele, folosind tehnici ca interferometria optică [310]. Astfel se potevidenţia grosimi submicronice a peliculei dar şi formarea pernei de lubrifiant cufază inversată (apă-în-ulei) în contact (fig. 4.14, fig. 4.16).

Fig. 4.15 - Vâscozitatea aparentăa emulsiilor [310].

Fig. 4.16 - Evidenţierea optică a schimbăriide fază într-un contact liniar, pentru o

emulsie iniţial tip ulei (5%)-în-apă [406].

4.6. UNSORILE.

4.6.1. Consideraţii generale.Unsorile sunt dispersii de agenţi de îngroşare în uleiuri minerale sau lichide

uleioase, care mai conţin şi stabilizatori şi aditivi. Ca agenţi de îngroşare (fazadispersantă) se folosesc săpunurile de sodiu, de calciu, de aluminiu, de bariu, delitiu, de plumb etc., sau săpunuri complexe ce conţin aceste elementele, dar şipolimeri.

Unsorile consistente sunt produse semifluide sau plastice şi sunt utilizate înlocul uleiurilor numai atunci când ungerea cu ulei este neeconomicoasă,contraindicată sau imposibilă. În general, se utilizează în locuri de ungere cetrebuie protejate contra pătrunderii prafului şi a altor impurităţi (rulmenţi, prese,concasoare, transportoare, macarale, mori de minereu, utilaje siderurgice etc.), lalagăre cu mişcare lentă a suprafeţei de alunecare şi presiune radială mare, sarcini


dinamice, şocuri etc. Se mai utilizează la maşinile la care trebuie evitatăposibilitatea murdăririi produsului cu picături de ulei (brutării, ţesătorii, spălătoriietc.).

Performanţele de lubrifiere ale unsorilor sunt inferioare uleiurilor mineralecu excepţia sistemelor cu viteze mici de alunecare în care unsorile pot fi superioare.Unsorile trebuie să îndeplinească aceleaşi cerinţe ca şi uleiurile lubrifiante dar cuuna suplimentară; unsoarea trebuie să rămână ca o masă semi-solidă în ciudatemperaturii mari de lucru. Dacă unsoarea se lichefiază şi curge din contact, atunciprobabilitatea încetării ungerii creşte rapid. Mai mult, unsoarea nu este capabilă săevacueze căldura prin convecţie ca uleiurile, astfel că, spre deosebire de uleiuri, eanu este eficientă ca agent de răcire şi nu poate fi folosită la viteze mari ca uleiurile,deoarece frecarea internă va cauza supraîncălzirea.

4.6.2. Compoziţia unsorilor.Unsorile sunt, în principal, compuse din:- uleiul de bază: acesta poate fi mineral (de cele mai multe ori naftenic, cu

vâscozitate peste 50 cSt la 50C, pentru că are cel mai scăzut punct de congelare),sintetic sau, mai recent, vegetal;

- agenţi de îngroşare sau reticulari. Ca agenţi de îngroşare se folosescsăpunuri metalice şi cleiuri. Săpunurile metalice pot fi de aluminiu, calciu, bariu,litiu, natriu, dar şi săpunuri complexe, implicând unul sau mai mulţi acizi graşi. Înultimul timp s-au realizat unsori care conţin agenţi de îngroşare nesaponificaţi, deorigine organică şi anorganică (silica, bentonita);

- aditivi, incluzând aici şi lubrifianţi solizi ca grafitul, disulfura demolibden şi politetrafluoretilena, în special sub formă de pulberi fine;

- apă, cu rol de emulgator sau stabilizator;- pulberi metalice (uneori), de obicei plumb sau cupru, care formează o

peliculă aproape continuă pe suprafeţe, reducând frecarea şi uzura 90.Procentele caracteristice unei unsori sunt: 75…95% ulei de bază, 5…20%

agenţi de îngroşare şi 1…10%aditivi [96].

4.6.2.1. Uleiurile debază din unsori.

Uleiul este menţinut destructura agentului de îngroşareca într-un burete (fig. 4. 17).

Proporţia de săpunvariază funcţie de scopul utili-zării unsorii.

Uleiurile minerale suntcele mai des utilizate ca materialde bază în formularea unsorii. Majoritatea unsorilor sunt formulate pe baza

Fig. 4.17 - Schema fibroasă a unei unsoripe bază de săpun [83].


uleiurilor minerale [313]. Uleiurile naftenice sunt cele mai populare în ciuda indi-celui mic de vâscozitate. Ele menţin faza lichidă la temperaturi joase şi se combinăuşor cu săpunurile. Uleiurile parafinice sunt solvenţi mai slabi pentru mulţi aditivifolosiţi în unsori, şi cu unele săpunuri ele pot genera o structură mai slabă a gelului.Pe de altă parte, ele sunt mai stabile decât uleiurile naftenice, deci este mai puţinprobabil să reacţioneze chimic pe durata formulării şi utilizării unsorii.

Uleiurile sintetice sunt folosite pentru unsori care se preconizează să fiefolosite în condiţii extreme. Cele mai folosite sunt esterii sintetici, fosfat-esterii,hidrocarburile cu siliciu şi/sau fluor. Unsorile sintetice sunt proiectate să fierezistente la foc şi să lucreze în condiţii extreme de temperatură, mici şi mari. Celemai obişnuite aplicaţii sunt în aviaţia de performanţă, rachete şi aplicaţii spaţiale.Sunt relativ scumpe [411, 413].

Uleiurile vegetale sunt şi ele folosite în unsori pentru industriile alimentareşi farmaceutice, dar chiar şi în aceste domenii, utilizarea lor este limitată.

Vâscozitatea uleiului de bază folosit pentru producerea unsorii esteimportantă deoarece are oarecareinfluenţă asupra consistenţei, darconsistenţa unsorii este mai dependentăde cantitatea şi tipul agentului deîngroşare.

Uleiul de bază se alege funcţiede utilizarea unsorii, dar în ultimaperioadă, biodegradabilitatea acestuiadevine un criteriu important (tabelul 4.11).

Tabelul 4.12 prezintă câteva proprietăţi pentru două tipuri de esterisintetici, diesteri şi ftalaţi, des întâlniţi în compoziţia unsorilor de calitatesuperioară.

4.6.2.2. Agentul de îngroşare.Caracteristicile unei unsori depind de tipul de agent de îngroşare folosit.

De exemplu, dacă agentul de îngroşare poate suporta căldura, unsoarea va fi şi ea

Tabelul 4.11 96Uleiul de bază

al unsoriiBiodegradabilitate

Testul CEC (%)Ulei mineral 20…40Ulei vegetal 90…98Ulei sintetic pebază de esteri

65…100

Tabelul 4.12. 96Proprietatea Diesteri Ftalaţi

Vâscozitatea cinematicăla 40ºC, cStla 100ºC, cSt

6…462…8

29…944…9

Indice de vâscozitate IV 90…170 40…90Punctul de curgere (ºC) -40…-70 -30…-50Punctul de aprindere (ºC) 200…260 200…270Stabilitatea termică bună foarte bunăBiodegradabilitate, % 75…100 46…88


adecvată pentru aplicaţii cu temperaturi ridicate. Deci tipul unsorii este deseoriclasificat prin tipul agentului de îngroşare folosit la fabricarea ei.

Deoarece există două tipuri de agenţi de îngroşare care pot fi utilizaţi înunsori, unsorile comerciale se divid în două clase principale: unsori pe bază desăpun şi unsori fără săpun.

După cum s-a mai arătat, unsorile sunt şi săpunuri metalice dispersate într-un ulei. Ce este săpunul metalic folosit la fabricarea unsorilor? Prin noţiunea desăpun se înţelege, în general, un agent de spălare sau de curăţire, însă noţiunea desăpun, în acceptul chimic, este mult mai extinsă.

Există o mare varietate de săpunuri. De exemplu, săpunul de toaletă este ocombinaţie între acidul stearic şi hidroxidul de sodiu (acidul stearic se găseşte, încombinaţie cu glicerina, în multe grăsimi comestibile, ca seul de vită şi untura deporc). Tabelul 4.13 prezintă caracteristici ale săpunurilor utilizate în unsori.

Caracteristicile unsorilor pe bază de săpunuri Tabelul 4.13Tipul

săpunuluiPunct depicurare

(ºC)Caracteristicile unsorilor

Săpun de litiu 180…200 Ungere satisfăcătoare, structură fină. Se recomandă larulmenţi obişnuiţi şi aparate şi mecanisme de mecanicăfină.

Săpun dealuminiu

100..220 Au o foarte bună aderenţă la suprafeţe metalice. Serecomandă pentru cabluri, tribosisteme deschise, aparateşi mecanisme de precizie.

Săpun de bariu 140…200 Au o bună stabilitate mecanică. În timp nu au stabilitatechimică şi îşi măresc consistenţa. Sunt puternic aderentela suprafeţe metalice şi rezistă la apă.

Săpun desodiu

140…200 Formează membrane care înconjoară picăturile de ulei,acesta fiind faza dispersă (invers ca la celelalte unsori).Sunt solubile în apă, chiar conţin un mic procent. Nu sedurifică în timp, după depăşirea punctului de picurare, iarprin răcire revin la starea iniţială, dar îşi mărescconsistenţa la depozitare îndelungată.

Săpun desodiu şi calciu

100…175 Nu se durifică după solicitări puternice. Rezistă mai binela apă comparativ cu cel numai cu sodiu.

Săpun de litiuşi calciu, saulitiu, calciu şiplumb

160…175 Săpunul de plumb permite creşterea sarcinii în contactdar măreşte momentul de frecare la pornire. Peliculaformată este mai rezistentă comparativ cu cea obţinută cuunsori conţinând săpunuri simple.

Există un număr mare de acizi graşi naturali sau sintetici care pot formasăpunuri cu hidroxizii de calciu, aluminiu, bariu, plumb, zinc, potasiu, sodiu, litiu,stronţiu, magneziu, staniu. Săpunurile metalelor respective sunt foarte diferite înceea ce priveşte caracteristicile lor fizice şi chimice.


Unsorile pe bază de săpun sunt cele mai obişnuite produse. Naturasăpunului dictează structura unsorii, care este fibroasă (pentru săpun de natriu), sauare un aspect untos cu fibre scurte (pentru săpunuri de calciu şi litiu).

Tehnologia de fabricaţie a unsorilor are influenţă asupra calităţiiprodusului finit. Săpunul uscat nu se dizolvă în ulei. Numai după ce s-a adăugatapă şi se fierbe, produsul se solidifică, dând consistenţă unsorii. Aceste cantităţiinfime de apă sunt necesare pentru formarea structurii unsorii. Rolul apei poate fipreluat şi de alte substanţe, cum ar fi glicerina şi alcoolul. Apa sau celelaltesubstanţe nu reprezintă adaosuri în unsori, ci componenţi necesari la realizareastructurii unsorii.

În unsorile anorganice fără săpun, ca agenţi de îngroşare se folosescmateriale sintetice şi organice. Agenţii de îngroşare organici sunt sub forma unorpulberi fine care au o suficient de mare porozitate şi arie superficială pentru aabsorbi ulei.

Cele mai folosite substanţe anorganice în unsori sunt gelurile cu silică şibentonită. Pulberile trebuie să fie uniform dispersate în unsoare şi, deci, pe durataproducerii unsorii este necesară fie o amestecare mecanică cu forfecare mare, fieadăugarea de aditivi speciali de dispersare.

Din cauza structurii lor aceste tipuri de unsori nu au puncte de topire, decitemperatura lor maximă de lucru depinde de stabilitatea la oxidare a uleiului debază şi de tratamentul cu inhibitori de oxidare.

Când sunt bine concepute, aceste unsori pot fi folosite cu succes în aplicaţiipentru temperaturi înalte. Ele sunt de obicei considerate unsori multifuncţionale, şise aplică mult în rulmenţi şi în industria autovehiculelor şi a căilor ferate.

Agenţii de îngroşare sintetici şi organici ca amidele, anilidele, arilureeleetc., sunt stabile pe un interval mare de temperaturi şi dau performanţe superioarela temperaturi înalte comparativ cu unsorile pe bază de săpun. Sunt folosite înaplicaţii speciale, cum ar fi tehnica spaţială şi militară.

4.6.2.3. Aditivii din unsori.Aditivii folosiţi în reţetele de unsori sunt similari cu cei folosiţi în uleiuri

lubrifiante. Unii dintre ei modifică săpunul, alţii îmbunătăţesc caracteristicile ule-iului. Cei mai des întâlniţi aditivi sunt aditivii anti-oxidanţi, inhibitori ai ruginirii şicoroziunii, pentru vâscozitate, anti-uzură şi aditivi pentru extremă presiune (EP).

Anti-oxidanţii trebuie să fie selecţionaţi pentru fiecare unsoare. Funcţia lorprincipală este de a proteja unsoarea pe durata depozitării şi de a extinde durata deserviciu, în special la aplicaţii cu temperaturi ridicate.

Inhibitorii pentru ruginire şi coroziune sunt adăugaţi pentru a faceunsoarea necorosivă pentru lagărele maşinilor. Funcţia inhibitorilor de coroziuneeste de a proteja metalele neferoase împotriva coroziunii în timp ce inhibitoriipentru ruginire protejează numai aliajele feroase. În condiţii umede sau corosive


performanţele majorităţii unsorilor pot fi îmbunătăţite printr-un inhibitor alruginirii. Majoritatea unsorilor multifuncţionale conţin aceşti aditivi inhibitori.

Aditivi pentru vâscozitate sunt uneori adăugaţi pentru a avea o structurăfibroasă şi pentru a creşte coeziunea şi adeziunea unsorii pe suprafeţele de frecare.Aceştia sunt utilizaţi, de exemplu, în lubrifianţii pentru angrenaje deschise.

Aditivii anti-uzură şi aditivii EP îmbunătăţesc, în general, capacitateaportantă în majoritatea lagărelor cu rostogolire şi în angrenaje. Proprietăţile anti-uzură sunt date de aditivi polari ca acizi graşi, esteri, uleiuri vegetale sau animale,sulfonate.

Aditivii de extremă presiune reacţionează cu suprafeţele de frecare pentru aforma filme protectoare care previn contactul metal pe metal, scorringul saugriparea suprafeţelor. Deşi aditivii EP au tendinţa să îmbunătăţească performanţeleunsorii, în unele cazuri, temperaturile de lucru sunt mult prea joase pentru ca aceştiaditivi să fie utili. Aditivii EP caracteristici uleiurilor nu sunt introduşi în unsoripentru că ei acţionează peste o anumită temperatură a suprafeţelor cu care vin încontact. În unsori rolul lor este îndeplinit de materiale pulverulente ca grafitul,disulfura de molibden sau de wolfram, pulberi de plumb sau cupru, argint sauPTFE, chiar şi la viteze mici de lucru, când unsoarea are rolul de a “aproviziona”contactul cu aceste pulberi care reduc uzura. Granulaţia trebuie să fie mică, sub 5m, iar proporţia lor poate varia între 1…8%. Pulberile metalice din unsori reducpompabilitatea şi măresc consistenţa unsorii. S-a constatat că unii agenţi deîngroşare folosiţi în unsori, inhibă acţiunea aditivilor EP. Grafitul, disulfura demolibden, talcul, opanolul (un polimer format din mai multe molecule deizobutilenă) dau unsorii consistenţă şi o capacitate de aderenţă deosebită.

Aditivi ca glicerina, fenolii şi aminele, modifică solubilitatea săpunului înuleiul de bază.

Aditivii anticorosivi tip amine şi esteri scad mult stabilitatea la amestecareşi depozitare. Stabilitatea la amestecare şi oxidare este dată şi de compuşi fosforoşi,sulfuroşi şi azotaţi, acţiunea lor remarcându-se sub 150C.

În compoziţie se mai folosesc şi substanţe care influenţează durabilitatea,rezistenţa la îmbătrânire şi alte proprietăţi ale unsorii.

4.6.2.4. Materialele de umplere (de adaos) din unsori.Aceste materiale sunt uneori folosite ca solide fine în formulele unsorilor

pentru a le îmbunătăţi performanţele. Adaosuri tipice sunt grafitul, disulfura demolibden, oxizii metalici, negru de fum, talc etc. Grafitul, de exemplu, poateminimiza uzura în lagărele de alunecare, în timp ce disulfura de molibdenminimizează uzura în angrenaje. Oxidul de zinc şi cel de magneziu sunt folosiţi înindustria alimentară deoarece ei neutralizează acizii. Fulgii metalici şi metalele subformă de pulbere cum ar fi plumbul, zincul, staniul şi aluminiu sunt folosiţi dreptcompuşi anti-exfoliere în lubrifianţii pentru filete de conducte. Talcul este folosit înlubrifianţii pentru matriţe şi sisteme de trefilare.


4.6.3. Structura unsorilor.Unsorile consistente sunt produse care nu-şi schimbă forma sub acţiunea

greutăţii proprii, când se află în cantităţi mici, dar şi-o schimbă la acţiunea unortensiuni exterioare mici. Sunt compuse din uleiuri minerale îngroşate cu săpunurisau alte substanţe, fiind, de fapt, dispersii coloidale, ce s-au solidificat în geluri şiau caracterul unor substanţe plastice. O serie de cercetări făcute în ultimul timp auarătat că uleiurile minerale îngroşate cu hidrocarburi solide sau polimeri, auproprietăţi de ungere la fel ca unsorile îngroşate cu săpun. Amestecurile pe care leformează o anumită substanţă cu uleiul mineral pot fi de trei tipuri:

- dispersie moleculară: substanţa se află în stare moleculară în contactcu solventul, formând un sistem omogen ce nu se poate observa la microscop;

- dispersie coloidală: substanţa se află sub formă de aglomerări moleculareîn contact cu solventul, care se pot observa la microscop;

- dispersie microscopică: asemenea sisteme pot fi emulsii sau suspensiice se pot observa la microscop sau chiar cu ochiul liber; se numesc suspensiicând faza dispersată este solidă şi emulsii când faza dispersată este lichidă;acestea au tendinţa de a se separa şi a se depune; sistemul poate devenistabil când între cele două faze intervine un stabilizator.

Unsorile consistente sunt sisteme coloidale compuse din două faze, mediulde dispersie formând faza exterioară a sistemului, iar dispersia – faza interioară.Fazele pot fi alcătuite dintr-un singur component sau din mai mulţi. Acestea maiconţin substanţe active de suprafaţă, ce nu formează o fază de sine stătătoare, şianume stabilizatorii sistemului.

Mediul de dispersie este lichid, iar dispersia poate fi formată din corpurisolide, plastice sau lichide. Marea majoritate a unsorilor consistente conţin încompoziţia lor o fază solidă (săpunuri metalice, de exemplu) şi una lichidă (uleiuriminerale sau sintetice), formând o dispersie coloidală.

Considerând unsorile consistente ca sisteme coloidale, se pot stabilidiferenţe fundamentale între acestea şi uleiurile lubrifiante, în funcţie deproprietăţile lor mecanice. Substanţele cu structură coloidală au o frecare internăspecifică, definită, de obicei, ca vâscozitate structurală. Unele uleiuri minerale au,de asemenea, la temperaturi joase, o vâscozitate structurală, totuşi la temperaturinormale, proprietăţile lor mecanice nu sunt influenţate de această vâscozitate. Se vaîngloba, deci, sub denumirea de unsori consistente, substanţele ce au o structurăcoloidală caracterizată printr-o vâscozitate structurală evidentă, independent dacăsunt corpuri fluide sau plastice.

4.6.3.1. Structura unsorilor pe bază de hidrocarburi.În cazul unsorilor obţinute din uleiuri minerale îngroşate cu hidrocarburi

solide sau polimeri, unsoarea nu mai reprezintă o dispersie coloidală, ci o starecristalină structura fiind în funcţie de cristalele fazei solide. Cu cât acestea sunt maimari, cu atât unsoarea va fi mai consistentă şi invers, ca de exemplu, unsorile la


care faza solidă este parafina sau cerezina, sub formă de microcristale, între care seaflă, interstiţiar, hidrocarburile.

4.6.3.2. Structura unsorilor pe bază de săpunuri metalice.Soluţiile coloidale ale săpunurilor metalice în uleiuri minerale pot exista

sub două forme: vâscoasă, la temperaturi mai joase, şi fluidă, formă în care acesteatrec prin încălzire. Punctele de trecere dintr-o formă în alta la aceste soluţii suntceva mai joase decât punctele de trecere ale săpunurilor respective. Temperatura detrecere dintr-o stare în alta este funcţie de natura săpunului, compoziţia chimică,vâscozitatea uleiurilor şi de prezenţa substanţelor active de suprafaţă. Unsorile sedeosebesc între ele şi prin greutatea moleculară ce caracterizează săpunul metaliccomponent. Trecerea dintr-o formă în alta se poate produce, la temperaturi diferite,de la cele negative până la +200°C. În starea fluidă, soluţiile coloidale de săpun înulei mineral reprezintă, de fapt, un gel, iar în stare vâscoasă reprezintă o pastă dinparticule micro sau macrocristaline. Deci, structura coloidală a unsorilor careconţin ca fază solidă săpunuri metalice, se caracterizează prin natura acestorsăpunuri şi starea lor la o temperatura data.

Unsorile pe bază de săpunuri hidrofile au o structură coloidalăcomplicată, fiind influenţată de stabilizatori, aditivi şi de particularităţiletehnologiei de obţinere.

Orice moleculă de săpun se compune dintr-o grupă hidrofobă şi unahidrofilă. De exemplu, palmitatul de sodiu C15H31 - COONa, unde C16H31 reprezintăgrupa hidrofobă (hidrocarburile nu au afinităţi pentru apă), iar COONa - grupahidrofilă. Dacă soluţia de săpun se află în contact cu un amestec de ulei şi apă,moleculele hidrofile se orientează către apă, iar cele hidrofobe către ulei. Launsorile de sodiu, apa există în procente mici, legată molecular de suprafaţamembranei de săpun, dând aspectul fibros al unsorii. Atât apa, cât şi alte substanţe,ca, de exemplu alcoolii superiori, glicerina, acizii graşi, au efect stabilizator înformarea unsorilor.

Stabilitatea unsorii se mai poate obţine şi prin scurtarea fibrelor pe calemecanică, prin agitaţie sau vălţuire, ceea ce produce o omogenizare. La unsorilefabricate cu săpunuri de sodiu, lipsa totală a apei sau a altor substanţe active desuprafaţă conduce la instabilitate şi descompunere. Există totuşi unsori consistentesodice stabile, transparente, moi, untoase şi cu punct de picurare foarte înalt, carese obţin prin încălzire la 240…260°C, cu eliminarea totală a apei.

Deci, proprietăţile unsorilor sunt determinate de radicalul acizilor graşi aisăpunurilor componente, de componenţii activi de suprafaţă, de regimul termic lacare au fost preparate şi de prelucrarea mecanică ulterioară. Structura finală aunsorii, constând în mărimea elementelor dispersate ale săpunurilor metalice, va ficu atât mai omogenă, cu cât la realizarea ei au contribuit toţi aceşti factori.

Rezumând, se poate afirma că unsorile pe bază de săpunuri ale metaleloralcaline reprezintă structuri cu proprietăţi coloidale (geluri sau soluri) avândînglobate în masa lor şi alte ingrediente cu rol de stabilizator, precum şi aditivi.


Unsorile pe bază de săpun alcalin, care conţin cantităţi mai mari de apă decâtcele necesare stabilizării sistemului, sunt nestabile.

Unsorile pe bază de săpunuri hidrofobe pot avea o structură coloidalăsimplă, iar importanţa apei şi a componenţilor activi de suprafaţă în formarea şimenţinerea stabilităţii structurii unsorilor de acest fel, este mai mică.

Cele mai răspândite unsori hidrofobe sunt acelea care conţin săpunuri demetale alcalino-pământoase, în special cele de calciu. Acestea sunt, de fapt emulsiide ulei mineral şi apă, stabilizate cu săpun de calciu. Particule minuscule de săpunde calciu sunt dispersate în masa de ulei mineral (apa necesară este conţinută îninteriorul gelului de săpun).

Unii specialişti consideră că unsorile de calciu sunt emulsii de soluţii coloidaleale săpunurilor respective în uleiurile minerale cu o cantitate mică de apă, difuzatăfoarte fin în unsoare, sub formă de picături, care având o tensiune superficialămare, şi care definesc consistenţa unsorii. Prin încălzire, tensiunea superficială semicşorează, astfel că se reduce treptat consistenţa masei şi unsoarea devine fluidă.Cu cât conţinutul de săpun de calciu în unsoare creşte, cu atât trebuie să crească şiconţinutul minim de apă, căci îndepărtarea acestei ape, legată organic de structuraunsorii (a săpunului de fapt), duce la schimbarea bruscă a proprietăţilor unsorii,ajungându-se la pierderea totală a plasticităţii sau chiar la descompunerea în săpunşi ulei.

Temperatura de topire (punctul de picurare) a unsorilor pe bază de săpun demetale alcalino-pământoase este cu atât mai mure, cu cât radicalul acizilor graşi aremai puţine legături duble. Funcţie de conţinutul de grăsimi animale şi vegetale,punctul de picurare al unsorilor cu săpun de calciu este diferit.

Structura unsorilor pe bază de săpunuri de magneziu şi aluminiu esteinfluenţată mult mai puternic de gradul de saturaţie al radicalului acidului gras şi devâscozitatea uleiului decât la unsorile preparate cu săpunuri de metale alcalino-pământoase. Plasticitatea unsorilor de aluminiu este mai accentuată cândprepararea acestora se face cu uleiuri slab vâscoase. Din punctul de vedere alstructurii coloidale, unsorile preparate cu săpunuri de aluminiu ale acizilornesaturaţi sau ciclici sunt soluri, iar la concentraţii mai mari, geluri. Unsorile dealuminiu, după preparare, seamănă cu gelatina şi se pot transforma în pasteomogene prin metode speciale de răcire.

Structura unsorilor pe bază de săpunuri de metale grele este coloidală.Printre cele mai întrebuinţate sunt săpunurile de plumb, formând un sistem plasticcu uleiul mineral. La încălzire, spre deosebire de unsorile de bază de săpun dealuminiu, unsorile pe bază de săpun de plumb cu acizi graşi saturaţi, nu-şi schimbăcaracterul de pastă omogenă. Aceste săpunuri nu dau naştere la elementemicrocristaline lungi, leagă uleiul într-o măsură mult mai mică decât săpunurilemetalelor uşoare sau alcaline şi se folosesc la prepararea unor unsori destinatepresiunilor înalte de contact, cu aderenţă şi adezivitate mărite, împreună cucompuşi de fosfor şi sulf.


4.6.3.3. Structura unsorilor emulsionate.Aceste unsori au o structura coloidală aparte, lipsindu-le faza solidă.

Stabilitatea lor este condiţionată de gradul înalt de dispersie a fazei emulsionate şide tensiunea interfaze a celor două lichide nemiscibile (apă şi ulei).

Unsorile emulsionate, prin structura lor coloidală, se împart în două maricategorii: emulsii de tip apă în ulei şi de tip ulei în apă; ambele pot fi lichide sauplastice, tipul emulsiei depinzând de proprietăţile stabilizatorului. Stabilizatoriihidrofili formează emulsii de tip ulei în apă, iar cei hidrofobi emulsii tip apă-în-ulei. Se utilizează mai ales unsorile emulsionate stabilizate cu săpunuri de sodiusau calciu.

4.6.4. Mecanismul de ungere al unsorilor.În ciuda importanţei practice a unsorilor, există surprinzător de puţine

cercetări asupra mecanismului lor de ungere. Deci, întrebarea cum „funcţionează”unsorile nu are încă un răspuns unanim acceptat. Mecanismul lubrifierii cu ulei estefie hidrodinamic, fie elastohidrodinamic, fie limită, depinzând de condiţiile delucru şi de tribosistem. Mecanismul de lubrifiere a unsorilor este diferit deoareceacestea au o structură diferită de cea a uleiului. Structura unsorii este ca un gel sauun semi-solid.

Se presupune deseori că unsoarea acţionează ca un fel ce rezervor buretos(spongios) pentru ulei. S-a crezut pentru ceva timp că uleiul “pus” între fibrele desăpun era încet eliberat pe suprafeţele care interacţionează. Întrebarea dacăunsoarea scurge ulei pentru a lubrifia sau lubrifiază ca o singură entitate, este deimportanţă critică pentru înţelegerea mecanismului de ungere implicat.

Studiile duc spre dezaprobarea modelului cu eliberare (scurgere) de ulei.Experimentele au fost realizate prin adăugarea de diferite culori fluorescente înagentul de îngroşare tip săpun şi în uleiul unsorii. Amestecarea lor a fost prevenităprin alegerea unei vopsele solubile în apă pentru agentul de îngroşare şi o vopseasolubilă în ulei pentru ulei. Dispersia culorilor, roşu şi albastru a permis observareadezintegrării unsorii. Separarea unsorii nu a fost observată când s-a folosit pentruungerea unui lagăr cu rulmenţi. După câteva ore de lucru, pe suprafeţele de lucru afost găsită o cantitate egală de ulei şi agent de îngroşare. S-a concluzionat căscurgerea uleiului din unsoare nu a fost principalul mecanism de ungere. Se pare căatât uleiul, cât şi agentul de îngroşare iau parte la procesul de ungere şi căunsoarea, ca întreg, este un lubrifiant eficient.

În practică, unui sistem i se aplică o cantitate mare de unsoare, în ciudafaptului că numai o mică cantitate de unsoare este necesară pentru ungere.Surplusul de unsoare acţionează ca o etanşare care previne ca lubrifiantul să seevapore sau/şi să fie contaminat, dar în acelaşi timp previne migrarea lubrifiantuluidin lagăr. Surplusul de lubrifiant joacă şi un rol important ca rezervor, de undeunsoarea alimentează suprafeţele de lucru, atunci când este nevoie.

Unsorile sunt în mod obişnuit folosite în maşini care funcţionează în regimelastohidrodinamic (EHD), adică unele lagăre şi unele angrenaje. Întrebarea este


cum se comportă unsoarea în regimul EHD. Experimentele au relevat că grosimeamăsurată a peliculei de unsoare în regim EHD, iniţial este mai mare decât ceaobţinută dacă ar acţiona numai uleiul de bază din acesta.

Totuşi, la funcţionare continuă, grosimea peliculei de unsoare scade laaproape 0,6 din cea obţinută cu ulei. Stratul iniţial gros de unsoare este rapideliminat prin rostogolire sau alunecare, şi lubrifierea este controlată de un strat finşi vâscos, care este un amestec de ulei şi agent de îngroşare degradat.

Descreşterea grosimii peliculei poate fi explicată doar în termeni generalide lipsă de unsoare în contact. Unsoarea este un semi-solid aşa că odată îndepărtatdin contact el se va întoarce, probabil, înapoi numai cu mare dificultate. S-a sugeratşi că este posibil transportul uleiului prin capilaritate din stocul de unsoare încontact care se uzează. Nu există lucrări detaliate care să ducă la atestarea acesteiipoteze.

4.6.5. Proprietăţile unsorilor.Acestea se pot grupa astfel:- proprietăţi de curgere: vâscozitate aparentă, consistenţă, stabilitate

mecanică sau tixotropie, rezistenţă la temperatură scăzută sau ridicată, rezistenţa laforfecare;

- proprietăţi de stabilitate: chimică, coloidală, de vaporizare, la acţiuneaapei, la depozitare;

- proprietăţi lubrifiante: adsorbţie la suprafeţele triboelementelor solide,rezistenţă la uzură, rezistenţă la presiuni extreme;

- proprietăţi de protecţie: anticorosivă, de conservare, antioxidantă.Rezistenţa la forfecare scade o dată cu creşterea vitezei de deformare. La

o viteză de deformare suficient de mare, tensiunea de forfecare devine constantă şivaloarea acesteia corespunde limitei de curgere a unsorii. Această caracteristicădepinde de rezistenţa reţelei structurale şi mai puţin de proprietăţile mediului dedispersie. Tensiunea de forfecare, asociată cu adsorbţia, asigură menţinerea unsoriipe suprafeţele în mişcare.

Vâscozitatea unsorilor depinde de natura structurală şi comparativ cuuleiurile, aceasta nu este bine definită la o temperatură dată şi depinde de viteza decurgere. Din aceste cauze, unsorile sunt caracterizate printr-o vâscozitate aparentă,determinată în anumite condiţii de curgere şi de temperatură. Aceasta scade cucreşterea vitezei de forfecare. La viteze relativ mari, vâscozitatea aparentă seapropie de cea a uleiului de bază. În condiţii identice de lucru, unsorile cu ocantitate mai mare de săpun sunt mai vâscoase. Această proprietate, deşi sedetermină în condiţii destul de restrictive, este necesară pentru evaluarea capacităţiide pompare a unsorilor prin conducte, a efortului necesar la pornirea instalaţiei deungere etc. Vâscozitatea poate fi evaluată prin anumiţi indicatori convenţionali, cade exemplu, penetraţia şi punctul de picurare.


Punctul de picurare reprezintă temperatura la care are loc separarea fazeiuleioase de agenţii de îngroşare, fapt pus în evidenţă de căderea primei picături deulei, în condiţii impuse de testare. Există unsori fără punct de picurare, pe bază debentonă sau săpunuri complexe.

Penetraţia reprezintă capacitatea unsorii de a se opune expulzării din zonade frecare şi uşurinţa de a fi introdusă între suprafeţele de frecare. Se exprimă prinadâncimea de pătrundere a unui con de formă standardizată, având masa de 150g.Funcţie de valoarea pătrunderii, există 9 clase de consistenţă (vezi Tabelul 4.20).

Penetraţia şi punctul de picurare nu dau indicaţii asupra unor limite deutilizare a unsorii, cum ar fi temperatura maximă de lucru, dar sunt indicatori aicalităţii procesului de prelucrare a unsorilor.

Pompabilitatea este capacitatea unsorii de a fi transportată prin conducte.Metodele de determinare sunt diverse, dar interesează timpul necesar curgeriiunsorii, după ce a parcurs un anumit traseu de conducte, sub o anumită presiune.

Stabilitatea mecanică este importantă pentru unsori puternic forfecate şidepinde de intensitatea legăturilor existente între fibrele fazei disperse şi de modulde distribuţie a acestora, de frecvenţa ciclurilor de solicitare. Peste 104Hz, unsoareariscă să fie distrusă mecanic. Forfecarea intensă este asociată şi cu încălzireaunsorii, dar pentru unele unsori la creşterea temperaturii, rezistenţa la forfecarecreşte din cauza forţelor de legătură dintre fibrele fazei disperse. Pentru temperaturiridicate de lucru nu se recomandă unsori care au tendinţa de “durificare”.

Stabilitatea chimică este testată şi dorită în aplicaţiile cu temperaturiridicate de lucru. La încălzire, apar reacţii chimice ireversibile, atât în săpun cât şiîn ulei (oxidare, polimerizare, separare etc.), care duc la formarea de compuşiaderenţi tip lacuri, accelerând uzura şi coroziunea suprafeţelor de contact. În unelereţete, chiar prezenţa săpunurilor accelerează degradarea chimică a uleiului.

Stabilitatea la evaporare este importantă la temperaturi ridicate sau înaplicaţii cu vid. Faza fluidă este susceptibilă să se evaporare.

Stabilitatea la apă. Acţiunea apei în unsoare este complexă: ea poatedizolva săpunul, poate activa compuşii higroscopici sau poate spăla şi îndepărtacompuşi ai unsorii. Săpunurile pe bază de natriu şi litiu se dizolvă uşor în apă iarcele cu bariu şi litiu sunt higroscopice. Unsorile mai rezistente la apă conţinsăpunuri de calciu, bariu sau aluminiu.

Conductivitatea termică a unsorilor are valoare mică şi acest lubrifiant nuasigură o bună evacuare a căldurii din zona de frecare.

Stabilitatea coloidală reflectă capacitatea unsorii de a menţine faza lichidăîn structura fazei solide. Această proprietate este îmbunătăţită dacă se măreştevâscozitatea uleiului.

Stabilitatea la depozitare reflectă tendinţa de modificare a structuriiunsorii pe durata depozitării sub acţiunea unor factori ca umiditate, timp,


temperatură, vibraţii. Separarea fazei uleioase din cauza hidrolizei fazei solide,modifică substanţial proprietăţile lubrifiante ale unsorii, până la inutilizare.

Punctul de aprindere este temperatura la care vaporii de ulei în amesteccu aerul, se aprind la apropierea unei flăcări scurte. Proprietatea este decisivă cândunsoarea este utilizată în procese tehnologice de deformare la cald sau când existăprobabilitatea ca piese în contact să se supraîncălzească (industria sticlei,metalurgie etc.).

Capacitatea de ungere a unei unsori se apreciază prin parametritribologici ca uzură şi coeficient de frecare, unsoarea fiind cu atât mai bună pentruo aplicaţie, cu cât aceşti parametri au valori mai mici. În cazul unsorilor au o mareimportanţă testele în condiţii cât mai apropiate de cele de lucru, mai ales în sistemetehnice cu importanţă şi grad de periculozitate mare.

4.6.6. Compatibilitatea unsorilor.Două unsori consistente având la bază uleiuri lubrifiante, considerate de

acelaşi tip (adică mineral, siliconic, tip silan, diester etc.) nu ar trebui să prezinteprobleme de compatibilitate când sunt amestecate. Totuşi, regula generală este cădouă unsori nu trebuie să fie amestecate, chiar dacă ele sunt formulate din acelaşiulei de bază şi cu acelaşi agent de îngroşare, deoarece acest lucru duce la cădereacompletă a sistemului. Riscul particular este acela că uleiul adăugat poate dizolvasau înmuia agentul de îngroşare.

4.7. LUBRIFIANŢII SOLIZI.

4.7.1. Consideraţii generale.Un lubrifiant solid este un material folosit pe/sau între triboelemente pentru

a oferi o protecţie la distrugere pe durata mişcării relative sub sarcină, dar şi pentrureducerea frecării şi uzurii 4, 76, 147, 217.

Tehnologia de introducere a lubrifiantului solid acoperă o gamă largă deposibilităţi: de la confecţionarea pieselor din lubrifiantul solid (grafit, politetra-fluoretilenă etc.) până la tehnologii de vârf, de lipire, acoperire sau introducere apulberii de lubrifiant solid în mediul vehiculat între triboelemente (fie un lubrifiantfluid, fie un fluid tehnologic). Multe compozite au ca material de adaos şi unlubrifiant solid, dacă sunt recomandate ca materiale pentru triboelemente.Diversitatea acestora atrage atenţia asupra faptului că, fără o testare a comportăriitribologice în condiţii cât mai apropiate de cele caracteristice aplicaţiei reale,compozitele care au lubrifianţi solizi, ca matrice sau material de adaos, pot darezultate contradictorii.

Frecarea uscată între două solide nu presupune neapărat existenţa unui altsolid cu proprietăţi de reducere a frecării şi uzurii. În cărţile de specialitateutilizarea unui lubrifiant solid a dus la apariţia termenilor ca lubrifiere cu peliculă


solidă, lubrifiere solidă (deşi alăturarea celor doi termeni este forţată prin însăşidefiniţia fiecăruia, luată separat).

Este greu de clasificat lubrifianţii solizi din punct de vedere al structurii şicompoziţiei lor din cauza diversităţii reţetelor şi a faptului că de multe ori, într-opeliculă solidă cu proprietăţi tribologice bune pot fi întâlniţi doi sau mai mulţilubrifianţi solizi. Totuşi, aceştia s-ar putea grupa în:

- lubrifianţi cu structură lamelară, având, de obicei, structuri anorganice cagrafitul, disulfura de molibden şi, mai recent cea de wolfram;

- materiale polimerice, cel mai reprezentativ pentru această grupă fiindpolitetrafluoretilena dar şi alţi polimeri pe bază de fluor, sau alţi polimeri cu lanţurimoleculare lungi simple şi legături intermoleculare slabe;

- materiale metalice;- ceramice şi cermeţi.Un material poate fi considerat lubrifiant solid dacă are următoarele

caracteristici:- o anumită structură cristalină, care să-i asigure o limită de forfecare mică;

structura lamelară oferă o limită joasă la forfecare, dar există şi alte mecanisme şistructuri care oferă valori mici ale limitei de forfecare;

- stabilitate termică, pentru că lubrifianţii solizi sunt introduşi în aplicaţiicu temperatură înaltă, unde alţi lubrifianţi nu fac faţă; ar trebui deci, ca intervalultemperaturii de lucru să nu producă schimbări de fază sau structurale,descompuneri sau produse de reacţie care să afecteze comportarea tribologică;

- stabilitate la oxidare pentru a nu produce reacţii cu oxigenul în domeniulde temperaturi în care este folosit, reacţii care ar modifica procesele de frecare şiuzură, uneori foarte rapid şi cu consecinţe dezastruoase;

- volatilitatea scăzută este cerută când lubrifiantul solid este utilizat într-unmediu cu presiune mică (vid de diferite grade), dar cu temperaturi într-un intervaluneori foarte mare (trecând de la temperaturi negative, la temperaturi foarte înalte);

- reactivitate chimică favorabilă fixării pe sau în tribostraturi a lubrifian-tului solid; de obicei acesta, prin însăşi natura slabă a legăturilor între straturi saumolecule, este greu de fixat pe un suport solid; de exemplu, politetrafluoretilena, cafilm, se poate fixa de un substrat metalic doar prin adezivi conţinând tot fluor;

- mobilitatea sau migraţia peliculelor sau numai a moleculelor de lubrifiantsolid în contact, determină o peliculă care are o natură dinamică: în timp îşi poatemodifica grosimea şi orientarea, parţial se poate distruge sau regenera, afectândcomportarea tribologică a sistemului; uneori o astfel de mobilitate este benefică,dar alteori lasă descoperite zone ale materialului de bază, frecarea şi uzuraevoluând local nefavorabil, fapt ce se reflectă dramatic asupra comportării înansamblu a sistemului;

- punctul de topire este important dar poate fi analizat din douăperspective; există pelicule solide care trebuie să funcţioneze ca material solid şideci depăşirea punctului de topire distruge pelicula, dar există şi reţete delubrifianţi solizi (în special pe bază de aliaje metalice) la care atingerea punctului


de topire a uneia sau mai multor faze din componenţa acestuia favorizează apariţiaunei lubrifieri fluide (relativ vâscoase, dar fluide);

- conductivitatea electrică este cerută doar în unele aplicaţii cum ar ficontactele electrice cu alunecare; alte aplicaţii cer o izolare electrică a contactului;

- conductivitatea termică este dorită într-un lubrifiant solid dar, cu excepţiacelor ce conţin aliaje metalice, ceilalţi nu au această caracteristică prea favorabilă;

- compatibilitatea stratului de lubrifiant solid cu materialul pe care sedepune: puterea de aderenţă, compatibilitate între proprietăţi termice, cum ar ficonductivitatea termică şi coeficientul de dilatare;

- duritatea lubrifianţilor solizi trebuie apreciată funcţie de aplicaţie.Specialiştii apreciază că un lubrifiant solid nu va fi practic dacă are o duritate maimare de 5 pe scara Mohs; duritatea este oarecum direct proporţională cu frecarea,dar în unele aplicaţii frecarea este mai puţin importantă şi devine prioritarărezistenţa la uzură, care, în principiu, este conferită de materialele mai dure.

În general, lubrifianţii solizi sunt introduşi în tribosisteme în carelubrifianţii fluizi nu sunt toleraţi sau compatibili cu specificul aplicaţiei. Iată câtevaaplicaţii în care un lubrifiant solid bine selectat, poate duce la îmbunătăţireaperformanţelor tribosistemului:

- aplicaţii în care temperatura şi presiunea au valori extreme: ceramicele şicermeţii se pot utiliza până la 1900C, alţi lubrifianţi fiind descompuşi, arşi saudegradaţi; alţi lubrifianţi solizi rezistă la temperaturi negative de -212C, la carealţi lubrifianţi s-ar solidifica sau s-ar fragiliza; sunt utilizaţi cu succes în aplicaţiispaţiale, unde pe lângă regimul termic sever, există şi tendinţa de volatilizare;

- aditivi în lubrifianţi convenţionali: grafitul şi disulfura de molibden suntintroduşi în diverse proporţii, în uleiuri şi unsori;

- aplicaţii cu regim tranzitoriu dominant, la care, chiar dacă se introduce unlubrifiant fluid, condiţiile de funcţionare nu permit formarea unei pelicule portante,

- acoperiri de protecţie pe durate mari de depozitare;- aplicaţii la care accesul în zona contactelor nu este posibil;- zone de lucru cu mult praf;- aplicaţii în care contaminarea este inevitabilă;- din motive ecologice.Avantajele lubrifianţilor solizi sunt: eficienţă bună la viteze şi sarcini mari; rezistenţă la deteriorare, atunci când sistemul este în conservare; suficient de stabili în condiţii extreme de temperatură şi presiune; utilizarea lor permite soluţii constructive mai uşoare şi mai puţin

complicate, eliminând, de exemplu, sistemul de alimentare, filtrare şi etanşare,caracteristic lubrifianţilor fluizi.

Dezavantajele nu sunt, nici ele, de neglijat: proprietăţi slabe de autoregenerare a peliculei solide cu o bună

comportare tribologică; o peliculă incompletă, fragmentată sau spartă va micşoradrastic durabilitatea tribosistemului;


disiparea căldurii generate prin frecare este, de obicei, slabă; coeficientul de frecare este, oricum, mai mare decât în aplicaţiile cu

lubrifiere fluidă; parametrii uzurii depind de mulţi factori: scara de mărime a tribosis-

temelor, condiţiile de lucru, tehnologia folosită pentru introducerea lubrifiantuluisolid în tribosistem etc.;

culoarea şi aspectul pieselor sau filmelor poate fi inestetic.

4.7.2. Comportarea tribologică a lubrifianţilor solizi.Solidele lamelare sunt reprezentate prin grafit şi disulfuri de molibden sau

wolfram. Frecarea redusă se datorează anizotropiei foarte pronunţată şiproprietăţilor ce depind de orientarea structurii faţă de direcţia de mişcare 105,217, 391. Aşa cum se poate vedea din fig. 4.18, structura cristalină a celor maireprezentative substanţe lamelare, grafitul şi MoS2, este formată din straturisuccesive, între care legăturile sunt foarte slabe, dar în interiorul fiecărui stratlegăturile sunt mai puternice, permiţând menţinerea unei pelicule, chiar monostrat,pe suprafeţele în frecare. Această proprietate, deşi cea mai importantă, nu estesingura care asigură rolul de lubrifiant solid al unei substanţe. În plus, lubrifiantultrebuie să aibă capacitatea de a se fixa suficient de bine pe substrat, fie numaimecanic, prin presare, fie chimic prin reacţii dirijate cu componentele substratului.

Grafitul are un coeficientde frecare mic şi o stabilitatetermică foarte bună, până la2000C. Totuşi aplicaţiile practicesunt limitate în intervalul500…600C din cauza tendinţei deoxidare. Limitarea utilizăriigrafitului este dată şi de faptul căfreca-rea redusă este realizabilă înprezenţa absorbţiei umezelii sauvaporilor, cantitatea acestora putânddetermina dacă frecarea esteacceptabilă sau nu. O altă problemăa grafitului este că promoveazăelectroliza, având un potenţial

+0,25V, care duce la o severă coroziune galvanică a aliajelor pe bază de cupru saua oţelurilor inoxidabile în apă.

Disulfura de molibden (MoS2) se caracterizează prin frecare redusă totdatorită structurii lamelare ca şi grafitul dar, spre deosebire de acesta, reducereafrecării nu se bazează pe absorbţia de vapori din mediul înconjurător. Creştereaumezelii poate determina chiar o uşoară tendinţă de creştere a coeficientului defrecare a disulfurii [147]. MoS2 are cea mai mare capacitate de solicitare şi

Fig. 4.18 - Lubrifianţi cu structură lamelară:a) disulfura de molibden, b) grafitul [391].


procesele tehnologice de obţinere pot fi precis controlate. Stabilitatea termică înmedii neoxidante este acceptabilă până la 1100C dar în aer aceasta se reduce pânăla 350…400C. Este utilizată sub formă de pulberi care se adaugă în polimeri,ceramice sau compozite. Apare în concentraţii de până la 5% şi în uleiuri şi unsoricu destinaţie specială.

Peliculele metalice moi pe bază de plumb, aur, argint, cupru sau zinc aulimite de forfecare mici, mai ales odată cu creşterea temperaturii. Sunt depuse pesubstraturi mai dure. Metodele de depunere sunt diverse incluzând electroplacarea,evaporarea, pulverizarea şi acoperirea ionică. Aceste pelicule pot funcţiona până la1000C, dar nu se poate spune că la aceste temperaturi pelicula mai rămâne solidă,ci devine un material plastic-vâscos, care reduce frecarea 76.

Peliculele obţinute prin tratamente superficiale includ tehnologii dedifuzie, implantare de ioni, reacţii chimice. Difuzia, adică introducerea forţată aunor atomi în stratul superficial, poate duce la creşterea durităţii acestuia, implicit arezistenţei la uzare.

Acoperiri fixate prin metode neconvenţionale. Frecvent, lubrifianţiisolizi nu aderă pe suprafeţele solide şi atunci între el şi substrat se intercalează unfilm poros, fără calităţi lubrifiante, dar care permite aderenţa lubrifiantului solid.Stratul superficial astfel obţinut are o durabilitate relativ redusă. Există şi altesoluţii: fixarea cu adezivi speciali a unor benzi cu concentraţii mari de lubrifiantsolid, formarea peliculei prin pulverizarea unui amestec de lubrifiant şi adeziv, înmediu controlat, prin imersare etc. Oferă avantajul unei durabilităţi mai mari.

Polimerii care pot juca rol de lubrifianţi solizi sunt polimerii liniari, cumolecule lungi, uşor orientabile în direcţia de mişcare şi care dezvoltă forţe relativmici între molecule din cauza structurii lanţului molecular.

Pentru politetrafluoretilenă (PTFE) rezistenţa la forfecare la suprafaţamaterialului, notată în tabelul 4.14 cu s, este substanţial mai mică decât aceeaşirezistenţă, dar în miezul materialului, notată cu p.

Tabelul 4.14. [217]

Materialpolimeric

Limita decurgere la

forfecare înmiez, p,kg/mm2

Rezistenţade rupere laforfecare, ,

kg/mm2

Rezistenţa deforfecare lasuprafaţă, s,

kg/mm2

Coeficientulde frecare

PTFEpoliclorură de vinilpolimetilmetacrilatnylon 6/6polietilenă

21520102

546

1,42

7851

0.4

0,1...0,250,4...0,5

0,30,6...0,80,5-0,1


Coeficientul de frecare rămâne mic cu excepţia cazului în care temperaturase apropie de temperatura de înmuiere (~320C). Polimerul a făcut obiectul multorcercetări pentru a se găsi explicaţia pe deplin satisfăcătoare privind comportarea deexcepţie la frecare [89, 217, 199, 389].

La temperaturi joase, coeficientul de frecare creşte la 0,15 la -40C (fig.4.19). Raportul p/s are o tendinţă asemănătoare cu cea a coeficientului defrecare, existând deci o dependenţă cel puţin calitativă (dacă nu cantitativă) [217],conform teoriei adeziunii în frecare. Variaţia coeficientului de frecare, , cutemperatura arată clar natura vâsco-elastică a mecanismului de frecare.

Fig. 4.19 - Variaţia coeficientului defrecare în funcţie de temperatură 217.

Fig. 4.20 269.a) politetrafluoretilenă b) polietilenă

Analizând modelul moleculei de PTFE se constată că lanţurile de lasuprafaţa materialului pot aluneca uşor în lungul lor, din cauza legăturilormoleculare foarte slabe, datorate fluoruluicare “ecranează” catena carbonică. (fig.4.20 prezintă comparativ structurapolitetrafluoretilenei şi a polietilenei, deunde rezultă reactivitatea chimică foarteslabă a moleculelor fluorurate).

Un mecanism asemănător este celevidenţiat în solidele lamelare, cum estegrafitul [4, 147, 217] sau disulfura demolibden [105].

Se formează astfel un înveliş înjurul scheletului de carbon, înveliş careasigură inerţia chimică a PTFE dar şi acelorlalte carburi fluorurate.

Fig. 4.21 217.


Dacă PTFE este tras sau întins, lanţurile moleculare se aliniază în direcţia detragere, structura devenind orientată. Fig. 4.21 arată variaţia componentei deadeziune a coeficientului de frecare pentru PTFE pretensionat la tracţiune(alungirea măsurată fiind de ~280%) la temperatura camerei.

Având în vedere şi dezavantajele PTFE (rezistenţă mecanică slabă,conductivitate termică mică şi coeficient de dilatare mare), acest material esteutilizabil sub formă de compozite sau ca material de adaos în alt material [89, 355,370] şi cu un lubrifiant adecvat, apa şi soluţiile apoase fiind indicate pentru puterealor de evacuare a căldurii [43, 389]. Sepropune folosirea acestor compozite înstrat subţire pe un suport mai rigid(bronz, fontă sau chiar oţel) dardezvoltarea tehnologiilor de depunereeste încă încetinită de reactivitatea foarteslabă a PTFE cu substanţele folosite caagent de lipire.

În multe cazuri, concluziileobţinute pe modele teoretice nuconcordă, decât parţial sau pentruintervale mici ale parametrilor decomandă ai tribomodelului, cu celeexperimentale. Astfel, coeficienţii defrecare obţinuţi pe modele dedimensiuni mici (fig. 4.22) sunt maimici decât cei obţinuţi pe tribomodelerelativ mari sau cu suprafeţe de frecareextinse (fig. 4.24); modelele teoretice propuse pentru frecarea compozitelor dePTFE [355] sunt valabile doar pentru o anumită combinaţie de materiale sau pentrutribomodele testate, extrapolarea rezultatelor fiind hazardată.

a) v = 0,5m/s b) v = 1m/s

Fig. 4.23 – Coeficientul de frecare, în regim stabilizat, uscat; tribomodel rolă dinoţel – sabot din PTFE ( 60mm x 25 mm) [355].

Fig. 4.22 [71].


a) b)

Fig. 4.24 - Coeficientul stabilizat de frecare la lubrifiere cu apă, v = 2,5m/s;tribomodel rolă – sabot ( 60mm x 25 mm) [355].

Notă: încărcarea specifică reprezintă presiunea medie (teoretică) pe sabotul testat,care are deschiderea unghiulară de 120°.

Tabelul 4.15 prezintă sintetic, câteva rezultate experimentale obţinute pentruPTFE şi compozite incluzând acest polimer.

Comportarea tribologică a PTFE Tabelul 4.15Autorul /anul Tribomodel, material Coeficient

de frecareCzichos / 1978 [71] PTFE pe oţel Fig. 4.22MacLaren şi Tabor,1963 [89]

Rezultate experimentale privind influenţa vitezei,temperaturii asupra coeficientului de frecare.

0,2...0,1

Moore/ 1975 217 Semisferă de oţel pe PTFE. 0,04...0,035Pratt/ 1973 [273] Lagăre cu strat superficial de PTFE + Pb 0,4...0,21Voumard /1998 382 Frecare uscată, acoperiri cu MoS2 0,1...0,7Tomescu /1999 355 PTFE şi compozite cu matrice PTFE

pe oţel, regim uscatPTFE pe oţel, în apă, sabot pe fus

0,18…0,33, Fig. 4.23

0,01…0,08, Fig. 4.24

4.7.3. Compozite autolubrifiante.Aplicaţiile acestora includ lagăre în regim uscat, angrenaje, etanşări, con-

tacte electrice şi colivii ale rulmenţilor.Din punct de vedere al ponderii lubrifiantului solid, se pot distinge:- compozite la care matricea este chiar lubrifiantul solid (PTFE + fibre de

sticlă, fig. 4.25 a);- compozite la care ambele materiale au proprietăţi lubrifiante, de exemplu

compozite PTFE + carbon + grafit, (fig. 4.25 b);- compozite cu matricea de bază dintr-un material mai bun din punct de

vedere al proprietăţilor mecanice, materialul de adaos fiind lubrifiantul solid, deexemplu, compozitul bronz + PTFE, (fig. 4.25 c).


a) PTFE + 15% fibră de sticlă, p = 3,0MPa, v = 1 m/s (direcţia de alunecare: de la

stânga la dreapta) [355].

b) PTFE + 23% carbon + 2% grafitv = 3 m/s şi p = 4,6 MPa (direcţia de

alunecare: de la stânga la dreapta) [355].

c) compozitul PTFE + 60% bronz, v = 3 m/s şi p = 4,6 MPa 356.

Fig. 4.25 - Vedere de sus a zonei centrale de contact, după ungere cu apă încircuit deschis. Tribomodel sabot din compozit - fus din oţel ( 60mm x 25 mm).

Utilizarea compozitelor cu lubrifianţi solizi este avantajoasă, mai ales dinpunct de vedere al uzurii. Coeficientul de frecare, în condiţii de frecare uscatăcreşte puţin faţă de cel al lubrifiantului solid, dar uzura scade substanţial cu unulsau două ordine de mărime [355, 89], mai ales în prezenţa unui lubrifiant lichid.Compozitele autolubrifiante, în special pe bază de polimeri, sunt folosite şi cândfluidul este slab lubrifiant (apă, soluţii apoase, glicoli, emulsii etc.).

Compozitele cu matrice polimerică. Slaba conductivitate termică apolimerilor reduce evacuarea căldurii, provocând o cădere prematură a sistemuluidin cauza supraîncălzirii sau topirii. Acest proces este accentuat dacă piesaconjugată este şi ea prelucrată din polimeri. Cele mai multe aplicaţii includ însă untriboelement din polimer sau compozit polimeric, celălalt triboelement fiind dinaliaj metalic. Polimerii ca nylonul şi poliacetalii, deşi nu au o capacitate de formarede pelicule prin transfer, se comportă bine din punct de vedere tribologic.


Utilizarea carbonului şi grafitului ca material de bază pentru triboelementeeste limitată din cauza rezistenţei mecanice slabe şi a lipsei ductilităţii. Soluţia estetot un compozit la care matricea poate fi polimerică sau metalică, funcţie decerinţele aplicaţiei.

Compozitele cu ceramice sau cermeţi şi lubrifianţi solizi sunt utilizate înaplicaţii în care este prioritară o uzură minimă, şi nu un coeficient de frecare mic(de exemplu pentru plăcuţe aşchietoare sau matriţe). Cermeţii, ca amestec deceramice şi materiale metalice 76, 391, prelucrate de obicei prin tehnologiispecifice metalurgiei pulberilor,au un avantaj faţă de ceramice,pentru că au o rezilienţă şi oductilitate superioare. Totuşi,conţinutul de metal din cermettinde să reducă temperaturamaximă de lucru comparativ cuceramicele.

Pentru temperaturiînalte se folosesc compozite cumatrice din carburi, ceramicesau aliaje metalice mai dure iarmaterialul de adaos este un aliajmetalic uşor fuzibil, care înfuncţionare acţionează ca opeliculă vâscoasă.

Fig. 4.26 prezintă structura unui compozit sinterizat (70% carbură decrom, 15% argint şi un eutectic de fluoruri BaF2/CaF2, în procente masice), folositpentru etanşări mobile la temperaturi înalte (25…900C) şi presiuni mari (130MPa). Carbura reprezintă matricea dură, rezistentă la uzură; argintul este un bunlubrifiant pe tot intervalul menţionat iar eutecticul de fluoruri este un lubrifiantpentru temperaturi ridicate, pentru că după 400C devine ductil [76].

4.8. BIODEGRADABILITATEA LUBRIFIANŢILOR.Contaminarea solului şi apelor de către lubrifianţi a devenit o problemă

care poate fi rezolvabilă, măcar într-o oarecare proporţie, prin controlul atent altehnologiilor de obţinere a unor lubrifianţi mai “prietenoşi”, prin eliminareascurgerilor de lubrifianţi din sistemele tehnice, prin manipularea competentă aacestora. Se estimează că anual, o cantitate de lubrifianţi de 38 milioane tone estepierdută, neputând fi colectată, reciclată, devenind un foarte nociv agent poluant.

Legislaţia din ce în ce mai restrictivă, organizaţiile de protejare a mediului,impun lubrifianţi mai repid biodegradabili. Există zone protejate în care utilizareasubstanţelor biodegradabile, inclusiv a lubrifianţilor, este impusă prin lege.

Fig. 4.26 - Structura unui compozit cu proprietăţiautolubrifiante la temperaturi ridicate [76].


În ultimii ani, procentul lubrifianţilor biodegradabili pe piaţă a fost încreştere, deşi volumul de vânzări este încă mic şi nu reflectă încă importanţa şipotenţialul acestor materiale ca alternativă la lubrifianţii convenţionali.

Aplicaţiile lubrifianţilor biodegradabili includ: agricultură, industria lemnu-lui, industria de agrement, aplicaţii în zonele protejate. Tendinţa de utilizare aacestora este mai puternică în Europa, în special în ţările nordice, în Germania,Elveţia şi Austria [238].

Biodegradabilitatea este o proprietate pe termen lung a unui produs, şimăsoară impactul acestuia asupra mediului. Legislaţia internaţională dar şi celenaţionale, marile companii şi organizaţii de protecţia mediului nu au dat o definiţieprecisă şi nici metode unanim acceptate, de măsurare a acestei proprietăţi.Biodegradabilitatea nu trebuie privită ca o proprietate a unui singur material sauprodus, ci trebuie acceptată ca un concept sistemic, incluzând materialul sauprodusul, dar şi mediul şi interacţiunile complexe care se stabilesc între acestea.

Una din definiţii propune ca biodegradabilitatea să fie capacitatea dovedităa unui material sau produs să se descompună într-un mediu ambiant relativ comun,prin procese biologice naturale, în compuşi de sol, pe bază de carbon, netoxici, apă,dioxid de carbon sau metan.

Metodele de măsurare sunt parţial recunoscute de ISO şi cele mai multesunt destinate produselor solubile în apă, referindu-se, de obicei, la o singurăsubstanţă. Lubrifianţii sunt amestecuri de substanţe chimice, care au, în general, osolubilitate redusă. Aceştia se consideră rapid biodegradabili dacă mai mult de 60%din carbonul care compune materialul este transformat în CO2, în 28 de zile,folosind metoda OECD 301B. Un alt test, CEC-L-A-94, care presupune monitori-zarea rezultatelor după 21 de zile, a fost iniţial introdus pentru depoluarea apelor deuleiurile folosite în motoarele în doi timpi, dar astăzi se aplică şi pentru alţilubrifianţi, în special în Europa. Introdusă prima oară de Institutul Federal Elveţianpentru Testarea Materialelor, metoda se foloseşte în mediile acvatice cu bacteriicultivate cu ajutorul plantelor. Se monitorizează biodegradabilitatea lubrifiantuluianalizat timp de 21 de zile, în comparaţie cu un ulei alb (care are, conformaceluiaşi test, 20…30% biodegradabilitate) şi cu o substanţă care are 100%biodegradabilitate (de exemplu, di-izo-tridecil-adipat). Rezultatele se evalueazăprin măsurarea degradării benzilor caracteristice CH3-CH2 (la 2930 cm-1) cuajutorul spectrometriei cu radiaţii infraroşii. Determinările ajută la ierarhizarealubrifianţilor, dar sunt considerate calitativ şi nu cantitativ. O valoare de 70% a fostadoptată de unele autorităţi ca reflectând o biodegradabilitate acceptabilă.

Cheia reţetelor pentru lubrifianţi biodegradabili este strâns legată de douăaspecte: selectarea uleiului de bază şi selectarea pachetului de aditivi, care săstabilească un compromis acceptabil din punct de vedere al biodegradabilităţii,performanţelor şi preţului.

Calitatea uleiului de bază este foarte importantă pentru aspectele enumeratemai sus. Principalele grupe de fluide de bază care ar răspunde celor trei cerinţe,care au şi aplicabilitate practică, sunt:


esterii naturali (uleiurile vegetale cum ar fi cele obţinute din seminţe derapiţă, de floarea-saorelui sau de soia);

esteri sintetici (esterii acizilor dicarbonici sau poliolesterii) dinuleiurile de bază minerale sau vegetale;

poliglicolii (în special polietilen glicolii) din uleiurile de bază minerale.Esterii naturali, de exemplu, sunt extraşi din seminţele de rapiţă prin

presare sau extracţie şi constau în cea mai mare parte din trigliceride. Ca alcooltrivalent, triglicerina este aceeaşi în plante dar acizii graşi (acizii carbonesterificaţi) sunt specifici anumitor specii de plante. Luând în considerare structurachimică, trigliceridele au două puncte slabe:

- prezenţa grupului alcool secundar determină în esterii naturali o stabilitatehidrolitică mai slabă, fapt ce poate fi evitat la esterii sintetici; în prezenţa apeiesterii sunt predispuşi să se descompună din nou în alcool şi componenţi acizi; dincauza acidităţii produselor, creşte pericolul coroziunii triboelementelor şi alincompatibilităţii cu lacuri, materiale plastice sau elastomerice (acestea întâlnitemai ales în sistemele de etanşare);

- prezenţa acizilor graşi cu legături nesaturate multiple; legăturile acesteaduble sunt expuse la oxidare şi la reacţii de polimerizare, care duc la creştereavâscozităţii şi a indicelui de neutralizare a fluidului; deoarece aceste reacţii suntdoar puţin posibil de influenţat prin aditivare, esterii naturali se pot utiliza dacătemperatura maximă de lucru nu depăşeşte 80°C.

Esterii sintetici sunt produşi de reacţie între alcooli foarte diferiţi şi acizi aicarbonului, materia primă pentru fabricarea lor provenind tot din petrochimie. Sepot sintetiza o gamă teoretic foarte mare de esteri. Unii dintre ei au o excelentăstabilitate la oxidare dar în acelaşi timp şi o biodegradabilitate rapidă. În plus,stabilitatea lor hidrolitică poate fi controlată în mare măsură. Din păcate acestesubstanţe au un dezavantaj de care mulţi utilizatori ţin seama – preţul mai ridicatcomparativ cu esterii proveniţi din resurse vegetale.

În ceea ce priveşte poliglicolii, aceştia sunt polieteri cu două sau mai multegrupări hidroxil. Glicolii polietilenei excelează în special printr-o bidegradabilitaterapidă. Nu se recomandă utilizarea poliglicolilor în sisteme deschise pentru că au osolubilitate mare în apă. Importanţa lor pe piaţa lubrifianţilor este mică din cauzapreţului de câteva ori mai mare comparativ cu al uleiurilor minerale corespondente.Dar aceste fluide au un set de proprietăţi de bază de multe ori superior celor aleuleiurilor minerale, cum ar fi: stabilitate la oxidare excelentă, protecţie împotrivacoroziunii, indice de vâscozitate mare şi o comportare bună în regim limită deungere. În afară de preţul ridicat, un alt obstacol în extinderea utilizăriipoliglicolilor este incompatibilitatea acestora cu uleiurile minerale, ceea ce poateimplica o reproiectare a întregului sistem lubrifiat, fapt de multe ori evitat despecialişti.

Tabelul 4.16 prezintă avantajele şi dezavantajele a trei lubrifianţi – posibilealternative la uleiurile minerale.


Avantajele şi dezavntajele unor lubrifianţi acceptabili pentru mediu.Tabelul 4. 16

Avantaje Dezavantaje

Esterii naturali

exemplu: trigliceridele →

+ comportare bună a vâscozităţii cu temperatura;+ toxicitate scăzută;+ biodegradabilitate rapidă;+ materii prime regenerabile;+ stabilitate ridicată la forfecare;+ pierderi mici prin evaporare;+ miscibilitate bună cu uleiurile minerale.

- stabilitate hidrolitică foarte redusă;- stabilitate la oxidare foarte mică;- comportare proastă la frig;- de 2...3 ori mai scumpe ca uleiurile minerale;- predispunere la pierderi.

Esterii sintetici

exemplu:esterii trimetilpropanului (unalcool sintetic cu acizi graşinatural). →+ comportare bună a vâscozităţii cu temperatura;+ protecţie bună împotriva coroziunii;+ stabilitate ridicată la oxidare (mai ales pentru

diesteri, poliolesterii sintetici, esteriicomplecşi şi esterii aromatici);

+toxicitate redusă;+ biodegradabilitate rapidă;+ materii prime regenerabile (dar nu pentru cei

enumeraţi mai sus);+ stabilitate mare la forfecare;+ pierderi mici prin evaporare;+ miscibilitate bună cu uleiurile minerale.

- stabilitate hidrolitică foarte redusă;- de 4...8 ori mai scumpe ca uleiurile minerale.

Polietilenglicolii →

+ comportare bună a vâscozităţii cu temperatura;+ stabilitate ridicată la oxidare;+ biodegradabilitate bună;+ comportare la frecare foarte bună;+ comportare bună anti-uzură şi EP;+ stabilitate ridicată la forfecare.

- solubili în apă;- de 8 ori mai scumpe ca uleiurile minerale;- imposibilitatea de a utiliza hârtie de filtru;- mobilitate ridicată în pardoseli;- deseori probleme de incompatibilitate cu

materialele cu care vin în contact.


Înainte de inventarea motorului cu ardere internă se foloseau pentru ungerenumai lubrifianţii pe bază de uleiuri vegetale şi animale. Pe durata revoluţieiindustriale aceşti lubrifianţi au fost înlocuiţi cu produse din petrol. Tendinţa esteastăzi inversată spre lubrifianţii din resurse vegetale din cauza unei îngrijorăricrescânde a populaţiei, a politicienilor şi economiştilor pentru protejarea mediului.În multe domenii sensibile la poluare cum ar fi industria forestieră, agricultură s-auînlocuit produsele pe bază de petrol cu cele acceptabile din punct de vedere almediului, dar fără luarea în considerare a pachetului specific de proprietăţi ale„noilor venite” fluide. Consecinţa a fost o serie de probleme în funcţionare care audiminuat interesul pentru aceşti lubrifianţi, rezultând o scădere a utilizării lor, astfelîncât vânzările anuale a lubrifianţilor şi fluidelor uşor biodegradabili au scăzut. Deexemplu, în Germania aceste fluide reprezintă prin 40.000 t vândute doar 3,4% dinconsumul total 118.

O altă problemă, derivată din utilizarea lubrifianţilor pe bază de petrol estepierderea/scurgerea acestora în mediul înconjurător. Se estimează 118 că70...75% din pierderile de lubrifianţi poluează mediul, constituind un adevăratpericol şi pentru generaţiile viitoare pentru că afectează atât solul, cât şi apa şiaerul. Cele mai blamate domenii de aplicare a lubrifianţilor, cu pierderiîngrijorătoare sunt: sistemele transportoare cu benzi, ferăstraie de orice tip, căileferate.

Uleiurile vegetale sunt atractive pentru că sunt rapid biodegradabile şi îşigăsesc aplicaţii în tribosisteme cu pierderi tehnologice acceptate de ulei, cum ar fiferăstraie şi transmisii cu lanţuri în industria lemnului, în agricultură, în industriaalimentară etc. Acestea au un indice de vâscozitate mare (200), onctuozitate foartebună şi protecţie împotriva uzurii, volatilitate scăzută, compatibilitate cu mulţiaditivi şi uleiuri minerale. Sunt complet biodegradabile, ecotoxicitatea este foarteredusă şi resursele sunt regenerate anual. Totuşi, uleiurile vegetale convenţionale(netratate) conţin o mare cantitate de hidrocarburi nesaturate care cresc tendinţa deoxidare şi limitează utilizarea lor în aplicaţii cu performanţe mai ridicate(implicând valori mari pentru temperatură, sarcină, viteză). Mai au şi altedezavantaje majore: comportarea slabă la temperaturi joase şi o slabă stabilitatehidrolitică (în contact cu apa).

Pentru aplicaţii de performanţă se recomandă uleiurile sintetice pe bază deesteri, aceştia fiind din ce în mai mult în atenţia marilor producători şi utilizatori delubrifianţi. Această familie de lubrifianţi oferă o gamă largă de clase de vâscozitate,cerute de diverse aplicaţii şi concurează cu succes la înlocuirea altor lubrifianţibiodegradabili, cum ar fi uleiurile vegetale şi poliglicolii. Principalii compuşichimici ai acestor lubrifianţi sunt: esterii pe bază de acid dicarboxilic, esteriipentaeritritol saturaţi, esterii trimetilolpropan saturaţi şi nesaturaţi, esteriineopentrilglicol saturaţi.

Avantajele esterilor sintetici sunt: comportarea superioară a vâscozităţii cutemperatura, volatilitate redusă, o mare stabilitate la oxidare şi o protecţie ridicatăla uzare. Marele dezavantaj este preţul ridicat. O soluţie de compromis, practicată


în Europa pentru reducerea preţului, este amestecarea lor cu uleiuri obţinute princracare sau cu polialfaolefine cu masă moleculară mică.

Poliglicolii au performanţe lubrifiante bune şi o mare biodegradabilitatedar au o problemă greu de rezolvat: sunt miscibile cu apa şi deci, în sol, vor fifoarte mobile, ceea ce nu este de dorit.

Şi pachetul de aditivi selectat joacă un rol important în stabilirea niveluluibiodegradabilităţii unui lubrifiant. Acesta va fi ales pentru optimizarea unorproprietăţi chimice şi tribologice, dar şi pentru comportarea lor toxicologică înecosistem. Aditivii pot conţine derivaţi ai fenolilor, amine, acizi ai fosforului,compuşi organici cu metale şi săruri. Aceste substanţe, dar şi produsele lor,rezultate pe durata de exploatare a lubrifiantului, pot afecta negativ apa, solul, aerulşi îi pot conferi lubrifiantului o biodegradabilitate redusă, chiar dacă uleiul de bazăare această caracteristică la un nivel ridicat.

Următoarele pachete de aditivi, cu biodegradabilitate acceptabilă, suntdisponibile pe piaţă: antioxidanţi ca amestecuri de componenţi amino şi fenolici,depresanţi pentru punctul de curgere (adăugaţi în uleiuri vegetale), agenţi deîngroşare etc. Există pachete de aditivi cu biodegradabilitate de 95% dar aceştia auun domeniu foarte îngust de aplicabilitate.

Instituţii naţionale, organizaţii de standardizare au propus o abundenţă demetode, specificaţii de produs, dar este greu de găsit o posibilitate de unificare aacestora mai ales că au o dinamică surprinzător de accelerată. Nu există standardesau norme unanim acceptate şi cuantificarea biodegradabilităţii este încă oproblemă nerezolvată.

Solubilitatea mare şi polaritatea lubrifianţilor biodegradabili suntdezavantaje majore, ridicând probleme de compatibilitate cu materialele deetanşare (polimeri şi elastomeri, în general).

Solubilitatea mare în apă şi proprietăţi higroscopice dau naştere ladescompuneri hidrolitice nedorite ale esterilor, aciditate, probleme de coroziune aaliajelor pe bază de plumb, cupru şi zinc.

Introducerea unui lubrifiant biodegradabil poate necesita modificări alesoluţiilor constructive, schimbarea materialelor pentru anumite piese (în special acelor din aliaje cu potenţial electrochimic mare, din polimeri sau elastomeri).

Schimbarea unui ulei mineral cu unul biodegradabil implică îmbunătăţireaserviciilor de mentenanţă, monitorizarea calităţii lubrifiantului şi a unor elementesensibile la acţiunea fluidului. Astfel, se pot determina intervalele optime deschimbare a uleiului. Modificarea proceselor tehnologice, funcţionarea însuprasarcină, condiţii de lucru diferite pot determina ca intervalul estimat deschimbare a uleiului să difere mult. Se recomandă monitorizarea calităţii uleiului.

Printre factorii care afectează biodegradabilitatea sunt: modificareavâscozităţii lubrifiantului, procese de hidroliză, reactivitatea cu materialele deetanşare, pierderea capacităţii de protejare la uzare, formarea depozitelor dure,toate caracterizând aplicaţii de performanţe ridicate (temperaturi şi sarcini mari).


Specialiştii au elaborat aşa numitele “limite de atenţionare”, care odatădepăşite recomandă, nu impun, schimbarea uleiului şi a unor elemente relativieftine în tribosistem (etanşări, distanţiere etc.).

Depăşirea acestor limite nu presupune avarierea sau căderea catastrofală ainstalaţiei, ci doar reducerea fiabilităţii sistemului. În tabelul 4.17 sunt date limitelede “atenţionare” pentru monitorizarea fluidelor hidraulice biodegradabile.

“Limitele de atenţionare” pentru monitorizarea fluidelor hidraulicebiodegradabile 238. Tabelul 4.17

Proprietatea Limite Unităţi de măsurăModificarea vâscozităţii cinematice ±20 %Numărul de neutralizare 5,1 mgKOH/g

Impurităţi mecanice 05,0 % (masic)

Conţinut de apă 1,0 % (masic)

Valoarea pH-ului pentru extractul solubil 4 -

Atunci când se specifică biodegradabilitatea, aceasta se referă atât la uleiulde bază cât şi la pachetul de aditivi incluşi. Pentru aditivi, ca să primeascăcalificativul de biodegradabil, trebuie să îndeplinească o serie de cerinţe: clasa depericlitare a apei să fie maxim 1, să nu conţină clor şi nitraţi, să nu conţină metale(exclusiv calciu), biodegradabilitatea să fie mai mare de 20% după metoda OECD302B), dacă nu este biodegradabil, să aibă toxicitate redusă (maxim WGK1).

4.9. CLASIFICAREA ULEIURILOR ŞI UNSORILOR.

4.9.1. Clasificarea uleiurilor.Luând în considerare criteriul domeniului de aplicare, există:- uleiuri lubrifiante pentru maşini;- uleiuri pentru turbine;- uleiuri pentru motoare;- uleiuri pentru transmisii (sau angrenaje);- uleiuri pentru compresoare;- uleiuri hidraulice;- uleiuri pentru prelucrarea metalelor;- uleiuri pentru tratament termic;- uleiuri pentru domeniul textil;- uleiuri pentru mecanică fină etc.Fiecare companie mare producătoare de lubrifianţi are propriul sistem de

ierarhizare şi simbolizare a produselor. Iată câteva instituţii şi organizaţii care şi-auimpus sistemul de clasificare a uleiurilor:

ISO (International Organisation for Standardisation),SAE (Society of Automotive Engineers),


API (American Petrolium Institute),MIL (US Military Specification),IP (Institute of Petrolium, Marea Britanie),ASTM (American Society for Testing and Materials).În România nu există o modalitate unitară de simbolizare a lubrifianţilor,

fiind acceptate în special primele două şi ultima, funcţie şi de destinaţia uleiului.Clasificarea uleiurilor de motor se face în funcţie de două calităţi

fundamentale ale lor:1) Funcţie de vâscozitate – clasificarea SAE. Aceasta este o clasificare

strict teoretică, care nu se referă la performanţele uleiului în motor.Uleiurile SAE se împart în două grupe:- uleiuri monograd: vâscozitatea dinamică variază cu temperatura după

gradul SAE indicat,- uleiuri multigrad: vâscozitatea dinamică este mai puţin sensibilă la

variaţia temperaturii (sunt uleiuri minerale aditivate cu amelioratori ai indicelui devâscozitate sau uleiuri sintetice) şi deci, la cele două temperaturi de referinţăcorespund grade SAE diferite. Iată un exemplu de simbolizare a unui uleimultigrad: SAE 5W/30. Uleiul are gradul SAE 5 la temperatura de referinţă pentruiarnă (W provine de la englezescul winter – iarnă), iar la temperatura de referinţă aanotimpului călduros uleiul se comportă ca având gradul 30. Evident, uleiurilemultigrad sunt mai scumpe.

Tabele 4.18 şi 4.19 prezintă clasificarea SAE, care se referă în moddeosebit la uleiurile de motoare şi pentru transmisii auto.

Clasificarea uleiurilor de motoare, conform SAE. Tabelul 4.18

GradulSAE

Vâscozitatea cinematică la 100C,cSt

Vâscozitatea dinamicăla temperatura minimă

de funcţionare, Pa.sminim maxim0W 3,8 - 3,25 la -30C5W 3,8 - 3,5 la -25C10W 4,1 - 3,5 la -20C15W 5,6 - 3,5 la -15C20W 5,6 - 4,5 la -10C25W 9,3 - 6,0 la -5C20 5,6 9,3 -30 9,3 12,5 -40 12,5 16,3 -50 16,3 21,9 -60 21,9 26,1 -


Clasificarea uleiurilor de transmisii, conform SAE. Tabelul 4.19

GradulSAE

Vâscozitatea cinematică la 100C,cSt

Temperatura maximă la carevâscozitatea dinamică este 1500

Pa.s, Cminim maxim70W 4,1 - -5575W 4,1 - -4080W 7,0 - -2685W 11,0 - -1290 13,5 24,0 -

140 24,0 41,0 -250 41,0 - -

Avantajele uleiurilor multigrad sunt:o se pot utiliza tot timpul anului, indiferent de anotimp;o asigură pornirea uşoară a motorului la temperaturi scăzute;o au vâscozitate suficientă la temperaturi ridicate;o creşte durata dintre schimburile de ulei;o se reduce uzura pieselor motorului;o economie de combustibil.

În fig. 4.27 se prezintă o privire generală asupra vâscozităţilor uzuale înfuncţie de temperatura de exploatare. În acelaşi timp această figură evidenţiază clardiferenţa dintre uleiurile de motor monograd şi cele multigrad.

Fig. 4.27 – Clasele de vâscozitate SAE pentru uleiuri de motor, în diferite domeniide temperatură.


Cu ajutorul fig. 4.28 se poate selecta uleiul adecvat conform unei clasificăriISO sau SAE pentru orice vâscozitate cinematică precizată la una din cele douătemperaturi (40°C şi respectiv 100°C).

Fig. 4.28 – Vâscozitatea cinematică a uleiurilor din clasele de vâscozitate ISO sauSAE (scara din stânga pentru 40oC, cea din dreapta pentru 1000C).

2) Funcţie de nivelul de performanţă a uleiului în motor. Există treiclasificări:

a) Clasificarea API (Institutul American de Petrol). Are la bază normeleamericane de performanţă. Astfel:

- pentru motoare pe benzină (S – motoare cu aprindere prin scânteie):SA, SB – motoare model 1930 – 1964,SC - motoare model 1964 – 1968,SD - motoare model 1968 – 1972,SE - motoare model 1972 – 1980,SF - motoare model 1980 – 1988,SG - motoare model 1989 – 1992;SH - motoare model 1992 – 1995,


SJ - motoare model după 1995,SL - motoare model după 2001,SM - motoare model după 30 noiembrie 2004.

Observaţie: s-a omis SI pentru a nu exista confuzii cu notaţia SistemuluiInternaţional de unităţi de măsură.

Un ulei cu nivel de performanţă superior, poate fi utilizat şi pentrumotoarele care au recomandarea de nivel inferior; de exemplu, un ulei SH poate fiutilizat şi pentru SG, SF, SE, SD.

- pentru motoare Diesel (C – motoare cu aprindere prin compresie):CC - motoare model după 1961;CD - motoare model după 1980;CE - motoare model 1983 – 1990;CF-4 – motoare model 1990 – 1994;CG-4 - motoare model după 1994 şi utilizare de combustibil cumax. 0,05% sulf;CH-4 - motoare model după 1998;CI-4 - motoare model după 2002.

Pentru uleiurile universale, recomandate atât pentru motoare Diesel, cât şipentru cele pe benzină, se utilizează ambele notaţii, de exemplu: SF/CD; SG/CE ;SH/CF.

b) Clasificarea CCMC (Comitetul Constructorilor de Automobile dinPiaţa Comună). Are la bază normele de performanţă europene. Astfel, serecomandă:

- pentru motoare pe benzină (G – de la gazoline):G4 - motoare model după 1989;G5 - motoare model după 1992.

- pentru motoare Diesel:PD – motoare Diesel pentru autoturisme:PD1 - motoare model 1984 – 1989;PD2 - motoare model după 1989.

- pentru motoare Diesel cu aspiraţie naturală şi turbo, funcţionând încondiţii severe:

D4 - motoare model după 1985;D5 - motoare model după 1990.

c) Clasificarea ACEA (Asociaţia Constructorilor Europeni deAutomobile). Are la bază normele europene care, începând cu 01.01.1996, vorînlocui trepătat CCMC.

Notaţia nivelului de performanţă ACEA cuprinde clasa (A, B sau E),categoria (1, 2 sau 3) şi anul editării condiţiilor nivelului de performanţă.

- pentru motoare pe benzină, (A):ACEA A1-96; A2 – 96; A3 – 96.ACEA A1-98; A2 – 96; A3 – 98.

- pentru motoare Diesel Light-Duty (puţin solicitate), (B):


ACEA B1-96; B2-96; B3-96.ACEA B1-98; B2-98; B3-98; B4-98.

- pentru motoare Diesel Heavy-Duty (suprasolicitate), (E):ACEA E1-96; E2-96; E3-96.ACEA E1-96; E2-96; E3-98; E4-98.

Pe piaţa românească este cunoscută notaţia conform SR 871-2001 Uleiuriminerale. Clasificare şi notare: SUPER 1, SUPER 2, SUPER 3, SUPER 4, SUPER5. Cu cât valoarea cifrei este mai mare, cu atât nivelul de performanţă este mairidicat, dar după 2007 se va impune clasificarea ACEA.

Informativ, corespondenţa dintre nivelurile de performanţă conformprezentului standard şi nivelurile de performanţă definite de specificaţiile API sunt:

SUPER 1 – API SD/CD; SUPER 4 – API SG/CE;SUPER 2 – API SE/CC; SUPER 5 – API SH/CF;SUPER 3 – API SF/CD;Tabelul 4.20 prezintă clasele de lubrifianţi conform clasificării API.

Clasificarea API pentru uleiuri de transmisii [118]. Tabelul 4.20Clasa API Recomandări, caracteristiciGL-1 Fără aplicaţii EP;GL-2 Aplicaţii EP medii;GL-3 Aditivi EP în concentraţie medie;GL-4 Nivel mediu de aditivi; recomandate pentru transmisii manuale şi

diferenţiale hipoide cu sarcini uşoare;GL-5 Aditivi EP în concentraţie mare; recomandate pentru angrenaje

hipoide;GL-6 Concentraţie foarte mare de aditivi EP; recomandate pentru diferenţiale

hipoide greu solicitate, de la camioane.

Clasificarea ISO (SR ISO 3448-1998, Lubrifianţi lichizi industriali.Clasificare ISO după vâscozitate), care este una din cele mai acceptate pe planmondial, cuprinde 18 clase, dând numai informaţii despre vâscozitatea cinematicăla temperatura de referinţă de 40C (vezi fig. 6.20). Cataloagele de lubrifianţiconţin diagrame ale vâscozităţii funcţie de temperatură, pentru diferite densităţitipice ale uleiurilor.

4.9.2. Clasificarea unsorilor.Se poate face după compoziţie şi după destinaţie. După domeniul de

aplicare există unsori pentru rulmenţi, de uz general, multifunţionale, pentrutemperaturi joase, pentru tribosisteme deschise, cu rezistenţă la apă sau la anumiţisolvenţi organici, pentru etanşare şi pentru protecţia suprafeţelor. Selectarea uneianumite mărci de unsoare necesită cunoaşterea tribosistemului în care va fiintrodusă, a condiţiilor de funcţionare, informaţii asupra produselor care pot face


faţă condiţiilor de exploatare dar şi o documentare asupra proprietăţilor şi testelorla care au dat rezultate bune.

Mulţi producători de motoare, transmisii, rulmenţi sau lagăre de alunecarerecomandă anumite unsori, pe care le-au utilizat la testarea produselor lor. Nutrebuie ignorată o asemenea experienţă, mai ales că includ informaţii şirecomandări referitoare la cantităţile necesare, intervalul de completare a unsorii.Atenţie la simbolizarea unsorilor. Unele simboluri sunt confirmate de standardeleîn vigoare dar, de cele mai multe ori producătorul îşi impune propriul sistem denotare a unsorilor [366, 411, 413, 414]. Deşi în literatura de specialitate sunt dateechivalenţe ale unor unsori, se recomandă ca mărcile diferite de unsori să nu seamestece, iar înainte de schimbarea mărcii de unsoare, tribosistemul, dar şiinstalaţia de ungere, se golesc complet şi se spală.

Cea mai larg cunoscută clasificare a unsorilor se bazează pe consistenţa lorşi a fost stabilită de National Lubricating Grease Institut (NLGI – InstitutulNaţional pentru Unsori Lubrifiante); unsorile se clasifică în 9 categorii, funcţie deadâncimea de penetrare, de la cea mai moale la cea mai tare (tabelul 4.21).

Clasificarea NLGI a unsorilor. Tabelul 4.21Gradul de consistenţă

după NLGIConsistenţa Penetraţia la 25 0C, în zecimi de

mm (x 10-1 mm)0000001234567

FluidăSemifluidăFoarte moaleMoaleSemimoaleMedieSemitareTareFoarte tareExtrem de tare

445…475400…430355…385310 – 340265…295220…250175…205130…16085…115Sub 85

Funcţie de aplicaţie se alege un anumit grad consistenţă al unsorii. Deexemplu, unsorile moi, simbolizate cu 000, 00, 0 şi 1 sunt utilizate în aplicaţii încare se cere frecare redusă, de exemplu, în angrenaje închise lente, mici şi care autendinţa să piardă uleiul. La angrenajele deschise unsoarea trebuie reţinută pesuprafaţa dinţilor şi sunt folosiţi aditivi “lipicioşi” sau aderenţi şi în reţeta unsoriiintră de exemplu bitumul pentru a-i îmbunătăţi aderenţa. În funcţie de condiţiile defuncţionare cum ar fi viteza, sarcina şi mărimea angrenajului, sunt folosite unsorilecu consistenţa 0, 1 sau 2. La rulmenţi sunt folosite de obicei unsorile 1, 2, 3, 4. Celmai mult se aplică cea cu consistenţa 2.

Unsori mai tari sunt folosite în lagărele mari şi în aplicaţii cu care suntprobleme asociate cu etanşarea şi vibraţiile. Ele sunt folosite şi pentru aplicaţii cuviteze mari. Pentru lagăre radiale lente (1…2 m/s) se folosesc unsorile 1 şi 2. Înpractica generală, cele mai utilizate sunt unsorile multifuncţionale care sunt cu


gradul de consistenţă 2 după clasificarea NLGI şi care au ca agenţi de îngroşaresăpunurile de litiu sau aluminiu.

Alegerea unei unsori pentru o anumită aplicaţie depinde în principal detemperatura la care se estimează că va funcţiona unsoarea. Pentru aplicaţii latemperaturi joase, factorul important este limita de temperatură joasă a unsorii, carese determină prin vâscozitate sau punct de curgere a uleiului de bază. Exemple delimite pentru temperaturi joase sunt date în tabelul 4.22.

Limite pentru temperaturi joase pentru selectarea unsorilor. Tabelul 4.22Uleiul de bază Agentul de îngroşare Temperatura minimă,

°CUlei mineralUlei mineralUlei mineralUlei mineralDiesterDiesterSiliconSiliconSilicon

Săpun de calciuSăpun de sodiuSăpun de litiuBentonităSăpun de litiuBentonităSăpun de litiu!Silică

-200

-40-30-75-55-55-75-50

Proprietăţi tipice ale unsorilor 313. Tabelul 4.23

Agent deîngroşare

Punctde

curgere(°C)

Stabili-tateameca-nică

Anti-uzură

Rezis-tenţala apă

Stabili-tatea

termică

Duratade func-ţionare

Anti-fretting

Zgomotîn

funcţionarePreţulrelativ

săpun de Na 185 M M S...M S M S foartesilenţios

1

săpun mixtLi/Ca

185 B M M M...B S...M foartesilenţios

1,4

complex deLi

250 B...E M B B X zgomotos 1,8

săpuncomplex Ca

240 S...M B...E M M M zgomotos 1,5

săpuncomplex deAl

250 B X M M X zgomotos 1,6

argilă >300 M...B X...M M...B M X...M zgomotos 1,5amestecsăpun/argilă

>300 B...E M B...E B B S...M S 1,9

poliuree(di-uree)

270 E E B...E E E M S 2,5

poliuree(tetra-uree)

260 S...M E B...M B E B silenţios 2

Notă. Calificativele relative ale proprietăţilor unsorilor au următoarea semnificaţie:M – mediu, S – satisfăcător, E – excelent, B – bun, X - slabă.


Temperatura maximă de lucru pentru o unsoare este limitată de punctul depicurare şi de stabilitatea termică şi la oxidarea a uleiului de bază şi altorcomponente ale unsorii. Proprietăţi tipice şi valori pentru punctul de picurare suntdate în tabelul 4.23 313.

Este interesant de observat că la temperaturi peste punctul de picurare ounsoare poate încă asigura o lubrifiere eficientă, dar care nu va mai fi o unsoaredeoarece şi-a schimbat faza şi a devenit un lichid.

Factorii de mediu trebuie luaţi în considerare în selectarea unei unsori.Industrii ca cea minieră, farmaceutică, alimentară, textilă, aerospaţială şi altele aumedii specifice unde se cer anumite unsori. În unele aplicaţii, din cauza naturii lorsemi-solide, unsorile sunt esenţiale. De exemplu, în medii murdare cum ar fimineritul, unsorile sunt ideale deoarece reduc riscul de incendiu şi au proprietăţibune de etanşare. În industria farmaceutică şi alimentară, sunt aplicate pe largdeoarece etanşează împotriva prafului şi previn scurgerile care astfel ar contaminaprodusul. Tipul de agent de îngroşare şi uleiul de bază care pot fi folosite în reţeteleunsorii, sunt restricţionate şi controlate în aceste industrii, astfel încât oricecontaminare accidentală să nu prezinte un risc pentru sănătate.

În aplicaţii aerospaţiale, unsorile de aviaţie trebuie să funcţioneze la tempe-raturi întâlnite la altitudini mari (pentru avioane militare) care pot fi între-75C…+200C. În aceste aplicaţii se folosesc lubrifianţi sintetici. În spaţiulcosmic sau în atmosfere rarefiate, unsorile trebuie să aibă solubilitate extrem demică pentru a face faţă vidului. Pierderile prin evaporare sunt controlate de sistemede etanşare special proiectate.

197

CAPITOLUL 5

ADITIVI PENTRU LUBRIFIANŢI

5.1. CONSIDERAŢII GENERALE.Condiţiile funcţionale deosebite pe care le ridică maşinile moderne şi

totodată cerinţele de durabilitate şi fiabilitate au necesitat găsirea de soluţii pentruîmbunătăţirea calităţii ungerii, în diferite condiţii de temperatură, presiune, viteză,mediu etc. Introducerea în uleiuri şi unsori a unor substanţe chimice, denumite îngeneral aditivi (adaosuri), a constituit un adevărat progres în lubrifiere, care s-aaccentuat îndeosebi în ultimele trei decenii, prin modificarea pe mai multe direcţii,a proprietăţilor lubrifianţilor. Astfel, au fost obţinute rezultate spectaculoase îndiminuarea uzurii şi reducerea frecării, în funcţionarea la temperaturi scăzute, încombaterea coroziunii, ruginii, spumării, şi a depunerilor, în nivelul debiodegradabilitate a lubrifianţilor etc.

Aditivii sunt substanţe organice sau anorganice, care, adăugate în cantităţimici în lubrifiant, îi ameliorează unele proprietăţi dar pot crea şi proprietăţi noi, pecare uleiul neaditivat nu le avea.

Aditivii aleşi cu grijă sunt extrem de eficienţi în îmbunătăţireaperformanţei unui lubrifiant. Poate din acest motiv, majoritatea furnizorilor deaditivi păstrează secretul asupra detaliilor produselor lor. Secretomania careînconjoară aditivii arată că utilizarea lor este mai degrabă o artă decât un proces purştiinţific sau tehnic.

În general, un aditiv are o tendinţă principală de modificare a lubrifiantului,dar din cauza cerinţelor din ce în ce mai mari privind performanţele tribosisteme-lor, un lubrifiant destinat unei aplicaţii specifice conţine un set sau un “pachet” deaditivi, care direcţionează atât proprietăţile fizice, chimice, cât şi caracteristicilefuncţionale. Producătorul lubrifiantului aditivat trebuie să aibă în vederecompatibilitatea pachetului de aditivi cu suprafeţele triboelementelor, cu uleiul debază, dar şi compatibilitatea aditivilor între ei. Aceştia, şi în special cei care conţinradicali liberi sau molecule polare, pot reacţiona cu corpurile solide, cu uleiul debază dar şi între ei, apărând efecte combinate şi intensificate, sinergetice. Atuncicând sunt amestecaţi, unii aditivi pot avea comportări antagoniste, nedorite,


rezultatul fiind dezastruos chiar dacă, separat, fiecare aditiv, introdus singur în ulei,îşi îndeplineşte bine rolul.

Cel mai obişnuit pachet de aditivi, folosit în aditivarea uleiurilor conţineaditivi anti-uzură şi EP, inhibatori de oxidare, inhibitori de coroziune, detergenţi,dispersanţi, agenţi de îmbunătăţire ai vâscozităţii, depresanţi pentru punctul depicurare şi inhibatori de spumă (anti-spumanţi). Uneori se mai adaugă în uleiuri şialţi aditivi (pentru schimbarea mirosului etc.).

Lansarea pe piaţă a unui lubrifiant cu un pachet nou de aditivi presupunetestarea acestuia conform normelor ISO sau SAE, precum şi testarea în condiţiispecifice aplicaţiilor reale pentru care este destinat lubrifiantul.

5.2. ROLUL FUNCŢIONAL AL ADITIVILOR.Alegerea unui aditiv trebuie făcută în strânsă corelaţie cu particularităţile

regimului de frecare, deoarece aceşti aditivi pot avea efecte pozitive într-o situaţieşi negative în alta.

De aceea, introducerea unui aditiv, ca tip şi procentaj, trebuie să respecteurmătoarele cerinţe:

- să nu conducă la intensificarea uzurii (aditivii antigripanţi), în comparaţiecu uleiul pur; dacă aditivul antigripant nu poate să respecte această condiţie, atuncise introduce şi un aditiv special, care preîntâmpină uzura intensivă;

- să nu corodeze oţelul sau aliajele moi, la temperatura de funcţionare şi sănu conducă la ruginirea suprafeţelor de oţel, în condiţiile unei umidităţi ridicate;pentru evitarea acestui lucru, se introduc componente speciale anticorosive;

- să aibă proprietăţi stabile în funcţionare; să aibă stabilitate termică, îngama temperaturilor de funcţionare; să nu se descompună şi să nu formezedepuneri;

- să fie dizolvabili în uleiul de bază şi stabili în soluţia de păstrare; dacăaditivul dă o soluţie coloidală în ulei, este necesar să fie nedizolvabil în apă, maiales atunci când, în condiţii de exploatare poate ajunge în sistemul de ungere;

- să nu distrugă materialele de etanşare (cauciuc, piele etc.);- aditivii pentru îmbunătăţirea condiţiilor de frecare şi uzură trebuie să aibă

şi acţiune antispumantă şi antioxidantă;- aditivii necesari condiţiilor severe de frecare trebuie să aibă proprietăţi

bune, atât la viteze şi sarcini mici, cât şi la viteze şi sarcini mari, de exemplu,pentru regimul de ungere a angrenajelor hipoide.

5.3. CLASIFICAREA ADITIVILOR.Clasificarea aditivilor se poate face după mai multe criterii. După

funcţionalitatea acestora, aditivii se pot clasifica în [118, 132, 171, 235, 257, 268,276, 313]:

- aditivi pentru îmbunătăţirea condiţiilor de frecare şi uzură:a) aditivi de adsorbţie sau limită;

Cap. 5. Aditivi pentru lubrifianţi199

b) aditivi anti-uzură (pentru limitarea uzurii progresive la sarcinimedii şi ridicate);

c) aditivi de extremă presiune (EP) (cu acţiune antigripantă);- aditivi anti-oxidanţi;- aditivi pentru controlul coroziunii;- aditivi detergenţi-dispersanţi pentru controlul contaminării lubrifiantului;- aditivi pentru mărirea vâscozităţii şi îmbunătăţirea indicelui de vâscozitate;- aditivi depresanţi;- aditivi antispumanţi.Se remarcă faptul că anumiţi aditivi au calităţi multiple, fiind, deci, poli-

funcţionali (antiuzare, detergenţi, anticongelanţi, antioxidanţi etc.).Pentru a răspunde diferitelor necesităţi, lubrifianţii moderni sunt aditivaţi

cu mai mulţi aditivi, cu acţiuni diferite; se utilizează şi pachete de aditivi, cuprecizarea că efectul amestecului de aditivi asupra procesului de frecare-uzarepoate fi diferit de suma efectelor fiecărui aditiv în parte.

Tabelul 5.1 prezintă succint aditivii, câteva exemple din fiecare categorie şimecanismul prin care ameliorează sau modifică o anumită proprietate.

Alegerea pachetului de aditivi depinde de aplicaţie (sarcină, viteză, tempe-ratură, interval de schimbare a lubrifiantului, materialele şi calitatea suprafeţelortriboelementelor), dar şi de compoziţia chimică a fluidului de bază, care poate fiulei mineral, ulei sintetic sau ulei vegetal.

În continuare sunt prezentaţi aditivii care sunt cel mai des utilizaţi înlubrifianţi.

5.3.1. Aditivii pentru îmbunătăţirea uzurii şi frecării.Aditivii care îmbunătăţesc proprietăţile de frecare şi uzură sunt cei mai

importanţi aditivi utilizaţi în aditivarea lubrifianţilor. Aceşti aditivi pot fi clasificaţiîn următoarele grupe:

- aditivi de adsorbţie sau limită;- aditivi anti-uzură;- aditivi de extremă presiune

Aditivii de adsorbţie sau limită (Onctuoşi) (OT).Aditivii de adsorbţie sau limită controlează lubrifierea bazată pe adsorbţie

şi sunt cunoscuţi în literatură ca “modificatori de frecare” sau aditivi deonctuozitate. Deseori sunt utilizaţi şi pentru prevenirea fenomenelor stick-slip.Majoritatea acestor aditivi sunt acizi graşi şi/sau esterii sau aminele aceloraşi acizigraşi. Ei au de obicei un grup polar (- OH) la un capăt al moleculei şi reacţioneazăcu suprafeţele de contact prin mecanismul de adsorbţie. Filmele de pe suprafaţă,generate prin acest mecanism, sunt eficiente numai la temperaturi relativ joase şisarcini mici.


Moleculele se ataşează pe suprafeţe prin grupul polar pentru a forma un„covor” de molecule (fig. 5.1), care reduce frecarea şi uzura.

Caracteristica importantă a acestor aditivii este un lanţ molecularneramificat de atomi de carbon cu lungime suficient de mare pentru a asigura opeliculă stabilă şi durabilă. Asemenea aditivi sunt rareori descrişi în detaliu înliteratură, deşi cei mai frecvent utilizaţi sunt derivatele acizilor graşi sulfuraţi,acizilor fosforici sau N-acilate-sarcosinele [171].

Fig. 5.1 – Mecanismul lubrifierii prin adsorbţie cu aditivi limită.

Derivaţii acidului stearic, cum ar fi metil- şi etil-stearaţii (stearaţii de metilşi de etil) se folosesc şi ei. Aditivii de adsorbţie sau limită sunt foarte sensibili laefectele temperaturii. Ei îşi pierd eficacitatea la temperaturi între 80…150C,funcţie tipul de aditivului. Odată cu creşterea temperaturii se introduce în suprafaţăsuficientă energie pentru ca aditivul să se desoarbă. Temperatura critică la careaditivul devine ineficient poate fi modificată prin schimbarea concentraţieiaditivului, adică o concentraţie mai mare dă o temperatură critică mai mare, darcreşte şi costul lubrifiantului.

Aditivii anti-uzură (AU).Pentru a proteja suprafeţele în contact la temperaturi mai mari peste

intervalul de eficacitate al agenţilor de adsorbţie sau limită, se utilizează aditivianti-uzură. Există câteva tipuri de aditivi anti-uzură care sunt curent întâlnite înreţetele actuale pentru uleiuri. De exemplu, în uleiurile de motor, cel mai frecventutilizat aditiv anti-uzură este dialchilditiofosfatul de zinc (DDPZn), iar în uleiurilepentru turbine, tricresilfosfatul sau alţi esteri fosfaţi. Aditivii fosforoşi sunt folosiţicând protecţia anti-uzură se cere la sarcini relativ mici.

Aceşti aditivi reacţionează cu suprafeţele printr-un mecanism dechemisorbţie, şi stratul superficial protector produs este mult mai durabil decât celgenerat prin adsorbţie sau agenţi limită.


Exemple obişnuite pentru aceşti aditivi sunt dialchilditiofosfatul de zinc,tricresifosfatul, dilauril fosfatul, dietilfosfatul, dimetilfosfatul, tributilfosfatul şitriparacresilfosfatul. Aceşti aditivii sunt utilizaţi în concentraţii de 1…3% .

Dialchilditiofosfatul de zinc (DDPZn) este un aditiv foarte important,folosit în mod obişnuit în reţetele pentru ulei de motor. Iniţial a fost produs ca unanti-oxidant şi detergent, dar mai târziu s-a constatat că acest compus acţionează şica aditiv anti-uzură şi ca aditiv de extremăpresiune. Termenul „anti-uzură” se referă, deobicei, la reducerea uzurii la sarcini moderate şila temperaturi tot moderate, în timp ce termenul„extremă-presiune” (EP) este rezervat pentrusarcini mari şi temperaturi ridicate. Deşi uniiautori recunosc acest aditiv ca un aditiv EPmoderat, el este în general clasificat în literaturăca aditiv anti-uzură. Structura chimică a ZnDDPeste arătată în figura 5.2.

Prin alterarea grupărilor laterale se potobţine o serie de compuşi înrudiţi, un exemplufiind difenilditiofosfatul de zinc. Totuşi, aceşti compuşi noi nu sunt atât de eficienţica DDPZn în reducerea frecării şi uzurii. Prezenţa zincului în DDPZn joacă un rolimportant. Înlocuirea zincului cu aproape orice metal duce la creşterea uzurii. Deexemplu, s-a constat că viteza de uzură creşte pentru diferite metale în următoareordine: cadmiu, zinc, nichel, fier, argint, plumb, staniu, stibiu şi bismut. Cadmiuldă cea mai redusă viteză de uzură, dar este mult prea toxic pentru aplicaţii practice.Interesant că nu a fost oferită încă o explicaţie clară pentru rolul metalelor înprocesul de lubrifiere al DDPZn.

Ca mulţi alţi aditivi pentru lubrifianţi, DDPZn nu este, de obicei, disponibilîn forma pură ci conţine multe impurităţi care afectează performanţele de ungere îndiferite situaţii. Filmele superficiale protectoare care se formează ca rezultat alacţiunii DDPZn, se comportă ca un lubrifiant, reducând uzura şi frecarea între douăsuprafeţe care interacţionează. Mecanismul de lubrifiere a DDPZn este destul decomplex deoarece aditivul are trei elemente active de interacţiune, adică zincul,fosforul şi sulful. Apa şi oxigenul sunt şi ele elemente active, şi prezenţa lor face săcrească complexitatea mecanismului de ungere. Toate aceste elemente şi compuşisunt implicaţi în formarea peliculelor superficiale produse, în sensul că eleformează o matrice de polifosfat de zinc cu incluziuni de oxid de fier şi sulfură defier. Grosimea acestor pelicule este de ordinul a 10 nm. S-a sugerat că peliculele s-ar putea forma prin descompunerea spontană a aditivului pe suprafeţele uzatedeoarece o mică cantitate de fier a fost găsită în peliculă. Chiar şi grosimeaeficientă a peliculei în anumite condiţii de lucru este o problemă controversată.Într-un experiment măsurînd rezistenţa electrică a contactului dintre suprafeţele înalunecare, lubrifiate cu DDPZn s-a găsit că grosimea peliculei era mai mare decâtera de aşteptat (cca. 100 nm).

Fig. 5.2 – Structura chimică adialchilditiofosfatului de zinc.


Trebuie avut grijă cu utilizarea DDPZn. Acest aditiv este mai potrivitpentru sarcini moderate şi iniţial a fost aplicat la sistemul de ungere a supapelorunui motor cu ardere internă, dând o reducere semnificativă a uzurii şi a frecării.Pentru aplicaţii implicând sarcini mari, DDPZn poate duce la creşterea uzuriicomparativ cu cea produsă de uleiul de bază (fig. 5.3). S-a constatat de asemenea,că temperatura poate amplifica aceste efecte 313.

Fig. 5.3 - Influenţa sarcinii şi temperaturii asupra eficienţei DDPZn, luând înconsiderare viteza de uzură 313.

Tricresilfosfatul (TCP) este folosit ca aditiv anti-uzură din anii ’50. Ca şiDDPZn, el funcţionează prin chemisorbţie pe suprafeţele de lucru. Este foarteeficient în reducerea frecării şi uzurii până la aproape 200C. Peste aceastătemperatură există suficient aport de energie pe suprafeţe încât peliculelechemisorbite să se desoarbă şi se crede că compusul va forma pelicule de fosfatmai puţin eficiente, mai slab ancorate şi mai groase, cu capacitate portantă limitată.

Alţi aditivi anti-uzură cum ar fi: dilauril fosfat, dibutilfosfatul, dietilfos-fat, tributilfosfat şi triparacresilfosfat, sunt şi ei folosiţi în reţetele de lubrifianţi.Ei funcţionează în acelaşi mod cu DDPZn şi TCP prin producerea peliculelorsuperficiale chemisorbite. Unii din aceşti aditivi, cum ar fi dietilfosfatul, se potcomporta chiar ca un aditiv EP moderat, acest lucru fiind discutat în subcapitolulurmător.

Aditivii de extremă presiune (antigripanţi)(EP).Aceştia sunt compuşi chimici cu compoziţie asemănătoare aditivilor de

onctuozitate (de adsorbţie), însă cu o activitate chimică mai intensă. Acestesubstanţe sunt concepute pentru a reacţiona cu suprafeţele metalice în condiţii


extreme de sarcină şi viteză, de exemplu, mişcare lentă la angrenaje greu solicitate.În aceste condiţii temperaturile de lucru sunt mari şi suprafeţele metalice pot fisupraîncălzite.

Caracteristicile cerute aditivilor de extremă presiune sunt: să fie suficient de polari, pentru a fi uşor de adsorbit pe suprafeţele

metalice; să reacţioneze suficient de rapid cu metalul, în punctele ameninţate de

gripare; să prezinte rezistenţă la forfecare scăzută, pentru a nu se mări pe această

cale coeficientul de frecare.În general, aditivii de EP acţionează după descompunerea şi fixarea lor

termică; la temperaturi joase acţionează numai prin polaritate. Deci, esterecomandat ca aditivii de extremă presiune care devin activi numai peste o anumitătemperatură, să fie folosiţi concomitent cu aditivii de onctuozitate‚ care aueficacitate şi la temperaturi mai scăzute.

Aditivii EP conţin, de obicei, cel puţin un nemetal agresiv, cum ar fi sulful,stibiul, iodul sau clorul. Ei reacţionează cu suprafeţele metalice expuse, creândpelicule superficiale protectoare, cu rezistenţă mică la forfecare, care reduc frecareaşi uzura. Reacţia cu suprafeţele metalice este o formă de coroziune uşoară, deciconcentraţia aditivului este critică. Dacă concentraţia aditivului EP este prea mare,atunci apare coroziunea excesivă. Dacă această concentraţie este prea mică, atuncisuprafeţele pot să nu fie protejate în întregime şi se poate produce deteriorareasuprafeţelor. Dacă aditivii EP, conţin sulf sau fosfor, pot ecrana oxidarea uleiului,descompunerea acestor aditivi putând apare chiar la temperaturi moderate. Durataextinsă de viaţă a uleiului la temperaturi înalte nu este deci obţinută prin adăugareade aditivi EP. Aditivii EP nu sunt, în general, toxici, unii fiind chiar otrăvitori, cumeste, de exemplu, naftenatul de plumb.

Aditivii de extremă presiune se pot împărţi în două clase:- substanţe chimice care accelerează uzura prin reacţia pe care o pot da cu

materialul, în punctele de presiune şi temperatură excesivă, dizolvând astfelasperităţile şi formând săruri metalice solubile în ulei. În felul acesta se obţine orodare a suprafeţelor într-o formă mai blândă, dar într-un ritm mai accelerat. Astfel,cei mai folosiţi aditivi de acest tip sunt esterii cu funcţii complexe (esterii aciduluifosforic, lecitina, compuşi cu conţinut de sulf, fosfor sau clor).

- produse chimice care evită griparea, la punctele de concentrări excesiveale sarcinii, prin crearea unor pelicule rezistente, care pot împiedica contactulmetalic. Aceştia sunt, de fapt, lubrifianţi solizi, care se folosesc şi ca aditivi în starecoloidală (disulfura de molibden, grafitul, iodura de cadmiu, trisulfura de wolfram),care, în general, satisfac cele două condiţii care li se impun:

tensiune de forfecare scăzută; afinitate puternică faţă de suprafeţele metalice cu care ajung în contact.Există câteva tipuri diferite de aditivi de extremă presiune, utilizaţi în mod

curent în uleiuri. Cei mai frecvent utilizaţi sunt: sulfura de dibenzil, izobutena


fosfosulfurată, triclorcetona şi parafina clorurată, uleiul de balenă sulfoclorurat,derivatele sulfurate ale acizilor graşi şi uleiul de balenă sulfurat, cetilclorura,mercaptobenzotiazol, ceara clorurată, naftenaţii de plumb, uleiurile parafiniceclorurate şi disulfura de molibden. Există şi alte tipuri de aditivi EP, cum ar fiorganoclorurile (clorurile organice) bazate pe staniu, dar ele nu sunt prea„populare” din cauza toxicităţii şi problemelor de stabilitate.

Dibenzildisulfura este un aditiv EP moderat care are sulful poziţionat într-un lanţ între doi radicali organici (fig. 5.4).

Fig. 5.4 – Structura dibenzildisulfurii.

Exemple ale acestui tip de aditivi sunt: disulfura de butilfenol şi disulfurade difenil. Tipul specific al radicalului hidrocarburii, de exemplu, difenilul, asigurăun control util al reactivităţii aditivului pentru a minimaliza coroziunea.

Triclorcetona şi parafina clorurată sunt aditivi EP puternici, dar ei suntşi foarte corosivi, în special când sunt contaminaţi cu apă. Ei sunt aplicaţi în situaţiiextreme, în lubrifierea severă, de exemplu, la tăierea filetelor.

Uleiurile minerale parafinice şi ceara pot fi clorurate pentru a produceaditivi EP. Aceştia însă nu prea sunt populari deoarece uleiurile minerale au ocompoziţie destul de variabilă şi, de obicei, prin această metodă rezultă un aditivslab calitativ, care pot avea efecte secundare importante şi nedorite, de exemplu,toxicitate şi corosivitate.

Uleiul de balenă sulfoclorurat este un aditiv EP eficient dar devinedemodat din cauza rarităţii sursei. Se mai foloseşte totuşi la axele camioanelorgrele.

Derivatele sulfurate ale acizilor graşi şi uleiul de balenă sulfuratasigură o combinaţie pentru extremă presiune şi lubrifiere cu adsorbţie.Sulfurizarea acizilor graşi şi a uleiului de balenă (care este tot o substanţă grasă)produce o gamă complexă de produse, aşa încât numele produselor individuale nusunt de obicei date. Un exemplu timpuriu este naftenatul sulfurizat de plumb careeste otrăvitor şi mai mult din acest motiv devine inutilizabil. Aceşti aditivi pot fiîncă găsiţi în uleiurile pentru angrenaje şi fluide de prelucrare prin aşchiere sau alteprelucrări ale metalelor.

Disulfura de molibden asigură lubrifierea la tensiuni mari de contact. Nueste corosivă dar este foarte sensibilă la contaminarea cu apă deoarece apacauzează descompunerea aditivului.


5.3.2. Aditivi anti-oxidanţi (AO).

Oxidarea uleiului.Inevitabil, uleiurile minerale oxidează pe durata serviciului şi acest lucru

determină creşterea frecării şi uzurii, în final afectând performanţele maşinii.Principalul efect al oxidării este o creştere graduală a vâscozităţii şi acidităţiiuleiului. Acest efect este demonstrat în fig. 5.5 care arată variaţia vâscozităţii şiacidităţii unui ulei mineral în funcţie de timpul de oxidare [144].

Fig. 5.5 – Efectele oxidării asupra vâscozităţii şi acidităţii pentru un ulei mineral(adaptat după 144).

Din fig. 5.5 se poate observa că, dacă oxidarea continuă, după 120 ore delucru, apare o creştere rapidă a vâscozităţii, chiar de aproape 8 ori după 150 ore. Otendinţă similară se poate observa cu aciditatea uleiului, exprimată prin cifra deaciditate totală. Un ulei puternic oxidat necesită să fie înlocuit deoarece cauzeazăpierderi de putere din cauza tracţiunii vâscoase crescute şi a dificultăţilor în pompa-re prin conductele de alimentare cu lubrifiant. Trebuie menţionat că oxidarea nueste singura cauză a creşterii vâscozităţii în uleiurile lubrifiante. O altă cauză estecalamina ce apare în special la motoarele Diesel. O aciditate mare a uleiului poatecauza coroziunea unor componente ale maşinii, cum ar fi etanşările şi lagărele. Deexemplu, pentru motoarele cu ardere internă, pentru aliajele de lagăre se folosescplumbul, cuprul şi cadmiul iar acestea sunt predispuse la coroziune. Din fig. 5.5 seconstată clar că peste cifra de aciditate totală în jurul valorii 3, uleiul trebuieschimbat. Perioada de timp anterioară oricărei modificări drastice în proprietăţilelubrifiante ale unui ulei reprezintă durata de lucru şi este menţionată şi ca perioadăde inducţie.


Mecanismul general de oxidare a uleiului se presupune că este o reacţie înlanţ cu radicali liberi. Totuşi identificarea mecanismului prescris este îngreunată decomplexitatea şi variabilitatea compoziţiei uleiului mineral 171. Un posibilmecanism de reacţie ale etapelor iniţiale ale procesului de oxidare, ar fi:

R – H R + H (formarea radicalului)R+O2 R – O – O (formarea peroxidului)R – O - O + R –H R – O – O – H + R (propagarea)

în care:R – H - este o hidrocarbură;R - radical;R - radical liber,H - ion de hidrogen,R - O - O - radical peroxid,R – O – O – H - acid organic.

Reacţia iniţială de formare a radicalilor este o disociere activată termic amoleculelor de hidrocarburi. Peroxizii sunt formaţi în a doua reacţie şi acest procesreprezintă prima etapă a oxidării, adică o reacţie directă între hidrocarbură şioxigenul dizolvat. Propagarea procesului este arătată în a treia reacţie careilustrează cum hidrocarburile oxidate pot avea un efect catalitic şi, deci,accelerează mult procesul de oxidare. Radicalul peroxid R - O -O este foartereactiv şi controlează viteza de reacţie. Prin reacţia cu ionul de hidrogen el produceun acid carboxilic R–O–O–H şi acesta asigură bazele pentru accelerarea oxidării144. Fiecare etapă consecutivă de oxidare duce la mai multe produse care eleînsele sunt capabile să se oxideze. Oxidarea uleiului poate decurge foarte rapidpeste un anumit punct critic. Procesul de oxidare este, deci, auto-accelerant.Rezultatul final constă în aceea că hidrocarburile iniţiale sunt convertite într-o seriede acizi carboxilici, cetone şi alcooli care pot apoi forma componenţi cu masămoleculară mai mare, prin condensare. Componenţii cu masă moleculară mareformează nămol şi depozite, care blochează circuitele de ulei şi corodeazăsuprafeţele.

Vitezele de oxidare pot fi afectate de temperatură, compuşi metalici încontact cu uleiul, cantitatea de apă şi oxigen din ulei şi de prezenţa radiaţieiionizante. În special temperatura are un efect determinant asupra vitezelor deoxidare, care pot fi chiar triple la o creştere a temperaturii cu numai 10C.

Prezenţa particulelor metalice de uzură în ulei poate accelera oxidarea.Acest aspect al degradării uleiului este cunoscut de mult timp dar mecanismul realnu este încă pe deplin înţeles. S-a arătat că oxidarea unei pelicule fine de ulei într-un vas metalic de testare este influenţată de materialul vasului. În special fierulaccelerează oxidarea uleiului, în timp ce, dacă există mari concentraţii de cuprudizolvat în ulei, oxidarea este limitată. Cuprul are un efect inhibitor când esteprezent în ulei la concentraţii mai mari de 2000 ppm, dar în concentraţii tipice


uleiurilor uzate (adică 100 ppm) nu există un efect de inhibare şi oxidarea esteaccelerată. Accelerarea oxidării uleiului de către fier depinde şi de formacontactului dintre fier şi ulei. Există, de fapt, câteva forme posibile de contact întreun metal şi un ulei. Poate exista contact între ulei şi suprafeţele metalice adiacente,sau poate exista contact între particulele de uzură, în suspensie, şi metalul dizolvat.Fiecare dintre aceste contacte influenţează oxidarea uleiului într-un anumit fel.Unele au fost deja investigate dar altele, nu. De exemplu, fierul dizolvat în ulei areun efect mult mai puternic în favoarea uzurii decât fierul nedizolvat, sub formă departicule. Pe de altă parte, relaţia între fierul în particule în suspensie şi cel dizolvatnu a fost încă investigată. S-a constat că plumbul poate fi uşor dizolvat în ulei, dar,spre deosebire de cupru şi fier, el nu conduce la formarea produselor insolubile, cumasă moleculară mare, care produc nămol şi depozite pe suprafeţele careinteracţionează [313].

Vitezele de oxidare depind de cantitatea de oxigen dizolvat în ulei. Cumcantitatea de oxigen din ulei poate fi crescută prin barbotare, întindere pe suprafeţeetc., sistemele de circulaţie a uleiului ar trebui proiectate în aşa fel încât contactulcu oxigenul să fie cât mai redus.

Şi alţi factori pot contribui la oxidarea uleiurilor sau pot produce efectesimilare. În motoarele cu ardere internă gazele nearse eşapate şi oxizii cu azot potgrăbi procesul de oxidare 144, în timp ce radiaţia nucleară poate cauza o creşteremare a vâscozităţii uleiului prin inducerea legăturilor laterale între moleculele dehidrocarbură. Radiaţia produce şi radicali liberi, crescând astfel viteza de oxidare.

Problema formării depozitelor pe suprafeţele lubrifiate de către uleiurilelubrifiante a fost recunoscută de timpuriu, pe durata dezvoltării motorului cu ardereinternă. Cercetări recente în acest domeniu relevă că probabilitatea apariţieiscuffingului în motorul Diesel este legată de temperatura critică la care se formeazălacurile. S-a constatat că formarea lacurilor sau depozitelor între segmenţii depiston şi canalele adiacente împiedică mişcarea lor liberă. Atunci, din cauzaforţelor mari în contact între segment şi peretele cilindrului, rezultă scuffing. Secrede că procesele combinate de oxidare a uleiului şi evaporare contribuie laformarea depozitelor. Viteza de formare a depozitelor depinde de câţiva factori,cum ar fi: suprafeţele rugoase accelerează formarea de depozite, aceasta avândtendinţa să crească masa moleculară a uleiurilor minerale (masele moleculare maridând cele mai mari depozite), şi rata de depozitare se conformează legii luiArrhenius 313.

Oxidarea uleiului poate afecta şi uzura componentelor mecanice în diferitegrade. Aceste efecte sunt încă insuficient cercetate şi înţelese, ele fiind şiimprevizibile. S-a constatat, de exemplu, că vitezele de uzură ale diferitelorelemente în mişcare, pot fi accelerate într-un mod neuniform, din cauza oxidăriilubrifiantului. Deteriorarea se poate astfel concentra pe o singură componentăcritică pentru funcţionarea maşinii.

O cantitate limitată de material oxidat nu este întotdeauna periculoasăpentru ulei, deoarece produsele iniţiale de oxidare pot asigura lubrifierea cu pelicu-


le fine. Acest lucru a fost recunoscut chiar înainte de a fi introduşi aditivii. Uleiu-rile lubrifiante erau în mod deliberat oxidate înaintea aplicării lor. Un exemplu alacestor efecte este dat în fig. 5.6: se poate observa că hexadecanul uşor oxidat dăcaracteristici de frecare mai bune decât hexadecanul pur, mai ales peste 90C.

Fig. 5.6 – Efectul oxidării asupra caracteristicilor de frecare ale hexadecanului.

Inhibitorii oxidării.Majoritatea lubrifianţilor actuali conţin aditivi anti-oxidanţi pentru a

prelungi perioada până la instalarea oxidării severe a uleiului. Există anti-oxidanţinaturali dar şi artificiali, care sunt capabili să inhibe oxidarea. Compuşii care conţinsulf natural sau azot şi care sunt prezenţi în uleiurile minerale, acţionează cainhibitori ai oxidării prin “mâncarea” radicalilor produşi în procesul de oxidare.Aditivii EP şi anti-uzură pe bază de sulf sunt şi ei destul de eficienţi ca anti-oxidanţi. Uleiurile parafinice au, de obicei, o mai mare stabilitate la oxidare decâtuleiurile naftenice 171.

Aditivii anti-oxidanţi larg utilizaţi sunt: dialchilditiofosfatul, dezactivatoriimetalici, hidrocarburile simple cum ar fi derivatele de fenol, amine şi fosfaţi orga-nici. Sulful şi fosforul, în forma elementară sau încorporaţi în compuşi organici,sunt şi ei anti-oxidanţi eficienţi, dar şi aditivi anti-uzură. Uneori sunt adăugaţi înuleiuri (o practică foarte veche) dar pot cauza probleme de coroziune sau potprecipita şi îşi pot pierde eficienţa ca aditivi. Anti-oxidanţii sunt de obicei adăugaţiîn ulei în cantităţi foarte mici, cu o concentraţie de aproximativ 1% (din greutate).

Anti-oxidanţii pot fi clasificaţi în trei categorii de bază:- dezactivatori metalici,- inhibatori tip radicali (sau inhibatori ai propagării oxidării),- substanţe care descompun peroxizii.

Dezactivatorii metalicii inhibă accelerarea oxidării uleiului prin antrena-rea unui metal, cum ar fi fierul sau cuprul. Aceste metale sunt cele mai des întâlnitepentru maşinile industriale. Dezactivatorii metalici funcţionează prin neutralizareaionilor metalici. Sursele majore de dezactivatori metalici sunt derivate ale aciduluisalicilic dar şi derivaţi ai lecitinei, ai acizilor fosforic, acetic, citric şi gluconic. Un


exemplu tipic de anti-oxidant este acidul etilendiamintetraacetic. Aceşti compuşisunt adăugaţi în ulei în cantităţi foarte mici, de aproape 5…30 mg/kg.

Inhibitorii tip radicali (sau inhibitori ai propagării) funcţionează prinneutralizarea radicalilor peroxid şi mecanismul anti-oxidant specific este arătat mai jos:

A – H + R - O – O A + R – O – O – H (producerea hidroperoxizilor);A + R – O – O A – O – O – R (terminarea oxidării)A + A 2A (dezactivarea aditivilor)

în care:R - radical,R – O – O - radical peroxid,R – O – O – H - hidroperoxid,A –H - aditiv,A - aditiv activat.Prima reacţie arată producerea hidroperoxizilor generaţi prin reacţia

aditivilor cu radicalii peroxidici. Inihibatorul radicalului constă, de obicei, dintr-ohidrocarbură cu un atom de hidrogen polarizat sau slab legat. Din păcate pe duratareacţiei se produc acizi organici. În următorul pas are loc încheierea oxidării.Radicalii peroxidici sunt complet neutralizaţi şi formează un produs relativ inert. Atreia reacţie ilustrează dezactivarea aditivului. Aditivii activaţi tind să seneutralizeze reciproc, rezultând o „uzură” mai mare a aditivilor.

Exemple pentru aceşti aditivi sunt: diarialamine, dihidrochinone şi fenoliecranaţi. Aceşti aditivi sunt cunoscuţi în literatură ca hidrocarburi simple şi suntcaracterizaţi prin volatilitate redusă, care este o trăsătură importantă deoarece pot fiutilizaţi doar în cantităţi mici de 0,5…1% (masă), dar durata lor de viaţă este foartelungă.

Agenţii de descompunere a peroxizilor funcţionează prin neutralizareahidroperoxizilor care, altfel, ar accelera procesul de oxidare. Un exemplu de acest felde aditiv este dialchilditiofosfatul de zinc (DDPZn) care funcţionează prin des-compunerea radicalilor peroxidici (R–O–O) şi a hidroperoxizilor (R–O–O–H) formaţipe durata oxidării. Această acţiune previne accelerarea procesului de oxidare. DDPZneste des adăugat în uleiurile de motoare în cantităţi mici 1…2% (masă).

Descompunerea hidroperoxidului cauzează degradarea graduală şi difuziaDDPZn în ulei, reducându-i eficienţa ca aditiv. Într-un experiment s-a măsuratconcentraţia de peroxizi şi DDPZn în hexadecanul care se oxidează, folosindtehnici cu radio-izotopi. S-a constat că, de îndată ce s-a adăugat o mică cantitate deDDPZn în lubrifiant, acesta s-a transformat în produsul imediat de descompunere -disufura de diizobutilditiofosfat (DS) care, după o perioadă de inducţie, opreşteformarea ulterioară a peroxizilor. Acest lucru este demonstrat în fig. 5.7 care aratăvariaţia în timp, a concentraţiei de produse de oxidare ale hexadecanului (HOP),hidroperoxizilor (ROOH), a DDPZn şi a produsului de descompunere imediată,cum ar fi sulfura de diizobutilditiofosfat (DS).


Fig. 5.7 - Inhibarea oxidării uleiului şi descompunerea simultană a anti-oxidantului aşa cum s-a măsurat cu ajutorul radio-izotopilor 313.

Este interesant că DDPZn nu acţionează ca un adevărat anti-oxidant, el purşi simplu descompune hidroperoxizii care sunt precursorii produselor de oxidarepolimerică şi care ar accelera uzura prin ceea ce pare a fi un mecanism de uzurăcorosivă. În loc să fie prezentă, oxidarea este convertită într-o formă mai uşoară şimai acceptabilă cu o probabilitate mult mai redusă de accelerare rapidă a oxidăriiprin căi multiple de reacţie. S-a constatat DDPZn întârzie atât timpul de inducţiedar şi rata de formare a depozitelor cauzate de oxidare uleiului. Acest lucru diferăfaţă de anti-oxidanţii fără cenuşă, care prelungesc doar puţin timpul de inducţie.Termenul “anti-oxidanţi” se referă, deci, la un grup diversificat de compuşi cudiferenţe considerabile în caracteristicile funcţionale.

Tipul de anti-oxidant folosit depinde de aplicaţie. De exemplu, în sistemeleîn care activitatea EP şi anti-uzură este esenţială şi durata de viaţă a uleiului esterelativ scurtă atunci cele mai bune rezultate la dau aditivii DDPZn sau cei EP pebază de sulf sau fosfor. În aplicaţii în care se cere o durată mare de viaţă a uleiului,la temperatură ridicată, sunt cei mai potriviţi inhibatori pe bază de amine.

5.3.3. Aditivii pentru controlul coroziunii (anti-coroziune) (AC).Se disting două grupe de aditivi: inhibitori ai coroziunii şi inhibitori ai rugi-

nirii. Inhibitorii coroziunii sunt utilizaţi pentru materiale neferoase (aliaje de cupru,


aluminiu, staniu, cadmiu etc.) şi sunt proiectaţi să protejeze suprafeţele lor împo-triva oricărui agent corosiv prezent în ulei. Inhibitorii ruginii sunt necesari pentrumateriale feroase şi sarcina lor este de a proteja suprafeţele feroase împotrivacoroziunii.

Inhibitorii coroziunii sunt folosiţi pentru a proteja suprafeţele neferoaseale lagărelor, etanşărilor etc. împotriva atacului corosiv al diferiţilor aditivi, înspecial al acelora care conţin reactivi (cum ar fi sulful, fosforul, iodul, clorul).Unele produse de oxidare sunt foarte acide şi trebuie să fie neutralizate înainte caacestea să cauzeze deteriorarea elementelor de lucru ale maşinii. Combinaţia întreaditivi corosivi, produsele de oxidare, temperatura înaltă şi, foarte des, apa, poateface atacurile corosive foarte severe pentru elemente metalice neferoase (care suntutilizate aproape în orice maşină). Cei mai obişnuiţi aditivi pentru controlulcoroziunii elementelor din aliaje neferoase sunt: benzotriazolul, azolele desubstituţie, dietilditiofosfatul de zinc, dietilditiocarbonatul de zinc, trialchilfosfaţii.Aceştia acţionează prin formarea de pelicule protectoare pe suprafeţele metalice.

Inhibitorii ruginirii sunt utilizaţi pentru a proteja componentele feroaseîmpotriva coroziunii. Principalii factori care contribuie la accelerarea ataculuicorosiv asupra elementelor feroase sunt oxigenul dizolvat în ulei şi în apă. Acestapoate cauza un atac electrolitic care se poate accelera mult cu creştereatemperaturii.

Inhibitorii ruginirii sunt, de obicei, agenţi cu lanţuri moleculare lungi, careatacă suprafeţele, reducând drastic mobilitatea apei, aşa cum se vede în fig. 5.8 a.În unele cazuri, ambele capete ale lanţului molecular pot fi active, astfel că aditivulse ataşează de suprafaţă cu ambele capete, aşa cum sugerează fig. 5.8 b, fiindnecesar mai puţin aditiv pentru descreşterea mobilităţii apei.

a) b)Fig. 5.8 - Mecanismul de operare al inhibitorilor ruginirii.

Aditivi utilizaţi în mod obişnuit pentru a controla coroziunea materialelorferoase sunt sulfonaţii metalici (de calciu, bariu etc.), aminele succinate sau alţiacizi organici polari. Sulfonaţii de calciu şi bariu sunt potriviţi pentru condiţii maisevere de coroziune în comparaţie cu succinaţii şi alţi acizi organici.


5.3.4. Aditivii pentru controlul contaminării (dispersnaţi şi detergenţi)(DI şi DT).

Odată cu introducerea motorului cu ardere internă, s-a dezvoltat o nouăclasă de aditivi. Uleiurile de motoare sunt, de obicei, expuse la produse decombustie care, inevitabil, contribuie la contaminarea lor. Apa joacă un rol majordeoarece ea accelerează oxidarea uleiului şi poate forma emulsii ulei-apă. Cândsulful este prezent în combustibil, pe durata combustiei se formează acid sulfurossau sulfuric. Dacă oricare din aceşti compuşi este dizolvat de apă, atunci seaccelerează coroziunea sau uzura corozivă a motorului. Pot exista mulţi alţicontaminanţi posibili, cum ar fi calamina rezultată din arderea ineficientă acombustibilului, particulele de uzură, combustibilul nears, produsele rezultate dincracarea şi degradarea uleiului de bază, produsele de coroziune, praful dinatmosferă, reziduurile organice din descompunerea microbiologică a uleiului etc.

Fără un control adecvat al contaminării, uleiului îşi va pierde capacitatealubrifiantă, va deveni corosiv şi va fi nepotrivit pentru serviciu. S-au dezvoltatdiverşi aditivi pentru controlul acidităţii produselor rezultate din ardereacombustibilul cu sulf şi pentru prevenirea aglomerării calaminei rezultate dinardere, dar şi a aglomerării particulelor de uzură. Aglomerarea particulelor poate fifoarte distructivă pentru motoare deoarece aceasta blochează conductele decirculaţie a uleiului sau chiar filtrele. Aditivii care previn dezvoltarea acestor efectedăunătoare sunt cunoscuţi în literatură fie ca „detergenţi” (DT), fie ca „dispersanţi”(DI). Totuşi, ultimul termen este mai adecvat.

Funcţiile principale ale acestor aditivi sunt:- neutralizarea oricărui acid format în timpul arderii combustibilului;- prevenirea formării lacurilor pe suprafeţele de lucru ale motorului;- prevenirea floculării sau aglomerării particulelor şi depozitelor de carbon,

care pot obtura conductele de ulei.Există două tipuri de dispersanţi: uşori şi suprabazici sau alcalini.

Dispersanţii uşori sunt deseori constituiţi din hidrocarburi simple saucompuşi fără cenuşă (când în urma arderii compusului nu rezultă oxizi, deoarececompuşii organici ard până la CO2 şi apă). Dipersanţii uşori sunt în mod tipicpolimeri cu masă moleculară mică, ai esterilor metacrilaţi, alcooli cu laţurimoleculare lungi sau compuşi polari ai vinilului. Funcţia acestor aditivi este de adispersa calamina (carbonul) şi particulele de uzură.

Dispersanţii superbazici sunt săruri de calciu, bariu sau zinc ale acizilorsulfonic, fenolic sau salicilic. Superbazic înseamnă că un exces de alcalii estefolosit în prepararea acestor aditivi. Aditivii de acest tip sunt prezenţi în uleiulmineral sub formă coloidală. Aditivii alcalini servesc la neutralizarea oricărui acidacumulat în ulei pe durata serviciului dar au un dezavantaj deoarece accelereazăoxidarea uleiului şi, deci, cer adăugarea unui anti-oxidant în ulei. Tabelul 5.2prezintă cei mai comuni dispersanţi.


Dispersanţi comuni. Tabelul 5.2

DispersanţiProprietatea

Prevenirea lacurilorşi gumelor

Neutralizareaacizilor

Prevenireacoagulării

Dispersanţi şi dispersanţisuperbazici: săruri de Ca, Basau Zn ale acizilor sulfonic,fenolic sau salicilic.

bună în special latemperaturi înalte bună

satisfăcătoare

Aditivi carboxili şi salicilici. bună satisfăcătoareslabă (pot

cauzacoagularea)

Dispersanţi uşori: Polimeri cumasă moleculară mică ai ester-metacrilaţiolor sau alcooli culanţ molecular lung.

satisfăcătoare* slabă bună

Compuşi polari ai vinilului. satisfăcătoare* slabă bunăAmine (trietilenamina etc.). satisfăcătoare* satisfăcătoare bunăSuccinimide saturate. satisfăcătoare* slabă bună

* Aceşti aditivi sunt eficienţi numai la temperaturi joase.

Fig. 5.9 - Sinteza şi funcţionarea detergenţilor sulfonaţi.


De regulă dispersanţii acţionează prin stabilizarea oricăror particulecoloidale suspendate în ulei, aşa cum se vede schematic în fig. 5.9.

Există un mod foarte rapid şi ieftin de a verifica dacă dipsersanţii suntactivi într-un anumit ulei. Se plasează o picătură de ulei pe o bucată de sugativă.Este preferabil să se folosească ulei prelevat din maşină. Va rezulta o pată groasă.Dacă pata groasă este uniform dispersată atunci dispersanţii funcţionează corect,dar dacă există o mică pată neagră în mijloc, înconjurată de zonă groasă atuncidispersanţii s-au epuizat şi uleiul trebuie înlocuit 288.

5.3.5. Aditivii pentru îmbunătăţirea vâscozităţii (AIV).Aceştia sunt aditivi care opresc sau reduc scăderea vâscozităţii uleiului cu

creşterea temperaturii şi sunt cunoscuţi ca amelioratori ai indicelui de vâscozitate(AIV). Aditivii amelioratori ai vâscozităţii sunt polimeri cu masă moleculară mare,care îşi pot schimba forma de la sferoidal, la liniar, când temperatura creşte. Acestefect este cauzat de o solubilitate mai mare a polimerului în ulei la temperaturi maimari şi împiedică astfel scăderea vâscozităţii uleiului de bază cu creşterea tempera-turii.

Moleculele liniare sau nespiralate determină o mai mare creştere avâscozităţii în comparaţie cu moleculele sferoidale sau spiralate. Amelioratori tipiciai vâscozităţii sunt polimetacrilaţii cu masa moleculară cuprinsă între 10.000 şi100.000. Se pare că moleculele polimerice liniare cu un număr mic de lanţurilaterale sunt cele mai eficace. Aceşti aditivi sunt folosiţi în concentraţii mici, decâteva procente masice, în uleiul de bază. Sunt de mulţi ani ingrediente active înuleiurile multigrad.

Principala problemă asociată cu aceşti aditivi este că se degradează uşor laviteze mari de forfecare şi prin oxidare. La viteze mari de forfecare amelioratoriivâscozităţii pot suferi pierderi temporare sau permanente de vâscozitate. Pierdereatemporară a vâscozităţii rezultă din alinierea moleculelor polimerului la viteze maride forfecare şi este reversibilă. Pe de altă parte, scăderea permanentă a vâscozităţiiimplică ruperea moleculelor lungi de polimer la viteze mari de forfecare – unproces ireversibil. De obicei amelioratorii de vâscozitate pot să crească indicele devâscozitate al unui ulei de la 110 la 150, dar numai la viteze moderate de forfecareşi pentru o perioadă limitată de timp.

Oxidarea uleiului poate contribui şi ea la degradarea şi ruperea moleculelorpolimerului. Coeficienţii presiune - vâscozitate nu sunt semnificativ afectaţi deamelioratorii de vâscozitate deşi unele efecte minore au fost raportate în literatură.În general, ei sunt relativ inerţi şi nu interacţionează cu alţi aditivi, în particular cuDDPZn. Totuşi unii afectează vitezele de uzură.

S-a constatat, de exemplu, că polimetacrilatul ca ameliorator al vâscozităţii,având masa moleculară peste 100.000, creşte vitezele de uzură în comparaţie cuuleiul mineral simplu. Accelerarea uzurii devine mai pregnantă cu creşterea sarciniiîn contact. Pentru a explica aceasta, s-a sugerat că moleculele mai mari aleamelioratorului de vâscozitate poate împiedica sau stânjeni curgerea uleiului în


contactele EHD. S-a constatat că lobii camelor motoarelor unse cu uleiuri îngroşatecu polimeri se uzează mai rapid decât uleiurile simple. Totuşi la sarcini mici încontact, s-a constatat că amelioratorii de vâscozitate reduc vitezele de uzură.

Factorii care controlează tranziţia de la efectele pro-uzură la cele anti-uzurăsunt încă necunoscuţi şi necesită investigaţii [313].

Aditivii cei mai folosiţi şi denumirile lor comerciale sunt:- polibutene (denumiri comerciale: „paraton”, „opanol”, „exanol”);- polialcoylstiren („santodex”);- poliacrilaţi („glissoviscole”);- polimetacrilaţi („plexol”).

5.3.6. Depresanţi pentru punctul de picurare (DP).Aceştia sunt în principiu aceeaşi compuşi ca şi amelioratorii de vâscozitate,

prevenind generarea de cristale de ceară la temperaturi joase prin dislocarea struc-turii cerii. Ei sunt importanţi pentru funcţionarea la temperaturi joase în aplicaţii încare stocul de bază al uleiului este parafinic. În cazurile în care se ştie că tempera-tura de lucru a uleiului nu scade sub 0C, pot fi complet omişi din formula uleiului.

Ca aditivi depresanţi naturali se folosesc hidrocarburile asfaltice, care însă,sunt instabile şi au culori închise. Aditivii depresanţi sintetici pot fi: săruri metalice aiunor acizi graşi, esteri organici, compuşi azotaţi, cloruraţi, sulfonaţi, polialcooli etc.

Eficienţa acestor aditivi este în funcţie de proporţia lor în ulei (maximum1%), de masa moleculară, structura spaţială a moleculelor şi de structura de bază auleiului.

5.3.7. Antispumanţii (inhibatorii de spumă) (AS).În condiţiile unei circulaţii rapide a uleiurilor şi a unor temperaturi ridicate

şi, eventual, a unei diferenţe pronunţate între presiunea uleiului şi cea a mediuluiînconjurător, apar fenomene de spumare‚ care atrag după sine întreruperea filmuluide lubrifiant, cu apariţia contactului metal pe metal, creşterea uzării, apariţiagripării, creşterea nivelului de ulei etc.

Adăugarea în stocul de bază a alcoolilor superiori, cu până la 20 de atomide carbon, sau a unor compuşi siliconici organici reduce cantitatea de spumă.Prezenţa chiar a unei cantităţi mici de compuşi siliconici organici elimină tendinţade spumare în ulei.

Principala sarcină a inhibitorilor de spumă este să destabilizeze spumagenerată pe durata funcţionării maşinii. De obicei se folosesc polimeri siliconici culanţuri lungi, în cantităţi foarte mici de 0,05…0,5% (masă). Cantitatea de aditiveste critică, adică o cantitate excesivă din acest aditiv este mai puţin eficace.

5.3.8. Aditivii polifuncţionali (PF).În ultimii ani au fost puse la punct tehnologii noi de aditivare a uleiurilor,

prin adăugarea unor amestecuri de compuşi organici. Aceştia sunt compuşi metalici


ai alchilfenolilor, care conţin în moleculă atomi de sulf, fosfor, azot, halogen etc. şipot oferi stocurilor de bază din uleiuri proprietăţi direcţionate.

Varianta optimă se pare că este folosirea mai multor substanţe, cu una saudouă grupări funcţionale, care prin amestecare permit obţinerea aditivuluipolifuncţional dorit. Folosirea în pachetele de aditivi a mai multor componentemăreşte activitatea aditivului; în plus, în cazul consumării unui component întimpul funcţionării uleiului, ceilalţi continuă să îşi exercite influenţa asupra acţiuniiaditivului.

Folosirea pachetului de aditivi impune rezolvarea problemei de solubilitateîn ulei, găsirea proporţiei la care eficienţa este maximă, accesibilitatea materiilorprime şi a costului pachetului.

5.4. INTERACŢIUNEA ÎNTRE ADITIVI.Interacţiunea între aditivi este o problemă serioasă şi constituie subiectul

unei continui investigaţii. Aşa cum s-a menţionat, unii aditivi anti-uzură şi EP potreacţiona cu alţi aditivi şi îşi pierd din eficacitate. De exemplu, unii acizi graşi cumar fi acidul oleic, detergenţii şi inhibitorii ruginirii pot împiedica semnificativacţiunea de lubrifiere a DDPZn. Una din problemele care au fost atent investigateeste reacţia chimică dintre lubrifiant şi combustibil, sau alte substanţe. În unelecazuri zincul din DDPZn poate fi înlocuit de un alt element. Un exemplu estesubstituirea zincului de către plumb în uleiurile de motoare, când se foloseştebenzina cu plumb. În acest caz DDPZn este transformat în DDPPb care este maipuţin eficace ca aditiv şi cauzează creşterea uzurii în motor. Un alt exemplu esteefectul amoniacului asupra lubrifianţilor. În uzinele chimice, compresiaamoniacului este o operaţie obişnuită. În cazul în care se contaminează cu amoniac,un ulei conţinând un inhibitor de coroziune ca succinat acid, apare un nămolconsistent care poate duce la deteriorarea excesivă a instalaţiilor. Deşi dispersanţiisunt aditivi de bază în uleiuri, din păcate au un număr de efecte secundare negativecare pot fi numite “interferenţa aditivilor”. DDPZn şi aditivii pe bază de sulf pot fiîmpiedicaţi să funcţioneze cum trebuie din cauza interferenţei dispersantului. Deexemplu, efectul dispersanţilor asupra coeficientului de frecare la diferitetemperaturi, este arătat în fig. 5.10. Un hexadecan cu un aditiv tipic pe bază de sulf,disulfură de dibezil (DBDS) a fost folosită iniţial ca fluid de curgere şi apoi s-auadăugat dispersanţi obişnuiţi ca sulfonatul de calciu şi n-octadecilamina (amină).

Din figura 5.10 se poate observa că DBDS formează o peliculă lubrifiantăcare duce la reducerea coeficientului de frecare la ~160C. Ambii dipsersanţi reduccoeficientul de frecare până la 80C, dar sulfonatul de calciu împiedică lubrifiereaefectivă prin DBDS peste 160C. Acţiunea DBDS este astfel inhibată.

Un efect similar are loc între DDPZn şi dispersanţii tip amine. S-a sugeratcă amina formează un compus cu DDPZn, prevenind descompunerea acestuia.Descompunerea DDPZn este esenţială pentru formarea peliculelor lubrifiante. Încontrast, sulfonatul de calciu exercită doar o slabă inhibare a funcţiilor DDPZn.313.


Fig. 5.10 – Efectul dipersanţilor asupra coeficientului de frecare la diferitetemperaturi.

5.5. MECANISMUL DE ACŢIUNE A ADITIVILOR.În timpul transmiterii fluxului de forţă de la un element al cuplei de frecare

la celălalt, procesele chimice dintre lubrifiant şi suprafeţe nu pot fi neglijate. Reac-ţiile chimice ce apar pe suprafeţele de contact pot fi împărţite în trei grupe: reacţiilestraturilor superficiale metalice cu acizii minerali ai lubrifiantului, cu oxigenul şimediul înconjurător sau cu aditivii activi chimic [146, 313]. Procesele chimice auîntotdeauna două acţiuni contradictorii, una de protecţie şi una de distrugere astraturilor superficiale metalice. Stratul de reacţie ce se formează pe suprafeţe areefecte bune asupra frecării numai dacă are o rezistenţă la forfecare redusă sau dacăsepară suprafeţele, împiedicând generarea punctelor de adeziune. Aceste puncte deadeziune apar atunci când între atomii reţelei cristaline a stratului superficial existălegături instabile (nesaturate). Aditivii au tocmai acest rol – de a satura legăturileinstabile şi de a nu le dezvolta în continuare. Saturarea acestor legături se poateface pe calea chemosorbţiei şi pe seama stabilirii unor legături chimice cu atomiidin materialul metalic.

Pentru ca reacţia aditivului cu suprafeţele metalice să aibă loc în anumitepuncte, intervine temperatura instantanee de frecare care a distrus local stratul delubrifiant. Aditivii antigripanţi trebuie deci aleşi astfel încât, la anumitetemperaturi, să reacţioneze cu suprafeţele, nu şi cu lubrifiantul.

Referitor la mecanismul de acţiune se menţionează: formarea de straturipolare, rezistente la penetraţia asperităţilor şi cu frecare scăzută (aditivii deonctuozitate pentru frecarea limită); producerea în punctele „calde” ale ariei realede contact a unor compuşi de reacţie care, prin forfecarea, corodarea sau netezireaasperităţilor, măresc aria reală de contact (aditivii de antiuzură, antigripaj).


Nu trebuie neglijat rolul pe care îl au materialele suprafeţelor de frecare.De exemplu, oţelurile inoxidabile nu se ung bine şi nu reacţionează puternic cuaditivii; oţelurile aliate cu crom nu reacţionează cu aditivii de sulf, în schimbreacţionează foarte bine cu aditivii pe bază de clor; oţelurile cu nichel suntfavorabile acţiunii aditivilor cu clor şi sulf. Deşi compuşii de sulf şi dialchilfosfatulde zinc sunt cunoscuţi ca aditivi anti-uzură şi EP, totuşi la cuplul fier-crom daurezultate slabe la gripare, comparativ cu cuplul de materiale fier-fier, unde secomportă bine.

Numai puţini aditivi pot acţiona favorabil la tipuri diferite de uzare. Astfel,MoS2 are o comportare foarte bună atât la gripare cât şi la pitting, comportare careîn general nu o realizează aditivii EP, care sunt favorabili numai combateriigripării, dar coboară limita de pitting. Unii aditivi, cum sunt cei pe bază de clor,deşi prezintă o acţiune corespunzătoare de antiuzură sau antigripaj, sunt de evitat îninstalaţiile ce lucrează la temperatură înaltă şi totodată prezintă posibilitate deimpurificare a uleiului cu apă, în urma reacţiilor putând rezulta acid clorhidric (deexemplu, în lagărele şi transmisiile laminoarelor, dacă în circuitul de ungere apătruns apa din circuitul de răcire).

Anumiţi aditivi de onctuozitate sau de extremă presiune, deşi suntcorespunzători destinaţiei lor, au şi acţiune de corodare sau de ruginire (deexemplu, acidul oleic, foarte bun aditiv de onctuozitate). În general, concentraţiaaditivilor, a căror acţiune de coroziune trebuie combătută cu un alt aditiv anti-coroziune (AC) adăugat în lubrifiant, este stabilită de producătorul acestora.

Concentraţii mai mari de aditivi în uleiuri sau unsori fie că nu sunteficiente, fie că sunt dăunătoare; procentajul optim ce trebuie stabilit experimentaldepinde de natura aditivului şi lubrifiantului, de materialele straturilor superficialeşi de condiţiile de funcţionare. Astfel, grafitul nu influenţează favorabil uzarea lapitting decât după 0,3%, iar acizii graşi sunt pozitivi la pitting între 1‚5…2%,reducând limita la pitting în concentraţie de 5…6%.

5.6. CONCLUZII.O largă varietate de fluide lubrifiante s-au dezvoltat pentru a îndeplini

funcţia de ungere şi noi lubrifianţi continuă să fie introduşi pe piaţă. Totuşiprincipiile de selectare a lubrifiantului nu s-au schimbat şi pot fi rezumate larezistenţă la oxidare, la uzură şi la coroziune, menţinerea vâscozităţii la temperaturiînalte şi posibilităţi de lubrifiere cu pelicule subţiri. Relativ puţini lubrifianţisatisfac toate aceste criterii de performanţă.

Este, deci, o practică des întâlnită de a amesteca aditivii cu un fluid sau culubrifiant semi-solid pentru a-i îmbunătăţi proprietăţile. Trebuie subliniat că aditiviinu sunt o soluţie universală pentru toate problemele de lubrifiere. Aceştia pot creatot atâtea probleme câte rezolvă; de exemplu, incompatibilitatea cu lubrifiantul debază sau/şi cu alţi aditivi poate produce defectări şi distrugeri ale sistemelorindustriale, cu costuri mari.

221

CAPITOLUL 6

PROPRIETĂŢILE LUBRIFIANŢILORLICHIZI

Caracteristicile de evaluare a lubrifianţilor sunt incluse în două grupeprincipale: caracteristici fizico-chimice şi caracteristici de performanţă.

Caracteristicile fizico-chimice pot fi împărţite în două categorii: derecunoaştere (comerciale) şi reologice. La conceperea, omologarea, fabricarea,alegerea şi recomandarea lubrifianţilor, aceste caracteristici trebuie examinate înansamblu.

Din cataloagele de produse, norme şi standarde de calitate se obţininformaţii în special în ceea ce priveşte caracteristicile de recunoaştere(comerciale), aceasta bineînţeles sub rezerva unor garanţii de calitate. Din punctulde vedere al fabricantului şi utilizatorului este important a se cunoaşte mai multdespre lubrifianţii respectivi, şi anume, alte caracteristici legate de comportarea înexploatare a acestora.

Pe măsură ce nivelul de performanţe ale maşinilor creşte, fabricanţii delubrifianţi, trebuie să-şi îmbunătăţească şi să-şi completeze modul de evaluare aproduselor, ceea ce a condus la elaborarea de metodologii de control încă din fazade cercetare a formulelor de compoziţie. O astfel de metodologie reprezintă uncomplex de testări efectuare în laboratoare de specialitate, într-o anumită ordine,dependentă de importanţa, semnificaţia şi interpretarea caracteristicilor studiate.

În continuare sunt prezentate proprietăţile fizico-chimice şi de performanţăale principalilor lubrifianţi, metodele de evaluare, semnificaţia şi modul corect deinterpretare de către utilizatori.

6.1. PROPRIETĂŢI FIZICO – CHIMICE.

6.1.1. Vâscozitatea.

6.1.1.1. Consideraţii generale.Vâscozitatea este cea mai importantă proprietate fizică a fluidului într-un

tribosistem. Valoarea ei, dar şi dependenţa ei de temperatură şi presiune, determinăgenerarea sau nu, a peliculei portante.


Vâscozitatea, ca proprietate fizică, este o măsură a frecării interne în fluid.Aceasta este o proprietate a fluidelor de a opune rezistenţă la curgere, ca rezultat alinteracţiunii particulelor constituente.

Vâscozitatea caracterizează rezistenţa tangenţială, opusă de straturilevecine de lubrifiant la deplasarea lor relativă, în curgerea laminară a lubrifiantului.Viteza straturilor de lubrifiant în curgere laminară între două suprafeţe între careexistă o deplasare relativă cu o anumită viteză, variază, pe direcţia normală ladirecţia vitezei relative, după o anumită lege.

Pentru a exprima cantitativ vâscozitatea unui lubrifiant, aceasta poate fidiscutată din mai multe puncte de vedere:

a) al forţelor tangenţiale care se manifestă la deplasarea relativă astraturilor de lubrifiant; în acest caz, se face referire la vâscozitatea dinamică;

b) al variaţiei vitezelor diferitelor straturi de lubrifiant pe o direcţienormală la direcţia vitezei relative. În acest caz se face referire la vâscozitateacinematică;

c) al raportului dintre timpul de curgere în condiţii date a unei cantităţiegale de lubrifiant, şi respectiv de alt fluid (chiar apă). În acest cazvâscozitatea se exprimă ca vâscozitate relativă.

a) Vâscozitatea dinamică. Se determină pe baza relaţiei lui Newton:2dv

N / mdn

(6.1)

unde: este rezistenţa tangenţială la deplasarea relativă a două straturi

vecine de lubrifiant; - vâscozitatea dinamică;dv / dn - gradientul vitezei pe o direcţie normală la direcţia vitezei relative.Din această relaţie se deduce expresia şi semnificaţia vâscozităţii dinamice:

2 2

N m N ssau Pa s

dv m / sm mdn

(6.2)

Vâscozitatea dinamică este, deci, forţa necesară pentru deplasarea relativăa două suprafeţe paralele de lichid de câte 1 m2, situate în două straturi ladistanţa de 1 m, cu viteza relativă de 1 m/s.

Pentru exprimarea vâscozităţii dinamice se utilizează şi unitatea demăsură Poise, în onoarea medicului francez Poiseuille (cu submultiplul centi-Poise) astfel:

1 12

N s1P 10 10 Pa s

m

, respectiv: 32

N s1cP 10 1 mPa s

m

(6.3)

Medicul Jean Poiseuille (1799-1869) a determinat experimental legile ceguvernează curgerea fluidelor prin tuburi subţiri inventând totodată instrumente specificede măsurare, studiind - în fapt, presiunea sanguină.

Cap. 6. Proprietăţile lubrifianţilor lichizi223

Tabelul 6.1 dă o imagine asupra intervalului de variaţie a vâscozităţiifluidelor, în condiţii normale de presiune şi temperatură.

b) Vâscozitatea cinematică. Se notează de obicei cu şi se determină curelaţia:

2m

s

(6.4)

unde: - vâscozitatea dinamică [Ns/m2];

- densitatea uleiului [kg/m3].Din relaţia (6.4) se poate stabili

sensul fizic al vâscozităţii cinematice, legatde variaţia vitezei [m/s] straturilor delubrifiant aflate în mişcare relativă şi situatela o anumită distanţă între ele [m].

În sistemul internaţional, unitatea demăsură pentru vâscozitatea cinematică estemetrul pătrat pe secundă (m2/s), iar însistemul CGS unitatea de măsură este Stokes(St) cu submultiplul uzual Centistokes (cSt).

Între aceste mărimi se stabileşteurmătoarea echivalenţă:

2 2

4 4 6( SI )

m cm1 10 10 St 10 cSt

s s

sau

2 2 2

2 2 6cm m mm1 cSt 10 St 10 10 1

s s s

(6.5)

Sensul fizic al vâscozităţii cinematice este acela că aceasta reprezintăvariaţia vitezei (m/s) straturilor de lubrifiant aflate în mişcare relativă şi situate la oanumită distanţă între ele dn exprimată în metri (m).

Fiind mai uşor de determinat, vâscozitatea cinematică se foloseşte pentrucaracterizarea standard a uleiurilor minerale dar şi sintetice, sub denumirea uzualăde vâscozitate ISO, fiind valoarea vâscozităţii cinematice a fluidului la 40C, înmm2/s (cSt) (SR ISO 3448-1998).

Trebuie subliniat că în calculele de proiectare a tribosistemelor lubrifiate seia în considerare vâscozitatea dinamică, exprimată de cele mai multe ori în Pa·s.Dacă nu există informaţia despre vâscozitatea dinamică, aceasta se determină dinrelaţia (6.4), cunoscând densitatea şi vâscozitatea cinematică a lubrifiantului, dincatalogul de produs. Problema proiectantului este că, în funcţionare, vâscozitateadinamică rezultată dintr-un astfel de calcul este valabilă doar pentru condiţiile de

Tabelul 6.1Fluidul Vâscozitatea

smPa Aer la 20CApă la 20CUlei de rapiţă saude măsline la20CGlicerină cu 5%apăUlei mineralMiere

0,0181

100

500 1000 1500


determinare a celor două proprietăţi, care sunt mult diferite de condiţiile de lucrudin contact, cu referire în special la influenţa temperaturii, presiunii, vitezei deforfecare şi a timpului.

d) Vâscozitatea relativă. Vâscozitatea unui lubrifiant poate fi exprimatăşi pe baza comparării lui cu un fluid etalon (de exemplu, cu apa). Vâscozitatea rela-tivă reprezintă raportul dintre timpul necesar pentru scurgerea printr-un orificiucalibrat, la o temperatură dată, a unei cantităţi egale de ulei, respectiv de apă (meto-da Engler). În acest caz unitatea de măsură este gradul Engler (0E) şi reprezintă, defapt, raportul dintre timpul de scurgere a unui volum de 200 cm3 de ulei la oanumită temperatură t (°C) şi cel de scurgere al unui volum egal de apă distilată latemperatura de 20 0C. Există vâscozimetre (Saybolt, Redwood) cu care sedetermină timpul, în secunde, necesar scurgerii unei cantităţi de ulei, la otemperatură dată, printr-un orificiu calibrat. Vâscozitatea se exprimă, în acest caz,indirect, în unităţi de timp (secunde). Unităţile corespunzătoare celor douăvâscozimetre, sunt: secunda universală Saybolt (SUS) şi secunda Redwood (1 sau2).

Vâscozitatea convenţională Redwood ® sau Saybolt (S) a unui fluid estetimpul de curgere, în secunde, a 50 cm3, respectiv 60 cm3 de fluid din aparatelerespective.

Deşi în calcule nu se recomandă utilizarea vâscozităţii Engler, existăformule de conversie:

- pentru uleiuri cu 1,35 ... 3,2 E:

oo

8,64cSt 8 E

E

(6.6)

- pentru uleiuri cu [°E] > 3,2 0E:

47,6 o

ocSt E

E

(6.7)

De asemenea:

180cSt 0,22 SUS

SUS (6.8)

171cSt 0,26 Redwood1

Redwood1 (6.9)

Vâscozitatea convenţională are domeniul de măsură după cum urmează:Engler l,2-50°E;Saybolt 32-1000 s;Redwood I (Standard) 30-2000 s;Redwood II (Admiralty) > 2000 s.

6.1.1.2. Măsurarea vâscozităţii.Pentru măsurarea vâscozităţii se folosesc aparate numite vâscozimetre.

Există diferite tipuri şi selectarea unuia sau altuia depinde de natura fluidului, de


condiţiile în care va lucra acesta (intervalul de presiuni şi temperaturi, de intervalulvitezelor de forfecare etc.). Principalele tipuri de vâscozimetre sunt:

- vâscozimetre capilare: variabila măsurată este timpul de curgere pentruun volum impus de fluid, care sub influenţa gravitaţiei sau a presiunii, trece printr-un capilar;

- vâscozimetre cu corp în cădere liberă: variabila măsurată este timpul decădere a unui corp solid (bilă, cilindru, prismă) prin substanţa testată, în anumitecondiţii de presiune şi temperatură;

- vâscozimetre rotaţionale: variabila măsurată este momentul rezistent detorsiune, cauzat de frecarea fluidă între un rotor şi un stator, de o anumităgeometrie (de exemplu, cilindri concentrici, placă şi con, placă pe placă etc.);

- vâscozimetre cu ultrasunete: variabila măsurată este capacitatea deamortizare când fluidul este supus la ultrasunete;

- vâscozimetre vibratoare (cu cuarţ, de exemplu): variabila măsurată estecapacitatea de amortizare a vibraţiilor.

Vâscozitatea dinamică, şi vâscozitatea cinematică, se exprimă înunităţi absolute, iar vâscozitatea relativă se exprimă în unităţi convenţionale.

6.1.1.2.1. Determinarea vâscozităţii cinematice şi calculul vâscozităţiidinamice.

Vâscozitatea exprimată în unităţi absolute se determină prin următoareledouă metode:

- metoda curgerii prin vâscozimetrul capilar;- metoda căderii unei bile prin lichid în tub înclinat.Determinarea vâscozităţii cinematice prin metoda curgerii prin

vâscozimetrul capilar.Cea mai importantă relaţie care

guvernează curgerea laminară a unui fluidprintr-un tub cu secţiune constantă este ecuaţiasau legea lui Poiseuille. Ea a fost stabilită camîn acelaşi timp de Hagen în Germania. Astfel,ea este uneori denumită legea Hagen –Poiseuille, care se demonstrează folosindnotaţiile din fig. 6.1 şi consideraţiile careurmează:

Fie un tub cilindric de lungime l şi derază R , prin care curge laminar un lichid.Straturile subţiri, succesive, de fluid sedelimitează ca suprafeţe laterale ale cilin-drilor de rază r (unde r variază între zero şiR ). Curgerea poate fi imaginată drept o

deplasare a unor tuburi coaxiale care alunecă unele pe altele, astfel încât tubulcentral alunecă cel mai rapid, în timp ce tubul exterior rămâne pe loc.

Fig. 6.1 – Geometria tubuluicapilar.


Deplasarea relativă a două tuburi este însoţită de frecare. Observaţia estevalabilă şi în cazul fluidelor reale, între straturile (subţiri) componente ale acestoraapărând forţe de frecare internă (frecare vâscoasă) care influenţează, evident,maniera de curgere a acestora.

Experimental se constată că forţa de frecare internă care se exercită (înregim dinamic de curgere) între două straturi subţiri de lichid aflate în contact este:

- direct proporţională cu mărimea suprafeţei de contact dintre cele douăstraturi, A;

- direct proporţională cu viteza relativă (variaţia vitezei) dintre cele douăstraturi;

- direct proporţională cu o mărime de material, dependentă de naturafluidului, care poartă numele de vâscozitate.

Tot experimental se constată că în cazul unei curgeri laminare printr-un tubde secţiune constantă, viteza fluidului are valoare maximă pe axa de simetrie atubului (ca în fig. 6.1), scăzând către zero în zona de contact fluid – perete solid.Dacă se notează cu r distanţa dintre axa de simetrie a tubului cilindric şi punctulcurent în care se evaluează viteza de curgere a stratului de fluid, dependenţa de maisus se exprimă în forma: v v r , iar variaţia vitezei între două straturi succesive(gradientul vitezei pe direcţia perpendiculară pe viteză) are expresia dv / dr .

Ţinând cont de aceste observaţii, expresia forţei de frecare internă este:dv

F Adr

(6.10)

Asupra stratului de rază r (tubului cilindric de rază r ), având suprafaţalaterală A 2 r l , se exercită forţa de frecare:

dvF 2 r l

dr (6.11)

Cea de-a doua forţă care intervine este rezultanta forţelor de presiune carese exercită asupra bazelor cilindrului:

2 2p 1 2F p p r p r (6.12)

Rezultanta celor două forţe care intervin în dinamica stratului de fluid(forţa de frecare şi cea de presiune) este nulă (deplasarea stratului se face cu vitezăconstantă în timp), deci:

0 R2

v r

dv pp r 2 r l dv r dr

dr 2 l

(6.13)

Limitele de integrare din relaţia (6.13) ţin cont de faptul că:- la maximr 0, v v ;- la r R,v 0 .Efectuând calculele, se obţine:

2 2pv R r

4 l

(6.14)


Relaţia obţinută (6.14) exprimă distribuţia de viteze în secţiunea tubului. Seconstată că:

- la 2max im

pr 0, v R

4 l

;

- la Rr se verifică faptul că 0v .Printr-o coroană cilindrică de rază r şi de grosime dr (având deci, supra-

faţa dS , haşurată în fig. 6.1), în intervalul de timp dt trece un volum dV delichid, adică:

2 2

2 2

dV dS v dt

dS r dr r 2 r dr

pdV R r 2 r dr dt

4 l

(6.15)

Prin urmare, volumul de lichid care traversează întreaga secţiune a tubuluiîn intervalul de timp dt este:

R 4

2 2tot

0

p dt R pdV R r r dr dt

2 l 8 l

(6.16)

iar debitul volumetric, notat cu Q, este:4dV R p

Qdt 8 l

(6.17)

Relaţia (6.17) poartă numele de legea lui Poiseuille (deoarece a fost for-mulată pentru prima dată, pe baze experimentale, de către acest medic, în 1844).

Determinarea vâscozităţii cu vâscozimetrul capilar se bazează pe relaţiadintre vâscozitate şi viteza de curgere a unui lichid în capilar, definită de legeaHagen – Poiseuille:

4

4

R pt C t

8 V l

R g ht k t

8 V l

(6.18)

în care:R - raza tubului capilar, în cm;l - lungimea tubului capilar, în cm;

p - presiunea hidrostatică, în g/cm.s2;V - volumul curs prin tubul capilar, în cm3;

Dependenţa dintre debitul volumetric şi raza R se aplică direct în cazul acelor de seringă:se observă că mărimea (raza) acului este mult mai importantă decât presiunea exercitată dedeget (o dublare a diametrului acului are acelaşi efect ca o creştere de 16 ori a forţei deapăsare).


t - timpul de curgere, în s;g - acceleraţia gravitaţiei la locul determinării, în cm/s2;h - înălţimea coloanei hidrostatice, în cm; - densitatea lichidului la temperatura determinării, în g/cm3;C - constanta tubului capilar pentru vâscozitatea dinamică ( );k - constanta tubului capilar pentru vâscozitatea cinematică ( ); constanta

k înscrisă pe tubul capilar este astfel dată încât rezultatul se obţine direct în mm2/s(centiStockes).

Tipuri de vâscozimetre. Tabelul 6.2

Tip Identificarea vâscozimetrului

Intervalmăsurabil devâscozitate

cinematică 1),mm2/s

A

Tipuri Ostwald, modificat pentru lichide transparente:Cannon-Fenske obişnuit 2)

ZeitfuchsBS tub în U 2)

BS tub în U şi M, miniaturăSIL 2)

Cannon-Maning semi-microPinkevitch 2)

0,5…20.0000,6… 3000

0,9 … 10.0000,2 … 100

0,6 … 10.0000,4 … 20.0000,6 … 17.000

B

Tipuri cu nivel suspendat, pentru lichide transparente:BS/IP/SL 2)

BS/IP/SL(S) 2)

BS/IP/MSLUbbelohde 2)

FitzSimonsAtlantic 2)

Cannon-Ubbelohde(A), Cannon-Ubbelohde cu diluţie(B) 2)

Cannon-Ubbelohde semi-microUbbelohde DIN

3,5 …100.0001,05 … 10.0000,6 … 3.000

0,3 … 100.0000,6 … 1.2000,75 … 5.000

0,5 … 100.0000,4 … 20.000

0,35 … 50.000C Tipuri cu curgere inversă, pentru lichide transparente şi opace:

Cannon-Fenske opacZeitfuchs cu braţ cruceBS/IP/RF tub U, cu curgere inversăLantz-Zeitfuchs, cu curgere inversă

0,4 …20.0000,6 … 100.0000,6 … 300.00060 … 100.000

1 Fiecare interval semnalat caracterizează un tip de vâscozimetru. Pentru a se evitaobligaţia efectuării unei corecţii de energie cinetică, aceste vâscozimetre sunt conceputepentru un timp de curgere mai mare de 200 s cu excepţia unei indicaţii contrare,semnalate în ISO 3105.2 Pentru fiecare dintre aceste tipuri de vâscozimetre timpul minim de curgere, pentruvâscozimetre cu constante reduse, depăşeşte 200 s.


Fig. 6.2 – VâscozimetrulCannon-Fenske obişnuit

(dimensiuni cotate în mm).

SR ISO 3104:1996 (produse petroliere – Lichide opace şi transparente –Determinarea vâscozităţii cinematice şi calculul vâscozităţii dinamice) cuprinde olistă (tabelul 6.2) de vâscozimetre cu capilare, utilizate în mod curent pentru deter-minarea vâscozităţii cinematice, iar SR ISO 3105:1998 (Vâscozimetre cinematicecu capilară de sticlă – specificaţii şi instrucţiuni de operare) cuprinde specificaţiileşi instrucţiunile de operare pentru acestea. Tipurile de vâscozimetre descrise suntvâscozimetre Ostwald modificate, vâscozimetre cu nivel suspendat şi vâscozimetrecu curgere inversă.

Pentru fabricarea tuturor vâscozimetrelor se utilizează sticlă borosilicatică,cu coeficient redus de dilatare, complet recristalizată.

O procedură de operare standardizată, aplicabilă la toate vâscozimetrelecinematice cu capilară din sticlă, este conţinută în SR ISO 3104:1996.

Principiul metodei de determinare a vâscozităţii cinematice cuvâscozimetre capilare constă în măsurarea timpului în care un volum fix de produslichid curge printr-un tub capilar calibrat la o înălţime hidrostatică constantă şi la otemperatură constantă. Valoarea vâscozităţii cinematice se obţine prin înmulţireaconstantei de calibrare a vâscozimetrului capilar cu timpul de curgere, exprimat însecunde. În continuare se prezintă cele mai cunoscute vâscozimetre capilare.

1.Vâscozimetrul Cannon-Fenske obişnuit.Acesta este un vâscozimetru Ostwald modificat (fig. 6.2), având constan-

tele nominale, intervalul de vâscozităţi cinematice, diametrele capilarei şi volumelebulei pentru fiecare mărime, prezentate în tabelul 6.3.

Pentru a încărca un vâscozimetru Cannon-Fenske obişnuit se inversează vâscozimetrul şi seaspiră fluid în tubul L-13, cu tubul N-8 imersat înproba de lichid. Se aspiră proba până la reperul decronometrare F. Se montează vâscozimetrul perpen-dicular pe baia de termostatare, ţinând tubul L-13 înpoziţie verticală. Se lasă vâscozimetrul încărcat săstea în baie suficient timp pentru a se atingetemperatura de încercare. Se utilizează vidul (saupresiunea, dacă proba conţine compuşi volatili)pentru a aspira proba prin bula C, la aproximativ 5mm deasupra reperului de cronometrare E din parteade sus. Se îndepărtează vidul şi se lasă proba săcurgă liber măsurând cu o exactitate de 0,1 s timpulnecesar părţii principale a meniscului să treacă de lareperul de cronometrare E, la reperul F.

Dacă acest timp de curgere este mai micdecât timpul minim de curgere specificat pentruvâscozimetru, se alege un vâscozimetru cu o capilarăde diametru mai mare şi se repetă măsurareatimpului de curgere.


Vâscozimetrul Cannon-Fenske obişnuit – Dimensiuni şi intervalede vâscozităţi cinematice. Tabelul 6.3

Nr.mărime

Constanta nominalăa vâscozimetrului,

(mm2/s)/s

Intervalul devâscozităţicinematice,

mm2/s

Diametrulinterior altubului, R,mm (±2%)

Volumul bulei,ml (±5%)D C

25 0,002 0,51) … 2 0,30 3,1 1,650 0,004 0,8 … 4 0,44 3,1 3,175 0,008 1,6 … 8 0,54 3,1 3,13

100 0,015 3 … 15 0,63 3,1 3,1150 0,035 7 … 35 0,78 3,1 3,1200 0,1 20 … 100 1,01 3,1 3,1300 0,25 50 … 250 1,27 3,1 3,1350 0,5 100 … 500 1,52 3,1 3,1400 1,2 240 … 1200 1,92 3,1 3,1450 2,5 500 … 2500 2,35 3,1 3,1500 8 1600 … 8000 3,20 3,1 3,1600 20 4000 … 20.000 4,20 4,3 3,1

1) Timp minim de curgere de 250 s; pentru toate celelalte mărimi, timpul minim decurgere este de 200 s.

Vâscozimetrul Ubbelhode – Dimensiuni şi intervalede vâscozităţi cinematice. Tabelul 6.4

Nr.mărime

Constantanominală a

vâscozimetrului,(mm2/s)/s

Intervalul devâscozităţicinematice,

mm2/s


Volumul bulei,C

ml (±5%)

0 0,001 0,31)…1 0,24 1,00C 0,003 0,6…3 0,36 2,00B 0,005 1,0…5 0,46 3,01 0,01 2…10 0,58 4,0

1C 0,03 6 …30 0,77 4,01B 0,05 10…50 0,88 4,02 0,1 20… 100 1,03 4,0

2C 0,3 60…300 1,36 4,02B 0,5 100…500 1,55 4,03 1,0 200…1000 1,83 4,0

3C 3,0 600…3000 2,43 4,03B 5,0 1000…5.000 2,75 4,04 10 2.000…10.000 3,27 4,0

4C 30 6.000…30.000 4,32 4,04B 50 10.000…50.000 5,20 5,05 100 20.000…100.000 6,25 5,0

1) Timp minim de curgere de 300 s; pentru toate celelalte mărimi, timpul minim decurgere este de 200 s.


Fig. 6.3 – VâscozimetrulUbbelhode.

2. Determinarea vâscozităţii cinematice cu vâscozimetrul Ubbelohdecu nivel suspendat.

Vâscozimetrele cu nivel suspendat includ modelele BS/IP/SL,BS/IP/SL(S), BS/IP/MSL, Ubbelhode, FitzSimons, Atlantic, Cannon-Ubbelhode şiCannon-Ubbelhode semimicro (SR ISO 3105 - Vâscozimetre cinematice cucapilară de sticlă – specificaţii şi instrucţiuni de operare) (vezi tabelul 6.2).

Frecvent este folosit vâscozimetrulUbbelhode (fig. 6.3) având constantele nominale,intervalele de vâscozităţi cinematice, diametrelecapilarei şi volumul bulei în tabelul 6.4 pentrufiecare mărime prezentată.

Vâscozimetrele cu nivel suspendat suntutilizate pentru măsurarea vâscozităţilor cinematiceale lichidelor newtoniene, transparente, cuprinseîntre 0,3 şi 100.000 mm2/s (cSt).

Vâscozimetrul Ubbelhode se încarcă prinînclinarea instrumentului la 30° faţă de verticală şise introduce suficientă probă prin tubul L în bula Aastfel încât când vâscozimetrul este readus laverticală, meniscul să fie între reperele de umplere Gşi H, iar tubul P să fie complet umplut, fără să reţinăaer. Se introduce vâscozimetrul în baia determostatare, ţinând tubul L vertical. Se lasăvâscozimetrul încărcat să rămână în baie suficienttimp pentru a atinge temperatura de încercare.Deoarece acest timp variază pentru diferiteinstrumente, diferite temperaturi şi diferitevâscozităţi cinematice, se stabileşte, prin încercări,un timp sigur de echilibru (30 min. trebuie să fiesuficient, cu excepţia vâscozităţilor cinematicemari).

Se astupă tubul M cu degetul şi se utilizează vid (sau presiune, dacă probaconţine componenţi volatili) pentru a aspira proba uşor prin bula C la aproximativ8 mm deasupra reperului de cronometrare E. Se îndepărtează vidul de la tubul N şise pune imediat degetul de la tubul M la tubul N, menţinând meniscul deasuprareperului E până când meniscul inferior cade sub capătul capilarei R, în bula B. Înbula B pătrunde aer şi coloana de lichid se rupe la capătul inferior al tubuluicapilar, formându-se „nivelul suspendat”, totdeauna în acelaşi loc, indiferent deprobă, cu condiţia ca proba să ude sticla. Se îndepărtează degetul şi se lasă proba săcurgă liber.

Se măsoară, cu o exactitate de 0,1 s, timpul necesar marginii meniscului sătreacă de la reperul de cronometrare E, la reperul de cronometrare F. Dacă acest


Fig. 6.5 – VâscozimetrulBS/IP/RF cu curgere inversă.

timp de curgere este mai mic de 200 s, seva alege un vâscozimetru cu capilară maimică şi se repetă determinarea.

În ultimul timp s-a dezvoltat unsistem de măsurare computerizată a vâs-cozităţii folosind vâscozimetrul Ubbe-lohde (vâscozimetrul Schott KPG Ubbe-lohde) (fig. 6.4). Vâscozimetrul este intro-dus într-un cilindru cu pereţi dubli dinsticlă pentru termostatarea temperaturii cuajutorul unui termostat cu circulaţie.Vâscozimetrul este conectat la o sursă deaer comprimat care asigură pomparealichidului în tubul capilar.

Timpul de curgere a lichiduluiprin tubul capilar se măsoară cu ajutorulcelulelor fotoelectrice. Pentru măsurareatemperaturii se ataşează un termometru demare precizie (PT 100).

Controlul complet al sistemului de măsurare a vâscozităţii se face cuajutorul programului Windows denumit “ViscoMeasurement”. Pentru măsurareavâscozităţii cu precizie ridicată este posibilă rularea automată a programului latemperaturi de până la 353 K şi a vâscozităţii cuprinsă între 0,3 şi 100 mm2/s (cSt).

3. Determinarea vâscozităţii cinematice pentru lichide transparente şiopace cu vâscozimetrul cu capilar cu curgere inversă.

Vâscozimetrele cu curgere inversă pentrulichide transparente şi opace includ vâscozimetreleZeitfuchs în cruce, Cannon-Fenske opac,BS/IP/RF, şi Lantz-Zeitfuchs (vezi tabelul 6.2).

Faţă de vâscozimetrele Ostwald modifi-cate şi cu nivel suspendat, proba de lichid curgeîntr-o bulă de cronometrare neumezită anterior deprobă, pentru a se permite astfel măsurarealichidelor ale căror filme subţiri sunt opace.

Vâscozimetrele cu curgere inversă suntutilizate pentru măsurarea vâscozităţilor cinema-tice ale lichidelor newtoniene, transparente şiopace, cu valori ale vâscozităţii cuprinse între 0,4şi 300.000 mm2/s (cSt).

Pentru exemplificare se prezintă vâscozi-metrul BS/IP/RF cu curgere inversă (fig. 6.5)având constantele nominale, intervalele devâscozităţi cinematice, diametrele capilarei şi

Fig. 6.4 - Vâscozimetrul Ubbelohdecomputerizat.


volumul bulei pentru fiecare mărime, prezentate în tabelul 6.5.Vâscozimetrul BS/IP/RF se montează în baia termostatată, ţinând porţinea

dreaptă a tubului capilar R în poziţie verticală şi se lasă să atingă temperatura băiişi apoi se toană suficient din proba de încercare filtrată în tubul de umplere N pânăla un punct chiar sub semnul de umplere G, evitând umezirea sticlei deasupra lui G.

Se lasă lichidul să curgă prin tubul capilar R, astfel încât coloana de lichidsă rămână continuă până când atinge o poziţie la circa 5 mm sub semnul deumplere H şi se opreşte curgerea la acest punct prin închiderea tubului L cu un dopde cauciuc.

Vâscozimetrul BS/IP/RF tub U, curgere inversă – Dimensiunişi intervale de vâscozităţi cinematice. Tabelul 6.5

Nr.mărime

Constantanominală a

vâscozimetrului,(mm2/s)/s

Intervalul devâscozităţi

cinematice 1),mm2/s


Volumul bulei,C

ml (±5%)

1 0,003 0,6 … 3 0,51 4,02 0,01 2 … 10 0,71 4,03 0,03 6 … 30 0,93 4,04 0,1 20 … 100 1,27 4,05 0,3 60 … 300 1,64 4,06 1,0 200 … 1000 2,24 4,07 3,0 600 … 3000 2,93 4,08 10 2.000 … 10.000 4,00 4,09 30 6.000 … 30.000 5,50 4,010 100 20.000 … 100.000 7,70 4,011 300 60.000 … 300.000 10,00 4,0

1) Timp minim de curgere de 200 s pentru toate mărimile.

Este de dorit ca dopul de cauciuc să fie prevăzut cu un tub de sticlă şi unrobinet de închidere astfel încât să se poată aplica tubului L o presiune controlabilă,cu un foarte uşor exces.

Se adaugă mai mult lichid în tubul de umplere N pentru a aduce suprafaţauleiului sub reperul G. Se lasă proba să ajungă la temperatura băii şi bulele de aersă se ridice la suprafaţă (sunt necesare cel puţin 30 de minute).

Se manipulează uşor robinetul de închidere sau dopul pentru a închidetubul L până când nivelul se opreşte la reperul H. Inelul superior de contact alprobei cu sticla trebuie să coincidă cu partea de jos a reperului H. Se adaugă probăîn tubul N, până când inelul superior de contact al probei cu tubul N, coincide cupartea de jos a reperului G.

Se scoate dopul din tubul L şi se lasă proba să curgă liber. Se măsoară, cu oexactitate de 0,1 s, timpul necesar meniscului superior al probei în contact cu sticlasă se ridice de la partea inferioară a reperului de cronometrare E, la partea inferi-oară a reperului de cronometrare F. Reperul inferior de umplere H nu trebuie să fie


confundat cu reperul inferior de cronometrare E. Dacă acest timp de curgere estemai mic decât minimul specificat pentru vâscozimetru, se alege un vâscozimetrucurat, uscat cu o capilară de diametru mai mic şi se repetă determinarea.

4. Determinarea vâscozităţii cinematice cu vâscozimetrul capilarVogell-Ossag.

Cu acest vâscozimetru se poate determina vâscozitatea cinematică aproduselor lichide cuprinsă între 2 şi 20.000 mm2/s (cSt).

Vâscozimetrul Vogel-Ossag (fig. 6.6) se compune din următoarele părţi:- tubul capilar (5) cu bula (6) pe care

sunt gravate reperele (A) şi (B). Pentruacoperirea intervalului de vâscozitate sefolosesc vâscozimetrele cu tub capilarconform tabelului 6.6;

- niplul (4) prin care trece tubulcapilar (5);

- vasul metalic (12) filetat laexterior, pe partea superioară şi prevăzut cuun capac (11) cu ştuţ (2) prin care trecetubul capilar (5) şi un rezervor metalic (1)pentru probă;

- termometru (8) fixat în tubul (10)care, la rândul lui, este fixat de capacul (11);

- placa (7) de susţinere a vâscozime-trului şi ramificaţia (9) care face legătura cuo sursă de aer comprimat;

- baia termostatată, specială pentruvâscozimetrul Vogell-Ossag, prevăzută cudispozitiv de umplere, scurgere, încălzire-răcire, agitare, ferestre de observaţie şitermometru cu interval de măsurare care săcuprindă temperaturile de lucru, cu valoareadiviziunii de 0,1°C. Baia trebuie să menţinăconstantă temperatura cu ± 0,1°C

Vâscozimetrul Vogel-Ossag – caracteristici. Tabelul 6.6Tub capilar

Nr.Constanta

k,mm2/s-2

Intervalul de vâscozitatecinematică,

mm2/s

Timp minim decurgere,

s1 0,01 2 … 10 2652 0,1 10 … 100 853 1,0 50 … 1.000 504 10…20 500 … 20.000 50

Fig. 6.6 – Vâscozimetrul capilarVogell-Ossag.


Baia de termostatare se aduce la temperatura determinării. Vasul (12) sefixează pe suport şi se deşurubează capacul (11). Se toarnă proba în rezervorul (1)până la marginea superioară. Se unge cu o picătură din probă filetul capacului (11)şi suprafaţa de etanşare a armăturii tubului capilar, după care se înşurubeazăcapacul cu mâna şi apoi vâscozimetrul cu tub capilar, fără termometrul (8).

Se introduce la capul superior al vâscozimetrului un tub de cauciucprevăzut cu clemă şi se aspiră proba în bula (6) până la aproximativ jumătateabulei. Vâscozimetrul înşurubat se introduce în poziţie verticală în baia determostatate şi apoi se introduce termometrul (8) în tubul (10). Se deschide clema,se aspiră proba până deasupra reperului (B) şi se închide clema. Se face din noulegătura cu atmosfera. Proba începe să curgă în rezervorul (1).

Se porneşte cronometrul în momentul când proba a ajuns la reperul (B) şise opreşte când proba a ajuns la reperul (A), notându-se timpul de curgere. Serepetă determinările de trei ori, iar ca timp de curgere se ia media a treideterminări.

Determinarea vâscozităţii dinamice prin metoda căderii unei bile întub înclinat (vâscozimetrul Höppler).

Prin această metodă se determină vâscozitatea uleiurilor având 0,6 până la250.000 cP (0,0006…250 Ns/m2 sau 0,6…250.000 mPa.s) în domeniul detemperatură de –20°C… +120°C, cu folosirea a aproximativ 40 cm3 lichid.

Se măsoară viteza de cădere a unei bile care rulează sau alunecă într-un tubînclinat, în condiţii care asigură proporţionalitatea între viteză şi vâscozitate.

Vâscozimetrul Höppler (fig. 6.7) se compune din următoarele părţi:

Fig. 6.7 – Vâscozimetrul Höppler.


- tubul de sticlă (1), calibrat, cu capacitatea de circa 40 cm3, pe care suntgravate două repere la distanţă de 100 mm între ele şi prevăzut cu două dopuri (4)cu garnituri, strânse cu două capace metalice cu filet. Dopul (4) introdus la capătulsuperior al tubului este gol în interior şi prevăzut cu un capilar. Acest sistem deînchidere constituie un amortizor de presiune;

- manşonul de sticlă (2) care înconjoară tubul (1), umplut cu lichid pentrutermostatare având la partea superioară un orificiu cu filet pentru fixarea termo-metrului (3) şi prevăzut cu ştuţul (8) şi ştuţul (9) care face legătura la termostat;

- stativul prevăzut cu bula de nivel (5), şuruburi de reglare a poziţieiorizontale (7), şurub de fixare (6) a vâscozimetrului. Tubul (1) este montat înpoziţie înclinată faţă de verticală cu 10030’ şi se poate roti în jurul axei (A).

- termometre speciale (3) cu imersie totală, cu capac metalic şi filet, pentruintervalul de temperaturi cuprinse între -60 şi 150°C şi precizia de măsurare atemperaturii de ± 0,1°C;

- o trusă cu şase bile din sticlă şi metal, conform tabelului 6.7;- un termostat pentru recircularea lichidului de termostatare, care asigură

menţinerea constantă a temperaturii în limitele ± 0,1°C.După introducerea în tubul (1) a bilei aleasă şi racordarea vâscozimetrului

la termostat, manşonul (2) se roteşte cu 180°, prin slăbirea şurubului de fixare (6) şise lasă bila să străbată tubul (1) până la capătul opus. Apoi tubul (1) se readuce înpoziţia iniţială şi se măsoară timpul de cădere în care bila parcurge distanţa dintrecele două repere.

Se efectuează două determinări. Ca timp de curgere se ia media aritmeticăa celor două determinări.

Caracteristicile bilelor vâscozimetrului Höppler. Tabelul 6.7

Bilanr.

MaterialDensitatea

bilei,g/cm3

Diametrulbilei,mm

Constanta(aproximativă)

k,mPa.s.cm3/g.s

Interval devâscozitatedinamică,

mPa.s

Timpulminim decădere, s

1 sticlă 2,4 15,8 0,007 0,6 … 10 602 sticlă 2,4 15,6 0,09 7 …130 303 metal 8,1 15,6 0,09 30 … 700 304 metal 8,1 15,2 0,7 200…4800 305 metal 8,1 14,0 7,0 1500…45000 306 metal 7,8 11,0 35 Peste 7500 30

Vâscozitatea dinamică se calculează cu relaţia: b uk (6.19)

în care:k – constanta aparatului pentru obţinerea rezultatelor, în cP;

b - densitatea bilei la temperatura determinării, în g/cm3;

u - densitatea lichidului la temperatura determinării, în g/cm3;


- durata curgerii între repere, în secunde.Pentru obţinerea valorii vâscozităţii dinamice în unităţi SI, se va folosi

relaţia (6.3), conform căreia 3 21cP 10 N s m .Densitatea bilei la temperatura determinării t (°C) se calculează cu relaţia:

20b b 1 t 20 (6.20)

în care este coeficientul de dilatare volumetrică a bilelor; în cazul bilelor dinsticlă se ia egal cu 0,00024, iar al celor din metal 0,000018.

Variind greutatea bilei, cea mai grea fiind făcută din wolfram, se apreciazăcă spectrul măsurabil al vâscozităţii variază între 0,01 cP şi 1.000.000 cP, cuprecizie mare.

Se poate determina vâscozitatea dinamică a fluidului la diferite tempera-turi, pentru fiecare existând o altă valoare a constantei de calibrare a aparatului şivalori specifice ale densităţii celor două corpuri. În acest caz, constantele decalibrare ţin seama de dilatările corpului liber, a fluidului dar şi de cele ale incinteiîn care are loc determinarea.

O modificare tipică a acestui vâscozimetru este ilustrată în fig. 6.8.Construcţia sa permite măsurarea vâscozităţii la presiuni înalte. Acţiunea bilei estecontrolată electric prin contacte magnetice şi timpul necesar pentru ca aceasta sătraverseze lungimea tubului este măsurat electronic. Pentru determinareavâscozităţii, tubul este înclinat.

Fig. 6. 8 – Vâscozimetrul cu bilă pentru presiuni înalte.

6.1.1.2.2. Determinarea vâscozităţii convenţionale.Vâscozitatea relativă este folosită în unele aplicaţii tehnice şi reprezintă

raportul dintre vâscozitatea dinamică sau cinematică a unui fluid şi cea


corespunzătoare pentru un fluid de referinţă (apă, aer sau diluant la amestecuri şisoluţii chimice):

fluidr

reper

sau fluid

rreper

(6.21)

În practică se utilizează, mai ales pentru uleiuri, sistemul de exprimare avâscozităţii în grade Engler (°E), care reprezintă raportul dintre timpul de scurgerea 200 cm3 din lichidul măsurat şi timpul de scurgere a aceleiaşi cantităţi de apădistilată la +20°C.

Principiul de măsură folosit în sistemul Engler se bazează pe faptul căvâscozitatea este proporţională cu forţa de frânare şi cu inversul vitezei, deci şi cutimpul necesar scurgerii unei cantităţi fixe de fluid.

Vâscozitatea exprimată în unităţi convenţionale se determină prinurmătoarele trei metode:

- metoda curgerii prin orificiul Engler,- metoda curgerii prin orificiul Saybold (Universal şi Furol),- metoda curgerii prin orificiul prin orificiul Redwood (I şi II).

Determinarea vâscozităţii relative convenţionale cu vâscozimetrul Engler.Cu vâscozimetrul Engler se determină vâscozitatea produselor cu

vâscozitatea cuprinsă între 1,2°E până la ~300°E.Principiul metodei constă în determinarea timpului de curgere a unui

volum anumit de produs, în condiţii experimentale definite şi raportarea lui latimpul de curgere a aceluiaşi volum de apă distilată la 20°C.

Vâscozimetrul Engler (fig. 6.9) se compune dintr-un vas cilindric (1) dinoţel inoxidabil sau alamă, cu un orificiu de scurgere calibrat (2) şi trei repere denivel (N).

Fig. 6.9 – Vâscozimetrul Engler.

Capacul (7) are două orificii, unul pentru termometru (5) şi altul pentru tija(6), care îndeplineşte funcţia de obturator al orificiului de scurgere (2). Vasul


cilindric exterior (3) este sudat concentric cu vasul (1), şi serveşte ca termostat.Acest vas se umple cu apă pentru intervalul de încălzire 20…95°C sau ulei, cupunct de inflamabilitate peste 180°C, pentru temperaturi de încălzire peste 95°C.Sistemul de încălzire poate fi electric sau cu gaz. Cu agitatorul (8) se uşureazătransmiterea căldurii şi uniformizarea temperaturii băii.

Vâscozimetrul este montat pe un dispozitiv ale cărui picioare suntprevăzute cu şuruburi de stabilire a poziţiei orizontale.

Ştuţul pentru termometrul interior trebuie să permită aşezareatermometrului cu rezervorul în apropierea orificiului de scurgere.

Vâscozitatea în grade Engler (0E) se calculează cu relaţia:

o

p oE

a

tE

t (6.22)

în care:

pt - timpul de curgere a 200 cm3 produs, în secunde;

at - timpul de curgere a 200 cm3 apă distilată la 20°C, în secunde (constan-ta aparatului); valorile acestei constante trebuie să fie cuprinse între 50 şi 52 s.

Determinarea vâscozităţii relative convenţionale cu vâscozimetrulSaybold.

Cel mai răspândit instrument din SUA. pentru determinarea vâscozităţiirelative a lubrifianţilor este vâscozimetrul Saybolt, utilizat pentru:

- uleiuri fluide cu vâscozitatea de la 32 la 1000 s (S univ) cu orificiul tipUniversal;

- uleiuri vâscoase, ceară şi bitum, cu vâscozitatea peste 25 s (S furol), cuorificiul tip Furol.

Principiul metodei constă în determinarea timpului de curgere a 60 cm3 deprodus, la o anumită temperatură, printr-un tub metalic cu lungimea de 12,25 mmşi diametrul interior de 1,765 mm în cazul orificiului tip Saybold Universal,respectiv de 3,15 mm în cazul orificiului tip Saybold Furol.

Fig. 6.10 – Vâscozimetrul Saybold.


Vâscozimetrul Saybold (fig.6.10) se compune dintr-un vas cilindric (1)metalic, rezistent la coroziune. Vasul (1) are la fund un orificiu (8) cu filet (9) încare se înşurubează tuburile calibrate (10), de tip Universal sau Furol, din aliajmetalic inoxidabil. Orificiul (8) este închis în parte inferioară cu un dop de plută(11) detaşabil, cu inel de tragere. Între dopul (11) şi partea inferioară a tubuluicalibrat (10) există un strat de aer care împiedică uleiul să curgă. Uleiul începe săcurgă trăgând brusc dopul din orificiu.

În partea superioară, vasul (1) este înconjurat de o galerie circulară (2)pentru deversare, prevăzută cu capac (5). Uleiul se toarnă în vasul (1) până cânddeversează 1 mm peste marginea de preaplin, ocupând şi spaţiul din galerie. Înaintede determinare, uleiul deversat se aspiră cu o pipetă, lăsând galeria goală.

Vasul (1) este legat prin filet, în interiorul unui alt vas (7) care serveşte cabaie de încălzire. Baia se umple cu apă pentru temperaturi de încălzire până la95°C sau cu ulei, cu punct de inflamabilitate peste 180°C, pentru temperaturi deîncălzire peste 95°C. Încălzirea poate fi electrică sau cu gaz. Răcirea băii se face cuo serpentină prin care circulă apă. Cu agitatorul (6) se uniformizează temperaturabăii.

Aparatul are un termometru (4) pentru omogenizarea şi măsurareatemperaturii produsului şi un termometru (3) fixat la baie.

Baia vâscozimetrului este montată pe trei picioare prevăzute cu şuruburi denivel. Când baia şi mostra de ulei ating temperatura de testare dorită, de obicei100°F (37,8°C), 130°F (54°C) sau 210°F (99°C), dopul este scos, permiţânduleiului să iasă prin tubul scurt. Estenotat timpul necesar pentru ca 60cm3 de ulei să se scurgă prin tubulde ieşire într-un recipient standard.

Numărul de secunde astfelînregistrat este numit SUS (SayboltUniversal Seconds), vâscozitatea înSecunde Saybolt Universal latemperatura testată.

Vâscozităţile Saybolt, expri-mate în secunde, se abat considera-bil de la vâscozitatea cinematică,exceptând gama de peste 200 secun-de. Acest lucru poate fi observat înfig. 6.11 în care vâscozitatea cine-matică este comparată cu vâscozita-tea Saybolt Universal în secunde.Linia punctată reprezintă vâscozita-tea cinematică reală; linia continuăilustrează valorile obţinute cuajutorul vâscozimetrului Saybolt. Pe

Fig. 6.11 - Vâscozitatea cinematică încentistokes, comparată cu vâscozitatea

Saybolt Universal în secunde.


măsură ce timpul curgerii descreşte, devierea devine din ce în ce mai vizibilă şi sub40 de secunde, diferenţa este atât de mare încât folosirea secundelor Saybolt caindex al vâscozităţii cinematice este înşelătoare. Astfel, un ulei cu vâscozitate de 35secunde Saybolt are cam de două ori vâscozitatea cinematică a unuia cu o valoarede 32 secunde Saybolt. Nici cele mai uşoare lichide nu dau valori sub 28 secundeSaybolt. Instrumentul nu ar trebui folosit pentru uleiuri cu valori sub 40 secunde şiniciodată pentru uleiuri sub 32 secunde.

Determinarea vâscozităţii convenţionale cu vâscozimetrul Redwood.Vâscozimetrele Redwood, utilizate în general în Anglia, se folosesc pentru:- uleiuri fluide cu vâscozitatea cuprinsă între 30 şi 2000 secunde

(Redwood I);- uleiuri vâscoase cu vâscozitatea peste 2000 secunde (Redwood II).

Fig. 6.12 – Vâscozimetrul Redwood.

Principiul metodei constă în determinarea timpului de curgere a 50 cm3 deprodus la o anumită temperatură printr-un orificiu tubular de agat, cu dimensiunileprezentate în tabelul 6.8.

Dimensiunile orificiului tubular Redwood. Tabelul 6.8Tipul Lungimea,

mmDiametrul interior,

mmRedwood I 10,0 ± 0,05 min. 1,62Redwood II 50,0 ± 0,2 min. 3,8

Vâscozimetrele Redwood I şi II au o construcţie asemănătoare (fig. 6.12).Fiecare aparat se compune dintr-un vas cilindric (1) de alamă argintată în

interior (fig. 6.13 şi 6.14).


Fig. 6.13 – Vâscozimetrul Redwood I(dimensiuni în mm).

Fig. 6.14 – Vâscozimetrul Redwood II(dimensiuni în mm).

Vasul are la fund un disc (9) de agat, cementat în pereţii săi. La mijloculdiscului se află centrat un orificiu tubular de scurgere (10) calibrat. Un reper (N)indică nivelul până la care se umple vâscozimetrul cu produsul de cercetat. Capacul(2) are două orificii, unul pentru termometrul produsului (4) şi altul pentru sârmade oţel care are la un capăt o bilă de oţel (6) cu diametrul 11 mm, cu care se astupăorificiul de scurgere (10).

Vasul (1) este sudat concentric în interiorul altui vas de alamă (8) careserveşte ca termostat. Baia se umple cu apă pentru temperaturi de încălzire până la95°C sau cu ulei, cu punct de inflamabilitate peste 180°C, pentru temperaturi deîncălzire peste 95°C. Încălzirea poate fi electrică sau cu gaz. În jurul vasului (1) seroteşte un agitator manual (3) cu patru aripi (7), care uşurează transmiterea călduriişi uniformizarea temperaturii băii. Termometrul băii (5) se află fixat în flanşaagitatorului (3) şi se roteşte odată cu acesta.

Termometrul produsului (4) se află fixat într-o clemă şi poate oscila în planorizontal pentru omogenizarea temperaturii produsului din vasul (1).

Lichidul din baia termostat (8) se poate evacua printr-un robinet (11).Vâscozimetrul este montat pe un dispozitiv cu picioare prevăzute cu şuruburi destabilire a poziţiei orizontale.

Vâscozitatea convenţională Redwood se exprimă în secunde Redwood Isau secunde Redwood II (după tipul aparatului folosit) şi se calculează cu formula:

Secunde Redwood f t (6.23)în care:

t - timpul în secunde, la temperatura indicată, în care 50 cm3 de produscurg prin vâscozimetrul Redwood;

f - factor de corecţie al vâscozimetrului din certificatul aparatului.


Standardizarea acestor instrumente a adus după sine un grad rezonabil deuniformitate. Herschel [48] a arătat că vâscozitatea cinematică poate fi redată prinecuaţia:

BA t

t (6.24)

unde A şi B sunt constante determinate empiric, iar t este timpul în secunde.Tabelul 6.9 dă aceste constante pentru vâscozimetrele Saybolt, Redwood şi

Engler. Această ecuaţie este suficient de precisă pentru toate lucrările practice.

Valorile constantelor A şi B în ecuaţia 4.23. Tabelul 6.9A B

SAYBOLT Universal 0,22 180REDWOOD 0,26 171ENGLER 0,147 374

6.1.1.2.3. Vâscozimetre rotative.

Vâscozimetrele rotative se bazează pe principiul forfecării între douăsuprafeţe ale fluidului a cărui vâscozitate se măsoară. În aceste vâscozimetre unadin suprafeţe este staţionară şi cealaltă se roteşte cu ajutorul unui motor deacţionare, spaţiul dintre cele două suprafeţe, de dimensiuni reduse, fiind umplut cufluidul testat. Determinările sunt efectuate prin aplicarea fie a unui moment detorsiune constant şi se măsoară variaţiile vitezei de forfecare, fie prin aplicarea uneiviteze constante şi se măsoară variaţiile momentului de torsiune. Acestevâscozimetre indică, indirect, vâscozitatea dinamică. Există două tipuri principalede vâscozimetre rotative: cu cilindru rotativ şi cu con rotativ.

Vâscozimetrul cilindric rotativ.Acesta, cunoscut şi ca „vâscozimetrul Couette”, este compus din doi

cilindri concentrici – unul fix iar celălalt antrenat în mişcare de rotaţie cu vitezăconstantă, despărţiţi printr-un interstiţiu de dimensiuni reduse, plin cu fluidul testat(fig. 6.15). Cilindrul interior este staţionar, iar cilindrul exterior se roteşte cu vitezăconstantă. Se măsoară forţa necesară forfecării fluidului între cilindri. Vitezacilindrului se poate regla, astfel încât se poate stabili şi variaţiile vâscozităţiifluidului în funcţie de rata (variaţia) vitezei de forfecare a fluidului. Pentru diferitefluide se folosesc seturi diferite de cilindri, cu diferite interstiţii între ele. Pentrufluidele newtoniene, vâscozitatea dinamică poate fi estimată cu formula:

2 2b c

1 1M

r r k M

4 d

(6.25)

în care: - vâscozitatea dinamică [Pa.s];


br , cr - razele cilindrului interior, respectiv a celui exterior [m];M – momentul de forfecare pe cilindrul interior [N.m]; - viteza unghiulară [rad/s];d - adâncimea de inversare a cilindrului interior [m];k - constanta vâscozimetrului, dată de obicei de producătorul vâscozimetruluipentru fiecare pereche de cilindri [m-3].

Fig. 6.15 - Schema vâscozimetrului cilindric rotativ.

Când uleiurile de motor sunt utilizate în condiţiile Europei şi ale Americiide Nord, se cer date despre vâscozitatea uleiului la -18oC pentru a stabili uşurinţacu care porneşte motorul. Se foloseşte în acest scop un vâscozimetru cilindricrotativ, special adoptat, cunoscut în literatură ca “simulatorul pornirii la rece”(CCS), o metodă de testare fiind dată în ASTM D5293-04 Standard Test Methodfor Apparent Viscosity of Engine Oils Between -5 and -35°C Using the Cold-Cranking Simulator (Metodă standardizată de testare pentru vâscozitatea aparentă auleiurilor de motoare între -5 şi -35°C folosind un simulator de pornire la rece).Schema acestui vâscozimetru este dată în fig. 6.16.

Cilindrul interior se roteşte cu putere constantă într-o probă de lubrifiantrăcit, cu volumul de aproximativ 5 ml. Se stabileşte vâscozitatea probei de uleitestat, prin compararea vitezei de rotaţie a uleiului testat cu viteza de rotaţie auleiului de referinţă, în aceleaşi condiţii. Măsurătorile indică uşurinţa cu caremotorul va porni la temperaturi joase şi cu puterea limitată, care este disponibilă lapornire.


Fig. 6.16 - Schema simulatorului pornirii la rece.

Un principiu înrudit este folosit devâscozimetrul Brookfield (fig. 6.17). Ometodă de testare cu acest tip de aparat estedată în ASTM D2983-04a Standard TestMethod for Low-Temperature Viscosity ofLubricants Measured by BrookfieldViscometer (Metodă standardizată de testarepentru vâscozitatea la temperaturi joase alubrifianţilor, măsurată cu vâscozimetrulBrookfield). Acesta îşi găseşte utilizarea înindustria vopselelor şi în industria chimică.Vâscozitatea este măsurată prin cuplul defrecare necesar pentru rotirea unui cilindrusau a unui disc la o viteză constantă într-unpahar cu lichid-test. Mai multe tipuri de axerotoare sunt disponibile. Sunt posibile maimulte viteze cu ajutorul unui schimbător deviteze. O scală indică momentul transmis laaxul rotor, ca măsură a vâscozităţii.

Vâscozimetrul conic rotativ.Are o construcţie similară cu cel cilindric şi este utilizat cu precădere

pentru fluide foarte vâscoase sau pentru măsurători la temperaturi scăzute. Acestaconstă dintr-o suprafaţă conică şi o placă plană. Se poate roti oricare din acestesuprafeţe. Distanţa dintre con şi placă este plină cu fluid şi unghiul conului asigurăo rată constantă a vitezei de forfecare în spaţiul dintre piese.

Avantajul acestui vâscozimetru este acela că este necesar un volum foarte micde fluid pentru testare.

Fig. 6.17 - Schema vâscozimetruluiBrookfield.


Fig. 6.18 - Schema vâscozimetrului conic rotativ.

În unele vâscozimetre de acest tip, pe durata testelor, temperatura fluiduluieste controlată. Acest lucru se realizează prin circularea unui fluid pre-încălzit saurăcit, prin placa vâscozimetrului.

Aceste vâscozimetre pot fi utilizate atât pentru fluide newtoniene, cât şi ne-newtoniene deoarece viteza de forfecare este aproximativ constantă pe secţiuneainterstiţiului. Schema unui astfel de vâscozimetru este dată în fig. 6.18.

Vâscozitatea dinamică poate fi estimată cu relaţia:2

2

3

3M cos 12 k M

2 r

(6.26)

în care: - vâscozitatea dinamică [Pa.s];r - raza conului [m];M - momentul de forfecare a fluidului [N.m]; - viteza unghiulară [rad/s]; - unghiul conului [rad].k - constanta vâscozimetrului, dată de producătorul aparatului [m-3].

6.1.1.3. Dependenţa vâscozităţii cu temperatura.Vâscozitatea uleiurilor minerale este puternic dependentă de temperatură.

Cu creşterea temperaturii, această proprietate descreşte (fig. 6.19), ceea ceînseamnă că lubrifiantul devine mai fluid şi mai uşor de înlăturat din contact, iarpelicula formată la această temperatură mai ridicată, va suporta o sarcină mai mică[245, 373, 391]. Pentru a fi uşor de apreciat evoluţia vâscozităţii cu temperatura,SR ISO 3448:1998 (Lubrifianţi lichizi industriali. Clasificare ISO după vâscozitate)a propus clasificarea lubrifianţilor lichizi (tip uleiuri) în 18 clase de vâscozitate.Simbolizarea unui ulei conform clasei de vâscozitate ISO este de forma ISO VG


xx, în care xx este vâscozitateacinematică medie la 40C, exprimată înmm2/s (fig. 6.20).

În proiectare este necesarăexprimarea dependenţei vâscozităţiidinamice de temperatură printr-unmodel matematic, cât mai apropiat decomportarea reală a lubrifiantului. Iatăcâteva din cele mai des utilizate modelematematice ale dependenţei vâscozitate– temperatură:

relaţia Reynolds: oT T

o e (6.27)în care:

o - este vâscozitatea dinamicăla o temperatură cunoscută oT (în gradeKelvin);

– vâscozitatea dinamică latemperatura T (tot în grade Kelvin);

- se numeşte coeficient detemperatură al vâscozităţii şi poate ficonsiderat o constantă de material ca şi

o . Precizia de aproximare este relativscăzută [254], dar datorită simplităţii ei,

este des folosită în modele matematice ale lubrifierii [39, 73, 84]; relaţia Vogel-Walter [39, 245, 254]:

b

T cT a e (6.28)

în care a, b şi c sunt constante de material, iar T – temperatura în grade Kelvin; varianta Cameron a relaţiei lui Vogel-Walter:

21

clg T c

T 95

(6.29)

în care 1c şi 2c sunt constante de material; relaţia McCoull şi Walther:

1 2 3lg lg c c c lgT (6.30)

în care: este vâscozitatea cinematică în cSt, la temperatura T, exprimată în grade

Kelvin;

1c , 2c şi 3c sunt constante de material;

Fig. 6.19 - Dependenţa vâscozităţii detemperatură pentru trei uleiuri,

caracterizate prin clase ISO VG multdiferite [118].


Fig. 6.20 - Vâscozitatea dinamică şi vâscozitatea cinematică a lubrifianţilor pe bazăde uleiuri minerale, funcţie de temperatură şi funcţie de clasele de vâscozitate

ISO VG.


relaţia Slotte:

mc

aT

T T

(6.31)

în care a şi m sunt constante de material iar cT este temperatura de congelare alubrifiantului.

În cataloagele de lubrifianţi dependenţa vâscozităţii dinamice η = η(T) saua vâscozităţii cinematice ν = ν(T) este dată în coordonate semilogaritmice, ceea ceuşurează interpretarea valorilor, având şi avantajul că, dacă se cunosc două punctede pe această dreaptă, se poate determina orice valoare intermediară. Fig. 6.20prezintă variaţia η = η(T) şi ν = ν(T) pentru diferite clase ISO de uleiuri, încoordonate semilogaritmice (T, lgη). Determinările s-au făcut utilizând relaţia luiCameron.

Aşa cum se observă şi din fig. 6.19, deşi dependenţa de temperatură estesimilară, unele uleiuri fiind mai puţin sensibile la variaţia acestui parametru. Pentrua măsura această sensibilitate a dependenţei vâscozităţii dinamice (sau cinematice)de temperatură, a fost introdusă noţiunea de indice de vâscozitate.

6.1.1.4. Dependenţa vâscozităţii de presiune.Vâscozitatea lubrifianţilor creşte cu creşterea presiunii (fig. 6.21).

Dependenţa de presiune este neglijabilă pentru presiuni mai mici, aşa cum seîntâmplă în unele aplicaţiihidrodinamice, ca de exem-plu, la lagăre cu sarcini maimici de 5MPa [118]. Lapresiuni mai mari, aceastăsimplificare nu mai poate fiacceptată şi în toate apli-caţiile EHD (rulmenţi, roţidinţate, lagăre puternic în-cărcate), modelul matematicinclude dependenţa vâsco-zităţii dinamice cu pre-siunea [39, 84, 245, 254].

Cea mai desutilizată este relaţia aproximativă a lui Barus:

pp o e (6.32)

în care:

o este vâscozitatea dinamică la o presiune de referinţă (de multe ori ceanormală), în sPa ;

p este presiunea la care se doreşte cunoaşterea vâscozităţii;

Fig. 6.21- Dependenţa vâscozităţii dinamice depresiune şi de natura fluidului 254.


p este vâscozitatea fluidului la presiunea p (în Pa);

se numeşte coeficient de piezovâscozitate, se exprimă în Pa-1 şi este oconstantă de material ca şi o .

Relaţia lui Barus presupune condiţii izoterme, adică aceeaşi temperaturăpentru şi o şi este suficient de precisă pentru presiuni p < GPa5,0 [254].

Pentru presiuni mai mari, în modelele de calcul pentru contacte EHD [245]se introduce relaţia lui Roelands:

Z1

p

p1 1

C

oo

(6.33)

în care:

1Z este un coeficient adimensional de variaţie a vâscozităţii cu presiuneaşi depinde de material, fiind cuprins în intervalul 3,1...4,0 ;

pC este o constantă cu dimensiunea presiunii, Roelands propunând8

pC 1,96 10 Pa ;

o este vâscozitatea dinamică la presiune atmosferică, dar în calculeleEHD, având în vedere presiunile mari cu care se lucrează, se poate considera că oeste pentru 0p ; este o constantă de material în condiţii de presiune foartescăzută.

În realitate, într-un tribosistem, lubrifiantul suportă simultan influenţavariaţiei temperaturii şi presiunii (fig. 6.22) şi în modelele matematice se introducrelaţii de forma:

op T T

op,T e (6.34)

Funcţie de perechea de valori ( p,T ) în exploatare, unul din aceştiparametri va influenţa mai puternic formarea şi menţinerea peliculei portante.Astfel, pentru uleiuri minerale, valori uzuale sunt 9 9 15 10 ...40 10 Pa şi

1K05,0...02,0 , ceea ce presupune că influenţa presiunii va fi dominantăpentru valori mai mari de 20 MPa. Practic, vâscozitatea dinamică a uleiurilorminerale se dublează la 35 MPa (fig. 6.22).

Coeficientul de piezovâscozitate depinde de temperatură şi de naturachimică a fluidului. Din relaţia (6.32), se determină pentru o temperaturăconstantă:

( p )

( p ) T ct

d1

dp

(6.35)

p fiind vâscozitatea fluidului la presiunea p şi temperatura T, constantă;


( p )d

dp

este gradientul vâscozităţii în funcţie de variaţia presiunii.

a) b)Fig. 6.22 - Dependenţa vâscozităţii dinamice de temperatură: a) în coordonate

p, , b) în coordonate p,lg 118.

Fig. 6.23 arată dependenţa coeficientului de piezovâscozitate pentru un uleisintetic pe bază de ester [118]. Cum domeniul de presiune cel mai întâlnit înpractică este până în 200 MPa, unele modele matematice acceptă o variaţie liniarăpentru , în acest interval.

Fig. 6.23 - Dependenţa coeficientului de piezovâscozitate.de presiune şi temperatură 118.


6.1.1.5. Dependenţa vâscozităţii de viteza de forfecare.Pe lângă presiune şi temperatură, vâscozitatea fluidelor nenewtoniene

depinde şi de variaţia vitezei de forfecare . În funcţie de tendinţa de modificare avâscozităţii odată cu creşterea vitezei de forfecare, se disting două grupe de fluide

(fig. 6.24, [80, 245]):- fluidele pseudoplastice, la care vâscozi-

tatea dinamică scade cu creşterea parametrului ;- fluide dilatante, la care vâscozitatea

dinamică va creşte odată cu .Modelul matematic asociat procesului de

variaţie a vâscozităţii cu viteza de forfecare este:

n (6.36)

Exponentul poate lua următoarele valori: 1npentru un fluid newtonian (care nu are vâscozi-tatea dependentă de ), n >1 pentru fluidele

dilatante şi n <1 pentru fluidele pseudoplastice.Comportarea pseudoplastică este specifică

soluţiilor de polimeri, fluidelor biologice,adezivilor, unsorilor [80]. Cu alte cuvinte, la creşterea vitezei de forfe-care,corpurile de acest tip se fluidizează. Cauza acestei evoluţii a vâscozităţii estestructura fluidului şi mecanismul de modificare a acesteia. În general macromole-culele componente tind să se “descâlcească” odată cu creşterea vitezei de forfecare,şi alinierea acestora determină micşorarea frecării interne, implicit a vâscozităţii.La valori extreme pentru , unele substanţe tind spre o comportare newtoniană.

Comportarea dilatantă apare mai frecvent la suspensiile cu concentraţiimari cum sunt pastele de amidon, topituri de polimeri sau unele emulsii [80].

6.1.1.6. Dependenţa vâscozităţii de timp.Dependenţa vâscozităţii de durata de forfecare este observabilă mai evident

la unsori. Reopexia înseamnă că vâscozitatea creşte cu durata de forfecare iartixotropia este proprietatea opusă,de scădere a vâscozităţii cu timpulde forfecare (fig. 6.25).

După comportarea înfuncţie de timpul de forfecarefluidele pot fi incluse în douăgrupe opuse:

- fluide reversibile, caredupă încetarea forfecării revin laproprietăţile şi structura iniţialeale acestora;Fig. 6.25 – Dependenţa vâscozităţii de timp.

Fig. 6.24 – Dependenţavâscozităţii de viteza de

forfecare.


- fluide ireversibile, care păstrează structura şi proprietăţile atinse lasfârşitul perioadei de solicitare.

Evident, în aplicaţii cu lubrifiere sunt impuse fluidele reversibile.După tendinţa de modificare a vâscozităţii pe durata de solicitare există:- fluide reopexice, cu vâscozitatea crescătoare cu durata de forfecare;- fluide tixotrope, cu vâscozitatea descrescătoare cu timpul de forfecare;- fluide newtoniene, la care vâscozitatea nu depinde de timpul de solicitare;

acestea sunt fluide ideale dar în unele aplicaţii, pe anumite intervale de timp şi devariaţie a sarcinii şi a vitezei de forfecare, unele fluide pot fi consideratenewtoniene.

Corpurile tixotrope au un aspect de gel în repaus şi sunt, în majoritate,reversibile. Prin forfecare, structura este fragmentată, distrusă, corpul trecând înstare fluidă. Dacă solicitarea încetează, în timp, structura specifică stării de repausse reface. În această grupă de fluide intră unsorile, suspensiile de amidon, fluidelebiologice, unele grăsimi, geluri de săpun de aluminiu etc.

Fluidele cu comportare ireversibilă nu sunt recomandate pentru ungere, darîn unele aplicaţii practice, ele pot apare ca rezultat al impurificării lubrifiantului.De exemplu, o comportare ireversibilă s-a observat la suspensiile apoase cu amidonsau argilă [118].

Mulţi lubrifianţi îşi modifică proprietăţile în timp, în special vâscozitatea,şi din alte cauze: impurificare cu substanţe solide, lichide sau gazoase, apariţia unorproduşi de reacţie, de oxidare în fluidul de bază, epuizarea aditivilor (prindegradare mecanică şi/sau termică, prin evacuare odată cu lubrifiantul).

6.1.1.7. Modele ale fluidelor vâscoase.Funcţie de natura dependenţei vâscozităţii de tensiune şi de viteza de

forfecare, fluidele sunt considerate (fig. 6.26):

Fig.6.26 - Dependenţa ),( a fluidelor [391].


- newtoniene, când respectă relaţia (6.1); sunt incompresibile şi vâsco-zitatea nu depinde de timp; cu alte cuvinte, relaţia dintre tensiunea de forfecare şigradientul vitezei este liniară, coeficientul de proporţionalitate fiind chiarvâscozitatea (fluidele reprezentate în fig. 6.26 a şi prin dreapta A în fig. 6.26 d);

- nenewtoniene (fluidele reprezentate în fig. 6.26 b şi c şi curbele B şi C înfig. 6.26 d).

Termenul nenewtonian este folosit pentru descrierea fluidelor la care

relaţia

dn

dvf nu mai este liniară. Vâscozitatea unui fluid nenewtonian nu mai

este constantă în condiţii de presiune şi temperatură constante, aceasta putânddepinde de viteza de forfecare sau/şi de istoria solicitării fluidului până înmomentul analizat.

Fluidele reale se apropie de modelul newtonian în puţine cazuri, de obiceila viteze mici ale fluidului în curgere laminară şi la presiuni mici. Totuşi, iniţial,teoria hidrodinamică a fost elaborată pe baza modelului newtonian al fluidului.

Fluidele nenewtoniene au legi de variaţie a vâscozităţii mai complexe,dependente şi de alţi factori cum ar fi: presiunea, temperatura, viteza de forfecare,timpul.

Fig. 6.26 prezintă comportarea unor fluide reale în coordonate ),( . S-a

notatdv

dn . Unsorile, nămolurile industriale au caracteristica unui fluid Bingham

(fig. 6.26 a) în care i este valoarea tensiunii tangenţiale pentru iniţierea curgerii.Existenţa unui astfel de prag al tensiunii, sub care fluidul nu se deformează, aratăcă fără aplicarea unei anumite sarcini, corpul se comportă ca un solid. Dupădepăşirea pragului de solicitare i , fluidul se poate comporta newtonian (fig. 6.26a) sau nenewtonian (fig. 6.26 d).

Fluidul din fig. 6.26 b are vâscozitatea descrescătoare odată cu creştereavitezei de forfecare , iar fluidul din fig. 6.26 c are vâscozitatea crescătoare cu (acestea sunt mai rare şi au parametrul s >1, vezi relaţia (6.37)). În cazul în carecurba nu se depărtează mult de modelul newtonian (trasat cu linie întreruptă) estejustificată modelarea procesului de lubrifiere cu un fluid newtonian.

O dependenţă nenewtoniană se poate exprima matematic prin relaţia:s 1k

(6.37)

în care k şi s <1 sunt constante specifice fluidului, k fiind o măsură a consistenţeifluidului iar s fiind o măsură a depărtării comportării de modelul newtonian (fluidulnewtonian are 1s ).

Eyring [254, 391] a propus un model de forma:

oo

shG

(6.38)


în care:G este modulul transversal de elasticitate al fluidului;

o este o tensiune limită care marchează începutul comportăriinenewtoniene a lubrifiantului.

Într-o diagramă dv,dn

, valoarea o corespunde punctului de la care

începe neliniaritatea [245, 391]; s-a notat xsh - sinusul hiperbolic de x. esteviteza de variaţie a efortului de forfecare în fluid. Comportarea unor fluide carerespectă legea lui Eyring este dată în fig. 6.26 d. Acest model încorporează douăefecte nenewtoniene care apar în contactele greu solicitate. Primul termen dinstânga, în care o este o constantă de material, reprezintă neliniaritatea în relaţiadintre şi .

a) b)Fig. 6.27 - a) modelul fluidului Maxwell,b) definirea timpului de relaxare 80, 391.

Materialele la care sunt vizibile atât efectele elasticităţii cât şi alevâscozităţii au fost numite vâsco-elastice şi mulţi lubrifianţi pot fi încadraţi înaceastă grupă de fluide nenewtoniene. Modelul matematic a fost introdus deMaxwell - de aceea îi poartă numele, şi consideră comportarea fluidului ca a unuisistem care este compus dintr-un element elastic (caracterizat prin constanta G –modulul de elasticitate transversal), legat în serie cu un element de amortizare(caracterizat prin constanta - vâscozitatea fluidului) (fig. 6.27 a). Mişcareaacestui sistem va respecta relaţia:

Tt (6.39)în care Tt este timpul de relaxare, reprezentând timpul în care efortul de forfecarescade la o anumită fracţie din valoarea iniţială (unii specialişti propun 37% [391]).

Expresia timpului de relaxare, pentru modelul Maxwell este:

Tt G

(6.40)


Aprecierea unui corp ca fiind elastic sau vâscoelastic este făcută cuajutorul numărului Deborah (De), definit ca:

Tttimpul de relaxareDe

durata evenimentului la care este supus corpul t (6.41)

Dacă: De >>1 corpul poate fi tratat ca unul pur elastic (majoritatea

corpurilor solide ca oţelurile, ceramicele, a căror timp de relaxare poate fi deordinul secolelor, sunt considerate elastice);

1De sau De <1 corpul este tratat ca vâsco-elastic pentru că efectelecelor două componente nu pot fi neglijate.

Un material descris prin ecuaţia Eyring este un material Maxwell neliniar.Există mai multe variante:

- dacăo

<<1, rezultă

oosh

, relaţia Eyring reducându-se la forma

(6.12);

- dacăo

<<1 şi

G

este mic, ecuaţia se reduce la , caracteristică

unui fluid newtonian (curba A în fig. 6.26d);

- dacăo

>1 şi

G

este mic, termenul elasticităţii este neglijabil, comportarea

fluidului fiind dominată de funcţiao

sh

, rezultând o comportare ca în fig. 6.26 d,

curba B;

- dacăG

creşte, se obţine curba C (fig. 6.26d), fluidul având un interval al

parametrului pe care se poate considera elastic (dependenţa apropiindu-sefoarte mult de o dreaptă) dar, odată cu creşterea vitezei de forfecare, influenţavâscozităţii nu mai poate fi neglijată, dependenţa continuând după o curbă.

6.1.2. Indicele de vâscozitate.Este o caracteristică introdusă în anul 1935 de Dean şi Devis, care per-

mite aprecierea variaţiei vâscozităţii uleiurilor la temperaturi scăzute („la rece")sau ridicate („la cald"), respectiv la pornire sau în regim normal de funcţionare.

Indicele de vâscozitate nu are dimensiuni. Este un simplu coeficient carecompară vâscozitatea la 100°F (37,8°C) după Dean şi Devis (la 40°C după nouaclasificare ISO) a două uleiuri de referinţă, unul asfaltos şi altul parafinic, care auaceeaşi vâscozitate la 210°F (la 100°C în clasificarea ISO).

Cele două uleiuri de referinţă au fost astfel alese:


- un ulei cu dependenţă accentuată a vâscozităţii cu temperatura (deexemplu, ulei asfaltic din Golf [118, 254]) şi căruia i se atribuie 0IV ,

- un ulei cu o dependenţă mai puţin accentuată cu temperatura şi căruia i seatribuie 100IV (fig. 6.28).

Diagrama se determinăpentru vâscozitatea cinematică,cunoscându-se valorile acesteiala două temperaturi de referinţă

1T şi 2T . Pentru determinareaindicelui de vâscozitate al unuiulei este necesară găsirea a douăuleiuri care să aibă aceeaşi vâs-cozitate cinematică la tempera-tura de referinţă mai mare, deobicei K373T2 (sau 210°F≈100°C). Toate vâscozităţileimplicate în estimarea indiceluide vâscozitate se determinărespectând metoda ASTMD2270-2004 (Standard Practicefor Calculating Viscosity IndexFrom Kinematic Viscosity at 40 and 100°C, Practica standard pentru calculareaindicelui de vâscozitate la 40° şi 100°C). Acest standard prezintă două proceduri: A– pentru uleiuri cu indice de vâscozitate până la 100 şi B pentru indici devâscozitate mai mari sau egali cu 100. Calculul indicelui de vâscozitate se poateface şi conform ISO 2909:2002 (Petroleum products - Calculation of viscosityindex from kinematic viscosity).

Relaţia indicelui de vâscozitate a uleiului dat va fi:1

1 2

IV 100

(6.42)

În ultimele decenii problema pusă de acest parametru de evaluare auleiurilor este că uleiurile 1 şi 2 din diagrama din fig. 6.28 au fost alese ca evoluţiiextreme, la un moment dat. După acest moment, au apărut uleiuri cu caracteristicisuperioare, fie prin aditivarea celor minerale, fie prin elaborarea de uleiuri sintetice,şi conform relaţiei (6.42) s-au calculat indici de vâscozitate mai mari decât 100 (s-aajuns să se depăşească valoarea de 200). ASTM a propus pentru uleiurile cu indiceconvenţional de vâscozitate mai mare de 100, o altă relaţie (procedura B dinD2270) care să reflecte mai bine o dependenţă mai redusă a vâscozităţii cutemperatura:

N

E10 1

IV 1000,000715

(6.43)

Fig. 6.28 – Indicele de viscozitate.


în care:

2 este vâscozitatea cinematică la 40C, în cSt, a unui ulei cu indice de

vâscozitate 100 dar care are aceeaşi vâscozitate cinematică la 100C ca a uleiuluiconsiderat;

3 este vâscozitatea cinematică a uleiului dat, la 100C [245, 254].

este vâscozitatea uleiului analizat, la 40C.

2

3

lg lgN

lg

(6.44)

Pentru calculul indicelui de vâscozitate, notat prescurtat IV, se folosesctabelele şi graficele date în standardele ISO 2909:2002 şi ASTM D2270-2004.

Uleiurile minerale sunt clasificate astfel după valoarea IV:

Grupa de uleiuri IVIndice de vâscozitate scăzut Sub 15Indice de vâscozitate mediu 45...80Indice de vâscozitate ridicat 80...110Indice de vâscozitate foarte ridicat Peste 110

În general uleiurile sintetice au IV (indicele de viscozitate) ridicat saufoarte ridicat, în timp ce la cele minerale pentru a se ajunge la valori de 100...120,este necesar ca uleiurile să fie obţinute prin procedeul de hidrotratare, iar peste 120- prin aditivare cu polimeri amelioratori ai indicelui de vâscozitate. Se impune oselecţionare foarte atentă a acestor aditivi, cum este cazul pentru uleiurilemultifuncţionale de angrenaje auto, de exemplu, din clasele SAE de vâscozitate75W/90, 80W/140 etc., ţinându-se seama de rezistenţa la forfecare a acestor aditivi.Uleiurile cu IV ridicat permit demaraje uşoare la temperaturi scăzute şi maximumde siguranţă la temperaturi ridicate în regim normal de funcţionare.

Determinarea rapidă a indicelui de vâscozitate se face cu ajutorul abacelor,care oferă o precizie suficientă, operaţie pentru care este necesar a se cunoaşte lauleiul studiat numai două vâscozităţi la temperaturi diferite (100°F şi 210°F sau40°C şi 100°C). Abacele uzuale de acest gen determinarea valorii IV pentruintervalele: 0...100; 100...150 şi 100...300 (IV extins). Aceleaşi abace pot fiutilizate pentru a stabili valoarea vâscozităţii la o anumită temperatură când secunoaşte vâscozitatea la una dintre temperaturile de referinţă şi valoarea IV [81].

6.1.3. Culoarea.Uzual nu se ţine seama de culoare, ci de transparenţă sau claritate.

Culoarea unui ulei neutilizat este numai o caracteristică de identificare. Pentruuleiurile contaminate sau uzate aspectul tulbure, mai mult sau mai puţin lăptos, esteîn general o indicaţie a prezenţei apei în suspensie. Uleiurile se închid la culoarecând sunt degradate chimic. Deoarece acest fenomen se produce şi când aditivii pecare îi conţin suferă modificări în serviciu sau când uleiurile sunt contaminate cu


diverse impurităţi (materiale de etanşare sau vopselele cu care sunt protejaţipereţii interiori ai carcaselor sau rezervoarelor instalaţiilor de ungere), închidereaculorii nu permite un „diagnostic” precis.

La livrare, culoarea uleiurilor este determinată prin metode de laborator,folosind colorimetrele ASTM sau Union, cu scale diferite de măsură. Metodeleutilizate sunt precizate în STAS 34-67 (Produse petroliere. Determinarea culorii),ASTM D1500-04a (Standard Test Method for ASTM Color of Petroleum Products.ASTM Color Scale), care exprimă culoarea în unităţi proprii ASTM.

Culoarea este o caracteristică inclusă în metodologiile de control acomportării uleiurilor în serviciu, însă cu uz limitat la uleiurile minerale maipuţin vâscoase şi la unele sintetice.

Culoarea nu este importantă decât în aplicaţii din industria textilă şialimentară. În general uleiurile minerale superioare au o culoare mai deschisă. Înexploatare, culoarea uleiului se închide din cauza contaminării şi/sau degradăriitermice. Aditivii sau un anumit pachet de aditivi pot schimba substanţial culoareauleiului mineral.

6.1.4. Densitatea.În sistemul metric, densitatea relativă a unui ulei la o anumită temperatură

reprezintă valoarea raportului dintre masa unui anumit volum de ulei la otemperatură considerată şi masa unui volum egal de apă distilată, la 4°C.

Se obişnuieşte a se determina densitatea la temperatura de 15 C. Pentru adetermina densitatea la alte temperaturi, trebuie să se ţină seama de coeficientul dedilatare a lubrifiantului, dependent de structura sa hidrocarbonată. Aceasta se faceprin considerarea coeficientului X, aplicat în plus sau minus pentru fiecare gradCelsius dacă temperatura este mai scăzută sau, respectiv, mai ridicată decât 15°C,determinat cu relaţia 10000190234 dX , unde d este densitatea uleiului la 15°C:

Ot 15 Cd d X t (6.45)unde:

ot t 15 C

semnul + este pentru ot 15 C , iar semnul – este pentru ot 15 C .Densitatea permite aprecierea naturii chimice a uleiurilor (cele sintetice au

densitatea peste 1,000), dar nu dă indicaţii asupra calităţii sau asupra comportării înserviciu. Este o caracteristică de recunoaştere şi control comercial, servind maimult la calculul volumelor de uleiuri din rezervoare, cisterne etc.

Metode de laborator pentru determinarea densităţii sunt prevăzute în STAS35-81 (Ţiţei, produse petroliere lichide, semisolide şi solide. Determinareadensităţii), ASTM D1298-99/2005 (Standard Test Method for Density, RelativeDensity (Specific Gravity), or API Gravity of Crude Petroleum and LiquidPetroleum Products by Hydrometer Method), ISO 3838:2004 (Crude petroleumand liquid or solid petroleum products - Determination of density or relative


density - Capillary-stoppered pyknometer and graduated bicapillary pyknometermethods), ISO 758:76 (Liquid chemical products for industrial use --Determination of density at 20°C).

Densitatea nu variază în limite largi pentru uleiurile minerale şi în multemodele matematice se neglijează influenţa temperaturii şi presiunii asupra acesteia.Variaţia densităţii cu temperatura poate fi calculată cu relaţia [366]:

3o

o cm/gc1c1

(6.46)

în care:

este densitatea la temperatura o C ;

o este densitatea la temperatura de referinţă oo 20 C ;

c este coeficientul de dilataţie volumică, specific unui ulei mineral sau unui

grup restrâns de mărci de uleiuri, 4 oc 6 ,2 10 1 / C .

6.1.5. Punctul de inflamabilitate şi punctul de ardere.Atât la uleiurile minerale cât şi la multe dintre cele sintetice, prin încălzire

progresivă în aer liber până la o anumită temperatură, componenţii acestoratransformaţi în vapori şi amestecaţi cu aerul produc amestecuri care se aprindpentru scurtă durată (explozie) în prezenţa unei flăcări sau a unui foc deschis, ceeace constituie punctul de inflamabilitate. Dacă încălzirea este continuă, la unmoment dat are loc o combustie permanentă, ceea ce constituie punctul de ardere.

Prezenţa apei în ulei face ca determinarea acestor două caracteristici săaibă erori mari.

Valoarea acestor caracteristici este dependentă de caracteristicile aparatelorcu care se face determinarea şi de tipul celulei în care se încălzeşte mostra de ulei:vas deschis sau vas închis.

Rezultatele experimentale sunt diferite, funcţie de tipul aparatului utilizat,de aceea la indicarea valorii acestor caracteristici se menţionează şi aparatulrespectiv. Aparate mai des utilizate sunt următoarele :

Denumirea Ţări unde se utilizează Tipul vasuluiCleveland Franţa, S.U.A., România Vas deschisLuchaire Franţa Vas închisPensky-Martens Franţa, S.U A., România, Rusia Vas închisMarcusson Elveţia, Germania, România, Rusia Vas deschis

Punctul de inflamabilitate şi cel de ardere dau unele informaţii sumareasupra volatilităţii, care este de mică importanţă pentru lubrifianţii de angrenaje.Valorile acestor caracteristici cresc cu vâscozitatea uleiurilor, atingând valori de300...325°C în cazul uleiurilor minerale, fiind mai ridicate la cele parafinice decâtla cele naftenice. Uleiurile sintetice au, în general, valori mult mai ridicate pentru


punctul de inflamabilitate şi cel de ardere faţă de cele minerale. Metodele delaborator utilizate pentru determinare sunt prevăzute, pentru aparatul Pensky-Martens în: ASTM D93-07 (Standard Test Methods for Flash Point by Pensky-Martens Closed Cup Tester), ISO 2719:2002 (Determination of flash point --Pensky-Martens closed cup method) iar pentru aparatul Cleveland în ASTM D92-05a (Standard Test Method for Flash and Fire Points by Cleveland Open CupTester), ISO 2592:2000 (Determination of flash and fire points -- Cleveland opencup method).

6.1.6. Punctul de congelare şi punctul de tulburare.Sunt caracteristici importante pentru punerea în evidenţă a comportării

uleiurilor la temperaturi scăzute, atât pentru manipularea acestora în depozite, cât şipentru demarajul la rece al agregatelor. Uleiurile minerale fiind amestecuri dehidrocarburi, nu pot avea o anumită temperatură de solidificare ca un produs unitar,din punct de vedere al structurii. Trecerea de la faza lichidă la cea solidă se faceîntr-un interval îngust de temperatură, prin apariţia de cristale şi creştereavâscozităţii, până la anularea curgerii uleiului. Temperatura la care apar cristalelecare tulbură masa de ulei este denumită punct de tulburare, aceasta fiind mairidicată cu 5...15°C decât punctul de congelare, respectiv de solidificare, la careproprietăţile de curgere sunt anulate. În prezent se utilizează punctul de curgere,care este temperatura la care uleiul încă mai are o uşoară mobilitate, observabilăîntr-un timp limitat în eprubeta de control, înclinată.

De obicei punctul de curgere este mai ridicat cu circa 30C decât punctul decongelare şi mai scăzut cu 5...10°C decât punctul de tulburare. La uleiurilesintetice, în mod uzual, punctele de tulburare, congelare şi curgere coincid,diferenţele fiind de până la 2°C.

Realizarea punctelor de tulburare şi de congelare necesare sau a celui decurgere, este posibilă la uleiurile minerale, fie în mod natural, ca la cele naftenice,fie prin deparafinare, ca la cele parafinice. La acestea din urmă, diferenţa întrevalorile acestor caracteristici este cu atât mai mică, cu cât procesul de deparafinarea fost aplicat într-un regim mai bine controlat. Contaminarea uleiurilor superioarecu cantităţi mici, chiar de 2...3% din alte uleiuri calitativ inferioare, modificăsensibil valorile celor trei caracteristici.

În Franţa, firmele Total şi Citroen utilizează, drept caracteristică dedecongelare, temperatura la care un ulei, adus la punctul de congelare şi încălzitapoi controlat, ajunge să-şi recapete o uşoară fluiditate, în condiţii determinate.Este un test mult mai sever, care dă indicaţii şi asupra calităţii operaţiei dedeparafinare.

Punctul de curgere este cel mai utilizat la evaluarea uleiurilor. Acesta poatefi scăzut prin utilizarea de aditivi depresanţi, care împiedică formarea cristalelor.Aceasta metodă are o eficacitate limitată, concentraţia de depresant fiind limitată,pentru a nu afecta alte proprietăţi ale uleiurilor.


Noţiunea de punct de curgere este insuficientă pentru evaluareaproprietăţilor de curgere a uleiurilor la temperaturi scăzute în cazul ungeriiangrenajelor. Vâscozitatea la temperatură scăzută (-10°C sau -20°C, funcţie deaplicaţie) are importanţă directă asupra condiţiilor de funcţionare. Valoareavâscozităţii de 3000 cSt (mm2/s) la o temperatură ceva mai ridicată decât punctulde curgere (cam 5°C) este satisfăcătoare pentru asigurarea pompapibilităţii uleiului.Vâscozitatea la temperatură scăzută nu poate fi extrapolată pe o curbăvâscozitate/temperatură a uleiului studiat, ci este necesar a fi determinată cuvâscozimetrul Brookfield (ASTM D2983-04a Standard Test Method for Low-Temperature Viscosity of Lubricants Measured by Brookfield Viscometer, STAS11496:1981 Uleiuri minerale pentru transmisiile autovehiculelor. Determinareavâscozităţii aparente la temperaturi scăzute cu vâscozimetrul Brookfield). Aceastădeterminare se condiţionează în special la uleiurile din clasele SAE 75W, 80W, 85W şi cele multifuncţionale, de tipul 75W/90, 80W/85W sau 80W/140, utilizate lacutiile de viteze de autovehicule.

Metode de testare pentru aceste caracteristici ale uleiurilor lubrifiante suntprevăzute în: STAS 39-80 (Produse petroliere – Determinarea punctului decongelare) şi STAS 11449-80 (Uleiuri minerale pentru motoare. Determinareatemperaturii de decongelare), ASTM D97-2006 (Standard Test Method for PourPoint of Petroleum Products), ISO 3016:1994 (Petroleum products - Determinationof pour point).

6.1.7. Aciditatea şi alcalinitatea uleiurilor lubrifiante.Prin indice de aciditate se înţelege numărul de miligrame de hidroxid de

potasiu (KOH), necesare pentru neutralizarea unui gram de ulei. Aceastăneutralizare se realizează în laborator cu soluţii apoase de hidroxid de potasiu. Apaprezentă în aceste soluţii dizolvă anumiţi constituenţi din ulei. Adaosul de hidroxidde potasiu măreşte pH-ul final, până la o valoare care depinde de procedeul delucru adoptat. Deci, valoarea determinată va depinde, pentru unele uleiuri, demetoda utilizată.

Aciditatea uleiurilor se datorează unor compuşi din următoarele surse:a) acizi rămaşi în proporţii reziduale, după operaţia de rafinare chimică a

uleiurilor, fie că aceasta s-a realizat cu acid sulfuric, fie cu solvenţi cu reacţie acidă;b) acizi de origine organică (animală sau vegetală) utilizaţi la compoundare

sau aditivare, sau anumiţi aditivi;c) compuşi chimici cu caracter acid, rezultaţi din procesul de degradare

oxidantă şi termică a uleiurilor în timpul serviciului;d) produşi cu caracter acid înglobaţi de ulei datorită poluării în serviciu sau

care rezultă prin reacţia contaminanţilor cu unii compuşi din uleiuri.Aciditatea organică a uleiurilor minerale rafinate este practic neglijabilă.

Unele uleiuri sintetice au aciditate organică mai ridicată. Aditivii antirugină,antiuzură (mai des ditiofosfaţii de zinc) şi EP imprimă uleiului acidităţi organice


diferite. Valoarea acidităţii acestor componenţi nu justifică însă o aprecieredefavorabilă a uleiurilor în care sunt adăugaţi.

Se citează de asemenea aditivii detergenţi şi dispesanţi, foarte necesaripentru uleiurile de angrenaje auto şi cutii de viteze automate, care imprimăuleiurilor cifre ridicate de aciditate, dar care n-au importanţă însă pentru eventualecoroziuni 81, 268. Din contră, existenţa acestei acidităţi dă indicaţie asupracapacităţii de protecţie anticorosivă şi a indicilor de vâscozitate scăzuţi (polaritateacompuşilor organici cu caracter acid).

Aceşti aditivi, compuşi organici sau metalo-organici, care prinneutralizarea cu hidroxid de potasiu, proprie metodei de laborator, indică un indicede aciditate uneori de până la 2 mg KOH/g, sunt total inofensivi din punct devedere al corosivităţii.

Alcalinitatea lubrifianţilor se datorează unor aditivi detergenţi iar punereaîn evidenţă se face prin neutralizare cu soluţii apoase de acid clorhidric. În afară deacizii organici şi minerali, esterii, compuşii fenolici, lactonele, sărurile unor metalegrele etc. au reacţii acide.

Unii compuşi utilizaţi ca aditivi (ditiofosfaţi de zinc) reacţionează atât caacizi, cât şi ca baze (amfoteri), depinzând de reactivul cu care sunt trataţi prinmetoda de laborator: hidroxid de potasiu sau acid sulfuric.

Metode de laborator sunt prevăzute în: SR ISO 3771:1994 (Produsepetroliere. Determinarea cifrei de bazicitate. Metoda de titrare potenţiometrică cuacid percloric), ISO 6618:1997 (Petroleum products and lubricants - Determinationof acid or base number - Colour-indicator titration method), SR ISO 7537:2002(Produse petroliere. Determinarea indicelui de aciditate. Metoda de titrare semi-micro cu indicator de culoare), SR EN 12634:2002 (Produse petroliere şilubrifianţi. Determinarea indicelui de aciditate. Metoda de titrare potentiometrica înmediul neapos), ASTM D974-04 (Standard Test Method for Acid and BaseNumber by Color-Indicator Titration), ASTM D664-04 (Standard Test Method forAcid Number of Petroleum Products by Potentiometric Titration).

6.1.8. Pierderile prin evaporare.Exprimă volatilitatea uleiului la anumite temperaturi, în condiţii

determinate. Această caracteristică are valori mai mari la amestecurile decomponenţi uşori şi grei, decât la fracţiunile unitare de uleiuri şi are importanţăpentru uleiurile ATF (transmisii automate de autovehicule), care se încălzesc înserviciu la temperaturi mai ridicate.

Metodele de testare utilizate sunt date în: STAS 8465-69, ASTM D972-02(Standard Test Method for Evaporation Loss of Lubricating Greases and Oils),STAS 11618-81 (Unsori consistente. Determinarea uleiului separat si a pierderilorprin evaporare), STAS 12428-86 (Uleiuri pentru motoare. Determinarea pierderilorla evaporare prin curent de aer), STAS 8465-88 (Uleiuri minerale. Determinareapierderilor prin evaporare. Metoda Noak).


6.1.9. Punctul de anilină.Punctul de anilină reprezintă temperatura minimă la care un volum de

anilină (C6H5–NH2) se amestecă complet cu un volum egal de ulei. Valoareapunctului de anilină este cu atât mai mare cu cât uleiul este mai bogat înhidrocarburi aromatice.

Această caracteristică oferă un indiciu asupra compatibilităţii uleiurilor faţăde materialele de etanşare (garnituri, vopsele, lacuri) şi are mare importanţă pentrucutiile de viteze standard sau automate de autovehicule, unele reductoare de turaţieşi cuple hidrodinamice. Deşi compatibilitatea cu elastomeri se testează prin metodespeciale, fabricanţii de angrenaje încă mai apreciază această calitate a uleiurilorpentru angrenaje închise, într-o primă etapă, după punctul de anilină. Este cunoscutcă uleiurile cu puncte de anilină de peste 100°C sunt considerate satisfăcătoare laprima vedere. Sub această valoare, cauciucurile sunt gonflate sau se strâng(pierderea plastifiantului prin dizolvare în ulei). Anumite tipuri de cauciucurisintetice (butadien-stiren copolimer, butil-cauciuc, poliizobutilenă-izoprencopolimer, policloropren, poliizopren, polibutadien) sunt puţin rezistente la uleiuriminerale. Există şi sorturi de cauciuc rezistente, cum sunt cele de tipulbutadienacrilonitril, poliacril şi neopren. Uleiurile minerale cele mai sigure dinacest punct de vederi sunt uleiurile parafinice bine rafinate, care conţin aditivi deasemenea compatibili cu elastomerii de etanşare.

Metodele de testare sunt date în: SR ISO 2977:1997 (Produse petroliere şisolvenţi. Determinarea punctului de anilină şi a punctului de anilină în amestec),ASTM D611-04 Standard Test Methods for Aniline Point and Mixed Aniline Pointof Petroleum Products and Hydrocarbon Solvents.

Ca metodă de testare a compatibilităţii uleiurilor cu elastomerii se citeazăASTM D471-98e (Standard Test Method for Rubber Property-Effect of Liquids).

6.1.10. Proprietăţile de spumare şi aerare.Solubilitatea oxigenului şi azotului din aer în lubrifiant trebuie considerate

separat. În majoritatea tipurilor de uleiuri, oxigenul se dizolvă mult mai repededecât azotul. Totuşi, într-o primă aproximaţie se poate admite că solubilitateaaerului este proporţională cu presiunea totală a sistemului aerului.

Coeficientul de dizolvare creşte cu vâscozitatea uleiului. Aerul dizolvat înulei în condiţiile de presiune şi temperatură ale mediului ambiant este de maximum8% în volum, proporţie care nu afectează proprietăţile mecanice ale uleiului. Pesteaceastă proporţie, aerul este antrenat în ulei sub formă de bule, separate prin filmerelativ subţiri de ulei, formând un sistem eterogen, în care uleiul este faza continuăiar aerul faza dispersă sau discontinuă. Când concentraţia de bule este mai mare,aşa încât să formeze faza continuă (uleiul devenind faza discontinuă), se produceefectul de spumare.

Bulele de aer din ulei pot apărea fie ca un efect mecanic, fie prin degajareaaerului dizolvat datorită scăderii presiunii în sistem. Efectul de aerare a uleiului, demenţinere a bulelor de aer în suspensie fără formare de spumă, este cauza apariţiei


fenomenului de cavitaţie în pompe, funcţionării neregulate a acestora şi degradăriichimice rapide a uleiului. O altă consecinţă este supraîncălzirea uleiului. Deexemplu, prin compresia adiabatică a unui volum de ulei aerat de la 0,1 la 30 MPatemperatura creşte până la 700°C în bulele de aer antrenat. În aceste condiţii apareşi efectul Lorenz, care constă în producerea de scântei.

Printre metodele de testare în laborator a efectului de spumare a uleiului secitează cele prevăzute în: ISO 6247:1998 (Petroleum products - Determination offoaming characteristics of lubricating oils), ASTM D892-05 Standard Test Methodfor Foaming Characteristics of Lubricating Oils, care se referă la tendinţa deformare a spumei şi stabilităţii acesteia la suprafaţa uleiului. ASTM D3427 (ASTMD3427-06 Standard Test Method for Air Release Properties of Petroleum Oils),DIN 51381 şi IP 313 oferă o metodă de testare a abilităţii uleiurilor de a separagazul antrenat, determinând timpul de separare (în minute) necesar reduceriiaerului antrenat în ulei la 0,2% în volum în condiţii specificate de testare şi la oanumită temperatură. SR ISO 696:1997 (Agenţi activi de suprafaţă. Măsurareaputerii de spumare. Metoda Ross-Miles modificată) stabileşte metoda dedeterminare a puterii de spumare a unui agent activ de suprafaţă. SR ISO6247+C1:2006 (Produse petroliere. Determinarea caracteristicilor de spumare auleiurilor lubrifiante) specifică o metodă de determinare a caracteristicilor despumare a uleiurilor lubrifiante, la temperaturi medii. Standardul se aplicăuleiurilor care conţin sau nu aditivi pentru modificarea sau suprimarea tendinţeiuleiurilor de a forma spume stabile. Raportările utilizate pentru a descrie tendinţade formare a spumei şi/sau măsurarea stabilităţii acesteia sunt empirice.

Condiţiile de lucru la aceste metode sunt total diferite, precum şi aparaturafolosită în acest scop, din care cauză rezultatele nu pot fi corelate.

Aditivii antispumanţi utilizaţi frecvent în compoziţia uleiurilor deangrenaje acţionează eficace numai pentru ameliorarea proprietăţilor de spumare;în ceea ce priveşte aerarea masei de ulei, aceştia acţionând defavorabil datorităproprietăţilor lor tensioactive. Aceste acţiuni contrare introduc un grad ridicat dedificultate în studiile de laborator privind compoziţia uleiurilor pentru angrenaje.

6.1.11. Viteza de dezemulsionare.Este o caracteristică tipică şi esenţială, exclusiv pentru uleiurile destinate

angrenajelor industriale deservite prin instalaţii de ungere cu stocuri mari delubrifiant, în general peste 100 litri, ajungând chiar până la 40...60 m3 în sectorulmetalurgic, unde pătrunderea unui contaminat ca apa, este inevitabilă. Prezenţaapei în uleiuri este cauzată de efectul de „respiraţie” al carcaselor angrenajelor saurezervoarelor principale de ulei, datorită variaţiilor de temperatură şi nivel.Miscibilitatea uleiurilor cu apa, fără ca efectul să poată fi observabil vizual, estelimitată la concentraţii de apă de până la 100 ppm. Peste această concentraţie, încondiţii statice, apa se separă în părţile inferioare ale carcaselor sau rezervoarelorde ulei. În condiţii de turbulenţă, datorită recirculării uleiului prin pompare sau


mişcarea pinioanelor, mici particule de apă se dispersează în masa de ulei, formândemulsii cu aspect de la opalescent până la tulbure.

Separarea apei este cu atât mai rapidă, cu cât fluiditatea uleiurilor şitemperatura este mare, însă depinde în primul rând de proprietăţile tensioactive aleuleiurilor şi de caracterul electrolitic al apei. Particulele de apă din ulei producdiscontinuităţi în filmul de ungere, având ca urmare efecte pronunţate de uzurămecanică, şlam care înfundă filtrele şi stabilizează spuma, ruginirea pinioanelor şidegradarea aditivilor din uleiuri.

Capacitatea de separare rapidă a apei din uleiuri este un avantaj înexploatare; pentru aceste caracteristici s-au elaborat metode de testare în laborator,cum sunt cele prevăzute în: ISO 6614:1994 (Petroleum products - Determination ofwater separability of petroleum oils and synthetic fluids), STAS 56-84 (Uleiuriminerale. Determinarea timpului de dezemulsionare), ASTM D1401-02 StandardTest Method for Water Separability of Petroleum Oils and Synthetic Fluids),ASTM D2711-01a (Standard Test Method for Demulsibility Characteristics ofLubricating Oils). Metoda constă în măsurarea timpului de separare a amesteculuiformat din 40 ml ulei şi 40 ml apă, după ce acesta a fost încălzit şi agitat.

Utilizarea de dezemulsionanţi pentru separarea în cazuri speciale a apei nuse practică, deoarece aceştia sunt solubili în apă şi se elimină rapid odată cuaceasta, efectul urmărit fiind de scurtă durată. Suplimentar, compuşii cu funcţii dedezemulsionare pot avea efecte nedorite asupra eficacităţii aditivilor din uleiuri,determinând micşorarea apreciabilă a durabilităţii în serviciu. Pentru asigurareaunei viteze satisfăcătoare de separare a apei sau de dezemulsionare se acţioneazăasupra rafinării uleiurilor de bază şi a alegerii aditivilor sub aspectul proprietăţilortensioactive. În serviciu, impurificarea uleiurilor cu diferite alte materiale(elastomeri, vopsele, lacuri, particule metalice etc.) conduce la înrăutăţirea acesteiproprietăţi, până la apariţia emulsiilor apoase stabile. Purificarea uleiurilor „înmers” prin centrifugare cu supercentrifuge, sau prin filtrare, înlătură aceste efecte,în măsura în care uleiurile nu au un grad prea avansat de degradare chimică.

6.1.12. Cifra de saponificare.

Prin saponificare se înţelege procesul chimic prin care esterii, lactonele şiacizii rezultaţi din degradarea chimică a uleiurilor, sau prezenţi prin aditiviiînglobaţi în uleiuri, reacţionează chimic cu bazele şi formează săpunuri. Prin cifrăde safonificare se înţelege numărul de miligrame de hidroxid de potasiu (KOH),necesare formării unui gram de săpun în reacţia chimică cu un ulei. Se exprimă lafel ca aciditatea sau cifra de neutralizare (mg KOH/g). Uleiurile minerale rafinateau cifre de saponificare de ordinul a 0,1-0,5 mg KOH/g. La uleiurile aditivatevalorile sunt mult mai mari (5 mg KOH/g).

Cifra de saponificare este importantă pentru condiţionarea şi recunoaştereauleiurilor care conţin aditivi antiuzură şi mai ales cei de tipul modificatori defrecare sau antirugină. La unele uleiuri de angrenaje (simple, de turbină, antiuzură),funcţie de tipul de aditivare şi aditivii utilizaţi, cifra de saponificare este un criteriu


de control al comportării acestora în serviciu, în instalaţii cu stoc mare de ulei şiungere prin recirculare. La uleiurile EP, modificarea acestei caracteristici în timpnu dă indicaţii uşor interpretabile.

Metode de stabilire a cifrei de saponificare sunt date în: ISO 6293-1:1996(Petroleum products - Determination of saponification number - Part 1: Colour-indicator titration method), ISO 6293-2:1998 (Petroleum products - Determinationof saponification number - Part 2: Potentiometric titration method), STAS 27-68(Uleiuri minerale şi vaseline. Determinarea cifrei de saponificare), D94-00Standard Test Methods for Saponification Number of Petroleum Products).

6.1.13. Cifra de cenuşă.

Cifra de cenuşă a unui ulei mineral simplu exprimă proporţia de materialenecombustibile pe care le conţine, rămase din procesele de rafinare (săruri organicede sodiu, pământ decolorat) sau provenite din contaminări (praf, rugină etc.).Aceasta are semnificaţie pentru controlul calitativ în procesele de fabricare şi înprocesele care utilizează uleiuri, fiind un factor de influenţă a comportării uleiuluiîn serviciu. Valoarea cifrei de cenuşă permite recunoaşterea unor tipuri de aditivifolosiţi la formularea unor grupe de uleiuri cu destinaţie specifică (pentruangrenaje, turbine etc.). Aditivii moderni „fără cenuşă” sunt apreciaţi pentrueficacitatea lor superioară. Uleiurile minerale simple noi au cifra de cenuşă de0,001...0,005% în greutate: aceeaşi cifră o au uleiurile sintetice care nu au înmoleculă metale sau siliciu (în cazul polimerilor siliconici). Cifra de cenuşă sedetermină prin arderea unui eşantion de ulei în aer, în condiţii standard şi lauleiurile noi se mai numeşte „cifră de cenuşă oxid”. Unele săruri metalo-organiceconţinute în uleiuri, cum sunt cele de zinc şi plumb, dar şi clorurile metalice suntvolatile în condiţiile standard de calcinare a uleiului. Stabilizarea lor pentruevitarea oxidării componenţilor se face prin sulfatarea (tratarea cu acid sulfuric)rezduului de ardere a eşantionului de ulei, după care se continuă arderea. Cifra de„cenuşă sulfat” astfel determinată poate avea semnificaţie pentru controlul înlaborator al unor uleiuri puternic contaminate în serviciu cu săruri ale metalelor dincompoziţia cuzineţilor (zinc, staniu, stibiu, rugină etc.).

Uleiurile aditivate, care conţin ca aditivi compuşi organo-metalici sau alţicompuşi organici, cum ar fi sărurile metalice ale unor acizi, au cifra de cenuşăridicată, de exemplu în jur de 1% în greutate. Uleiurile cu conţinut de aditivdetergent (pentru cutii de viteze automate, cutii de viteze standard pentru vehiculegrele şi locomotive etc.) nu se consideră după cifra de „cenuşă oxid”, ci, pentru omai precisă evaluare a proporţiei de aditiv, se determină cifra de „cenuşă sulfat”.

Cifra de cenuşă are semnificaţie pentru recunoaşterea unor tipuri de aditivi.De exemplu, aditivii antiuzură, ca tricrezilfosfatul şi compuşii complecşi cu sulf şifosfor, fac parte din aditivii moderni fără cenuşă şi sunt apreciaţi pentru eficacitatealor superioară. Sărurile metalo-organice cu zinc, plumb, cadmiu, calciu etc.,constituie categoria aditivilor „cu cenuşă”. Atât cifra de cenuşă oxid, cât şi cea decenuşă sulfat pot avea semnificaţii pentru controlul de laborator al uleiurilor


contaminate în serviciu cu săruri ale metalelor din compoziţia lagărelor şi apinioanelor, uneori cu alte materiale, chiar abrazive, pătrunse accidental în uleiuri,de exemplu bioxid de siliciu în cazul instalaţiilor de fabricat cimentul.

Metodele de testare utilizate pentru cenuşă oxid sunt date în ISO6245:2001 (Petroleum products - Determination of ash), ASTM D482-03 (StandardTest Method for Ash from Petroleum Products). SR EN ISO 6245:2003 (Produsepetroliere. Determinarea conţinutului de cenuşă) prezintă metoda de determinare aconţinutului de cenuşă din produsele petroliere cum ar fi produsele distilate,păcurile reziduale, ţiţei, uleiuri lubrifiante, ceruri şi alte produse petroliere înoricare din formele constituente capabile să formeze cenuşă, considerate caimpurităţi indezirabile sau contaminanţi. Cenuşa poate fi rezultată din compuşiimetalici solubili în apă sau din solide externe cum ar fi praful sau rugina. Metodase aplică produselor cu un conţinut de cenuşă între 0,001...0,180% (masic), dar nuse aplică produselor ce conţin aditivi formatori de cenuşă, inclusiv anumiţi compuşicu fosfor. Analiza uleiurilor lubrifiante noi sau uzate ce conţin aditivi, a uleiuriloruzate de motoare, a uleiurilor lubrifiante conţinând plumb, a unor combustibilidiesel pe altă bază decât hidrocarburi trebuie făcute conform ISO 3987 care includeo etapă de formare a cenuşii sulfatate cu punct de topire mai ridicat. Metode pentrudeterminarea cenuşii cenuşă sulfat sunt în ISO 3987:1994 (Petroleum products -Lubricating oils and additives - Determination of sulfated ash), ASTM D87-04(Standard Test Method for Melting Point of Petroleum Wax - Cooling Curve).

Prin analiza chimică cantitativă a cenuşii oxid, rezultată prin calcinare sedozează conţinutul de metale din uleiurile uzate.

6.1.14. Cifra de cocs.

Nu se poate confunda cu conţinutul de cocs existent ca impurităţi mecaniceîn uleiuri. Formarea cocsului în condiţiile preconizate de metodele de laboratorutilizate, bazate pe principiul compuşilor mai uşori şi a pirolizei într-o atmosferădeterminată, nu dă decât o indicaţie asupra posibilităţilor formării depunerilorcărbunoase la contactul uleiurilor cu suprafeţele metalice supraîncălzite. De multeori este important a se determina cifra de cocs nu numai la uleiurile noi, neutilizate,ci chiar la uleiurile degradate chimic în serviciu.

Aditivii conţinuţi în uleiuri intervin întotdeauna prin mărirea apreciabilă,dar artificială, a cifrei de cocs. Pentru aceasta la uleiurile de angrenaje din categoriacelor aditivate nu se condiţionează această caracteristică în specificaţiile şistandardele de calitate.

La uleiurile minerale moderne rafinate prin procedee de mare eficacitate,cifra de cocs are valori foarte mici. Cum tendinţa de formare a depunerilorcărbunoase este dependentă direct de vâscozitatea uleiurilor, iar la angrenaje seutilizează în general uleiuri mai vâscoase, s-a elaborat o metodă denumită „cokingtest” care, în principiu, constă în stropirea îndelungată a unei suprafeţe metalicesupraîncălzite cu uleiul de studiat. Astfel condiţiile de testare sunt mai apropiate decele reale întâlnite în practica industrială, de exemplu, la reductoarele de turaţie la


care la punerea în funcţiune, sau pe timp de iarnă, uleiul din carcasă trebuie încălzitcu rezistenţe electrice. Pentru evitarea formării de depuneri solide pe acestedispozitive de încălzire, chiar în cazul uleiurilor de foarte bună calitate, sarcinatermică specifică se limitează la 2,5 W/cm2 (Jcm2s-1).

Metode de determinare a cifrei de cocs sunt în: ISO 6617:1994 (Petroleum-based lubricating oils - Aging characteristics - Determination of change inConradson carbon residue after oxidation), SR EN ISO 10370:1993 (Produsepetroliere. Determinarea reziduului de carbon. Metoda micro), ISO 4262:1993(Petroleum products - Determination of carbon residue - Ramsbottom method), SRISO 6615:1993 (Produse petroliere. Determinarea carbonului rezidual. MetodaConradson), STAS 7729-67 (Motorina, uleiuri şi păcură. Determinarea cocsuluidupă metoda Ramsbottom), ASTM D524-04 Standard Test Method forRamsbottom Carbon Residue of Petroleum Products, ASTM D189-06 StandardTest Method for Conradson Carbon Residue of Petroleum Products, Tendinţa decocsare (Coking Test) Fed. Test Std. 791 a, metoda 3162 SUA.

6.1.15. Proprietăţile corosive şi de protecţie anticorosivă.Din acest punct de vedere se pot deosebi două aspecte diferite [239, 268]:a. Efectele de coroziune produse de uleiuri datorită unor elemente chimice

reactive, fie prin conţinerea unor compuşi naturali proveniţi din ţiţei şi neeliminaţiprin procedeele de rafinare, fie datorită aditivilor utilizaţi care n-au stabilitateachimică corespunzătoare cerinţelor. La uleiurile sintetice astfel de efecte sedatorează mai ales instabilităţii compuşilor respectivi care, prin încălzire, sedescompun în alţi compuşi agresivi. Un element corosiv pentru care s-au elaboratmetode de laborator în vederea punerii sale în evidenţă ca atare, sau a efectului săucorosiv, este sulful şi aceasta deoarece aliajele de cupru şi argint de la lagăre şi altecomponente sunt deosebit de sensibile la acţiunea acestui element. În cazululeiurilor, conţinutul de sulf nu este atât de important cum este prezenţa sulfuluiliber, corosiv, din uleiul de bază sau din aditivi. Atât sulful cât şi clorul, sau uniiioni cu sulf sau clor din compuşii organici folosiţi ca aditivi, pot deveni corosiviprin reacţii de hidroliză (la cald, în prezenţa apei), în cazul în care compuşiirespectivi nu sunt suficient de stabili chimic.

b. Efectele de protecţie anticorosivă ale uleiurilor simple sunt limitatedatorită aderenţei slabe a acestora la suprafeţele metalice. Pentru o astfel deprotecţie se apelează la aditivi specifici, cum sunt cei cu funcţia de dezactivatori demetale pentru cazul aliajelor de cupru sau argint şi cei antirugină, proprii pentruprotecţia pieselor de oţel. Aceşti aditivi intră în formula de compoziţie a uleiurilorde angrenaje şi sunt aleşi prin testări complexe de laborator astfel încât săîndeplinească condiţia esenţială de compatibilitate cu toţi ceilalţi componenţi şi sănu genereze fenomene de instabilitate chimică prin reacţii secundare.

Ruginirea oţelului este un caz particular al efectului de coroziune, factoriiprincipali care intervin fiind apa şi oxigenul cu care aliajul metalic vine în contact,mai ales dacă apa conţine unele săruri hidrolizabile în soluţii care îi imprimă


caracterul de electrolit. Astfel de suprafeţe pot fi protejate suficient de eficace şi pedurate apreciabile, dacă uleiurile conţin aditivi tipici antirugină sau unii aditivicare, pe lângă alte funcţiuni, sunt capabili să asigure şi această proprietate. Evident,odată ruginirea amorsată acest proces se continuă. Prezenţa unui film de ulei cucaracteristici intens antirugină poate întrucâtva să întârzie acest efect, dar nu-lpoate opri. În acest caz curăţirea stratului de rugină prin decapare chimică esteobligatorie.

Aditivii antirugină din uleiuri intervin prin „placarea” suprafeţelor metalicecu un film mono sau multimolecular, foarte aderent datorită adsorbţiei lui.

În standarde şi specificaţii de calitate, uleiurile pentru angrenaje untcondiţionate din punctul de vedere al agresivităţii corosive prin testul coroziune aplăcii de cupru în SR EN ISO 2160:1998 (Produse petroliere. Acţiunea corozivă pecupru. Încercare pe lama de cupru), ASTM D130-04e1 (Standard Test Method forCorrosiveness to Copper from Petroleum Products by Copper Strip Test),concludente pentru metale neferoase. Capacitatea de prevenire a ruginii estecondiţionată prin testul prevăzut în SR ISO 7120:1994 (Produse petroliere şilubrifianţi. Uleiuri minerale şi alte fluide. Determinarea caracteristicilor antiruginăîn prezenţa apei), STAS 8441-80 (Uleiuri minerale de turbină. Determinareacapacităţii de protecţie contra ruginirii oţelului), D665-03 Standard Test Methodfor Rust-Preventing Characteristics of Inhibited Mineral Oil in the Presence ofWater (două secvenţe cu grad diferit de severitate).

6.1.16. Contaminarea uleiurilor.Aceasta este posibilă datorită unor deficienţe de fabricare, ambalare şi

depozitare şi în serviciu, prin pătrunderea în masa de ulei a unor materialeinsolubile din mediul intern sau extern, sau ca urmare a degradării uleiurilor după oanumită perioadă de utilizare. Se ia în considerare conţinutul de apă şi impurităţilemecanice.

Conţinutul de apă din uleiuri se determină prin metoda bazată pe principiulseparării centrifugale, prevăzută în STAS 24/1-89 (Ţiţei şi produse petroliere.Determinarea conţinutului de apă şi de sediment), ASTM D2273-05 (Standard TestMethod for Trace Sediment in Lubricating Oils).

Conţinutul de apă se determină cu suficientă precizie până la valori de0,1% şi prin metoda bazată pe principiul distilării, prevăzută în ASTM D95-05e1(Standard Test Method for Water in Petroleum Products and Bituminous Materialsby Distillation), SR 13484:2003 (Produse petroliere şi bituminoase. Determinareaapei prin metoda distilării). Pentru proporţii sub 0,1% se utilizează metoda Karl-Fischer. ISO 12937:2000 (Petroleum products - Determination of water -Coulometric Karl Fischer titration method) sau ISO 760:1978 (Determination ofwater - Karl Fischer method. General method).

ISO 20764:2003 (Petroleum and related products - Preparation of a testportion of high-boiling liquids for the determination of water content - Nitrogenpurge method) conţine două proceduri pentru determinarea conţinutului de apă prin


fierberea eşantioanelor de fluide peste 200°C, proceduri care pot fi utilizate pentrudeterminarea conţinutului total de apă în intervalul 3...1000 mg/kg. Metoda seaplică atât uleiurilor noi cât şi celor uzate, fluidelor hidraulice neapoase şisolvenţilor cu punct ridicat de fierbere.

Impurităţile mecanice se determină gravimetric şi prin filtrare, prin metodadată în STAS 33-84 (Produse petroliere lichide şi aditivi. Determinareaconţinutului de substanţe insolubile în solvenţi organici).

O proprietate importantă a uleiurilor lubrifiante este filtrabilitatea. Aceastase poate determina cu ajutorul metodelor propuse în ISO 13357-1:2002 (Petroleumproducts - Determination of the filterability of lubricating oils - Part 1: Procedurefor oils in the presence of water) şi ISO 13357-2:2005 (Petroleum products -Determination of the filterability of lubricating oils - Part 2: Procedure for dry oils).Prima parte a ISO 13357 specifică o procedură pentru evaluarea filtrabilităţiipentru uleiuri lubrifiante, în special cele pentru aplicaţii hidraulice în prezenţa apei.Se aplică numai uleiurilor minerale, cu vâscozităţi ISO până la VG100 şi nu estepotrivită pentru uleiuri cu aditivi insolubili sau parţiali solubili sau cu moleculefoarte mari. Cu acelaşi recomandări, ISO 13357-2:2005 (Petroleum products -Determination of the filterability of lubricating oils - Part 2: Procedure for dry oils)prezintă o procedură pentru evaluarea filtrabilităţii uleiurilor uscate

Unele impurităţi existente în uleiuri, datorită incompatibilităţii cuelastomeri, lacuri, vopsele sau chiar cu unii aditivi, după o anumită durată deutilizare, se dozează ca insolubile în n-pentan şi benzen prin metodele prevăzute înASTM D893-05a (Standard Test Method for Insolubles In Used Lubricating Oils),sau ca cifră de precipitare, prin metoda dată în ASTM D2273-05 (Standard TestMethod for Trace Sediment in Lubricating Oils).

6.1.17. Alte proprietăţi.Compresibilitatea este proprietatea uleiului de a-şi modifica volumul în

funcţie de presiunea exercitată asupra lui. Pentru uleiuri minerale, aceastăproprietate este deseori considerată constantă în modelele matematice. Totuşi, înrealitate, volumul acestui tip de lubrifiant scade cu 0,5·10-5 la creşterea presiunii cuun bar.

Introducerea compresibilităţii fluidului în modelul matematic al lubrifieriicomplică găsirea soluţiei. În cazul contactelor EHD, variaţia densităţii cu presiuneanu trebuie neglijată.

Pentru uleiuri minerale se pot utiliza relaţii de forma:10

o 10

1 5,83 10 p

1 1,68 10 p

(6.47)

în care o este densitatea la presiune normală, iar p, în Pa, este presiunea la care se

determină densitatea 366.


Tensiunea superficială caracterizează puterea de udare a suprafeţelor.Valoarea acesteia scade o dată cu deteriorarea uleiului. Astfel, pentru un ulei noutensiunea superficială poate avea 25…40 dyn/cm, dar după un timp de funcţionare,scade la 15…25 dyn/cm.

Onctuozitatea este proprietatea uleiului de a adera la suprafaţa corpurilorsolide. Se poate aprecia că este o proprietate a cuplului de materiale în contact(solid şi fluid). Aceasta este importantă în special în regim limită sau mixt deungere.

Prezenţa unui radical sau a unei grupări polare în moleculele uleiului sauaditivului, duc la formarea unui strat adsorbit, orientat pe suprafeţele metalice.Moleculele naftenice şi aromatice posedă radicali polari şi, deci, orientabili. Acestfenomen duce la mărirea şi menţinerea peliculei de lubrifiant. Formarea stratuluiadsorbit depinde de temperatură. Odată cu creşterea ei, stratul este desorbit şionctuozitatea uleiului scade.

Asperităţile care caracterizează orice suprafaţă tehnologică, contribuie la omai bună ancorare a moleculelor polare pe suprafeţele metalice. O suprafaţă preanetedă micşorează aria totală de contact între corpul solid şi lubrifiant, iar stratuladsorbit poate fi destul de instabil.

Tensiunea interfacială este importantă când în tribosistem există un altfluid. Într-un amestec de fluide (cum este cazul emulsiilor), componentul maitensioactiv este adsorbit cu precădere. Acest proces explică parţial de ce emulsiilepot fi buni lubrifianţi în anumite aplicaţii. Timpul de lucru şi procesele de oxidarereduc tensiunea interfacială şi măresc tendinţa de spumare. Următoarele consecinţesunt intensificarea degradării lubrifiantului, scăderea capacităţii de răcire şi chiarapariţia cavitaţiei.

Volatilitatea este importantă ca proprietate în aplicaţiile în care uleiullucrează la temperaturi ridicate. Depinde şi de procesul tehnologic, mai precis, deregimul de distilare şi de fracţiile reţinute pentru lubrifiant. Evaporarea uleiuluiscade cu creşterea greutăţii moleculare a componenţilor uleiului şi o dată cucreşterea presiunii.

Căldura specifică reflectă capacitatea uleiului de a evacua căldura dinzona de frecare şi creşte odată cu temperatura.

În tribosistemele în care evacuarea căldurii constituie o prioritate, cum estecazul proceselor de prelucrare prin aşchiere, se folosesc fluide bifazice (emulsii), înspecial pe bază de apă şi ulei, apa fiind un foarte bun agent de evacuare a călduriidegajate pe durata procesului tehnologic.

Tensiunea de vapori este importantă în aplicaţii ca pompele de vid.Uleiurile cu greutate moleculară mare au o tensiune mică de vapori. Aceastăproprietate este în strânsă legătură cu punctul de aprindere.

Proprietăţi dielectrice, cum sunt rigiditatea dielectrică şi unghiul depierderi, sunt importante pentru aplicaţii specifice (la transformatoare electrice, deexemplu) şi sunt influenţate de gradul de puritate al uleiului.


6.2. PROPRIETĂŢILE DE PERFORMANŢĂ ALE ULEIURILOR.

6.2.1. Proprietăţile de ungere.Consumul de energie prin frecare este reflectat în coeficientul de frecare al

lubrifiantului. Din acest punct de vedere, raportul dintre coeficientul de frecarestatic şi cel dinamic este deosebit de important şi reprezintă un mod de evaluare acaracteristicilor de frecare ale uleiurilor. Acest raport se determină prin metoda şicu standul ASTM D 2877-76, care serveşte şi pentru studiul efectului de stick-slip.

Pentru a corespunde în serviciu astfel încât să asigure ungerea fără uzuripremature sau degradare, lubrifiantul trebuie să fie evaluat în privinţa proprietăţilorsale de ungere şi pentru calificarea sa, prin testări pe standuri, care să reproducăcât mai bine condiţiile reale de lucru. În decursul timpului au fost proiectate,construite şi standardizate numeroase tipuri de standuri. Cel mai bun ulei esteacela care dă satisfacţie totală în cazul utilizării experimentale pe tribosistemereale. O astfel de testare a lubrifiantului în condiţii reale este însă scumpă , maiales că repetabilitatea acestor testări este, în general, slabă. Aceste dificultăţi audeterminat dezvoltarea unor metodologii de testare care să permită verificarea a câtmai multor variabile, căutând a se simula condiţiile reale de serviciu. Cea maibună cale este aceea de a verifica fiecare proprietate de anduranţă a lubrifiantuluipe standuri de laborator care să funcţioneze în condiţii controlate. Astfel, laevaluarea uleiurilor pentru angrenaje hipoide pentru autovehicule sunt binecunoscute metodologiile CRC-L-37 şi CRC-L-42, condiţionate în specificaţia decalitate MIL-L-2105 B şi C. Standurile respective conţin motoare termice deantrenare, diferenţiale auto, dispozitive de încărcare mecanică, şi aparaturanecesară pentru măsurarea tuturor parametrilor care interesează. După testare,angrenajele sunt inspectate, notându-se tipurile de uzuri şi intensităţile respective,care determină acceptarea lubrifiantului. Cele două metodologii sunt descrise înFTMS 791a, metodele nr. 6506 (viteză mare şi cuplu mic, urmat de viteza mică şicuplu mare) şi nr. 6507 (viteză mare şi sarcini cu şocuri).

Pentru angrenajele industriale, la care parametrii de exploatare sunt maiuşor de stabilit, este posibil a se obţine informaţii utile despre performanţelelubrifiantului prin testarea acestuia pe standuri de laborator cu tribomodele tipice defrecare şi regimuri de funcţionare astfel alese încât să reproducă anumite încărcărispecifice termice şi mecanice, de care se ţine seama la proiectare.

În SUA, cel mai utilizat este standul Ryder cu angrenaje standard. Similarca principiu, dar cu un regim de funcţionare mai sever, apreciat ca fiind maiapropiat de regimul cutiilor de viteze de la autovehicule, este standul IAE utilizat înAnglia. În Germania se utilizează standul FZG cu pinioane relativ similare cu celede la Ryder şi IAE, dar folosind o metodologie oarecum mai complicată (gradulde uzură se determină prin cântărire şi nu prin inspectare, ca la celelalte două de maiînainte; testarea uleiurilor se face în mai multe secvenţe, la diferite viteze). Înultimii ani, standul FZG a trezit interes în Anglia şi SUA, dar şi în alte ţări şi afost adoptat prin standarde. La aceasta s-a ajuns după multe încercări fără succes de


corelare a rezultatelor obţinute cu aceste trei tipuri de standuri şi pentru căstandul FZG s-a dovedit mai precis în activitatea de calificare a lubrifianţilor deangrenaje, rezultatele obţinute fiind mai utile.

Pentru încercări preliminare de laborator se utilizează, într-o primă etapăşi cu o anumită succesiune, o serie de standuri mai mici, prevăzute cutribomodele simple, cu contacte de tip punctiform, liniar sau „fâşie”. Acesteasunt: maşinile cu patru bile, Timken, Amsler şi Falex, mai rar maşinile Almen şiSAE. Unele dintre acestea (Almen, Falex şi SAE) nu sunt suficient de precise carepetabilitate şi reproductibilitate pentru a diferenţia net nivelurile diferite decomportare la presiuni mari şi/sau de rezistenţă la uzură, conferite de aditivi.Mai exacte sunt maşinile cu patru bile şi Timken, ambele putând diferenţia, înintervale înguste de sarcini, uleiurile simple de cele cu nivel moderat EP sau decele cu nivel EP ridicat.

Testările pe aceste maşini fiind ieftine şi expeditive, au intrat în uzultuturor laboratoarelor de control de calitate la fabricarea uleiurilor, deja calificateprin testări pe standul FZG. Oricare schimbare de componenţi impune însă o nouăverificare pe acest stand. Mai sunt utilizate la controlul periodic al comportării unoruleiuri de lungă durată de utilizare în circuite de ungere prin recirculare şi custocuri mari de lubrifiant.

6.2.2. Stabilitate chimică.

Este esenţială pentru uleiurile destinate ungerii motoarelor şi angrenajelor.Degradarea chimică în timp a uleiurilor se datorează încălzirii peste anumite limitede temperatură, la contactul cu suprafeţele metalice în frecare - metalele având înacest sens efecte catalitice - în prezenţa aerului. Impurităţile materiale, particulemetalice şi mai ales rugina, favorizează procesul de degradare oxidantă a uleiuluide bază şi de modificare a structurii chimice a aditivilor, cu efect direct în sensulmicşorării eficacităţii acestora.

Degradarea termică a uleiurilor este un efect datorat exclusivsupraîncălzirii în absenţa oxigenului. La uleiurile de bază minerale, încălzirilelocale pe suprafeţele în frecare foarte solicitate pot atinge temperaturi de345...360°C, temperaturi la care hidrocarburile suferă un proces de cracare (ruperea moleculelor). Unele sorturi de uleiuri sintetice suferă în aceleaşi condiţiidescompuneri chimice. Efectele degradării termice constau în apariţia unorcompuşi de polimerizare, cu aspect de răşini, care se depun pe suprafeţele metalice.Într-un stadiu mai avansat, în masa de ulei apar particule de cocs, care de asemenease depun, accentuând efectul de supraîncălzire.

Pentru menţinerea în suspensie a compuşilor de degradare, uleiuriledestinate ungerii unor agregate foarte solicitate - cutii de viteze pentru locomotivediesel şi autocamioane grele - conţin şi aditivi detergent-dispersanţi.

Dintre metodele de laborator, cele mai utilizate pentru evaluarea stabilităţiitermice sunt: ASTM D 2160-76 şi FTMS 791 metoda nr. 2508.


Degradarea oxidantă este legată atât de încălzire, cât şi de prezenţaagenţilor oxidanţi (oxigenul din aer, rugina, apa etc.) şi a luminii.

Mecanismul reacţiilor de oxidare a uleiurilor este descris pe larg înnumeroase tratate şi publicaţii de specialitate. Ceea ce este important de reţinut estefaptul că viteza reacţiilor de oxidare a uleiurilor depinde în principal detemperatură. Astfel, începând de la temperatura de 58 C, fiecare creştere de 10°Cdublează viteza reacţiilor chimice. La angrenaje (reductoare sau multiplicatoare deturaţie), se produce o oxidare energică a filmului de ulei pe suprafaţa danturii latemperaturi locale de 140 - 160°C.

Există în prezent aditivi antioxidanţi de înaltă eficacitate, care conservăfiabilitatea uleiurilor chiar la temperaturi de regim de 120°C în lubrifiant. Printreefectele degradării oxidative a uleiurilor, cele mai des întâlnite sunt: creştereavâscozităţii, a cifrei de neutralizare şi a cifrei de saponificare şi formarea dedepuneri iar, în prezenţa apei, formarea de şlam consistent, dăunător ungerii,coroziune, blocarea filtrelor.

Metodele utilizate pentru testarea stabilităţii la oxidare diferă după tipul deulei. Astfel, la uleiurile pentru angrenaje industriale se folosesc metodele ASTM2894-76, DIN 51586-75 şi IP 9161-77, sub mai multe variante: la temperatura de95°C sau 121°C, cu sau fără catalizatori metalici.

La uleiurile pentru transmisii auto, metoda utilizată în acest scop esteprecizată prin specificaţia de calitate MIL-L-2105 B (sau C pentru cea mai evoluatăvariantă). Metoda denumită TOST (Thermal Oxidation Stability Test) este totaldiferită de ASTM D 2893-76, atât prin aparatura de lucru (un stand cu angrenaje),cât şi prin condiţiile de lucru. Rezultatele obţinute sunt interpretate ţinând seama şide cele obţinute prin testul de stabilitate termică Panel Coker Test (121°C, 30minute).

6.2.3. Compatibilitatea componenţilor din amestec.În afară de uleiul de bază (mineral sau sintetic), uleiurile de angrenaje

conţin aditivi cu diverse funcţiuni. Pe lângă aceştia sunt prezentaţi întotdeaunacomponenţi cu efect depresant (scad punctul de curgere) şi, în exclusivitate, încazul uleiurilor pentru transmisii auto polifuncţionale, polimeri care mărescindicele de vâscozitate. La răcire sau încălzire, în unele uleiuri de calitate slabă potapărea efecte de separare din soluţie fie a unor componenţi ca atare, fie (în specialla încălzire) produse de reacţie între aditivi.

Un exemplu clasic în această privinţă este separarea de precipitate înuleiurile pe bază de aditivi cu sulf şi fosfor contaminate cu uleiuri pe bază deaditivi cu sulf şi plumb, la încălzire până la 80°C.

Performanţele uleiurilor din care se separă diverşi componenţi şi produsesecundare de reacţie sunt compromise.

Aceleaşi efecte pot apărea când se amestecă uleiuri sintetice şi mineralefără un studiu atent, prealabil, de compatibilitate.


Pentru evaluarea acestei caracteristici se utilizează două metode delaborator bine cunoscute în laboratoarele de specialitate, ambele FTMS 791 a şianume: nr. 3 458 pentru stabilitate la temperaturi scăzute de până la -30°C şi nr. 3460 pentru stabilitatea la variaţii de temperatură (+95 C şi -18°C).

6.2.4. Comportarea faţă de materialele de etanşare.Materialele de etanşare, respectiv diferite tipuri de cauciuc sau polimeri,

reacţionează diferit cu uleiurile lubrifiante pentru angrenaje şi în special cu aditiviiEP. Se acordă o atenţie deosebită alegerii elastomerilor din care sunt confecţionategarniturile pentru a se evita deteriorarea acestora. Garniturile se pot gonfla saucontracta, se pot înmuia sau întări, provocând dificultăţi de etanşare, care sesoldează cu scurgeri de lubrifiant din carcasele angrenajelor.

Influenţa uleiurilor lubrifiante asupra elastomerilor se studiază şi prinmetoda DIN 53538, cu ajutorul unor reţete standard de cauciuc. După o durată de 7zile la 100°C se măsoară efectele de gonflare sau contracţie şi duritatea Shore A(metoda ISO 7619-1:2004), ultima dând informaţii asupra efectului de înmuieresau întărire.

Din punctul de vedere al comportării faţă de uleiuri, există următoarelerecomandări pentru diferite tipuri de cauciuc, dependent de intervalul detemperatură:

Tipul de cauciuc sau polimer Intervalul de temperaturăAcril-nitrilic 30 C...+110 CAcrilic 25 C...+150 CSiliconic 60 C...+200 CFluorurat 25 C...+200 C (mai sus pe durată scurtă)Politetrafluoretilenă 60 C...+200 C (mai sus pe durată scurtă)

Metoda de testare din ASTM D7216-05 (Standard Test Method forDetermining Automotive Engine Oil Compatibility with Typical SEALElastomers) prezintă proceduri pentru evaluarea cantitativă a compatibilităţiiuleiurilor de motoare cu patru elastomeri consideraţi reprezentativi, utilizaţi înmaterialele de etanşare în contact cu aceste uleiuri. Compatibilitatea este evaluatăprin determinarea modificărilor de volum, duritate şi a proprietăţilor mecanice(rezistenţa la tracţiune în special), după ce epruvetele din materialul etanşării aufost imersate în uleiul specificat, o anumită perioadă de timp şi la o anumitătemperatură. Deoarece etanşările pot funcţiona în diverse condiţii de sarcină,temperatură etc., o evaluare completă a comportării sistemului etanşare – uleinecesită teste suplimentare. ASTM D5662-06a (Standard Test Method forDetermining Automotive Gear Oil Compatibility with Typical Oil SEALElastomers) este similar celui de mai sus dar se ocupă cu stabilirea compatibilităţiiuleiurilor pentru transmisii cu angrenaje pentru autovehicule, cu materialele deetanşare tip elastomeri, cu referire la trei tipuri de elastomeri (nitril, poliacrilat şifluoruraţi).

277

CAPITOLUL 7

PROPRIETĂŢILE LUBRIFIANŢILORSEMIFLUIZI ŞI PLASTICI

Există câteva caracteristici de performanţă ale unsorilor care sunt determi-nate prin proceduri bine stabilite. Cele mai importante caracteristici sunt: consis-tenţa, punctul de curgere, pierderile prin evaporare, stabilitatea la oxidare,vâscozitatea aparentă, stabilitatea la depozitare şi utilizare, culoare şi miros.

7.1. CONSISTENŢA UNSORILOR.Consistenţa sau soliditatea este o măsură a durităţii sau a rezistenţei la

forfecare a unsorii. Se defineşte prin adâncimea de penetrare a unsorii de către uncon în anumite condiţii prescrise în timp şi de temperatură. Procedura de măsurareşi sistemul de clasificare a consistenţei unsorilor este dată în SR ISO 2137:1997(Produse petroliere. Unsoare lubrifiantă şi petrolatum. Determinarea penetraţiei cucon), ISO 13737:2004 (Petroleum products and lubricants - Determination of low-temperature cone penetration of lubricating greases), ASTM D217-02 (StandardTest Methods for Cone Penetration of Lubricating Grease) şi ASTM D1403-02(Standard Test Methods for Cone Penetration of Lubricating Grease Using One-Quarter and One-Half Scale Cone Equipment).

O schemă tipică a aparatului de penetrare pentru unsori este dată în fig. 7.1.

Fig. 7.1 – Schema unui aparat pentru măsurarea penetraţiei unsorii.


Unsoarea este presată într-un vas, apoi suprafaţa unsorii este netezităpentru a o uniformiza şi se menţine la 25C pe durata testului.

Vârful conului este reglat astfel încât el de-abia să atingă suprafaţa unsorii.Este activat mecanismul de eliberare a conului care va pătrunde în unsoare pedurata a 5 secunde. Indicatorul cadranului arată adâncimea de penetrare care este omăsură a consistenţei unsorii. De obicei testul este repetat la diferite temperaturi.

Consistenţa stă la baza clasificării unsorilor şi ea variază între 0 - 3 pentruunsori foarte moi şi moi, 4 - 7 pentru o unsoare tare şi foarte tare (vezi tabelul4.20).

Deşi consistenţa este slab definită, este o caracteristică foarte importantă aunsorii. Duritatea unsorii trebuie să fie suficientă încât să rămână ca o masăadiacentă contactului de alunecare sau de rostogolire.

Această masă poate fi supusă la sarcini din cauza acceleraţiilor centrifugeîn rulmenţi şi poate fi supusă acţiunii căldurii generate prin frecare. Totuşi, dacăunsoarea este prea dură, pot apare „canale” când elementul de rostogolire sau dealunecare taie o „cărare” prin unsoare şi afectează calitatea lubrifierii. Unsorileexcesiv de dure sunt şi dificil de pompat şi pot cauza blocaje ale conductelor deaprovizionare a lagărelor cu lubrifiant. Consistenţa unei unsori se referă şi la gradulde agregare a fibrelor de săpun. Dacă fibrele de săpun sunt prezente ca o masăîncâlcită, atunci unsoarea se spune ca este „aspră” şi când fibrele unsorii s-au unitsă formeze fibre lungi, se spune că unsoarea este netedă. Asprimea sau netezimeaunei unsori are o puternică influenţă asupra funcţionării stabile a rulmenţilor. Dacăunsoarea este prea netedă, atunci în lagărele cu rulmenţi, pe durata funcţionării nuse vor forma mase stabile de unsoare. Unsoarea va continua să alunece şi să circuleîn lagăr, şi vor rezulta temperaturi mari în funcţionare şi scăderea duratei de viaţă aunsorii. Dintr-un motiv necunoscut, o unsoare prea aspră va fi expulzată din lagărşi lagărul se va uza rapid. O unsoare care nu este nici aspră nici netedă, are, deobicei, cea mai joasă temperatură în funcţionare şi uzura cea mai mică.

7.2. STABILITATEA MECANICĂ.Consistenţa unei unsori se poate schimba datorită forfecării mecanice.

Chiar dacă la începutul funcţionării unsoarea are consistenţa optimă pentru oanumită aplicaţie, solicitarea mecanică va deteriora fibrele de săpun şi va degradaunsoarea. De exemplu, unsorile care lucrează în cutii de viteze, lagăre sau care suntpompate prin conducte sunt supuse la forfecare. Schimbările în consistenţa unsoriidepind de stabilitatea structurii unsorii. În unele cazuri unsorile pot deveni foartemoi, sau chiar curg, dar în majoritatea cazurilor există doar o uşoară înmuiere saudurificare a unsorii.

Consistenţa unsorii este deseori specificată pentru condiţii de lucru, saupentru condiţii iniţiale de lucru. Pentru determinarea stabilităţii mecanice, unsoareaeste forfecată întru-un aparat de testare care constă dintr-un vas cilindric în care sedeplasează un piston sub formă de placă perforată, acţionat de un motor electric.Schema acestui aparat este dată în fig. 7.2. Există un joc mare între piston şi

Cap. 7. Proprietăţile lubrifianţilor semifluizi şi plastici279

cilindru iar pistonul este perforat cu găuri mici. Pistonul este mişcat în sus şi jos şiunsoarea este extrudată prin găuri şi deci este supusă unei acţiuni de forfecare. Deobicei unsoarea este supusă la 60 de curse duble ale pistonului şi apoi se determinăconsistenţa.

Fig. 7.2 – Schema unui aparat pentru solicitarea unsorii.

Unele cercetări au arătat că unsorile cu diferiţi agenţi de îngroşare s-auînmuiat în urma solicitării mecanice. În cazul utilizării săpunului de calciu ca agentde îngroşare, a rezultat o deteriorare mică. Hidrostearatul de litiu şi stearatul grosde sodiu au suferit iniţial modificări mari (deteriorări), dar după aceea consistenţalor a atins o valoare stabilă. Stearatul de litiu şi cel de aluminiu au o degradareprogresivă continuă. Viteze mari de funcţionare ale rulmenţilor accelereazădegradarea mecanică a unsorii. Se recomandă ca la proiectarea lagărelor curulmenţi, aceştia să funcţioneze la cel mult 75% din viteza (turaţia) maximă decatalog a acestora 313.

7.3. PUNCTUL DE PICURARE.Punctul de picurare reprezintă temperatura la care o unsoare arată o

schimbare de la o stare semi-solidă, la una lichidă, în anumite condiţii prescrise.Punctul de picurare este temperatura maximă admisă utilă de lucru a unsorii.Acesta poate fi determinat cu un aparat în care proba de unsoare este încălzită pânăcând se formează, din unsoare, o picătură de lichid. Proceduri pentru determinareapunctului de picurare al unei unsori sunt date în SR ISO 2176:1997 (Produsepetroliere. Unsori lubrifiante. Determinarea punctului de picurare), ASTM D566-02 (Standard Test Method for Dropping Point of Lubricating Grease). SR ISO6299:2002 (Produse petroliere. Determinarea punctului de picurare al unsorilorlubrifiante (domeniu de temperatură larg) şi D2265 Test Method for DroppingPoint of Lubricating Grease Over Wide Temperature Range) se recomandă pentrutemperaturi extreme. Teste pentru punctul de picurare indică o corelare arezultatelor obţinute prin Metoda D 566 şi Metoda D 2265 până la 260°C.


Schema aparatului de testare a punctului de picurare este dată în fig. 7.3.Deşi frecvent citat, punctul de picurare are numai o semnificaţie limitată caperformanţă a unsorii. Mulţi alţi factori cum ar fi viteza, sarcina, pierderile prinevaporare etc., determină intervalul util de temperatură în funcţionare al unsorii.Punctul de picurare este în mod obişnuit utilizat ca un parametru de control alcalităţii în procesul de prelucrare al unsorii.

Fig. 7.3 – Schema aparatului de testare apunctului de picurare.

7.4. STABILITATEA LA OXIDARE.Stabilitatea la oxidare a unei unsori reprezintă capacitatea lubrifiantului de

a rezista la oxidare. Această caracteristică se foloseşte şi pentru evaluarea stabilită-ţii unsorii pe durata depozitării.

Uleiul de bază dinunsoare va oxida în acelaşi modca un ulei lubrifiant similar.Agentul de îngroşare se vaoxida şi el, dar de obicei estemai puţin susceptibil la oxidarecomparativ cu uleiul de bază.

Schema aparatului pen-tru determinarea stabilităţii laoxidare a unsorii este dată înfig. 7.4.

Stabilitatea la oxidare aunsorilor este măsurată într-unFig. 7.4 - Aparatul pentru testarea stabilităţii

la oxidare a unsorilor.


aparat de testat în care 4 farfurioare cu unsoare (4 grame în fiecare) sunt plasateîntr-o atmosferă de oxigen, la o presiune de 758 kPa. Testul se efectuează la otemperatură de 99C, măsurându-se scăderea de presiune. Scăderea presiunii indicăcât de mult oxigen s-a folosit pentru oxidarea unsorii.

De obicei unsoarea oxidată se închide la culoare şi produsele acide seacumulează în acelaşi mod ca într-un ulei lubrifiant. Compuşii acizi pot cauzaînmuierea unsorii, scurgerea uleiului având rezultate secundare cum ar fi colorareaîn cărămiziu, întărirea unsorii. În general efectele oxidării unsorilor sunt maidăunătoare comparativ cu cele provocate de oxidarea uleiurilor.

Metode de testare sunt date în ASTM D942-02 (Standard Test Method forOxidation Stability of Lubricating Greases by the Oxygen Pressure VesselMethod), ISO 7624:1997 (Petroleum products and lubricants - Inhibited mineralturbine oils - Determination of oxidation stability), SR EN ISO 4263-1:2005 (Tiţeişi produse înrudite. Determinarea comportării la îmbatrânire a fluidelor si uleiuriloraditivate. Testul TOST. Partea 1: Metoda pentru uleiuri minerale). Acesta din urmăspecifică metoda care permite evaluarea comportării la îmbătrânire a uleiurilorminerale conţinând aditivi antioxidanţi şi antirugină, a căror densitate este maimică decât ce a apei, şi se utilizează ca uleiuri pentru turbine, fluide hidraulice,uleiuri de ungere prin recirculare. Este posibilă încercarea prin această metodă auleiurilor cu compuşi sintetici, dar nu există date privind fidelitatea disponibilă.

7.5. STABILITATEA TERMICĂ.Unsorile nu pot fi încălzite peste o anumită temperatură fără a începe să se

descompună. Limitele temperatură - durabilitate pentru unsori uzuale sunt date înfig. 7.5 159.

Fig. 7.5 - Limitele temperatură - durabilitate pentru unsori uzuale 159.


Limitele de temperatură pentru unsori sunt determinate de un număr decaracteristici ale unsorii cum ar fi stabilitatea la oxidare, punctul de picurare şirigidizarea la temperatură joasă.

7.6. PIERDERILE PRIN EVAPORARE.Ca şi la uleiuri, pierderile de masă ale unsorilor datorate evaporării pot fi

destul de importante. Compuşii volatili şi produsele de degradare termicăcontribuie la aceste pierderi, rezultând îngroşarea lubrifiantului, o rezistenţă maimare la forfecare şi temperaturi mai ridicate în exploatare. Metode de testareimplică plasarea unui probe de unsoare într-o baie de încălzire şi trecerea aerului deevaporare pe deasupra probei timp de 22 ore. Se evaluează apoi, în procente,pierderea de masă.

Metode de testare a pierderilor prin evaporare sunt date în ASTM D5800-05 (Standard Test Method for Evaporation Loss of Lubricating Oils by the NoackMethod), ASTM D6375-05 (Standard Test Method for EVAPORATION Loss ofLubricating Oils by Thermogravimetric Analyzer (TGA) Noack Method), STAS8465-88 (Uleiuri minerale. Determinarea pierderilor prin evaporare. MetodaNoak), STAS 11618-81 (Unsori consistente. Determinarea uleiului separat si apierderilor prin evaporare), STAS 12428-86 (Uleiuri pentru motoare. Determinareapierderilor la evaporare prin curent de aer) dar există şi multe metodenestandardizate pentru evaluarea acestei proprietăţi, datorită condiţiilor foartediverese de lucru a lubrifianţilor.

7.7. CARACTERISTICILE DE VÂSCOZITATE ALE UNSORILOR.Unsorile au unele caracteristici similare cu ale uleiurilor lubrifiante, adică

ele se foarfecă şi se subţiază odată cu creşterea vitezelor de forfecare, vâscozitateaaparentă a unui unsori se modifică cu durata forfecării şi consistenţa unsorii semodifică cu temperatura.

Vâscozitatea aparentă a unei unsorii este vâscozitatea dinamică măsuratăla temperatura dorită şi la o anumită viteză de forfecare. Metode de testare suntdate în ASTM D1092-05 (Standard Test Method for Measuring Apparent Viscosityof Lubricating Greases). Măsurătorile se fac de obicei întru-un interval detemperatură de -53C…150C în vâscozimetre special proiectate. Vâscozitateaaparentă, definită ca raportul dintre tensiunea de forfecare şi viteza de forfecare,este utilă în estimarea performanţelor unsorii la o anumită temperatură. Ea ajută laestimarea scurgerilor, a vitezei de curgere şi a scăderii de presiune din sistem, aperforman-ţelor la temperaturi joase şi a pompabilităţii. Vâscozitatea aparentădepinde de tipul uleiului şi de cantitatea de agent de îngroşare, folosit în reţetaunsorii.

Subţierea la forfecare a unsorilor este asociată cu modificările care aparîn vâscozitatea aparentă a unsorii odată cu creşterea vitezei de forfecare. Cândforfecarea începe, vâscozitatea aparentă a unsorii este mare, dar cu creşterea vitezei


de forfecare, aceasta poate să scadă la valoarea caracteristică uleiului de bază. Înfig. 7.6 este dată comportarea pseudoplastică a unsorilor pe bază de săpun decalciu, atestând că aceste fluide sunt de tip ne-mewtonian.

Fig. 7.6 – Comportare ne-newtoniană a unsorilor pe bază de săpun de calciu 313.

Subţierea unsorilor pe durata de forfecare este asociată cu modificărilecare apar în vâscozitatea aparentă a unsorii în funcţie de durata de forfecare. Ca şiuleiurile, unsorile care se înmoaie în perioada de forfecare şi se întăresc cândforfecarea încetează, se numesc tixotrope. Funcţie de tipul unsorii, poate apare oînmuiere permanentă sau un efect reversibil de întărire. În unele aplicaţii acestefect poate fi benefic, în altele dăunător. De exemplu, înmuierea permanentă a uneicantităţi mici de unsoare în rulmenţi va duce la o lubrifiere bună, frecare redusă şitemperaturi mici în contact. Pe de altă parte, înmuierea volumului principal deunsoare va conduce la circularea lui continuă şi realizarea unor temperaturi mari înfuncţionare. Unsorile tixotrope sunt în special utile acolo unde este o problemă descurgere, de exemplu, într-o cutie de viteze. Unsoarea din contactul angrenajului vafi moale din cauza forfecării, dar în afara contactului va fi mai rigidă şi nu vacurge.

Relaţia dintre consistenţa unsorii şi temperatură descrie modificărileconsistenţei unsorii funcţie de temperatură. Vâscozitatea uleiului este foartesensibilă la modificările de temperatură.

Variaţii relativ mici de temperatură pot provoca modificări semnificativeale vâscozităţii. Există doar modificări mici în consistenţa unsorii, funcţie de


temperatură, până la atingerea punctului de picurare. La această temperaturăstructura se distruge şi unsoarea devine un lichid. Variaţia consistenţei unsorii,exprimată prin adâncimea de penetrare, funcţie de temperatură, pentru o unsoare pebază de săpun de sodiu este dată în fig. 7.7.

Fig. 7.7- Variaţia consistenţei, exprimată ca penetraţie, funcţie de temperaturapentru o unsoare cu săpun de sodiu 191.

Structura unor unsori fără săpunuri va rămâne stabilă până se atingetemperatura la care fie uleiul de bază, fie agentul de îngroşare se descompune. S-aconstatat de asemenea că, dacă o unsoare este încălzită peste punctul de picurare şiapoi răcită, ea nu-şi recapătă consistenţa de unsoare şi performanţele ei suntnesatisfăcătoare 191.

285

CAPITOLUL 8EVALUAREA PROPRIETĂŢILOR

LUBRIFIANŢILOR

8.1. EVALUAREA CARACTERISTICILOR ANTIUZURĂ ŞI DEEXTREMĂ PRESIUNE.

8.1.1. Consideraţii generale.În cazul uleiurilor ale căror proprietăţi sunt suplimentate sau îmbunătăţite

prin aditivare, controlul prin testări speciale de laborator este util deoarece [268]:- pe baza caracteristicilor de performanţă obţinute, fabricantul încadrează

uleiurile respective la tipurile şi nivelurile calitative cerute de consumatori,întocmeşte recomandări de utilizare şi formulează garanţiile de fiabilitate;

- permite verificarea proprietăţilor uleiurilor de bază şi aditivilor care intrăîn compoziţia uleiurilor finite precum şi dozarea şi amestecarea lor corectă;

- reprezintă mijlocul de control al uleiurilor finite la livrare;- în cazuri accidentale permite identificarea surselor de contaminare a

uleiurilor cu apă sau alte impurităţi mecanice.Testările de laborator pentru evaluarea caracteristicilor uleiurilor sunt

standardizate în fiecare ţară. Unele standarde, incluzând pe cele de la ASTMInternational, the Energy Institute (care păstrează iniţialele IP)*, Deutsches Institutfür Normung (DIN) etc., sunt în general acceptate internaţional şi stau la bazaevaluării produselor în cadrul schimburilor comerciale. Dintre acestea, uneleprezintă importanţă comercială, ,,de recunoaştere", a produselor, ca de exemplu:densitatea relativă, vâscozitatea, indicele de vâscozitate, punctul de inflamabilitate,culoarea, cifra de cenuşă şi cea de cocs. La evaluarea proprietăţilor de performanţăcare dau indicaţii probabile despre comportarea uleiurilor în serviciu, se executătestări suplimentare, speciale, care „simulează" pe cât este posibil unele condiţiitipice existente în exploatare. Necesitatea acestui gen de testări a apărut o dată cufabricarea şi utilizarea aditivilor, în scopul evaluării eficacităţii lor şi aperformanţelor uleiurilor aditivate.

Există un mare număr de metode şi metodologii de testare a performanţeloruleiurilor minerale destinate utilajelor şi proceselor industriale. Unele au fost

* http://www.energyinst.org.uk/index.cfm?PageID=852


standardizate, altele au utilitate exclusiv pentru evaluarea uleiurilor care se fabricăşi se livrează pe bază de specificaţii de calitate elaborate de firmele furnizoare deutilaje sau organizaţii militare. În continuare sunt prezentate cele mai cunoscute şiutilizate metode de testare a uleiurilor industriale cu proprietăţi speciale, înconcordanţă cu cerinţele actuale de calitate.

Pentru ungerea utilajelor cu regim intensiv de funcţionare (sarcini specificemari, şocuri, viteze variabile) precum şi la procesele de prelucrare a metalelor, esteabsolut necesar a se apela la uleiuri care conţin aditivi modificatori de frecare,antirugină şi de presiune extremă.

Uleiul mineral simplu nu este capabil să reziste la presiuni mari şi ca urma-re, se impune folosirea unor agenţi modificatori de frecare. Acizii graşi (aciduloleic, stearic etc.) au fost printre primii agenţi de acest tip utilizaţi pentru filmelemonomoleculare, alături de alţi compuşi polari: săpunuri metalice, esteri, cetone.

Pentru micşorarea uzurii mecanice se utilizează compuşi cu funcţia deaditivi antiuzură, cum ar fi compuşii organici ai fosforului, triecrezilfosfatul, Maieficace este amestecul de triecrezilfosfat şi acid oleic, care are ca efect scădereatemperaturii în punctele de contact la care acidul oleic se adsoarbe mai uşor,micşorându-se apreciabil şi frecarea.

Pentru presiuni şi temperaturi foarte mari compuşii polari se descompun.Este necesară formarea la interfeţele metalice a unui film mai stabil, cu rezistenţămică la forfecare. Unul dintre primele tipuri de aditivi de extremă presiune (EP)utilizat pe scară largă a fost amestecul de grăsimi sulfurizate şi săruri organice deplumb. Cei doi componenţi reacţionează la temperatura de 600...1000 °C, rezultândfilmul de sulfură de plumb care este suficient de plastic la 700 °C şi are o rezistenţămică la forfecare.

O altă categorie de compuşi EP conţine trei tipuri de aditivi „pachet”: S Cl(sulf şi clor), S Cl P Zn (sulf, clor, fosfor şi zinc) şi S P (sulf şi fosfor), ultimul tipavând calităţi deosebite în ceea ce priveşte mărirea fiabilităţii uleiurilor deangrenaje. Mecanismul de acţionare a aditivilor EP este cel prin care sulful, clorulşi fosforul din compoziţia aditivului, la temperatură şi presiune ridicată,reacţionează direct cu fierul formând filme de sulfuri, cloruri şi fosfuri de fier curezistenţă mică la forfecare, respectiv coeficienţi de frecare mai mici.

Pentru studiul proprietăţilor de antiuzură şi antigripare ale lubrifianţilor şiaditivilor au fost create numeroase instalaţii experimentale. Aceste instalaţii şimetode sunt folosite fie în cercetare, fie ca metode de încercare. Multe dintreacestea sunt folosite numai pentru determinarea comparativă a proprietăţilorlubrifianţilor şi materialelor. Această limitare, ţinând seama de ultimele rezultate dindomeniul tribologiei şi a tehnicii de măsurare poate fi în mare parte înlăturată.Este necesar să se acorde o atenţie deosebită măsurării exacte a tuturor mărimilorcare intervin în procesul de frecare. Numai astfel se poate defini completregimul existent în zona de frecare.

Instalaţiile pentru determinarea proprietăţilor de antigripare şi antiuzarepot fi grupate în două categorii mari:

Cap. 8. Evaluarea proprietăţilor lubrifianţilor287

a) instalaţii de laborator, care încearcă să modeleze procesul de frecare dincuplele reale sau realizează un proces de frecare în condiţii bine determinate;

b) instalaţii ce folosesc tribosisteme reale ale diferitelor mecanismemonitorizate cu o aparatură de măsură adecvată.

În ultima etapă a elaborării unui lubrifiant este obligatorie şi experimen-tarea acestuia, în condiţii reale de exploatare. Datorită condiţiilor specifice aleîncercărilor în exploatare, caracterizate printr-o împrăştiere mare a parametrilor defuncţionare, aceste determinări trebuiesc efectuate pe un număr mare de maşini.

Costul cercetărilor, fie pentru o determinare, fie cel total pentru elaborareaunui nou aditiv sau lubrifiant creşte simţitor la trecerea de la metodele delaborator la încercările pe teren. Datorită acestui motiv se recurge mereu şi laetapa de laborator, deşi se exprimă uneori părerea că multe din instalaţiile delaborator cu un tribomodel simplu nu reproduc condiţiile din instalaţiile reale.

Pentru studiile fundamentale însă, instalaţiile de laborator sunt singurelecare pot fi luate în consideraţie deoarece permit un control riguros al parametrilorde funcţionare.

Din diferite motive ca simplitate, soluţii constructive avantajoase,încercarea de modelare a unui tribosistem, s-a ajuns la realizarea, până în prezent, aunui număr foarte mare de instalaţii de laborator. Multe din ele nu asigură însămăsurarea şi controlul mărimilor principale ale procesului de frecare, fiind folositenumai pentru determinări comparative [146, 147, 255].

În funcţie de regimul de ungere întâlnit în cupla de frecare, se stabileştenivelul de aditivare şi se alege metodologia de evaluare a caracteristicilor antiuzurăşi EP. În tabelul 8.1 sunt prezentate regimurile de ungere, rolul şi caracteristicilelubrifiantului, tipul de aditiv şi standul sau maşina de evaluare a eficacităţiiaditivării.

Rolul lubrifiantului, regimul de ungere şi metodologii de evaluare.Tabelul 8.1

Regimul deungere

Rolullubrifiantului

Caracteristicileprin careacţionează

Tipuri de aditivi Standuri deevaluare a

performanţelorLa limită

La limită şimixt

Hidrodinamicşi elasto-hidrodinamic

Reducereafrecării

ReducereafrecăriiReducereauzuriiEvitareacontactuluimetal - metal

Reducereafrecării

Coeficientul defrecare

Antiuzură şiproprietăţi EP

Vâscozitate şicoeziune

Compuşi polari

Compuşi polari, cuelemente active (S, P,Cl, B) şi adaosuri delubrifianţi solizi: grafit,disulfură de molibden

Polimeri pentru indicede vâscozitate şi pentrucoeziunea filmului

Maşina cu patrubile, Stick-slip

Maşina cu patrubile, Falex,Timken, FZG,Ryder, Vickers,SAE

Almen


Evaluarea eficacităţii tipului de aditiv antiuzură şi EP se face pe bazarezultatelor testărilor pe maşini şi standuri care simulează condiţiile specificefuncţionale ale utilajelor reale (maşina cu patru bile, maşinile Falex şi Timken,Tapping, Ryder, Vickers, standurile FZG, IAE, SAE, Almen, Lohmair etc.), dupămetodologii standard sau metodologii acceptate de mari producători şi/sauconsumatori [132, 146, 435].

Determinarea precisă a condiţiilor de funcţionare devine deosebit deimportantă când se încearcă compararea rezultatelor obţinute pe diferite instalaţiisau compararea acestora cu cele obţinute pe maşinile reale.

8.1.2. Instalaţia cu patru bile pentru testarea lubrifianţilor.Instalaţia cu patru bile a fost propusă încă din 1933, de Boerlage pentru

determinarea calităţii lubrifianţilor. Tribomodelul este format din trei bilestaţionare, apăsate de o bilă în rotaţie. Calitatea lubrifiantului se apreciază prinmărimea urmei de uzură sau prin sarcina de gripare. Datorită simplităţii ei şi atribomodelului, această instalaţie a cunoscut o largă răspândire. O serie de cercetărisistematice mai recente i-au precizat mai bine posibilităţile şi deficienţele. Înprezent instalaţia cu patru bile a fost inclusă într-o serie de standarde şi specificaţii[239, 268, 435], dintre care se menţionează:

SR EN ISO 20623:2004; Ţiţei şi produse înrudite. Determinarea proprietă-ţilor de extremă presiune şi antiuzură a fluidelor. Încercarea cu patru bile (condiţiieuropene);

STAS 8618-79 Uleiuri minerale. Determinarea rezistenţei la presiuniridicate pe maşina cu patru bile;

STAS 10293-83 Unsori consistente. Determinarea rezistenţei la presiuniridicate pe maşina cu patru bile;

ASTM D2596-97(2002)e1 Standard Test Method for Measurement ofExtreme-Pressure Properties of Lubricating Grease (Four-Ball Method);

ASTM D2266-01 Standard Test Method for Wear PreventiveCharacteristics of Lubricating Grease (Four-Ball Method);

DIN 51350-1 (1977) Testing of lubricants; testing in the Shell-four-balltester, general working principles;

DIN 51350-2 (1977) Testing of lubricants; testing in the Shell-four-balltester, determination of welding load of fluid lubricants;

DIN 51350-3 (1977) Testing of lubricants; testing in the Shell four-balltester, determination of wearing caracteristics of liquid.

Instalaţia cu patru bile (fig. 8.1) constă în principal dintr-un ax de antrenarevertical prevăzut la capătul inferior cu un dispozitiv conic (1) care permite fixareabilei mobile (2). Bila mobilă se sprijină pe trei bile staţionare (3) fixate cu ajutorulunei piuliţe (4) şi a unei piese conice (5). Întregul dispozitiv de fixare al bilelorstaţionare este montat pe un rulment de presiune astfel încât să se poată roti şideplasa pe verticală. Sarcina este aplicată cu ajutorul unei pârghii, asupra dispoziti-vului de fixare a bilelor staţionare. Momentul de frecare ce acţionează asupra


ansamblului de prindere al bilelor fixe,ca urmare a rotirii bilei mobile (2), estetransmis printr-o pârghie unui dispozitivde măsură.

Lubrifiantul care urmează a fiîncercat este introdus în lăcaşul bilelorstaţionare. De obicei se folosesc bile cudiametrul de 12,7 mm (1/2˝), specialprelucrate pentru a asigura o precizieridicată, atât în privinţa diametrului, câtşi a durităţii şi finisării. Viteza de rota-ţie, care depinde de tipul de instalaţie,este cuprinsă între 1425 rot/min şi 1770rot/min. Sarcina se aplică progresiv,discontinuu, intervalul de sarcinădepinzând de metoda de măsură folosită.

Determinări conform STAS 8618-79.Conform STAS 8618-79 se pot efectua o serie de încercări prin care se

stabileşte:- încărcarea maximă fără gripare. Aceasta reprezintă sarcina maximă, în

daN, la care în timp de 60 secunde nu apare o variaţie a coeficientului de frecare;- încărcarea minimă cu gripare instantanee care reprezintă sarcina minimă,

în daN, la care în mai puţin de 0,5 secunde apare o variaţie bruscă a coeficientuluide frecare;

- încărcarea calculată pentru o întârziere a gripării de 2,5 secunde. repre-zentând sarcina, în daN, la care variaţia coeficientului de frecare se produce la 2,5secunde;

- variaţia uzurii cu sarcina (reflectată prin urma de uzură pe bile);- încărcarea la care se produce sudarea, şi care reprezintă sarcina, în daN,

la care s-a produs sudura în intervalul de 60 secunde.Principiul metodei constă în rotirea cu o turaţie constantă, sub sarcină, a

unei bile de oţel în contact cu alte trei bile de oţel fixe, cufundate în produsul deîncercat. În funcţie de sarcina aplicată se măsoară frecarea, uzura sau sarcina lacare s-a produs sudura.

Pe baza acestor măsurători se pot determina următoarele mărimi: indicelesarcină-uzură, denumit şi sarcina medie hertziană (Mean Hertz Load); încărcareamaximă fără gripare sau sarcina iniţială de gripare, sarcina maximă de funcţionarefără gripare timp de 2,5 s; sarcina de blocare (de sudură).

1. Încărcarea maximă fără gripare.După ce maşina a fost pregătită, se pun în funcţiune înregistratorul şi

motorul timp de 60 secunde, cu astfel de sarcini încât diagrama coeficientului defrecare înregistrat să rămână paralelă cu abscisa.

Fig.8.1 - Elementele principale ale uneiinstalaţii cu patru bile după [435].


Sarcina maximă în daN, la care în timp de 60 secunde coeficientul de fre-care este reprezentat printr-o dreaptă paralelă cu abscisa, poartă numele deîncărcare maximă fără gripare şi este caracterizată prin aceea că pe bilele în frecarenu se observă urme ale contactului (fără urmă de uzură).

Variaţia coeficientului de frecare, cu încărcarea maximă fără gripare, esteprezentată în fig.8.2. Prima creştere (primul vârf) se datorează inerţiei ansambluluişi nu se ia în considerare.

Fig. 8.2 – Încărcarea maximă fărăgripare.

Fig. 8.3 – Încărcarea maximă cu gripareinstantanee.

2. Încărcarea minimă cu gripare instantanee.În cazul în care coeficientul de frecare determinat ca la punctul 1 nu este

reprezentat pe diagramă printr-o dreaptă, ci prin oscilaţii datorite gripării, apărândo creştere bruscă (un vârf), în mai puţin de 0,5 secunde de la pornirea motorului, seobţine încărcarea minimă cu gripare instantanee. Mărind sarcina de încărcare,griparea rămâne în continuare constantă până la sarcina de sudură.

Sarcina minimă cu gripare instantanee, în daN, este caracterizată şi prinaceea că pe bilele din cuvă apar urme de uzură. Variaţia coeficientului de frecare laîncărcare minimă cu gripare instantanee este prezentată în fig. 8.3.

3. Încărcarea calculată pentru o întârziere a gripării de 2,5 secunde.Sarcina la care creşterea coeficientului de frecare, determinat ca la punctul

1, apare la 2,5 secunde după pornirea motorului se numeşte încărcare calculatăpentru o întârziere a gripării de2,5 secunde şi se exprimă în daN.

Variaţia coeficientului defrecare în funcţie de încercareacalculată pentru o întârziere agripării de 2,5 secunde esteprezentată în fig. 8.4.

Întârzierea la gripare sepoate reprezenta şi cu ajutoruldiagramei logaritmice din fig. 8.5. Fig. 8.4 – Încărcarea pentru o întârziere a

gripării de 2,5 secunde.


Fig. 8.5 – Reprezentarea întârzierii la gripare.

4. Variaţia uzurii cu sarcina.Maşina cu 4 bile se pune în funcţiune timp de 60 secunde cu sarcini

crescânde. La fiecare încercare se foloseşte un set de bile noi, iar cuva se umple cuulei nefolosit, din aceeaşi probă. La această determinare se lucrează fărăînregistrator, dacă nu este necesar.

Reprezentând diametrul urmei de uzură funcţie de sarcina aplicată într-odiagramă dublu logaritmică se obţine o curbă ca în fig. 8.6. În unele metode, inter-valele de sarcină sunt alese astfel încât log P să crească pentru fiecare interval cu0,05 sau 0,1. Zona AB din fig. 8.6 descrie uzura fără gripare, BC - zona gripăriiiniţiale, CD – zona de gripare imediată, D fiind sarcina de sudare sau de blocare.

Fig. 8.6 - Dependenţadiametrului urmei de uzură de

sarcina aplicată:ABE - linia de compensare;

B - sarcina maximă la care nuapare griparea; BC - zona deînceput a gripării; CD - zona

gripării imediate; D - sarcina deblocare.


Linia deformaţiilor elastice s-a obţinut în condiţii statice de aplicare asarcinii (ipoteze hertziene), iar linia ABE se obţine în condiţii dinamice. Evidentsegmentul BE este doar teoretic, în realitate dimensiunea urmei de uzură cu sarcinaare evoluţia după curba ABCD 146.

Indicele sarcină - uzură se determină prin măsurarea urmei de uzură ladiferite sarcini până la sarcina de sudare. Intervalele de sarcină se aleg astfel încât,

2 1log P log P 0,05 , 1P şi 2P fiind două sarcini consecutive. În total suntnecesare 20 de trepte de sarcină, ultima fiind obligatoriu, sarcina de sudare.

Pentru relaţionarea uzurii cu sarcina, se fac încercări până la apariţiasudurii. După fiecare încercare, folosind lupa sau microscopul, se măsoară diame-trele urmelor de uzură, produse pe fiecare din cele trei bile de încercare (B1, B2 şiB3) din cuvă, pe două direcţii: în sensul frecării şi perpendicular pe aceasta. Se facemedia diametrelor celor şase valori ale urmelor de uzură măsurate, şi se traseazăpunctele i ilog P ,d cu i 1,...,20 , sarcina 20P fiind obţinută pentru gripare.

În aceleaşi condiţii se efectuează maximum douăzeci de încercări cu sarciniîntre 6...316 daN şi minimum 2 încercări cu sarcini între 355...794 daN, astfel încâttotalul încercărilor să fie de 20 până la apariţia sudurii (fără a socoti sarcina la cares-a produs sudura).

Se calculează apoi valoarea A (suma sarcinilor corectate a încercărilorsuccesive efectuate cu sarcini între 6...316 daN şi valoarea B (media sarcinilorcorectate a încercărilor succesive efectuate cu sarcini între 355...794 daN. Mărimeaurmei de pe bila din mandrină, nu se ia în consideraţie.

Din rezultatele obţinute se calculează media sarcinilor aplicate până laapariţia sudurii, cu formula:

A BMedia sarcinilor

20

(8.1)

în care A este suma sarcinilor corectate a încercărilor succesive efectuate cu sarciniîntre 6...316 daN, iar B - media sarcinilor corectate a încercărilor succesiveefectuate cu sarcini între 355...794 daN.

Dacă sudura s-a produs la o sarcină mai mică de 316 daN, atunci A esteegal cu suma sarcinilor corectate obţinute la 20 încercări, iar B = 0.

Dacă sudura s-a produs la o sarcină mai mare de 355 daN, atunci A esteegal cu suma sarcinilor corectate, obţinute la 19 încercări succesive cu sarcini între6 ... 316 daN, iar B este egal cu media aritmetică a sarcinilor corectate obţinute laîncercările succesive efectuate cu sarcini între 355...794 daN.

5. Încărcarea la care se produce sudura.Maşina se pune în funcţiune sub sarcini crescânde până la sarcina la care se

produce sudura bilelor în interval de 60 secunde. La această determinare se poatelucra fără înregistrator, dar variantele moderne ale maşinii oferă o monitorizare amomentului rezistent care ajută la o determinare precisă a momentului apariţieigripării.


Sarcina iniţială de gripare se determină de obicei prin intersecţia liniilor ABşi BC din curba uzură - sarcină sau direct ca sarcină maximă la care timp de 60secunde nu apare o creştere a coeficientului de frecare sau a momentului rezistent.

Sarcina de sudare se determină ca sarcina la care are loc, de trei orisuccesiv, sudarea cuplei după 60 ± 1 s [146].

Determinarea proprietăţilor de extremă presiune şi antiuzură afluidelor conform SR EN ISO 20623:2004 (condiţii europene) 446.

Testele se efectuează cu un set de 4 bile din oţel aliat cu crom,superfinisate la diametrul de 12,700 ± 0,0005 mm. Aceste bile sunt prelucratespecial pentru acest test de SKF sub simbolul RB 12.7/3-10995A. Cupadispozitivului conţine 8...10 ml din lubrifiantul testat, astfel încât bilele să fie înbaia de fluid pentru cel puţin 3 mm.

a) Componentele maşinii: 1 - motor electric;2 - corpul maşinii; 3 - sistemul de încărcare;

4 - panou electric pentru reglare şimonitorizare; 5 - suport. Aici cupa cu bilenu este montată (vezi fotografia alăturată).

b) Detaliu al cupei pentru bile: 1- pârghie;2 - cavitate cilindrică; 3 - piesa pentru

fixarea bilelor; 4 – piuliţă.

Fig. 8.7 - Maşina cu patru bile (firma Hansa Preß- und Maschinenbau G.m.b.H.)poate efectua încercările conform SR EN ISO 20623:2004 (condiţii europene).

Cu ajutorul acestei maşini şi a procedurilor prevăzute în standard se potefectua următoarele determinări:

1. Măsurarea sarcinii hertziene medii†.Pentru determinarea acesteia, se realizează o serie de încercări aplicând o

sarcină de plecare de 400 ± 5 N (considerată ca bază) şi se lasă maşina să

† Recent, sarcina hertziană medie a primit numele de indice de încărcare la uzură (în limba engleză:load wear index).


funcţioneze 10,0 ± 0,2 s sau 60,0 ± 0,5 s. Testele următoare se realizează la sarcinisuccesive mai mari, până când bilele se sudează între ele.

Se mai fac două încercări de probă la sarcina la care s-a realizat sudura.Daca sudura nu se realizează în a doua încercare, se face o încercare la o sarcinămai mare şi se verifică dacă sudura apare.

Daca sudura s-a realizat la 3,10 kN sau mai jos, se fac încercări adiţionalela sarcini succesive mai mici, sub 400 N, pentru a obţine un număr de 20 încercărila sarcini diferite de sarcina de sudare.

Daca sudura se realizează peste 3,10 kN, nu se mai fac încercări adiţionalesub 400 N.

După fiecare încercare se măsoară urmele de uzură de-a lungul direcţiei defrecare şi perpendicular pe aceasta, pe fiecare din cele trei bile inferioare.

20

cii 1

L

MHL20 (8.2)

în care ciL este sarcina (forţa) corectată pentru treapta de încărcare i, care secalculează, la rândul ei, cu relaţia:

ici ai

mi

HL L

D

(8.3)

unde:

aiL este forţa reală aplicată, miD -diametrul mediu al urmei de uzură,

iH - diametrul corespunzătoracestei încărcări, conform teoriei luihertz, toţi aceşti para-metri fiindpentru încercarea i din setul de 20de încărcări.

Figura 8.8 prezintă o urmăde uzură şi modul în care estemăsurat diametrul acesteia, cuajutorul unui microscop optic.Calibrarea acestuia este realizată curiglă de un milimetru cu diviziuni de0,01mm. Conform standarduluipentru fiecare urmă se măsoară douădiametre: unul de-a lungul direcţieide frecare (2) şi unul perpendicularpe aceasta (1). Fiind trei urme seobţin şase diametre şi se calculeazăvaloarea medie.

Fig. 8.8 - Urma de uzură şi valorile măsurateale diametrelor pentru uleiul HLP 68,

sarcina de 160 N şi un timp de 90 minute(diametrul 1 – 0,3306608 mm,diametrul 2 – 0,334252 mm).


2. Curba de uzură-încărcare, sarcina de sudare, parametrultemperaturii instantanee şi sarcina iniţială de gripare.

Pentru trasarea acesteia, se realizează o serie de încercări cu durata de 10 ±0,2 s sau 60 ± 0,5 s cu sarcini crescătoare în trepte diferite: cu o treaptă de 100 N,până la 1 kN, apoi cu o treaptă de 250 N, până la 3 kN şi, în final, cu treapta de 500N până la 8 kN. Sarcina cea mai mică va fi astfel aleasă încât să se realizeze celpuţin 3 încercări sub sarcina iniţială de gripare, iar cea mai mare va fi sarcina desudură, care este confirmată prin încercări adiţionale cu forţe de 100 N sub sarcinade sudură. Pot fi utilizate şi rezultatele din încercările de determinare a sarciniihertziene medii ca puncte ale curbei uzură - încărcare, dar sunt necesare încercărisuplimentare pentru a defini mai clar forma curbei. O curbă tipică de uzură -încărcare are forma din fig. 8.9.

Fig. 8.9 – Curba de uzură – încărcare.

Parametrul temperaturii instantanee (FTP – flash temperature parameter)este un număr care reprezintă temperatura instantanee critică peste care unlubrifiant dat nu va funcţiona în condiţiile date. Dacă se respectă condiţiile din ISO20623:2003, se poate calcula:

a1,4

LFTP

d (8.4)

în care aL este forţa aplicată în N, d fiind diametrul urmei de uzură la sarcina aL ,exprimat în mm.

Maşina cu patru bile poate fi utilizată şi pentru monitorizarea coeficientuluide frecare, μ. Maşina poate fi prevăzută cu un modul care să monitorizeze acestparametru sau acesta poate fi calculat cu relaţia:


f d M 6

3r L

(8.5)

în care:L - este sarcina aplicată, în N,r - distanţa de la centrul suprafeţelor de contact de pe bilele inferioare la

axa de rotaţie (3,67mm),F -forţa exercitată pe arcul înregistratorului, în N,d - deformarea indicatorului exprimată în mm,f - constanta arcului, în N/mm.O variantă a maşinii cu patru bile poate conţine un traductor de moment

care poate măsura momentul rezistent T (în N.mm), pe bilele inferioare, valoarecare poate fi folosită în calculul coeficientului de frecare:

T 6

3r L

(8.6)

8.1.3. Instalaţii de testare cu contact liniar.Instalaţia Timken foloseşte o cuplă de frecare formată dintr-o bucşă în

rotaţie (1) presată de un bloc de formă dreptunghiulară (2). Dispozitivul deîncărcare, realizat cu articulaţii pe cuţite, permite şi măsurarea coeficientului defrecare (fig. 8.9). Se determină sarcina maximă la care nu apare gripajul pentru ofuncţionare de 10 min. Se mai poate determina şi uzura piesei fixe prin măsurareaamprentei cu un microscop Brinell.

Fig. 8.10 - Schema de principiu a instalaţiei cu contact liniar (Timken).


Dacă se determină şi coeficientul de frecare, măsurarea lui se face prinechilibrarea pârghiei (4) în minutul 10 de funcţionare. În cursul determinăriitemperatura lubrifiantului trebuie să fie de 125°F (~52°C) [435]. Elementele cupleise confecţionează din oţel cementat, călit la duritatea 58...62 HRC.

Deşi simplă şi puţin suplă, instalaţia Timken este folosită în unelespecificaţii pentru testarea lubrifianţilor de extremă presiune.

Instalaţia IMA [146, 257] foloseşte de asemenea un tribomodel formatdintr-o bucşă (1) în contact cu o pastilă (2) (fig. 8.11). Forţa de încărcare se aplicăasupra pastilei prin intermediul unei pârghii (3). Pentru a asigura o distribuţieuniformă a sarcinii pe întreaga fâşie de contact, legătura între pârghie şi pastilă seface printr-o articulaţie. Întreaga cuplă se află cufundată în lubrifiantul careurmează a fi încercat.

Pentru determinarea uzurii bucşei se utilizează un trasor radioactiv înglobatîn materialul bucşei. Materialul desprins din bucşă ca urmare a procesului de uzareeste colectat în recipientul cu ulei (4) şi măsurat radiometric cu ajutorul grupului decontoare (5). Ecranul de protecţie (6) care poate fi rotit pentru a permite coborâreabazinului cu uleiul radioactiv, izolează sistemul de contoare (5) de radiaţia emisăde bucşa (1) radioactivă. În cazul unor activităţi ridicate sistemul de traductoarepoate fi plasat separat într-o incintă ecranată.

Fig. 8.11 - Schema de principiu a instalaţiei tip IMA-2.

Realizată la Centrul de mecanica solidelor din Bucureşti şi brevetată în ţară şi străinătate.


Măsurătorile întregului volum de lubrifiant, metodă folosită în instalaţiaIMA, permite eliminarea erorilor cauzate de distribuirea neomogenă a uzurii învolumul de ulei sau de sedimentarea uzurii. Aceste surse de erori sunt caracteristicepentru metoda de măsură prin probe sau cea care foloseşte circulaţia uleiului. Tipulde cuplă ales, cât şi realizarea concretă a dispozitivului de încărcare, au permisrealizarea, în anumite limite de solicitare, a unei bune reproductibilităţi a vitezei deuzare, abaterea medie pătratică fiind de ± 8%.

Prin utilizarea unui anumit lubrifiant se poate determina şi rezistenţa lauzare a materialului bucşei. Un avantaj important al acestei instalaţii estesimplitatea geometrică a cuplei de frecare şi, implicit, posibilitatea confecţionării eidin materialul ce urmează a fi studiat.

8.1.4. Maşina FalexTribomodelul este alcătuit dintr-un ax de oţel, care se roteşte între două

blocuri fixe în formă de V, cu viteza de 290 rot/min, întreg ansamblul fiind imersatîntr-o cuvă cu uleiul pentru testare (60 ml). Mărirea progresivă a sarcinii serealizează printr-un sistem roată dinţată-clichet [268, 435].

Fig. 8.12 - Tribomodelul şi componentele principale ale maşinii Falex.

Ruperea filmului de ungere se pune în evidenţă prin forfecarea ştiftuluicalibrat care fixează axul cuplei pe axul motorului, datorată sudurii blocurilor înformă de V cu axul, producerea concomitentă a unui zgomot anormal şi scădereasarcinii la contorul indicator.

Testările permit evaluarea atât a performanţelor antiuzură, cât şi EP; princalcul se poate determina şi valoarea coeficientului de frecare.

Metode testare standardizate, care utilizează tribometrul tip Falex sunt în:(ASTM D2670-95(2004) Standard Test Method for Measuring Wear Properties ofFluid Lubricants (Falex Pin and Vee Block Method), ASTM D3233-93(2003)


Standard Test Methods for Measurement of Extreme Pressure Properties of FluidLubricants (Falex Pin and Vee Block Methods).

8.1.5. Instalaţia cu role.Acest tip de instalaţie, spre deosebire de cele precedente, permite realizarea

concomitentă a mişcării de alunecare şi de rostogolire. Prezenţa ambelor tipuri demişcare este caracteristică celor mai multe tipuri de angrenaje, excepţie făcândunele tipuri speciale cum ar fi angrenajul melc-roată melcată. Alegând în modcorespunzător diametrele rolelor, sarcina şi vitezele celor două role se pot realizacondiţiile de funcţionare corespunzătoare oricărui punct de pe flancul dintelui.Bineînţeles că spre deosebire de cazul angrenajului, aceste condiţii se menţinconstante. Acest fapt, considerat uneori o piedică în reproducerea condiţiilor realeexistente în angrenaje, constituie un avantaj când este vorba de cercetărifundamentale. În plus, acest tip de instalaţie permite, datorită simplităţii geometricea elementelor cuplei, realizarea unei precizii dimensionale sporite, a unui grad definisare şi tratament superficial bine controlat.

Fig.8.13 - Instalaţie cu role.

Considerând numai elementele esenţiale, o instalaţie cu role se compunedin două role din care una are axul mobil pentru a putea realiza forţa normală (1 şi2, fig. 8.13). Rolele sunt antrenate în sens contrar cu viteze diferite de sistemul deantrenare (3). Dispozitivul de încărcare, realizat în cazul de faţă cu două pârghiiarticulate independent (4), apasă rola (1) mobilă pe rola (2), contactul având locdupă generatoare. O condiţie importantă pentru buna funcţionare a instalaţiei esteparalelismul axelor celor două role. Soluţia constructivă aleasă trebuie să asigure laorice sarcină şi viteză contactul pe întreaga generatoare; o mică înclinare mică aaxelor determină o creştere importantă a presiunii în zona de contact.


Dacă urmează a fi folosită pentru studii de lubrifiere în regim EHD,instalaţia poate fi prevăzută cu posibilitatea măsurării presiunii în zona de contactprecum şi a grosimii peliculei de lubrifiant.

Determinarea capacităţii portante a unui lubrifiant pe o instalaţie cu role tipSAE, exprimată ca sarcina maximă la care nu apare griparea, a fost acceptată caprocedeu standardizat [435]. După o funcţionare de 30 sarcina este crescutăcontinuu până la apariţia gripării.

8.1.6. Instalaţii cu angrenaje.Complexitatea procesului de lubrifiere a angrenajelor a determinat pe unii

specialişti să prefere instalaţiile de încercare în care cupla este chiar un angrenaj.Se poate studia în acest caz şi influenţa altor parametri cum ar fi geometriadanturii, precizia de prelucrare, gradul de finisare, tratamentul de suprafaţă, etc.Între aceste mărimi şi proprietăţile lubrifiantului există o interdependenţăcomplicată care nu poate fi totdeauna reprodusă pe o instalaţie simplă.

Fig. 8.14 - Instalaţie cu angrenaje în circuit închis (maşina FZG):a - Schema de principiu; b - marcarea pinioanelor de testare;

1 - angrenaje de testare; 2 - axul de încărcare (2 640 rot/min); 3 - axul motor (1760rot/min); 4 - dispozitiv de torsionare a axului de încărcare; 5 - pârghie de încărcare;

6 - greutăţi; 7 - element de încălzire a uleiului.


Din această cauză acest tip de instalaţie ar reprezenta etapa intermediarăîntre încercările de laborator şi cele pe angrenaje reale. Pe de altă parte însă,datorită geometriei complicate a angrenajelor, aceste instalaţii fac dificilămăsurarea mărimilor esenţiale ale proceselor care au loc pe flancul dintelui. Deobicei în instalaţiile folosite curent se măsoară numai uzura şi sarcina de gripare.Schematic, o astfel de instalaţie (cu circuit închis al forţei) se compune dinangrenajul de lucru (fig. 8.14) şi angrenajul motor, cuplate între ele prin doi arbori.

Solicitarea angrenajului de lucru se face prin torsionarea unuia din arbori.În acest fel motorul de antrenare nu trebuie să compenseze decât pierderile prinfrecare din angrenaje şi lagăre.

Ca dezavantaje principale ale acestui sistem de testare se pot enumeranecesitatea opririi instalaţiei pentru modificarea sarcinii, dacă instalaţia nu posedădispozitive suplimentare pentru încărcare continuă, faptul că elementul elastic alarborelui de cuplaj poate determina apariţia vibraţiilor în întreg ansamblul.

Parametrii funcţionali ai standului cu roţi dinţate FZG (DIN 51354).Tabelul 8.2

Treaptade

sarcină

Momentulde

torsiune lapinion,

Mt1,Nm

Forţanormalăpe dinte,

Fn,N

Presiuneahertzianăîn polul

angrenăriipH,

N/mm2

Lucrulmecanictransmis

pe treaptă,Li,

kW h

Lucrulmecanic

totalLt,

kW h

Deformaţiaspecifică aarborelui

conducător,,%

1 3,3 99,0 146 0,1874 0,1487 285,81

2 13,7 407,0 295 0,77829 0,96569 1 186,57

3 35,3 1 044,0 474 2,005 2,96 3 057,3

4 60,8 1 800 621 3,454 6,41 5 265,9

5 94,1 2 786 773 5,345 11,755 8 150,1

6 135,3 4 007 927 7,866 19,44 10 718,5

7 183,4 5 435 1 080 10,418 29,85 15 884,5

8 239,3 7 080 1 232 13,594 43,44 20 726,1

9 302,0 8 949 1 386 17,155 60,59 26 156,6

10 372,6 11 029 1 538 21,167 81,75 32 271,4

11 450,1 13 342 1 691 25,57 102,32 38 983,8

12 534,5 15 826 1 841 30,31 137,68 46 293,8

iL [kW h] = 0,05681 ; tM N m ; t iL L ; t1 = 86,61158 M ;

2H np N / mm 14,775 F N .


Cele mai cunoscute standuri cu roţi dinţate sunt FZG, IAE şi SAE. Pelângă acestea, mai există şi alte standuri cu angrenaje (Wadd, Ryder, Borsoff), darcare sunt mai puţin acceptate în specificaţiile de lubrifianţi ale producătorilor deutilaje care includ angrenaje [268].

Rezultatele testării uleiurilor pe aceste standuri se exprimă prin sarcinamaximă la care se produce distrugerea flancului danturii, uzura specifică sauapariţia fenomenului de pitting, galling sau scoring (ciupituri, exfolieri sau rizuri).

Cel mai larg utilizat a început să fie testul FZG (DIN 51354-78). Parame-trii de testare permit utilizarea standului după mai multe metodologii, la tempera-turi, sarcini, turaţii etc. diferite. Rezultatele se exprimă prin numărul de trepte deîncărcare la care rezistă uleiul (de la 1 la 12) şi uzura specifică în mg/kWh. Nivelulde încărcare corespunzător pentru treptele 1-12 este dat în tabelul 8.2.

Caracteristicile angrenajelor folosite in instalaţiile FZG, IAE şi Ryder.Tabelul 8.3

Dimen-siunea

F Z GIAE RyderA C

Distanţa între axe mm 91,5 91,5 82,55 88,9

Lăţimea efectivă adintelui

mm 20 20 4,77 6,35

Modulul mm 4,5 4,5 5,08 3,175

Numărul de dinţi:- pinion,- roată condusă

-1624

1624

1516

2828

Coeficientul de corecţie 0,8635-0,5

+ 0,1817+ 0,1817

0,3750,494

0

Unghiul de angrenarenormal 20 20 20 22,5Unghiul de angrenaredupă corecţie 22,5 22,5 26,317 22,5Viteza pe cercul derostogolire (p)

m/s -0,00383 n1 0,00417 n1 0,00465 n1

Viteza de alunecaremaximă- pinion,- roată condusă

m/s

0,67 v0,15 v

0,44 v0,44 v

0,46 v0,46 v

0,28 v0,28 v

Solicitare la vârfuldintelui- pinion,

- roată condusă

daN/mm2

5,96 P

4,96 P

4,89 P

6,96 P

10,2 P

10,6 P

8,9 P

8,9 P

Forschungstelle furZahnrader und Getrebebau (Germania).


În tabelele 8.3 şi 8.4 sunt daţi parametrii angrenajelor şi condiţiile de lucrupentru cele mai folosite instalaţii cu încărcare în circuit închis: FZG, IAE şi Ryder,care au fost incluse şi în standardele pentru încercarea lubrifianţilor de angrenaje înţările în are au fost create [129, 140, 229, 239].

În metoda FZG de încercare normală, notată cu A/8,3/90 se foloseşte odantură cu caracteristicile din tabelul 8.3, o viteză pe cercul de rostogolire de 8,3m/s şi o temperatură iniţială a lubrifiantului de 90°C. Sarcina se aplică progresiv,timpul de funcţionare fiind pentru fiecare sarcină de aproximativ 15 minute, ceeace corespunde la 21.700 rotaţii ale arborelui motor.

După fiecare treaptă de sarcină roţile dinţate sunt demontate şi cântăritepentru determinarea uzurii. Sarcina este crescută până la treapta 12 de sarcină saupână la apariţia uzării intense ca urmare a procesului de gripare.

Date importante ale metodelor FZG, IAE şi Ryder. Tabelul 8.4FZG IAE Ryder

Turaţia pinionului, n1 (rot/min) 2250 (4500) 2000/4000/6000 10000(5000, 2000)

Ungere prin imersare cu jet cu jet

Temperatura uleiului, °C iniţiala 90 60/70/110 74

Debitul de ulei (l/min) cantitatea deulei: 21

0,285/0,57 0,27

Timpul de funcţionare pentrufiecare sarcină (min)

15 5 10

Sarcina normală pe dinte la treapta1 de încărcare (daN/cm)

5 82,0 66,0

Creşterea sarcinii normale pe dintepentru o treaptă (daN/cm)

14,5...115 41 66

Sarcina limită definită prin

zgârieturi saugripare şitrecerea lauzură intensă

1) zgârieturi saugripare la capuldintelui2) zgârieturi saugripare la picioruldintelui

suprafaţadeteriorată: 22,5%din suprafaţaflancului

De remarcat că, chiar după apariţia gripării se completează numărul de turepână la 21.700 rotaţii. Cu valorile uzurii angrenajului de lucru se trasează o curbăde uzură în funcţie de treptele de sarcină sau de energia transmisă (fig. 8.15). Seconsideră că angrenajul a trecut în domeniul uzurilor intense când uzura totală estemai mare de 10 mg pentru o treaptă de sarcină (punctul V în fig. 8.15). Momentulmaxim admisibil Mi determinat prin metoda descrisă, moment caracteristiclubrifiantului încercat, poate fi folosit la calculul la gripare pentru angrenaje şicondiţii de funcţionare diferite.


Concomitent cu determinarea curbei de uzură şi a momentului de gripare,metoda FZG recomandă observarea şi descrierea modificărilor apărute peflancurile dinţilor cum ar fi zgârieturi, efectul de aplatizare, colorări etc.

Fig.8.15 - Reprezentarea rezultatelor prin metoda F.Z.G. de încercare alubrifianţilor:

m1 - uzura roţii 1 (pinion); m2 - uzura roţii 2; ms – uzura sumă (angrenajului);ms = m1+ m2.

În România determinarea rezistenţei la presiune ridicată, pe stand cu roţidinţate este reglementată prin STAS 12590-87 (Uleiuri minerale. Determinarearezistenţei la presiuni ridicate, pe stand cu roţi dinţate) şi STAS 12942-91 (Unsorilubrifiante. Determinarea rezistenţei la presiuni ridicate pe stand cu roţi dinţate).

8.1.7. Eficacitatea fluidelor de ungere-răcire în procesul de tăiere ametalelor (Tapping Tester - Research Appliance Company).

Cu acest stand (fig. 8.16) se determină rapid eficacitatea în procesul detăiere a metalelor prin găurire, strunjire, frezare, rabotare, a fluidelor de ungere-răcire, eficacitate dependentă de aditivii EP utilizaţi la realizarea fluidului deungere-răcire.

Se efectuează 60 găuri pe o bandă de oţel SAE 1020 laminat la cald, cugrosimea de 9,5 mm şi duritatea 110...130 HB, cu cinci burghie cu diametrul de 6,3mm. Primele 30 sunt realizate în prezenţa unui fluid de ungere-răcire de referinţă,câte 6 găuri cu fiecare burghiu, iar restul de 30 de găuri, de asemenea câte 6 găuricu fiecare burghiu, se realizează în prezenţa fluidului de testare.

În timpul testării se măsoară momentul rezistent pentru fiecare din cele 60de găuri. Raportul dintre media momentului rezistent pentru primele 30 de găuri şi


cea pentru restul de 30 de găuri, multiplicat cu 100, exprimă cifra de eficacitate agăuririi, în %, în prezenţa fluidului testat. Aceasta trebuie să fie cât mai apropiatăde 100%.

Fig. 8.16 - Maşina de testat prin găurire:1 - dispozitiv de fixare a burghiului; 2 - robinet pentru reglarea debitului de ulei;

3 - dispozitiv pentru măsurarea momentului de torsiune; 4 - vas pentru colectarea uleiului;5 - pompă; 6 - motor electric; 7 - burghiu; 8 - materialul supus găuririi.

8.1.8. Standul Vickers.

Standul (fig. 8.17) utilizează ca element standard de testare pentruevaluarea uzurii mecanice, o pompă Vickers V 105 C (cu vane sau palete radiale)având un debit de 30 l/min, presiunea de 140 daN la turaţia de 60 rot/min.

Fig. 8.17 - Standul Vickers pentru evaluarea uzurii mecanice:1 - manometru; 2 - robinet; 3 - debitmetru; 4 - rezervor de ulei; 5 - sistem de răcire;

6 - filtru; 7 - pompa cu palete radiale (Vickers tip 104-E).


O metodă de testare cu această instalaţie este prezentată şi în DIN 51389-1(Determination of lubricants; mechanical testing of hydraulic fluids in the vane-cell-pump; general working principles (1982)).

Această pompă este montată într-un circuit de recirculare a 57 litri de uleicompus din rezervor de ulei, încălzitor electric pentru ulei (63,6°C sau 79,5°Cpentru uleiuri mai vâscoase), regulatori de presiune, filtru etc. Durata testării estede 100 ore.

Rezultatele se raportează prin:a) pierderea de masă (în grame) a pieselor din pompă, care sunt expuse

uzurii mecanice;b) debitul final de ulei;c) existenţa uzurii sub formă de zgârieturi sau gripare, de depuneri

cărbunoase sau de coroziune şi degradare a garniturilor de etanşare ale pompei.Testul serveşte la evaluarea eficacităţii aditivilor antiuzură, încorporaţi în

uleiuri hidraulice. Uleiurile hidraulice de calitate superioară nu depăşesc, prin acesttest, o uzură totală în pompă de 50 mg, în timp ce la uleiurile minerale simple seatinge, în acelaşi condiţii, valori de 1000 mg.

8.1.9. Maşina pentru testare la stick-slip.Aceasta serveşte la testarea proprietăţilor de frecare ale uleiurilor pentru

glisiere de maşini unelte de mare precizie. Principiul testării constă în deplasarea,cu viteză mică şi mişcare alternativă, a unei plăci de oţel, sub un bloc de oţel asupracăruia se exercită o sarcină centrică controlată. Între suprafeţele de frecare,prelucrate cu un anumit grad de finisare, se introduce prin recirculare cu pompa,uleiul de studiat. Tendinţa de antrenare în mişcare a blocului superior de către placamobilă, care glisează alternativ sub acesta, este măsurată cu ajutorul unorcomparatoare montate pe braţele punţii care tensionează blocul. Dacă mişcareacelor două piese care constituie cupla de frecare se realizează fără stick-slip, uleiulde ungere este considerat satisfăcător.

Standul permite măsurarea coeficienţilor de frecare cinetic (Kk) şi static(Ks). Efectul de stick-slip apare când raportul Kk/Ks este supraunitar. Raportul Kk/Ks

este notat cifra de „stick-slip” şi nu trebuie să depăşească valoarea de 0,85. Aceastăvaloare se corelează cu condiţiile de lucru întâlnite la maşinile unelte cu glisiere şimişcări cu sensuri variabile şi cu viteze de peste 2,5 mm/s.

În standurile de mai sus regimul de frecare „la limită” se realizează în modideal şi simplificat. Rezultatele obţinute pe aceste standuri, nu pot fi corelate înevaluarea aditivilor. În prezent fiecare dintre aceste standuri au utilitatepreferenţială, pentru anumite categorii de uleiuri aditivate şi caracteristici deperformanţă, cum ar fi:

a) uleiuri hidraulice: standuri tip FZG, Vickers;b) uleiuri EP pentru turbine de nave: standuri tip FZG;c) uleiuri de angrenaje: standuri tip Falex, Timken, FZG;d) uleiuri de glisiere: maşina cu 4 bile, (tribo)tester pentru stick-slip;


e) uleiuri pentru perforatoare pneumatice: maşina cu 4 bile, Falex;f) uleiuri pentru tăierea metalelor: maşina cu 4 bile (uzură, gripare),standuri tip Falex, Timken, topping tester.

8.2. EVALUAREA PROPRIETĂŢILOR DE STABILITATE LAOXIDARE ŞI DEGRADARE TERMICĂ.

Stabilitatea la oxidare şi cea termică influenţează menţinerea celorlalteproprietăţi şi determină, implicit, durata de utilizare a uleiului şi costul întreţineriişi al ungerii. După cum este cunoscut, stabilitatea termică şi la oxidare, fiind îngeneral, în discordanţă cu proprietăţile antiuzură şi EP. Acestea din urmă depind dereacţia chimică la interfaţa cuplei de frecare-lubrifiant, în timp ce stabilitatea laoxidare şi cea termică depind de gradul de inhibare al reacţiilor chimice în masa deulei. Utilizate timp îndelungat la temperaturi cuprinse între 30° şi 150°C, în uleiuriapar condiţii favorabile reacţiilor de oxidare. Consecinţele imediate suntproducerea de şlam, depuneri, acizi organici, compuşi corosivi, creştereavâscozităţii [132, 251, 413].

Testările de stabilitate la degradare termică au drept scop evaluareatendinţei uleiurilor de a forma depuneri cărbunoase la contactul cu suprafeţelemetalice supraîncălzite sau prin simpla încălzire la diferite temperaturi.

Testul tipic pentru stabilitatea la oxidare a uleiurilor de angrenajeindustriale este prezentat în ASTM D2893-04 (Standard Test Method for OxidationCharacteristics of Extreme-Pressure Lubrication Oils), care constă în barbotarea cuaer, timp de 316 ore, la temperatură de 95 0C sau 121 0C, în funcţie de niveluladitivare. Se urmăreşte creşterea vâscozităţii, care pentru uleiurile cu aditivi pebază de sulf şi plumb, ajunge până la maxim 6%.

Pentru uleiurile destinate ungerii angrenajelor auto se foloseşte testul com-binat pentru stabilitate termică şi la oxidare (TOST), care constituie, de fapt, o tes-tare a stabilităţii lubrifiantului într-un angrenaj încălzit şi cu barbotare de aer înulei. Scopul acestui test constă în a depista uleiurile cu tendinţă de formare dedepuneri, şlam sau cu tendinţa de a se solidifica în timpul serviciului. Testul constăîn barbotarea de aer în uleiul încălzit la 157°C, în prezenţa unui catalizator decupru, timp de 50 ore, şi determinarea creşterii vâscozităţii şi a conţinutului desubstanţe insolubile în benzen şi n-pentan. O metodă standardizată pentru evalua-rea stabilităţii la oxidare a uleiurilor este prezentată în ISO 4263-1:2003 (Petroleumand related products - Determination of the ageing behaviour of inhibited oils andfluids - TOST test - Part 1: Procedure for mineral oils); este recomandată pentrudeterminarea comportării la îmbătrânire a uleiurilor minerale cu densitate mai micădecât cea a apei şi care conţin inhibitori ai ruginii şi oxidării, folosite ca uleiuripentru turbine (categoriile TSA, TGA, TSE, TGE din ISO 6743-5), uleiurihidraulice (categoriile HL, HM, HR, HV, HG din ISO 6743-4), şi uleiuri derecirculare (categoria CKB din ISO 6743-6). Uleiurile cu constituenţi sintetici potfi testate urmând această procedură dar nu este disponibilă informaţia care să îiateste precizia. Din cauza numărului foarte mare de aplicaţii reale, corelarea între


rezultatele acestui test şi performanţele în serviciu ale lubrifianţilor poate fi greurealizată.

Specificaţia de calitate CS 3000 A şi B (Marea Britanie) evidenţiazăstabilitatea termică prin urmărirea evoluţiei pierderilor prin evaporare, a cantităţiide substanţe insolubile în heptan şi prin modificarea vâscozităţii.

Progresele obţinute în tehnologiile avansate de fabricare a aditivilorpolifuncţionali şi cerinţele pentru noi uleiuri de angrenaje au stimulat apariţiauleiurilor de tipul multigrad, în concordanţă cu specificaţiile MIL-L-2105 B şi C.

În ultimii ani se manifestă tendinţa de a nu se mai folosi fracţii petrolierefoarte grele (de exemplu, bright-stock), locul acestora fiind luat de îngroşători detipul polimerilor, cu funcţiunea de amelioratori ai indicelui de vâscozitate. Aceştiaau stabilitate termooxidantă superioară faţă de fracţiile de uleiuri grele [81, 434].

La majoritatea tipurilor de uleiuri pentru tractoare, nivelul stabilităţii laoxidare este asigurat prin testul General Motors Beaker Test, care constă înîncălzirea uleiului (200 ml), în condiţii statice, la 150°C, timp de 100 de ore, fărăcatalizatori. Se urmăreşte modificarea volatilităţii, a vâscozităţii şi apariţia dedepuneri (şlam, produse de descompunere – degradare) etc.

8.3. EVALUAREA PROPRIETĂŢILOR DE STABILITATE STRUC-TURALĂ ŞI SEPARARE A COMPONENŢILOR ŞI DE REZISTENŢĂ LAFORFECARE.

8.3.1. Stabilitatea structurală.După fabricare, lubrifianţii sunt stocaţi în rezervoare, cisterne, butoaie sau

bidoane. Perioada de depozitare garantată poate fi de la o lună la un an. În aceastăperioadă, lubrifianţii vin în contact cu suprafeţe metalice, supuse la variaţii detemperatură şi contaminare cu urme de apă din atmosferă, datorită „respiraţiei”cauzate de variaţiile de temperatură ale mediului.

O caracteristică importantă a uleiurilor din această gamă o constituie stabi-litatea structurală. Având în vedere faptul că din punctul de vedere al compoziţieiacestea sunt foarte diversificate şi conţin de la 2 la 10 componenţi (proporţii de la0,005 până la 50% părţi în greutate), cu funcţii de aditivi şi componenţi ai uleiurilorde bază, condiţia esenţială este solubilizarea totală a acestora, pentru evitareaefectelor adverse (separare, depuneri, reacţii secundare).

Testarea stabilităţii structurale se efectuează prin mai multe metode.Principiul acestora constă, în general, în verificarea periodică a stabilităţii ameste-cului sau a unor caracteristici de performanţă, după ce mostra de ulei prelevată afost încălzită şi/sau răcită.

8.3.2. Stabilitatea la separare a componenţilor lubrifianţilor.

Lubrifianţii pot fi depozitate în exterior sau în spaţii interioare. Fenomeneca ruginirea ambalajelor, scurgeri de produse datorate flotaţiei şi contracţiei, efectulde „respiraţie” provocat de variaţiile de temperatură fac posibilă pătrunderea apei


în ulei şi a prafului din mediul înconjurător. Testarea simplă a stabilităţii laseparare se efectuează în condiţiile metodei FTMS nr. 3455 şi constă în depozitareala loc întunecos 30 zile a 100 ml ulei într-o fiolă de centrifugă. După acest timp,mostra se centrifughează 5 min şi se observă dacă s-au produs depuneri sauseparări de componenţi. Uleiurile corespunzătoare sunt acelea care nu producfenomene de depunere sau separare.

Inhibitorii de coroziune şi ruginire, în contact îndelungat cu suprafeţelemetalice, sau în prezenţa urmelor deapă, se pot descompune, concentraţiaacestora nemaifiind suficientă pentruasigurarea protecţiei antirugină sauanticorosivă.

Aditivii antiuzură şi EP pot pro-duce şi depuneri (separări) la o depozi-tare mai mare de 6 luni. În prezenţaumidităţii pot avea loc fenomene dehidroliză, lubrifiantul pierzându-şi efica-citatea funcţională. În fig. 8.18 seprezintă un caz tipic de hidroliză a unuiulei pentru angrenaje auto.

Caracteristica de spumare semodifică la uleiurile care sunt depozitatetimp îndelungat. În majoritatea cazuri-lor, aditivii antispumanţi sunt de tipulpolimeri siliconici, insolubili, dispersaţiîn ulei. În timpul unei depozitări înde-lungate în bidoane metalice şi dacă adi-tivul este dispersat corespunzător are loco adsorbţie preferenţială a acestuia pesuprafeţele metalice şi deci separareaacestuia din amestec. Consecinţa estecreşterea tendinţei de spumare excesivă(fig. 8.19) a uleiului B de la 70 ml iniţialla cea 550 ml după 6 luni depozitare.Folosirea unui antispumant solubil înuleiul A înlătură dezavantajul menţionat.La depozitare îndelungată a acestuia,creşterea tendinţei de spumare esteneînsemnată.

Se impune, deci, ca după o peri-oadă de depozitare îndelungată a uleiu-rilor, să se verifice menţinerea proprietă-

Fig. 8.18 - Evoluţia proprietăţilor EP la unulei de angrenaje la testul de hidroliză.

Fig. 8.19 - Evoluţia tendinţei de spumarela uleiuri de angrenaje.

Ulei A – ulei cu aditiv antispumant solubil înulei; ulei B – ulei cu aditiv antispumant

insolubil în ulei.


ţilor iniţiale de spumare, iar decizia pentru utilizare să se ia exclusiv pentru loturilede lubrifianţi care răspund acestei cerinţe.

8.3.3. Rezistenţa la forfecare.Ungerea eficientă impune ca uleiul să aibă o vâscozitate optimă într-un

interval larg de temperatură. După cum este cunoscut, economiile de combustibilsunt în strictă corelaţie cu pierderile prin frecare. Acestea sunt influenţate devâscozitate, şi anume cu cât aceasta este mai mică, cu atât pierderile de energiesunt mai mici. Pe acest considerent şi pentru acoperirea folosirii în mai multeanotimpuri, s-au impus uleiurile cu indice de vâscozitate ridicat, denumitemultigrade (tabelul 8.5). După cum rezultă din fig. 8.20, indicele de vâscozitate acrescut de-a lungul timpului prin aditivare cu amelioratori ai indicelui devâscozitate şi folosirea de uleiuri de bază sintetice cu indice de vâscozitate mare.

Fig. 8.20 - Evoluţia indicelui de vâscozitate pentru uleiuri cu destinaţiidiferite:

1 - angrenaje auto; 2 - angrenaje pentru instalaţii industriale; 3 - tractoare (uleiuniversal); 4 - transmisii automate.

Compoziţia unor uleiuri multigrad pentru angrenaje. Tabelul 8.5Compoziţia Angrenaje

autoAngrenajeindustriale

Angrenajede tractoare

Transmisiiautomate

Uleiul de bază mineral, %greutateAmeliorator al indiceluide vâscozitate, % greutateDepresant al punctului decurgere, % greutateAditiv polifuncţional, %greutateIndice de vâscozitate (IV)

88...39

0,5...5

0,5...1

6,5...10100...150

96,5...94

0,5...1

0,5...1

2...590...100

87,5...79

2...7

0,5...1

10...14100...140

93,1...89,5

3...5

0,1...0,5

3...5100...200


Aditivii amelioratori ai indicelui de vâscozitate se utilizează pentru efectullor de mărire a vâscozităţii uleiului la temperaturi ridicate. Exigenţele constructiveşi regimul actual de exploatare a cutiilor de viteze, transmisiilor mecanice aleautovehiculelor şi tractoarelor impun parametri severi de exploatare şi regimuritermice în masa de ulei de peste 100 0C. Uleiul trebuie să asigure o rezistenţăcorespunzătoare a filmului de ungere, chiar când vâscozitatea scade cu creştereatemperaturii.

Uleiurile cu indici de vâscozitate mai mari de 100 se obţin, în majoritateacazurilor, prin adaos de polimeri, care trebuie să fie uşor solubili în uleiul de bază,să aibă o eficacitate maximă la un adaos minim, şi rezistenţă la forfecarea mecanicăla care sunt expuşi în timpul funcţionării transmisiilor mecanice.

Metodele utilizate pentru aprecierea calităţii unui ulei din punct de vedereal variaţiei indicelui de vâscozitate în funcţionare, respectiv a stabilităţii laforfecare, au la bază măsurarea vâscozităţii înainte şi după supunerea uleiului unorcondiţii favorizante ruperilor lanţurilor polimerice de aditiv. Obţinerea fracturăriilanţurilor polimerice se face prin mijloace mecanice, fiind folosite trei metode:

- trecerea fluidului prin orificii înguste la presiuni înalte;- forfecarea mecanică a uleiului cu corpuri de rostogolire cilindrice;- inducerea cavitaţiei în masa de fluid cu ajutorul ultrasunetelor.Prin calcularea raportului indicilor de vâscozitate măsuraţi înainte şi după

testare, se poate verifica conformitatea uleiului din punct de vedere al stabilităţii laforfecare, adică dacă acest raport se încadrează sau nu în anumite limite prestabilitesau dorite de utilizator.

Pentru uleiurile de motoare termice sau hidraulice polimerii acceptaţi suntcei cu tendinţă de scădere a vâscozităţii de maxim 15% la 100°C, determinată prinmetodele uzuale de testare. Aceştia însă nu sunt acceptaţi pentru angrenaje, datorităgreutăţii moleculare foarte mari.

Evaluarea stabilităţii la forfecare a polimerilor din lubrifianţi,pe stand B.M. O'Connor [239]. Tabelul 8.6

Concentraţiaaditivului

polifuncţionalîn uleiul de

bază, %

Greutateamolecularii apolimerului,

x103 kg/kmol

Vâscozitateauleiului,

v0,cSt

Vâscozitateauleiului testatla forfecare,

vf ,cSt

Indicele deforfecare,

PSSI

31 PBU-1 *5,7 + PBU-238 PMA-118 PMA-19,5 PBU-322 PMA-130 PMA-2

101001010

10-20105

30,631,029,314,714,615,114,7

2,713,825,214,413

14,214,4

0,850,310,820,950,810,900,96

* PBU – polibutenă, PMA – polimetacrilat


La uleiurile multigrade se folosesc diferite metode de evaluare a stabilităţiila forfecare a polimerilor, ca de exemplu testul FZG DIN 51354 modificat saumetoda B.M.O'Connor. Rezultatele testării prin această ultimă metodă suntprezentate în tabelul 8.6 şi conduc la concluzia că indicele de stabilitate la forfecareeste dependent de tipul şi concentraţia aditivului. Cei mai buni amelioratori sunt ceicu greutatea moleculară mai mică, de tipul polibutenă, copolimerul butandienstirensau chiar unii polimetacrilaţi.

Parametrul care reflectă stabilitatea de forfecare este numit indice destabilitate la forfecare (permanent shear stability index - PSSI) este definit caprocentul în care vâscozitatea lubrifiantului aditivat este pierdută din cauzaforfecării şi se calculează cu relaţia:

i fT

i o

-PSSI = 100 %

-

(8.7)

în care:T - este temperatura la care se măsoară vâscozităţile implicate în formula

(8.7);

o - este vâscozitatea cinematică a uleiului de bază (incluzând toţi aditiviicu excepţia celor de îmbunătăţite a indicelui de vâscozitate), înainte de forfecare;

i - vâscozitatea cinematică iniţială a uleiului;

f vâscozitatea cinematică finală (după procedura de forfecare).Vâscozităţile cinematice sunt exprimate în aceeaşi unitate de măsură (de

obicei cSt). TSSI se calculează pentru un singur component din lubrifiant şi poatefi utilizat pentru estimarea efectelor acelui component asupra lubrifiantului(considerat ca un amestec de ulei de bază şi aditivi). Metoda de determinare estedată în ASTM D6022-01 Standard Practice for Calculation of Permanent ShearStability Index, iar formula de calcul este prezentată în formă generală tocmaipentru a nu restricţiona utilizarea acesteia.

Tot pentru evaluarea stabilităţii la forfecare, specialiştii sunt interesaţi destabilitatea temporară a amelioratorilor indicelui de vâscozitate (temporary shearstabilitz of IV improvers - TTSSI ), definit ca procentul de pierdere a vâscozităţiidupă un interval de timp de solicitare a fluidului t:

i t f tT

i t o

-TSSI = 100 %

-

(8.7a)

în care:

it - este vâscozitatea cinematică a uleiului aditivat, după un timp t,

ft - vâscozitatea cinematică a uleiului aditivat după un interval de timp t

şi o solicitare spcificată la forfecare,o - este vâscozitatea cinematică a uleiului de bază (incluzând toţi aditivii

cu excepţia celor de îmbunătăţite a indicelui de vâscozitate), înainte de forfecare,


Rezultatele experimentale pe autovehicule au condus la concluzia căamelioratorii de IV (indice de vâscozitate) cu stabilitate bună la forfecare sunt ceide tipul polimetacrilat şi polibutenă, cu greutate moleculară în domeniul 10 000până la 20 000 kg/kmol [239].

O metodă de determinarea stabilităţii la forfecare a uleiurilor conţinândpolimeri prin utilizarea unui injector pentru motor diesel este reglementată prinstandardul SR EN ISO 20844:2004 (Ţiţei şi produse înrudite. Determinareastabilităţii la forfecare a uleiurilor conţinând polimeri utilizând un injector pentrumotor diesel) 450. Tensiunile de forfecare necesare ruperii lanţurilor polimericesunt obţinute prin trecerea fluidului printr-un injector diesel, la o presiune înaltă.Vâscozitatea fluidului este măsurată înainte şi după un număr prestabilit de treceriprin injector, stabilitatea la forfecare apreciindu-se funcţie de modificarea indiceluide vâscozitate datorată degradării polimerului.

Deşi nu s-a stabilit nici o corelaţie formală între pierderea vâscozităţii, sauabsenţa pierderii vâscozităţii, obţinută folosind procedurile descrise în aceststandard şi cea a uleiurilor în exploatare reală, aceasta asigură condiţiistandardizate pentru evaluarea stabilităţii polimerului – ameliorator al indicelui devâscozitate, sub solicitări termice şi oxidative minime. Este utilizată atât deproducătorii de fluide şi aditivi, cât şi de utilizatori, ca un mijloc de ierarhizare şiapreciere a calităţilor uleiurilor.

Calculul stabilităţii la forfecare SS a unui ulei lubrifiant se efectuează pebaza formulei:

0 f

0

SS 100 F %

(8.8)

în care:

0 - vâscozitatea cinematică, măsurată la 40C, înainte de forfecare;

f - vâscozitatea cinematică, măsurată la 40C, după forfecare;F - factorul de calibrare a instalaţiei.O valoare scăzută a rezultatului ecuaţiei (8.8) indică o stabilitate ridicată la

forfecare a fluidului testat.Fig. 8.21 prezintă instalaţia pentru forfecarea lanţurilor polimerice (con-

form SR EN ISO 20844:2004). Injectorul (1) Bosh DN8S2 este montat pe unsuport dotat cu un filtru cu sită metalică. Camera de pulverizare (2), montată pesuportul (3), împiedică formarea spumei de fluid la ieşirea din orificiul injectoruluişi are două orificii conectate prin conducte la restul instalaţiei, unul pentru golireiar celălalt pentru recircularea fluidului. Placa de distribuţie (4) distribuie fluidulevacuat din camera de pulverizare, uniform pe suprafaţa interioară a vasului derăcire. O placă similară (cu orificiu pentru fixarea termometrului) este utilizată înacelaşi scop la rezervorul de fluid. Vasul de răcire (5) cu pereţi dubli, permitecirculaţia apei de răcire şi menţinerea constantă a temperaturii fluidului testat între30...35C. Robinetul cu trei căi (6) dirijează fluidul testat în direcţiile corespun-zătoare (pompa, recirculare, evacuare). Rezervorul de fluid (7) are capacitatea de


250 ml. Suportul (8), fixat pe placa de bază, susţine componentele instalaţiei.Racordul de pompă (9) face legătura între rezervorul de fluid şi pompa de injecţie(11) tip Bosh PE2A90C300/32266, cu doi cilindri, dotată cu sisteme de reglaj aldebitului şi de aerisire, prin şuruburile de reglare 10 şi 14. Instalaţia este acţionatăde un motor electric trifazat (12) cu turaţia de 92525rot/min şi puterea de 1,1kW.Numărătorul electronic de cicluri (13) este programabil şi opreşte motorul dupăefectuarea numărului dorit de treceri ale fluidului prin injector. Conducta de înaltăpresiune (15) face legătura între pompa de injecţie şi injector. Conducta de prea-plin (16) asigură scurgerea fluidului în exces. Manometrul (17) monitorizeazăpresiunea de injecţie, în domeniul 0...250 bar, fiind amortizat cu glicerol iartermometrul (18) măsoară temperatura fluidului testat în domeniul -10C...100C.

Fig. 8.21- Instalaţie pentru supunerea la forfecare a fluidelor aditivate cupolimeri.

1 - injector diesel, 2 - cameră de pulverizare, 3 - suport cameră de pulverizare, 4 - placăde distribuţie, 5 - vas de răcire, 6 - robinet cu trei căi, 7 - rezervor de fluid, 8 – suport,9 - racord pompă, 10 - şurub reglaj debit pompă, 11 - pompă de injecţie, 12 - motorelectric, 13 - numărător de cicluri, 14 - şurub aerisire pompă, 15 - conductă de înaltă

presiune, 16 - conductă de prea-plin, 17 - manometru, 18 – termometru.


8.4. EVALUAREA COMPATIBILITĂŢII CU MATERIALELE DINSISTEM.

În serviciu, lubrifiantul vine în contact direct cu materialul cuplelor defrecare şi cu materialele elementelor sistemului de ungere (rezervoare, conducte,filtre, racorduri, etanşări). Lubrifiantul nu trebuie să producă nici un fel de reacţiecu aceste materiale, iar selecţionarea tipurilor de aditivi trebuie să se facă ţinândseama în primul rând de compatibilitatea cu materialele cu care vine în contact.

Caracteristicile care se testează în acest scop sunt: coroziunea pe lama decupru (Proceduri de testare standardaizate sunt cuprinse în ISO 2160:1998(Petroleum products - Corrosiveness to copper - Copper strip test) şi ASTM D130-04e1 Standard Test Method for Corrosiveness to Copper from Petroleum Productsby Copper Strip Test) şi compatibilitatea cu elastomerii (testul FTMS 791a,metoda 3603-3). Efectul anticorosiv al uleiurilor faţă de cupru este precizat prinstandarde şi specificaţii de calitate pe domenii de utilizare. Astfel, pentru uleiurilede angrenaje auto se admite un efect de coroziune de maxim clasa 2c; pentruangrenaje de instalaţii industriale, maxim clasa 1b; pentru tractoare, maxim clasa1b; pentru uleiuri de transmisii automate, maxim clasa 1b. Dacă în timpul utilizăriiefectul de coroziune avansează la clasa 4, este obligatorie înlocuirea uleiului,determinarea şi eliminarea cauzelor care au condus la acest proces.

Compatibilitatea cu elastomerii constituie un test de mare importanţă.Evaluarea în laborator a acestei proprietăţi se practică uneori indirect, prin testareatemperaturii de dizolvare a uleiului în anilină care trebuie să fie de minimum100°C, aşa cum se recomandă şi în procedurile din ISO 2977:1997 (Petroleumproducts and hydrocarbon solvents. Determination of aniline point and mixedaniline point) şi ASTM D611-04 (Standard Test Methods for Aniline Point andMixed Aniline Point of Petroleum Products and Hydrocarbon Solvents). Altemetode specificate de diferite firme producătoare de articole de cauciuc testeazăepruvetele de elastomeri prin imersarea acestora în ulei cald, pe o duratădeterminată şi notarea modificărilor proprietăţilor şi dimensiunilor materialelorsupuse testării.

Compatibilitatea uleiurilor pentru transmisii automate se efectuează prindiferite metode, care în general vizează modificarea volumului şi durităţii unoreşantioane de cauciuc, imersate în ulei.

8.5. EVALUAREA PROPRIETĂŢILOR TENSIOACTIVE.Proprietăţile tensioactive ale uleiurilor se datorează componenţilor pe care

îi conţin. De cele mai multe ori, aditivii din ulei sunt compuşi chimici polari careau tensiunea superficială mult mai mică decât a uleiului de bază. Aceştia seconcentrează la suprafaţa lichidului, iar la contactul acestuia cu un produsnemiscibil (metale, apă), componentul mai tensioactiv se adsoarbe rapid pe

Federal Test Method Standards (SUA)


suprafeţele de contact. Acest principiu stă la baza acţiunii unor aditivi cu funcţiiantirugină, anticorosivi, detergenţi şi dispersanţi.

8.5.1. Emulsionarea.Prezenţa apei în uleiurile destinate ungerii angrenajelor industriale,

autovehiculelor şi transmisiilor automate are efecte nedorite în exploatare, şianume: întreruperea filmului de ungere şi favorizarea diferitelor forme de uzurămecanică, ruginirea componentelor din oţel, formarea şi stabilizarea spumei şiprecipitarea unor mâluri.

În carcasele cutiilor de viteze, ale punţilor motoare şi ale transmisiilorautomate pătrunderea apei este posibilă numai accidental. La reductoarele în carese recirculă un stoc mare de ulei este posibilă pătrunderea unei cantităţi apreciabilede apă din aerul „respirat” în rezervoare, datorită variaţiilor de nivel ale uleiului.

Uleiurile destinate angrenajelor industriale au condiţie de dezemulsionare -separare a apei prin norma de calitate, uneori impusă chiar în specificaţiile decalitate ale unor firme producătorilor de utilaje.

8.5.2. Detergenţa şi dispersanţa.Acestea sunt proprietăţi care au ca efect menţinerea în suspensie a

materialelor insolubile provenite din degradarea termo - oxidativă a uleiului.Mecanismul acţiunii aditivilor detergent - dispersanţi constă în adsorbţia

moleculelor acestora pe suprafaţa particulelor insolubile ale produşilor de oxidare;se formează micele care rămân în suspensie fină în ulei. Gruparea polară din aditivse adsoarbe pe particula insolubilă, iar grupa alchilică oleofilă dispersează în uleicomplexul format.

Uleiurile pentru transmisii automate, datorită condiţiilor de utilizarecaracterizate prin dezvoltare intensă de căldură în masa de ulei şi forfecareapolimerilor, sunt expuse la formarea de produşi secundari, care trebuie menţinuţi însuspensie, fără să se depună şi fără să formeze lacuri şi mâluri. Aditivarea acestoruleiuri cu aditivi detergenţi - dispersanţi măreşte perioada de utilizare şi evităopririle accidentale pentru curăţirea sistemului de depuneri [81, 95, 268].

În specificaţiile de calitate pentru uleiuri de transmisii automate suntincluse metode specifice pentru caracterizarea uleiului din acest punct de vedere(vezi tabelul 8.1).

În ultimii 5 - 8 ani, uleiurile pentru angrenaje auto de tipul multigrad, cu odurată mai lungă de utilizare, au în compoziţie şi aditivi detergent-dispersanţi,deoarece sunt expuse la supraîncălziri timp îndelungat.

Punerea în evidenţă a proprietăţilor detergent - dispersante ale uleiurilorpentru angrenaje se face prin metoda FTMS 791a, nr. 3462: uleiul testat esterecirculat timp de 30 minute peste o plăcuţă de aluminiu, încălzită la 260°C şi dupăterminarea testului se evaluarea depunerilor. În tabelul 8.7 sunt prezentaterezultatele testării mai multor uleiuri pentru angrenaje auto prin metoda


menţionată, evidenţiindu-se faptul că prezenţa aditivilor detergenţi-dispersanţiconduce la eliminarea depunerilor.

Uleiuri pentru angrenaje auto. Proprietăţile de detergenţă - dispersanţăevaluate prin metoda nr. 3462 FTMS 791 a (260°C, 30 min). Tabelul 8.7

Tipul de ulei Depuneri,mg

Aspectul plăcuţeide aluminiu

SAE 90 (MIL-L-2105 B, cu S-P, Cl, Zn)Idem (MIL-L-2105 B, cu S-P)Idem (MIL-L-2105 B, cu S-P)Idem (MIL-L-2105 B, cu S-P şi detergentdispersant)

2206040

Fără depuneri

Cu depuneriUşoare depuneriUşoare depuneriFără depuneri

Datorită severităţii condiţiilor de exploatare ale autovehiculelor apare canecesară formularea uleiurilor de angrenaje şi cu aditivi detergent-dispersanţi, datefiind avantajele menţionate.

8.6. EVALUAREA COMPORTĂRII LUBRIFIANŢILOR LATEMPERATURI SCĂZUTE ŞI RIDICATE.

În timpul utilizării lor, uleiurile sunt expuse la variaţii mari de temperatură,mai ales cele pentru transmisii auto. Comportarea uleiurilor se pune în evidenţăprin punctul de curgere, care este influenţat de natura uleiului de bază. Prindeparafinarea uleiurilor de bază se obţin valori scăzute ale punctului de curgere, iardacă sunt necesare valori mai scăzute, se folosesc aditivi depresanţi.

Pentru uleiurile destinate angrenajelor auto din clasele de vâscozitate SAE75W, 80W, 85W, în specificaţiile actuale de calitate, s-au impus condiţii detemperatură minimă la care uleiurile trebuie să aibă o vâscozitate de maximum150000 mPa·s, valoare a vâscozităţii aparente considerată ca fiind limita la careuleiul nu este solidificat şi poate asigura ungerea.

Uleiuri pentru angrenaje industriale - temperatura corespunzătoarevâscozităţii limită de utilizare. Tabelul 8.8

Clasa devâscozitate

ISO-VG

Temperatura la care uleiulare vâscozitatea de

3200 mm2s-1, C

Punctulde curgere,°C

VG 68VG 100VG 150VG 220VG 320VG 460

-15-4+4+10+15+20

-25-23-18-18-7-7

Producătorii de angrenaje industriale limitează vâscozitatea uleiurilor lavaloarea de 3200 mm2s-1 pentru cazul extrem de punere în funcţiune a


reductoarelor la temperaturi scăzute ale mediului ambiant. În tabelul 8.8 suntprezentate temperaturile minime de curgere ale uleiurilor pentru acest domeniu deaplicaţie.

Limitarea utilizării uleiurilor la temperaturi ridicate este determinată dedegradarea termică a uleiului sau de descompunerea aditivilor. De asemenea,punctul de inflamabilitate al uleiului trebuie să fie mai ridicat cu 50 - 100°C decâttemperatura de funcţionare.

Nivelul actual de aditivare a uleiurilor pentru angrenaje industriale pe bazăde compuşi cu sulf şi fosfor permite utilizarea acestora la temperaturi de 110 – 120°C în masa de ulei, fără să se producă degradări termooxidante.

Testările de selecţionare a aditivilor corespunzători din acest punct devedere au condus la concluzia că cei pe bază de sulf şi fosfor, combinaţi cu ceidetergent-dispersanţi răspund exigenţelor actuale ale constructorilor deautovehicule. Aditivii pe bază de clor, sulf şi fosfor, care se descompun latemperaturi de peste 100°C, cu formarea de produşi corosivi, sunt din ce în ce maipuţin utilizaţi în compoziţia uleiurilor [81, 251].

La alte domenii de utilizare, de exemplu în aeronautică sau în tehnicaspaţială, la care prin proiectare se prevede existenţa în reductoare a unortemperaturi excesive, de exemplu de peste 300 C, se recomandă utilizarea delubrifianţi sintetici sau chiar solizi [434].

În ceea de priveşte unsorile, intervalul de temperatură în care aceasta poatefi folosită depinde mult de tipul uleiului de bază, de agentul de îngroşare şi deaditivi, fiind definite următoarele:

- limita inferioară de temperatura (LTL), adică cea mai joasătemperatură la care unsoarea va permite ca lagărul să fie pornit fără dificultate estedeterminată în mare de tipul uleiului de bază şi de vâscozitatea lui;

- limita superioară de temperatură (HTL) este determinată de tipul deagent de îngroşare şi pentru unsori pe bază de săpunuri este dată de punctul decurgere care indică temperatura la care unsoarea îşi pierde consistenţa şi devine unfluid.

Este evident că funcţionarea sub limita inferioară de temperatură şi pestecea superioară nu este de dorit. Deşi furnizorii de unsori indică valorile specificepentru limita inferioară şi superioară în informaţia despre produsul lor, temperaturicu adevărat importante pentru o funcţionare fiabilă sunt date şi de 440:

– limita inferioară de temperatură care asigură performanţa (LTPL) şi– limita superioară de temperatură care asigură performanţa (HTPL).Cum definiţia limitelor de temperatură pentru performanţă nu este

standardizată internaţional, datele furnizate de producătorii de unsoare trebuieinterpretate cu atenţie.

La temperaturi peste limita de performanţă (HTPL), unsoare va îmbătrânişi oxida rapid şi produsele de reacţie ale oxidării vor avea un efect în detrimentullubrifierii. Deci, temperaturile între limita de performanţă şi limita maximă admisăar trebui să apară doar pentru scurte perioade de timp.


O zonă intermediară există şi pentru temperaturi joase. Cu descreştereatemperaturii, tendinţa unsorii să se separe descreşte şi consistenţa unsorii creşte. Înfinal acest lucru va duce la o insuficientă aprovizionare cu lubrifiant a zonei decontact dintre corpurile de rostogolire şi căile de rulare.

Valorile pentru limita inferioară de performanţă depind, de exemplu, şi detipul rulmenţilor: deoarece cei cu bile sunt mai uşor de lubrifiat decât cei cu role,limita inferioară de performanţă este mai puţin importantă pentru rulmenţii cu bile.

Pentru cei cu role totuşi, vor rezulta distrugeri semnificative când rulmenţiiar funcţiona sub această limită. Scurte perioade de funcţionare în această zonă(cum ar fi la pornire la rece), nu sunt dăunătoare pentru că generarea căldurii dincauza frecării va aduce temperatura lagărului în intervalul admis.

8.7. EVALUAREA CARACTERISTICILOR DE INFLAMABILITA-TE A LUBRIFIANŢILOR.

8.7.1 Noţiuni şi teste care implică focul sau aprinderea fluidelor.Focul şi incendiile provocate de el sunt un pericol serios pentru multe

ramuri industriale unde există temperaturi suficient de ridicate în funcţionare încâtsă fie o sursă de aprindere şi de întreţinere a arderii. Aceste surse de aprindere potrezulta din temperaturile necesare pe durata procesului tehnologic, incluzând aiciproducerea oţelului şi a sticlei, rafinarea ţiţeiului, turnarea şi forjarea, sau carezultat al frecării generate în echipament, ca un sub-produs (inevitabil) alfuncţionării normale. Tendinţele recente în industrie pot creşte probabilitateaproducerii accidentale a unui foc şi/sau a unui incendiu. De aici necesitateaevaluării rezistenţei la foc a fluidelor, inclusiv a lubrifianţilor

Măsurarea rezistenţei la foc este un subiect foarte complicat, care faceobiectul multor publicaţii şi a metodelor de testare. Deşi sunt necesari doar treifactori pentru ardere, adică aerul sau oxigenul, combustibilul şi o sursă deaprindere, există o multitudine de factori secundari care afectează principaleleaspecte ale combustiei lichidelor, uşurinţa aprinderii sau capacitatea de aprindere şipersistenţa arderii sau a propagării flăcării. De exemplu, forma fizică a substanţei(solidă, lichidă sau gazoasă) şi, dacă este lichidă, cum este (în picături mari saumici sau în volume mari), volatilitatea ei şi stabilitatea la oxidare, temperatura şidacă procesul de reacţii chimice este endoterm sau exoterm. Similar şi efectelesursei de aprindere sunt variate, funcţie de energia sau temperatura emisă, timpulde contact şi prezenţa radicalilor liberi care pot cataliza procesul de oxidare. Dincauza numărului mare de variabile implicate în aprindere sau/şi ardere, cea maiuşoară şi frecventă soluţie a fost să se simuleze un set specific de condiţii care suntreprezentative pentru pericolul luat în considerare.

Principalele pericole asociate cu fluidele industriale sunt aprindereafluidului ejectat sub presiune sau scurgerea din sistem şi venirea lui în contact, fiecu o flacără deschisă, fie cu o suprafaţă caldă. Atunci nu este deloc surprinzător căpe aceste condiţii s-a focalizat dezvoltarea metodelor de testare de mulţi ani [409,


437-439]. În plus a fost şi este necesar să se evalueze performanţele fluidelor cândsunt absorbite într-un substrat, simulându-se efectul scurgerii fluidului pe izolaţiesau alte materiale absorbante cum ar fi praful de cărbune 438. În asemeneacondiţii componentele volatile, cum ar fi apa, pot fi pierdute şi inflamabilitateafluidului se modifică dramatic în timp. Procedura cu fitil îmbibat implică în modnormal măsurarea persistenţei arderii şi propagarea flăcării.

Varietatea mare de metode de testare a produs o varietate de definiţiipentru termenul rezistent la foc. Zinc [409] a propus destul de recent că un fluidrezistent la foc va avea următoarele proprietăţi:

1. fluidul trebuie să reziste la aprindere;2. fluidul ar trebui să aibă capacitatea de a aspira flacăra şi de a o

împiedica să se propage când sursa de aprindere este prezentă;3. fluidul ar trebui să se auto-stingă când sursa de flacără este îndepărtată.Este important de subliniat că rezistent la foc nu înseamnă că nu poate arde

deloc, deoarece aproape orice fluid poate arde în anumite condiţii.Nu există o singură proprietate sau test pentru un fluid, care să cuantifice

calitativ rezistenţa lui relativă la foc. Aceasta a dus la abordarea tip „incidentsimulat” prin care testele sunt proiectate în aşa fel încât să fie o replică a celui mairău scenariu posibil în aplicaţiile tipice în care un fluid este utilizat lângă unpotenţial pericol de foc. Fluidele trec sau nu trec aceste teste şi cele care le trec suntincluse în ghiduri de aprobări (sau recomandări) sau într-o listă de fluide„calificate”.

În general testele pentru stabilirea proprietăţilor privind rezistenţa la focsunt de două feluri:

- teste care se ocupă de aprinderea ca atare;- teste utilizate pentru a cuantifica consecinţele fluidului care arde.Numărul mare de teste care sunt disponibile în literatură pot fi clasificate în

general după patru criterii:1. proprietatea de rezistenţă la foc care este măsurată;2. sursa de aprindere utilizată în test;3. starea fluidului în timpul testului;4. testul fie că simulează o condiţie a unui accident, fie că măsoară o

proprietate intrinsecă a fluidului.Dezvoltarea fluidelor industriale rezistenţe la foc necesită identificarea

metodelor de testare care pot diferenţia în mod reproductibil, fluidele rezistente lafoc într-o manieră care le-ar putea corela cu condiţiile reale din lumea industrială.

FM Global, în Approved Standard for Flammability Classification ofIndustrial Fluids 6930:2002 437 au cerut ca fluidele hidraulice să treacă teste deinflamabilitate la pulverizare şi testul cu un tunel fierbinte de aprindere dar fărănici o evaluare a absorbţiei fluidului într-un substrat. Aparatul FMRC pentruinflamabilitatea la pulverizare este ilustrat schematic în figura 8.22.


Fig. 8.22 - Testul FMRC la inflamabilitate prin pulverizare [301b, 437].

Această metodă de testare necesită o flacără care se roteşte prin fluidulpreîncălzit la 40 C şi pulverizat printr-un ajutaj la 6,9 MPa. Dacă jetul pulverizat defluid continuă să ardă 5 secunde după înlăturarea flăcării din contactul cu fluidul,se consideră că testul nu a fost trecut. Pentru a trece testul, fluidul trebuie să nuîntreţină arderea după înlăturarea flăcării pentru 10 rotaţii consecutive ale flăcăriiprin fluidul pulverizat [395, 437.

Fig. 8.23 - Testul FMRC cu aprindere pe canal fierbinte.

Testul FMRC de aprindere pe canal fierbinte (fig. 8.23) [2, 25] necesită cafluidul testat să fie pulverizat pe suprafaţa fierbinte de oţel, înclinată la 300 şimenţinută la 704 0C. Fluidul este pulverizat pe canalul fierbinte de la o înălţime de15,25 cm pentru 60 secunde. Pentru a „trece” testul, flacăra nu trebuie să sepropage şi nu trebuie să urmărească sursa de pulverizare [2].

Una din cele mai comune metode de testare folosite în industrie şi înstandardele naţionale pentru a evalua rezistenţa relativă la foc a fluidelor hidraulicea fost testul de inflamabilitate prin pulverizare, care măsura abilitatea fluiduluihidraulic testat să întreţină arderea după ce sursa de aprindere era înlăturată din


contactul cu fluidul. Lipsa reproductibilităţii şi inabilitatea de a diferenţia tipurilede fluide hidraulice au fost două critici reale ale testelor de inflamabilitate prinpulverizare.

8.7.2 Teste privind aprinderea fluidelor prin pulverizare.Există 3 metode de testare, toate implicând încercarea de a aprinde un jet

pulverizat de fluid, în condiţii bine definite şi care se folosesc pentru a estimapericolul la foc provocat de aprinderea jetului pulverizat de fluid. Toate sunt date îndetaliu în al 7-lea Raport Luxemburg [78] ca metodele 3.1.1, 3.1.2 şi 3.1.3. Metoda3.1.2 este identică cu ISO 15029-1:1999 – Determination of sray ignitioncharacteristics of fire-resistant fluids. Part 1: Spray flame persistence – Hollowcone nozzle method, Part 1 iar metoda 3.1.3 este identică cu ISO 15029-2Determination of spray ignition characteristics of fire-resistant fluids. Part 2.Stabilised flame heat release method. Fluidele care trec unul din teste, nu îl trecneapărat şi pe celălalte.

Al treilea test din al 7-lea Raport Luxemburg [78] este „testul de degajarede căldură cu flacără stabilizată” care a fost evaluat pentru a încerca să armonizezerezultatele de la celelalte teste descrise mai sus. În acest test o cantitate de căldurăfurnizată de o flacără de la un arzător – pilot este folosită pentru a aprinde un jetpulverizat bine definit, de fluid, dar în acest caz capacitatea de aprindere a fluiduluieste măsurată prin cantitatea de căldură pe care o degajă. Diferenţele detemperatură între aerul de intrare în incinta de testare şi gazele de ieşire, semăsoară:

- fără descărcarea fluidului prin ajutaj, şi- cu pulverizarea fluidului prin ajutaj.Diferenţa de temperatură este o măsură a căldurii degajate. Se calculează

un factor de aprindere RI pe baza relaţiei dintre diferenţele de temperatură, adică acăldurii degajate:

a) când este aprins doar arzătorul, şib) când jetul de fluid este aprins de arzător.Măsurătorile sunt făcute când flacăra produsă de arderea jetului pulverizat

este stabilizată. În plus se poate măsura producţia de fum şi lungimea flăcării. Încontrast cu alte metode, testul de degajare de căldură cu flacără stabilizatăcuantifică pericolul de foc, dând utilizatorului posibilitatea să folosească informaţiagenerată printr-o procedură de estimare a riscului şi să aleagă un nivel potrivit derezistenţă la foc pentru aplicaţia lui. Performanţele obţinute prin acest test nu suntneapărat legate de performanţele obţinute în celelalte două teste.

Conform criteriilor analizate în introducerea acestui capitol, testul deaprindere prin pulverizare de la Factory Mutual poate fi descries pe scurt astfel:

- caracteristica: autostingerea şi propagarea flăcării;- sursa de aprindere: flacără şi suprafaţă fierbinte;- starea fludului: spray;- condiţiile: simularea unui accident.


Factory Mutual Research este o divizie a FM Global [79], o societate marede asigurări în domeniul industrial. De mulţi ani, FM a aprobat fluidele hidrauliceca fiind „de risc mai redus” în beneficiul clienţilor asiguraţi şi a inginerilor deprevenire a pagubelor. Metoda de testare utilizată în această aprobare a simulat oscurgere mică de fluid de înaltă presiune în vecinătatea unei surse de aprindere.Fluidul a fost încălzit şi pulverizat printr-o duză de pulverizare pentru a simulascurgerea. Jetul pulverizat a fost apoi aprins fie cu o flacără, fie pe un jgheab dinmetal încălzit la roşu. Testul a evaluat capacitatea fluidului de autostingere aflăcării când sursa de aprindere a fost înlăturată. De asemenea, testul a evaluatrezistenţa fluidului la propagarea flăcării înapoi de-a lungul spray-ului către duză.

Acum vechiul test cu pulverizare de la Factory Mutual a fost înlocuit la FMde un test nou, care introduce parametrul de inflamabilitate la pulverizare, care vafi discutat mai târziu.

8.7.3 Teste privind aprinderea materialelor îmbibate cu fluid.EN ISO 14935:1999 Determination of wick flame persistence of fire-

resistant fluids (testul cu fitil) s-a considerat adecvat să măsoare rezistenţa la foc afluidelor atunci când sunt absorbite (înmuiate) în materiale absorbante sauinflamabile şi măsura în care fluidul va propaga focul. Testul este descris însecţiunea 3.2.1 al celei de-al 7-lea Raport Luxemburg [78] dar şi în specificaţiilebritanice pentru minerit (cărbune) – Britsh Coal Specifications) nr. 570. Iniţial,acest test a fost efectuat utilizându-se fitile de azbest, dar acesta a fost înlocuit cubenzi de alumino-silicat. În acest test o flacără este aplicată pe un fitil care a fostînmuiat în fluidul de testat, în condiţii bine definite şi se măsoară persistenţa arderiidupă înlăturarea flăcării.

Testul descris în secţiunea 3.2.2 al celui de-al 7-lea Raport Luxemburg[78], „Determinarea propagării flăcării într-un amestec fluid + praf de cărbune” afost şi el folosit pentru estimarea acestui risc. În acest test, un volum de fluid detestat de 37,5 cm3 este amestecat cu 75 g de praf de cărbune bine specificat,amestecul este pus într-un recipient adecvat pentru a forma o piesă de testat lungăde 150 mm, amestecul este aprins şi se măsoară lungimea de propagare.

Corelaţia dintre testul cu fitil şi cel cu praf de cărbune este bună, dartrecerea unuia nu indică invariabil trecerea celuilalt.

Conform criteriilor analizate în introducerea acestui capitol, testul FM cufitil impregnat cu fluid poate fi descries pe scurt astfel:

caracteristica: autostingerea şi propagarea flăcării; sursa de aprindere: flacără; starea fludului: substrat îmbibat; condiţiile: simularea unui accident.

Câteva teste ale FM implică îmbibarea unui substrat în fluid şi aplicareaunei surse de aprindere. Un tip general este numit testul cu fitil şi care este largutilizat în Europa ca metodă de testare SR EN ISO 14935:2003 (Produse petroliereşi înrudite. Determinarea persistenţei unei flăcări pe un fitil imersat într-un fluid


rezistent la foc). Metoda ISO constă în îmbibarea unei benzi ceramice ignifuge înfluidul de testat; o flacără pilot este aplicată fitilului şi apoi înlăturată. Propagareaflăcării de-a lungul fitilului şi timpul necesar pentru autostingere sunt raportate carezultate ale testului. Testul ISO cu fitil imersat este un element important alprocedurii de testare cerută în al 7-lea Raport Luxemburg [78].

Una dintre cerinţele de bază impuse fluidelor de lucru este siguranţaprivind incendiile, care înseamnă că ele trebuie să aibă rezistenţă maximă laaprindere şi tendinţă minimă în a întreţine arderea [16]. În general, metodeleutilizate furnizează numai evaluări comparative ale inflamabilităţii şicombustibilităţii diferitelor fluide pe baza unuia sau a câtorva indici, cum ar fipunctul de inflamabilitate al vaporilor, temperaturile de aprindere şi autoaprindere,perioada de amorsare a aprinderii când obiecte necombustibile sunt umezite cufluide sunt introduse într-o flacără etc. Toţi aceşti indici definesc în mod primar

rezistenţa fluidului la aprindere, fără a da nici odescriere adecvată a combustibilităţii fluidelor.

O metodă de interes a fost evaluareacombustibilităţii fluidelor pe baza indicelui deoxigen, care a intrat în utilizare în anii recenţi laevaluarea combustibilităţii materialelor dinpolimeri destinate diferitelor utilizări. În esenţă,această metodă constă în determinareaconcentraţiei minime de oxigen care va întreţineo ardere stabilă a materialului.

Kruglov [188 b] a determinat indicelede oxigen într-o instalaţie prezentată schematicîn fig. 8.24. Camera de lucru 2 are 100 mm îndiametru şi este confecţionată din sticlărezistentă la căldură. Un şnur din azbest calcinat3, cu o lungime de 5...6 mm şi cu diametrul de 5mm, este impregnat cu fluidul de testat şi fixatîn suportul 1. Cu ajutorul supapelor de reducţie7 şi a debitmetrelor 6, un amestec de azot şioxigen cu o compoziţie cunoscută alimenteazăcamera de lucru prin capul 5, care este proiectatsă asigure amestecarea completă a gazelor şiuniformitatea curgerii. În această lucrare, vitezade curgere a gazului în camera de lucru a fost de3 cm/s. Această viteză a fost stabilităexperimental, considerentul fiind ca aceastăcurgere să fie suficientă pentru a înlătura

continuu produsele de combustie gazoase din zona de ardere pe durata testului, darsă nu fie aşa de puternică ca să stingă flacăra atunci când arderea este slabă.Aprinderea şnurului de azbest îmbibat în lichid a fost realizată cu ajutorul unei

1

2

4

3

5

6

7SRSR

Fig. 8.24 - Schema instalaţieipentru determinarea indicelui de

oxigen [188 b].


bobine alimentate cu curent electric 4 la capătul de sus al şnurului, în aşa fel încâtflacără să se poată propaga spre curentul de gaz care vine din partea de jos.

Indicele de oxigen (OI – oxygen index) a fost definit ca fiind concentraţiaminimă de oxigen (în %) care ar asigura o ardere stabilă a lichidului şi propagareaflăcării de-a lungul şnurului.

Pe baza valorilor obţinute pentru indicele de oxigen, fluidele testate pot fidivizate în trei grupe:

- grupul I (OI = 16.8…17.4) este compus din fluide bazate pe hidrocarburiminerale şi sintetice şi esteri ai acidului carboxilic;

- grupul II (OI = 18.9…20) este compus din fluide pe bază de polisiloxan;- grupul III (OI = 23.2…26) este compus din fluide pe bază de fosfaţi.Deoarece aerul la presiunea atmosferică conţine aproximativ 21% oxigen,

fluidele cu OI = 21 nu vor întreţine arderea în condiţii atmosferice normale şi nuvor propaga flacăra când ele sunt împrăştiate. Astfel de fluide sunt clasate în grupulIII. Datele indică faptul că indicele de oxigen poate fi utilizat pentru a stabilidependenţa combustibilităţii în funcţie de natura chimică şi de structura molecularăa fluidului.

Se poate afirma că utilizarea metodei pentru determinarea OI, când esteutilizată pentru a suplimenta metodele actuale pentru determinarea inflamabilităţiifluidelor, promite o evaluare mai cuprinzătoare şi mai obiectivă a pericolului deincendiu al acestor fluide cu ajutorul testelor de laborator.

8.7.4. Teste privind aprinderea vaporilor inflamabili (punctul deaprindere)

Uşurinţa cu care vaporii de deasupra unui fluid se pot aprinde, se măsoarăcu „punctul de aprindere”. Punctul de aprindere este cea mai joasă temperatură lacare aplicând o flacără de testare direcţionată spre un recipient care conţine fluidul,provoacă aprinderea vaporilor de deasupra fluidului. Indirect este o măsură atât avolatilităţii fluidului cât şi a inflamabilităţii substanţelor volatile conţinute în el.

Punctul de aprindere este folosit şi pentru a clasifica fluidele ca:- inflamabile;- foarte inflamabile;- extrem de inflamabile.Se folosesc câteva metode pentru determinarea punctelor de aprindere ale

diferitelor produse pe bază de petrol, incluzând: punctul de aprindere cu aparatul Abel (IP 33 şi IP 170, Abel automatic

flash point tester); punctul de aprindere cu testerul închis Setaflash – IP 303; punctul de aprindere determinat cu aparatul închis Pensky – Martens –

ISO 2719:2002 (Determination of flash point - Pensky-Martens closed cup method)şi IP 34;


punctele de aprindere şi de ardere cu ajutorul recipientului deschisCleveland – ISO 2592:2000 (Determination of flash and fire points - Clevelandopen cup method, recomandată şi în [438];

Trebuie avut grijă să nu se creeze confuzie în privinţa metodei utilizatepentru determinarea punctului de aprindere deoarece testele diferite (tabelul 8.9)nu dau neapărat aceleaşi rezultate.

Atât testele în vase deschise cât şi testele în vase închise implică încălzireaunei probe într-un vas mic la o temperatură stabilită. Flacăra pilot este introdusă lasuprafaţa probei şi se observă dacă apare aprinderea sau nu. În timpul testuluipentru determinarea punctului de inflamabilitate într-un vas deschis, mai multecomponente volatile ale unui amestec se pot pierde înainte de aplicarea sursei deaprindere.

Compararea metodelor de testare pentru determinareapunctului de inflamabilitate după Kong [174b]. Tabelul 8.9

Metoda detestare

vasul de testareMetoda de încălzireDiame-

trul,cm

Adân-cimea,

cm

Volu-mula,

lASTM D92vas deschisCleveland

6,4 3,4 0,11 Temperatura probei creşte cu 5…6°C/min1,0a 0,032

ASTM D93vas închisPensky–Martens

5,085 5,6 0,11 Pentru lichidele obişnuite, temperaturaprobei creşte cu 5 – 6°C/min

2,184a 0,043 Pentru lichidele cu suspensii solide,temperatura probei creşte cu 1–1,5°C/min

ASTM D56vas închisTag

5,4 2,94a 0,067

Pentru puncte de inflamabilitate sub60°C, temperatura probei creşte cu vitezade 1°C/min ± 6 sPentru puncte de inflamabilitate peste60°C, temperatura probei creşte cu vitezade 1°C/min ± 6 s

ASTM D3278vas închisSetaflash

5,0 1,0 0,02Vasul este încălzit sau răcit electric, iartemperatura probei este menţinutăconstantă

ASTMD3828 vasînchisSetaflash

5,0 1,0 0,02

Vasul este încălzit sau răcit electric, iartemperatura pro-bei este menţinutăconstantă

ASTM E1232 22,2 ~30,5 5,0Vasul este plasat într-o incintă cutemperatură controlată

Vas (bombă)închis deechilibru

6,7 12,2 0,43Vasul este plasat într-o baie de lichidizotermală sau într-un cuptor cutemperatură controlată

a Volumul dintre capac şi suprafaţa probei.


În consecinţă, metodele cu vas deschis pot supraestima punctul deinflamabilitate al unei probe care conţine mai mulţi componenţi. Cu toate acestea,testele în vas deschis pot furniza datereprezentative privind punctul deinflamabilitate pentru vase deschise şiscurgeri. În contrast, tehnicile de testareîn vase închise previn pierdereacomponenţilor volatili prin menţinereaprobei în formă închisă până când esteintrodusă sursa de aprindere. În plus,echilibrul dintre lichid şi vapori poate fistabilit în aparatul de testare, asigurândfaptul că viteza de creştere atemperaturii este mică. De aceea, dateleprivind punctul de inflamabilitatedeterminat în vas închis sunt maiconservative decât cele obţinute în vasdeschis şi în general mai preferate.

Există câteva limitări în testelestandard cu vas închis:

- unele vase închise nu suntsuficient de etanşe. De aceea, atmosferaoxidantă din testere este dificil demenţinut, ceea ce afectează precizia.

- imediat ce flacăra pilot esteintrodusă în vasul închis, unele porţiunidin vaporii inflamabili sunt expuseaerului înconjurător, afectând din nouprecizia de măsurare.

- când se utilizează vase închisestandard, gazul oxidant poate scăpaformând o atmosferă bogată în oxidanţiîn jurul instalaţiei. Aceasta poateconduce la un mediu de lucru mai periculos în laborator, în special când esteimplicat un gaz toxic.

Aparatul de testare ECB (fig. 8.25) este un vas cilindric din oţel inoxidabilcu diametrul interior de 67 mm şi cu o adâncime de 122 mm, având volumul internal aparatului de ~ 430 ml. Aparatul este plasat într-o baie lichidă de încălzire/răcirecu control automat al temperaturii. Trei termocuple tip K sunt utilizate pentru amăsura temperatura băii de lichid, a spaţiului de deasupra lichidului din bombă şi,respectiv, a probei de lichid. Un arc electric continuu produs de o sursă de curentcontinuu de 10 kV şi 2,5 mA este utilizat ca sursă de aprindere.

Fig. 8.25 - Aparat tip “bombă închisă deechilibru” [13] :

1 – robinet de admisie a gazului; 2 – robinetde admisie a fluidului de testat; 3 – traductor

de presiune; 4 – robinet de evacuare;5 – termocuplu pentru spaţiul superior al

recipientului; 6 – termocuplu pentru spaţiulinferior al recipientului;

7 – agitatoare; 8 – recipient închis.


Când se efectuează un test pentru determinarea punctului deinflamabilitate, temperatura băii de lchid este stabilizată la temperatura dorită.Bomba este purjată în totalitate cu gaz oxidant (aer uscat sau oxigen), iar presiuneainternă este ajustată să fie uşor sub o atmosferă. Apoi, o cantitate de lichid esteinjectată în bombă formând astfel un strat de lichid la fundul bombei. Este lăsată operioadă suficientă de timp pentru a permite ca sistemul lichid–vapori să ajungă laechilibru. Pe măsură ce temperatura probei de lichid se stabilizează, presiunea înaparat poate ajunde uşor mai ridicată decât o atmosferă. De aceea, o supapă deevacuare este deschisă atunci când este nevoie pentru a ajusta presiunea din vas.Este menţinută o presiune uşor pozitivă pentru a preveni intrarea aerului în aparat.Apoi, sursa de aprindere este activată. Dacă nu este observată nici o aprindere, seîncearcă o a doua aprindere. Intervalul dintre cele două încercări este de 30…40secunde. Dacă nu se observă nici o aprindere la a doua încercare, atunci, de regulă,temperatura este mărită cu 1…2°C, iar încercările de aprindere sunt repetate lanoua temperatură. Dacă apare aprinderea, temperatura lichidului este consideratăca fiind punctul de inflamabilitate măsurat. Efectul presiunii asupra punctului deinflamabilitate măsurat este corectat la condiţiile presiunii atmosferice normale(760 mmHg), utilizând următoarea ecuaţie:

f cor f masT T 0,033( p 760 ) (8.9)unde:

f masT şi f corT , ambele în °C, sunt punctul de inflamabilitate măsurat şirespectiv, punctul de inflamabilitate corectat la 1 atm (760 mmHg), iar p estepresiunea atmosferică la care s-a făcut determinarea punctului de inflamabilitate.

8.7.5. Teste pentru determinarea caracteristicilor de inflamabiliate afluidelor pe suprafeţe calde.

Cuantificarea calitativă şi cantitativă a rezistenţei la foc a fluidelor tehnicenu se poate face cu ajutorul unei singure proprietăţi şi aspectele diverse alerezistenţei la foc trebuie evidenţiate prin teste diferite, inclusiv acelea caresimulează la scară mică (de laborator) cel mai rău scenariu care se poate întâmplaatunci când se utilizează fluide tehnice.

O particularitate a multor teste este că rezultatul este de tip “trece” sau “nutrece”. Fluidul care a trecut unele teste sunt incluse în recomandări sau aprobări lanivel naţional sau internaţional.

Preocupările pentru siguranţă legate de scurgerea fluidelor inflamabile(combustibili, fluide hidraulice, lubrifianţi) pe suprafeţe calde au stat la baza unorlinii directoare stricte privitoare la limite admisibile de temperatură pentruasemenea fluide; aceste recomandări se bazează şi pe parametrii fluidului cum ar fitemperatura de autoaprindere şi temperatura minimă a suprafeţei calde laaprinderea lui.


Fig. 8.26 - Instalaţie de testat aprinderea unui jet de fluid pe o suprafaţă caldă[127b].

Hamins, Borthwick şi Preser [127 b] prezintă o metodologie de testare pesuprafaţă caldă dar cu jet de fluid orientat spre un disc de metal a cărui temperaturăeste strict controlată (fig. 8.26). Experimentele au avut ca scop să determinecantitatea de agent necesar pentru înăbuşirea aprinderii unui flăcări pulverizate deJP8. Au existat dificultăţi în obţinerea rezultatelor cu o anumită repetabilitate. Înunele teste s-a înlocuit debitul gazos de propan cu un jet lichid pulverizat.Utilizarea unui combustibil gazos reprezintă cazul cel mai periculos. Pentrumăsurarea temperaturii la suprafaţa discului metalic s-a folosit un pirometru optic:Hamins consideră că s-a obţinut o temperatură suficient de uniformă (± 30°C) pe oanumită suprafaţă a discului: În timp s-a constatat că temperatură discului devinemai puţin uniformă şi discul de metal trebuie înlocuit destul de des.

Aparatul de testat folosit pentru determinarea rezistenţei relative la foc afluidelor hidraulice în concordanţă cu testul cu „degajarea căldurii cu flacărăstabilizată” din al 7-lea Raport Luxemburg (fig. 8.27) poate fi utilizat pentru ometodă de testare este cunoscută mai mult ca „testul Buxton” (un set de teste făcuteîn galerie de către Safety in Mines Research Station at Buxton, Anglia; testele suntfăcute pentru a se determina limitele la care va apare o explozie a gazului sauprafului de cărbune). Într-o cameră de ardere cu circulaţie de aer, un jet pulverizatdin fluidul de testat şi aer sub presiune este expus unei flăcări bine definite dearzător cu propan. În camera de testare sunt măsurate temperaturile aeruluiproaspăt şi a gazelor de ardere în timp ce arzătorul este aprins, atât cu, cât şi fărăfluid ieşind prin ajutaj.


Fig. 8.27 - Aparatul de pulverizare pentru testul cu degajare decăldură cu flacără stabilizată [301b, 439].

Wright, Mowery şi LePera [395] au prezentat o abordare a problematiciifluidelor hidraulice în situaţii critice în care supravieţuirea depinde de proprietăţilede rezistenţă la foc a acestor fluide, în special legată de echipamente militare. Pelângă teste cu aprindere la pulverizare, este prezentat şi testul de aprindere pesuprafaţă caldă Federal Test method 791, method 6053.1. Acest test determinăînflamabilitatea relativă a unui fluid în contact cu o suprafaţă caldă. fiind cel maiapropiat din punct de vedere al metodei, procedurii şi cuantificării rezultatelor cuISO 20823:2003. O comparaţie între cele două teste este dată în tabelul 8.10.

Se observă din tabelul 8.10 că deşi dispozitivele de testare sunt foartesimilare, (fig. 8.28 şi 8.29), evaluarea comportării fluidului diferă, existând pentrunorma americană varianta ca fluidul să se aprindă doar după scurgere, ceea ce înstandardul ISO EN nu este inclus ca posibilitate de reacţie a fluidului. În aceastăsituaţie, când fluidul nu arde pe tub dar arde în tava de colectare, rezultatul acestaeste inclus în categoria „I(D)”.

Două din cele mai recunoscute standarde din lume referitor la certificareafluidelor rezistente la foc pentru aplicaţii industriale generale sunt şi vor fi [301b,409]: Raportul Luxemburg [439] şi FM Approvals 6930 [437].

FM Global şi European Economic Community (EEC) sunt organizaţiiresponsabile pentru două din cele mai recunoscute standarde de clasificare afluidelor hidraulice rezistente la foc, cele mai cunoscute în lume; Ediţia a 7-a aRaportului Luxemburg [439] şi FM Global Approval Standard for FlammabilityClassification of Industrial Fluids CN 6930 [437].

În ultimii 10 ani, ambele au introdus noi standarde în care o nouă cerinţăeste un test cu pulverizare cu degajare de căldură este o îmbunătăţire în diferenţiereşi reproductibilitate a metodelor vechi de testare a inflamabilităţii prin pulverizare.


Comparaţie între două metode standardizate de testare acaracteristicilor de inflamabilitate pe suprafeţe calde. Tabelul 8.10

EN ISO 20823:2003 Petroleum and relatedproducts - Determination of the

flammability characteristics of fluids incontact with hot surfaces - Manifold

ignition test 447

Manifold Ignition Test (Federal TestMethod 791, Method 6053.1)395

Parametrii testuluiTubul care simulează piesa este încălzit pânăla o temperatură de 700°C, temperatură măsu-rată în trei puncte, volumul de fluid de 10 mleste picurat în 40...60 s; temperatura fluiduluise acceptă 20...25°C, vârful picurătorului estela 300mm deasupra punctului probabil deimpact al picăturilor, incinta pentru tempera-turi ridicate 300x300x450 (mm) din oţelrezistent la coroziune

piesa simulată este încălzită la 704°C(1300°F), temperatura se măsoară doarîn zona centrală a piesei încălzite, fluidvolume rate: 10 ml în 40...60 s.cutie metalică: 300x300x460 (mm).

Evaluarea testului„I(T)” când fluidul se aprinde sau arde pe tub,dar nu continuă să ardă când este colectat întava de dedesubt,„I(D)” când fluidul se aprinde şi arde pe tub,

şi continuă să ardă când este colectat în tava dededesubt,„N” când fluidul nu se aprinde sau nu arde în

nici un moment.

a. (fluidul) se aprinde şi arde pe piesadar nu arde după scurgerea de pe piesasimulată;b. (fluidul) nu se aprinde şi nu arde pepiesa simulată dar arde după scurgereade pe piesa simulată;c. fluidul nu se aprinde şi nu arde pepiesă şi nici după scurgerea după piesasimulată.

Dimensiuni în mm

Fig. 8.28 - Dispozitivul de testare cu tubulcare simulează piesa 447:

1 – cutie metalică 300x300x450;2 – termocuplu; 3 – tub din oţel rezistent la

coroziune: diametrul exterior 75x1 grosimeaperetelui, lungimea 500; 4 – tijă (bară) din oţel

rezistent la coroziune: diametrul 3x250.

Fig. 8.29 - Dispozitivul de testarecu tubul care simulează piesa [437,

395]:1 – cutie metalică; 2 – piesa simulată;

3 – tub încălzit; 4 – termocuplu.


Fig. 8. 30 - Imagine obţinută în secunda 39 a unui test de inflamabilitate pesuprafeţe calde pentru uleiul SPORTI TXI 20W-50, procedură conform EN ISO20823:2003 (într-un laborator de tribologie al Universităţii „Dunărea de Jos” din

Galaţi).

Este important de observat că specialiştii 301 b, 395, 399 a, 399 b, 409subliniază că nici un test nu poate oferi o caracterizare completă a rezistenţei la foca unui fluid şi trebuie luate în considerare un set de teste care sunt potrivitepericolelor sesizate pentru o aplicaţie particulară.

333

Termeni şi acronime legate de lubrifianţi

ACEA – Association des Constructeurs Européens d’Automobiles (AsociaţiaConstructorilor Europeni de Automobile )

AFOA – American Fats and Oils Association (Asociaţia Americană aUnsorilor şi Uleiurilor)

AFNOR – Association Française de Normalisation (Asociaţia Franceză deStandardizare)

AGMA – American Gear Manufacturers Association (Asociaţia Americană aProducătorilor de Angrenaje – organizaţie pentru stabilirea şipromovarea standardelor lubrifianţilor angrenajelor industriale).

ANSI – American National Standard Institute (Institutul American alStandardelor Naţionale)

APE – Association of Petroleum Engineers (Asociaţia InginerilorPetrolişti)

API – American Petroleum Institute (Institutul American al Petrolului –societate organizată pentru promovarea intereselor în industriapetrolului)

ASLE – American Society of Lubrication Engineers (acum STLE)(Societatea Americana a Inginerilor specialişti în probleme delubrifiere)

ASM – American Society for Materials (Societatea Americană aMaterialelor)

ASME – American Society of Mechanical Engineering (SocietateaAmericană de Inginerie Mecanică)

ASTM – American Society for Testing and Materials (Societatea Americanăpentru Încercări şi Materiale)

ATF – Automatic Transmission Fluid (Fluid pentru TransmisiiAutomatice)

BSI – British Standards Institutions (Institutul Standardelor Engleze)B1 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor speciale pentru motoare Diesel cu

nivel redus HTHS* (High Temperature High Shear – temperaturăridicată, forfecare ridicată), pentru reducerea consumului decombustibil, care nu sunt aprobate de toţi constructorii.


B2 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoare Diesel cu solicitărinormale.

B3 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoare Diesel pentrureducerea consumului de combustibil, realizate după tehnologii deultimă oră, pentru solicitări foarte severe, pentru care standardeleprevăd cerinţe strânse pentru stabilitatea la forfecare (rămânerea înclasa de viscozitate) şi pierderile prin evaporare.

B4 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor de înaltă calitate pentru motoareDiesel cu injecţie directă şi turbocompresoare, care echipeazăautoturismele.

B5 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor speciale pentru motoare Diesel cunivel redus HTHS* şi proprietăţi de performanţă ridicate încomparaţie cu ACEA B1. Aceste uleiuri nu sunt aprobate de toţiconstructorii.

C-3 – specificaţiile introduse de Divizia Allison de la General Motorspentru domeniul transmisiilor.

C-4 – specificaţiile revizuite de Divizia Allison de la General Motorspentru domeniul transmisiilor.

CA (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel carefuncţionează în condiţii uşoare până la moderate, cu combustibil decalitate ridicată; ocazional a fost utilizat pentru motoare pe benzină înregim uşor de funcţionare. Uleiurile din această categorie asigurăprotecţia împotriva coroziunii lagărelor şi a depunerilor în canalelesegmenţilor în motoare Diesel cu aspiraţie naturală atunci când seutilizează un combustibil de o astfel de calitate încât nu sunt impusecerinţe neobişnuite pentru protecţia împotriva depunerilor şi uzurii.Acestea au fost larg utilizate în anii 1940 şi 1950 dar nu ar trebuiutilizate în orice motor decât dacă este recomandat în mod special deproducătorul de echipament.

CAT – Total Acid Number (Cifra de aciditate totală)CB (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel care

funcţionează în condiţii moderate sau uşoare de solicitare, dar aucalitatea combustibilului slabă, ceea ce necesită mai multă protecţieîmpotriva uzurii şi depunerilor. Ocazional au fost utilizate şi pentrumotoarele pe benzină în cu regim de exploatare moderată. Uleiuriledin această categorie au fost introduse în 1949. Acestea asigurăprotecţia necesară împotriva coroziunii lagărelor, depunerilor latemperaturi înalte pentru motoarele diesel cu aspiraţie naturală şiutilizând combustibili cu conţinut mare de sulf.

CBT – Total Base Number (Cifra de bazicitate totală)CC – Cifra cetanică a motorinelor.CC (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel cu

aspiraţie naturală, forţată sau superforţată care funcţionează încondiţii de exploatare moderate până la grele, dar şi pentru unelemotoare pe benzină cu regim de exploatare severe. Uleiurile dinaceastă categorie asigură protecţia împotriva coroziunii lagărelor, aruginirii, coroziunii şi împotriva formării depunerilor la temperaturi

Termeni şi acronime legate de lubrifianţi335

înalte şi joase. Acestea au fost introduse în 1961.CD (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel cu

admisie normală, forţată sau superforţată când este vital un foarteeficace control al uzurii şi depunerilor, sau când se folosesccombustibili având un interval mare de calitate (inclusiv cele cuconţinut mare de sulf). Uleiurile formulate pentru această funcţionareau fost introduse în 1955 şi asigură protecţia împotriva depunerilor latemperatură ridicată şi împotriva corodării lagărelor în motoareleDiesel.

CD II (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel în doitimpi, cu sarcină grea care cere un control foarte eficace a uzurii şi adepunerilor. Uleiurile destinate pentru această funcţionare îndeplinescşi cerinţele de performanţă ale categoriei API CD

CE (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel puternicsolicitate, cu alimentare forţată sau superforţată cu turbocompresor,produse din 1983 şi care funcţionează atât la viteze mici, sarcini maricât şi la viteze mari şi condiţii grele de încărcare. Uleiurile formulatepentru această funcţionare pot fi folosite când se recomandă categoriaAPI CD.

CEC – Coordinating European Council (Consiliul de Coordonare European– organizaţie pentru elaborarea încercărilor de stabilire aperformanţelor combustibililor şi lubrifianţilor pentru motoare)

CF-4 (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel în patrutimpi, de mare viteză fabricate după 1990. Uleiurile API CF-4îndeplinesc (depăşesc) cerinţele pentru categoria API CE, asigurândun control îmbunătăţit al consumului de ulei şi al depunerilor pepiston. Aceste uleiuri ar trebui să fie utilizate în locul uleiurilor APICE. Sunt adecvate pentru motoarele de la camioanele grele carecirculă pe autostrăzi. Când se combină cu categoria S, ele pot fifolosite şi la motoarele pentru autovehiculele personale, pe benzinăsau motorină, autovehicule de pasageri, camioane uşoare şi furgoneteatunci când sunt recomandate de producătorul de autovehicule saucel de motoare.

CF (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoare Diesel cu injecţieindirectă cu aspiraţie naturală, forţată sau superforţată sau altemotoare Diesel care folosesc o gamă largă de combustibili, inclusivcele care folosesc combustibil cu conţinut ridicat de sulf, peste 0,5%.Controlul eficace al depunerilor pe pistoane, uzurii şi coroziuniilagărelor care conţin cupru, este esenţial pentru aceste motoare.Uleiurile formulate pentru această funcţionare sunt în utilizare din1994 şi pot fi utilizate atunci când se recomandă categoria CD.

CF-2 (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel în doitimpi, cu solicitare severă care necesită un control eficace asupracilindrului, asupra depunerilor şi scuffingului pe suprafeţele active alesegmenţilor. Uleiurile formulate pentru această funcţionare există din1994 şi pot fi folosite când se recomandă categoria API CD-II. Acesteuleiuri nu îndeplinesc neapărat cerinţele pentru categoriile CF sau CF-


4 decât dacă trec cerinţele de testare pentru aceste categorii.CG-4 (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel fabricate

după 1994, cu turaţii ridicate şi regim de exploatare sever, cu nivelscăzut al emisiilor şi cerinţe crescute în ceea ce priveşte uzura,protecţia anticorosivă, stabilitate la oxidare şi reducerea funinginii.Această clasă descrie uleiurile pentru utilizarea în motoarele diesel înpatru timpi folosite atât în aplicaţii cu sarcină grea pe autostrăzi (cucombustibil cu sulf 0,05%) cât şi în afara autostrăzilor (cucombustibil cu mai puţin de 0,5% sulf. Uleiurile CG-4 asigură uncontrol eficace pentru depunerile pe piston, produse la temperaturimari, pentru uzură, coroziune, spumare, stabilitate la oxidare şiacumularea calaminei. Aceste uleiuri sunt în special eficace înmotoare diesel proiectate să respecte cerinţele standard din 1994privind emisia gazelor de ardere şi mai pot fi folosite în motoare carecer categoriile API CD, CE şi CF-4. Uleiurile formulate pentruaceastă funcţionare sunt în exploatare din 1994.

CH-4 (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele Diesel în patrutimpi, fabricate după 1994, cu turaţii ridicate, care îndeplinesc celemai severe cerinţe cuprinse în standardele referitoare la emisiilepoluante. Uleiurile corespunzătoare acestui regim CH-4 suntsuperioare în performanţe celor care îndeplinesc cerinţele API CD,CE, CF-4, CG-4 şi pot lubrifia şi motoarele care necesită acestecategorii de uleiuri. Aceste uleiuri sunt adecvate pentru motoarediesel în patru timpi, de mare viteză proiectate să îndeplineascăstandardele referitoare la gazele de ardere din 1998 şi sunt astfelformulate încât să fie utilizate pentru combustibili diesel cu unconţinut de sulf până la 0,05%.

CI-4 (API) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele de tipul CH-4,dar care pot fi folosite şi în cazul combustibililor cu conţinut de sulfmai mare de 0,5 %. Cerinţele de performanţă CI-4 caracterizeazăuleiurile utilizate în motoarele Diesel în patru timpi de mare viteză, curegimuri de exploatare severe, care să îndeplinească standardele din2004 cu privire la gazele de ardere, care au fost implementate înoctombrie 2002. Aceste uleiuri sunt aditivate pentru utilizarea în toateaplicaţiile cu combustibili diesel care au conţinutul de sulf până la0,05%. Aceste uleiuri sunt eficace în asigurarea durabilităţiimotoarelor, când sunt utilizate componente pentru recirculareagazelor de ardere EGR (Exhaust Gas Recirculation) sau altecomponente pentru emisia gazelor de ardere. Se asigură protecţiaoptimă pentru controlul tendinţelor de uzură şi de formare adepunerilor, a stabilităţii la temperaturi joase şi înalte, proprietăţi deîndepărtare a calaminei, controlul depunerilor pe piston, uzurasupapelor, îngroşarea oxidativă, spumarea şi pierderea vâscozităţii dincauza forfecării. Uleiurile CI-4 sunt superioare ca performanţe celorcare îndeplinesc cerinţele API CH-4, CG-4 şi CF-4 şi pot lubrifiaeficace motoarele care cer aceste categorii de uleiuri.

DGMK – Deutsche Gesellschaft fur Mineralölwissenschaft und Kohlechemie


(Societatea germană pentru ştiinţa uleiurilor minerale şi chimiacărbunelui)

DIN - Deutsche Industrie Normen (Norme Industriale Germane).E1 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoare Diesel pentru

camioane şi utilaje grele cu solicitări reduse (exclus după anul2000)

E2 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoare Diesel pentrucamioane şi utilaje grele cu solicitări normale, fără intervaleprelungite de schimbare a uleiului, îmbunătăţite substanţial prinaditivare.

E3 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoare Diesel pentrucamioane şi utilaje grele cu solicitări severe, cu intervale prelungitede schimbare a uleiului, în concordanţă cu specificaţiileconstructorului.

E4 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoare Diesel pentrucamioane şi utilaje grele cu solicitări foarte severe, cu intervaleprelungite de schimbare a uleiului, în concordanţă cu specificaţiileconstructorului, pentru autovehicule care îndeplinesc cerinţeleEURO 2 în ceea ce priveşte emisiile poluante.

E5 (ACEA) – clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoare Diesel pentrucamioane şi utilaje grele cu solicitări foarte severe, cu intervaleprelungite de schimbare a uleiului, în concordanţă cu specificaţiileconstructorului, pentru autovehicule care îndeplinesc cerinţeleEURO 3 în ceea ce priveşte emisiile poluante. Condiţii severe întestele pe motoare.

ECE – Economic Commission for Europe (Comisia Economică pentruEuropa)

ELGI – European Lubricating Grease Institute (Institutul European alUnsorilor de Lubrifiere)

EP – Extreme pressure (Extremă presiune)EPA – Environmental Protection Agency (Agenţia de Protecţie a Mediului

Înconjurător)ETLP – Engine Tests of Lubricants Panel (IP)EU – European Union (Uniunea Europeană)Four Ball Test – Testul pe maşina cu patru bile.FTMS – Federal Testing Method Standard (Standard Federal pentru Metode

de Încercare în SUA)FTP – Federal Test Procedure (Metoda de Testare Federală)FZG – Forschungstelle für Zahnräder und Getriebebau (Institutul de

cercetare a transmisiilor cu roţi dinţate şi construcţia transmisiilor).GM – General Motors (Motoare Generale)GOST – Gosudarstvennîi Obscesoiuznîi Standard (Standardul de Stat din

Uniunea Sovietică)IAE – Institution of Automotive Engineers (Institutul inginerilor de

Automobile - Anglia)IEA – International Energy Agency (Agenţia Internaţională a Energiei)


IFP – Institut Français du Pétrole (Institutul Francez al Petrolului)IGL – Investigation Group Lubricants (CEC) (Grupul de Investigare a

Lubrifianţilor)IP – Institute of Petroleum (Institutul Petrolului - Anglia)JALOS – Japanese Lubricating Oil Society (Societatea Japoneză a Uleiurilor

Lubrifiante)JAMA – Japan Automobile Manufacturers Association (Asociaţia

Producătorilor Japonezi de Automobile)JARI – Japan Automotive Research Institute (Institutul Japonez de

Cercetare în Industria de Automobile)JASIC – Japan Automobile Standards Internationalization Centre (Centru de

Internaţionalizare a Standardelor Automobilelor Japoneze)JASO – Japan Automotive Standards Organization (Organizaţia Japoneză a

Standardelor Japoneze)JAST – Japan Society of Tribologists (Societatea Japoneză a Tribologilor)JATA – Japan Automobile Transport Technology Association (Asociaţia

Japoneză a Tehnologiei de transport Auto).JIS – Japan Industrial Standard (Standardul Industrial Japonez)JPI – Japan Petroleum Institute (Institutul Japonez al Petrolului)JSAE – Japan Society of Automotive Engineers (Societatea Japoneză a

Inginerilor constructori de Automobile)KV – Kinematic viscosity (Vâscozitate cinematică)LSC – Lubricant Standards Committee (Comitetul Standardelor de

Lubrifiere)m.a.c. – motor cu aprindere prin comprimarem.a.i. – motor cu aprindere internăm.a.s. – motor cu aprindere prin scânteieMAN – Maschinen Fabrik Augsburg - Nürenberg (Uzina de Maşini din

Augsburg – Nürenberg - Germania).MIL – Military Specification (Specificaţii Militare referitoare la lubrifianţi

- SUA)MIL-L-2104F – ultimul dintr-o serie de lubrifianţi folosiţi la motoarele Diesel care

funcţionează în condiţii dure proiectate pentru Armata SUA.MIL-L-2105C – specificaţiile Armatei SUA pentru lubrifianţii folosiţi la roţile

dinţate din cadrul echipamentelor mobile.MIL-L-2105 D – specificaţiile Armatei U.S. pentru lubrifianţii folosiţi la roţile dinţate

din cadrul echipamentelor mobile, active din 1995MIL-PRF-2105 E

– specificaţiile Armatei U.S. pentru roţile dinţate, publicate în 22August, 1995

MP – Mase (materiale) plasticeMPA – Mase (materiale) plastice armateNEL – National Engineering Laboratory (Laboratorul Naţional al Ingineriei

– U.K.)NLGI – Nation Lubricating Grease Institute (Institutul Naţional pentru

unsori consistente din SUA)NPA – National Petroleum Association (Asociaţia Naţională a Petrolului –


U.S.)PCV – Policlorură de vinilPTFE – Politetrafluoretilena- teflonSAE – Society of Automotive Engineers (Societatea Inginerilor de

Automobile - SUA)SAIT – South African Institute of Tribologists (Institutul Sud - African al

Tribologilor)SA (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzină vechi

care funcţionează în condiţii uşoare astfel încât utilizarea uleiuriloraditivate nu este impusă. Această categorie nu are cerinţe deperformanţă. Uleiurile din această categorie pot fi utilizate în oricemotor dacă nu există recomandări speciale, făcute de cătreproducătorul de echipament.

SB (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzină cusarcină minimă. Categoria SB denotă funcţionarea tipică a motoarelorvechi care funcţionează în condiţii uşoare încât este dorită doarprotecţia minimă oferită de uleiurile aditivate. Uleiurile desemnatepentru această funcţionare s-au folosit încă din anii 1930 şi asigură ocapacitate mică antiscuffing şi rezistenţa uleiului la oxidarea lui şi laoxidarea lagărului. Acestea nu ar trebui utilizate în orice motor decâtdacă producătorul echipamentului le recomandă în mod special.

SC (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzină dinanii 1964 până în anii 1967, pentru modelele autovehiculelor depasageri şi unele camioane, care funcţionează sub garanţiaproducătorului pe durata acelei perioade menţionate mai sus. Uleiurileformulate pentru acest tip de funcţionare asigură controlul depunerilorla temperaturi joase şi înalte, a uzurii, a ruginii şi a coroziunii înmotoarele pe benzină.

SD (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzină dinanii 1968 şi până în 1970. Categoria SD reflectă funcţionarea tipică amotoarelor pe benzină, de la modelele de autoturisme şi unelecamioane, din 1968 şi până în 1970, funcţionând sub garanţiaproducătorilor din acea perioadă. Această categorie se poate aplica şiunor modele din 1971 sau mai târziu, aşa cum era specificat (saurecomandat) în manualele de utilizare. Uleiurile formulate pentruaceastă funcţionare asigură mai multă protecţie împotriva depunerilorcauzate de temperaturile joase şi înalte, a uzurii, ruginii şi coroziuniiîn motoarele pe benzină comparativ cu uleiurile care suntsatisfăcătoare pentru categoria SC din clasificarea API şi pot fiutilizate atunci când este recomandată categoria SC.

SE (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzină de laautovehiculele pentru pasageri şi unele camioane începând din 1972şi unele modele din 1971 până în 1979 care au funcţionat sub garanţiaproducătorilor. Uleiurile formulate pentru această funcţionare asigurămai multă protecţie împotriva oxidării uleiului, a depunerilor latemperaturi înalte, ruginire şi coroziune în motoarele pe benzină,comparativ cu uleiurile care sunt satisfăcătoare pentru categoria SD şi


SC şi pot fi folosite atunci când se recomandă una din acestecategorii.

SF (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzinăfabricate după 1980 de la autovehiculele de pasageri, camionete şicamioane uşoare care funcţionează în condiţii de întreţinere aşa cumsunt recomandate de producători. (Unii producători de motoare pebenzină cer uleiuri care îndeplinesc şi condiţiile categoriei CD pentrumotoare diesel rapide). Uleiurile formulate pentru această funcţionareasigură un control îmbunătăţit al depunerilor, al oxidării uleiului şi aluzurii motorului comparativ cu uleiurile formulate în categoriileanterioare. Aceste uleiuri asigură protecţia împotriva ruginirii şicoroziunii. Uleiurile care îndeplinesc condiţiile categoriei SF pot fiutilizate când sunt recomandate categoriile SE, SF/CC sau SE/CC.

SG (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzinăfabricate după 1989. Categoria SF este tipică funcţionării motoarelorpe benzină pentru autovehiculele de pasageri, furgonete şi camioaneuşoare care funcţionează sub procedurile de mentenanţă recomandatede producători. Uleiurile din categoria SG includ proprietăţile deperformanţă ale categoriei API CC. (unii producători de motoare pebenzină cer uleiuri care îndeplinesc şi condiţiile categoriei CD pentrumotoarele diesel mai mari). Uleiurile formulate pentru aceastăfuncţionare asigură un control îmbunătăţit al depunerilor în motor, aloxidării uleiului şi al uzurii motorului comparativ cu uleiurilefabricate pentru categoriile anterioare. Aceste uleiuri asigură protecţiaîmpotriva ruginirii şi coroziunii. Uleiurile care îndeplinesc condiţiilecategoriei API SG pot fi utilizate când sunt recomandate categoriileAPI SF, SE, SF/CC sau SE/CC.

SH (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzinăfabricate după 1994. Categoria SH a fost adoptată în 1992 pentru acaracteriza uleiul de motor care a fost prima oară comercializat în1993. Acesta este uleiul tipic utilizat în prezent în exploatareamotoarelor pe benzină pentru autovehiculele de pasageri, furgonete şicamioane uşoare care funcţionează sub procedurile de mentenanţărecomandate de producători. Uleiurile de motoare formulate pentruaceastă categorie asigură performanţe care depăşesc cerinţele minimeale categoriei API SG, pe care intenţionează să o înlocuiască, în ceeace priveşte controlul depunerilor, oxidarea uleiului, uzura, ruginirea şicoroziunea. Uleiurile care îndeplinesc cerinţele API SH au fost testateîn concordanţă cu American Chemistry Council (ACC) ProductApproval Code of Practice şi pot utiliza interschimbabilitatea APIpentru uleiul de bază (API Base Oil Interchange) şi recomandărilegradelor de vâscozitate pentru testarea motoarelor (Viscosity GradeEngine Testing Guidelines). Acestea pot fi utilizate când serecomandă categoria API SG sau altele anterioare.

SJ (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzinăfabricate după 1997. Categoria SJ a fost adoptată în 1996 pentru acaracteriza uleiurile produse pentru prima dată în 1997. Se folosesc în


funcţionarea tipică a motoarelor pe benzină pentru autovehiculele depasageri, furgonete şi camioane uşoare care lucrează în condiţii dementenanţă recomandată de producători. Uleiurile care îndeplinesccerinţele API SJ au fost testate în concordanţă cu AmericanChemistry Council (ACC), Product Approval Code of Practice şi potutiliza interschimbabilitatea API pentru uleiul de bază (API Base OilInterchange) şi recomandările gradelor de vâscozitate pentru testareamotoarelor (Viscosity Grade Engine Testing Guidelines). Acestea potfi utilizate când sunt cerute uleiuri din categoria API SH sau din altecategorii anterioare.

SL (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzinăfabricate după 2001. Categoria SL a fost adoptată pentru a caracterizauleiurile de motor utilizate din 2001. Se folosesc în funcţionareatipică a motoarelor pe benzină pentru autovehiculele de pasageri,vehicule cu utilizare sportivă, furgonete şi camioane uşoare carefuncţionează în condiţii de mentenanţă recomandate de producători.Uleiurile care îndeplinesc cerinţele API SH au fost testate înconcordanţă cu American Chemistry Council (ACC), ProductApproval Code of Practice şi pot utiliza interschimbabilitatea APIpentru uleiul de bază (API Base Oil Interchange) şi recomandărilegradelor de vâscozitate pentru testarea motoarelor (Viscosity GradeEngine Testing Guidelines). Acestea pot fi utilizate când sunt ceruteuleiuri din categoria API SH sau din alte categorii anterioare.

SM (API) – Clasa de performanţă a uleiurilor pentru motoarele pe benzinăfabricate după 2004. Clasa SM a fost introdusă la 30 noiembrie 2004.Uleiurile din categoria SM sunt formulate pentru a asigura orezistenţă îmbunătăţită la oxidare, protecţie îmbunătăţită împotrivadepunerilor, protecţie mai bună împotriva uzurii şi performanţe maibune la temperaturi joase pe toată durata de viaţă a uleiului. Uneleuleiuri SM îndeplinesc şi ultimele specificaţii ILSAC şi/sau aucalitatea de a economisi energie. Acestea pot fi utilizate când suntrecomandate categoriile anterioare API SJ şi SL.

SIA – Société des Ingénieurs de l’Automobile (Societatea InginerilorSpecialişti în Automobile)

STAS – Standard de Stat în RomâniaSTLE – Society of Tribologists and Lubrication Engineers (Societatea

Tribologilor şi Inginerilor Specialişti în Lubrifiere)TAN – Total acid number (cifra de aciditate totală – o măsură a acidităţii

unui lubrifiant)TBN – Total base number (cifra de bazicitate totală – o măsură a

proprietăţii unui ulei de lubrifiere de neutralizare a acidului)TEP – Tetraetil - plumbTHD – Transmisie HidrodinamicăTMC – ASTM Test Monitoring Centre (Centrul de Monitorizarea a Testelor

ASTM)TMP – Tetrametil - plumbTÜV – Technischer Uberwachungs Verein


UEIL – Union Européen des Indépendants en Lubrifiants (UniuneaEuropeană a Producătorilor Independenţi de Lubrifianţi)

VDI – Verein Deutscher Ingenieure (Asociaţia inginerilor din Germania)ZF – Zahnradfabrik Friedrichshafen A.G., producător german al

transmisiilor cu roţi dinţate.

343

BIBLIOGRAFIE

1. Alliston-Greiner, A.F., Test methods in tribology, Proc. of First World Tribology Congress, London, 1997,p. 85-93.

2. Antonescu, N.N., Florea, F., A formula for greases Yield stress calculation, Proc. 10 th ColloguiumTribology TA Esslingen, 1996, p.2191-2195.

3. Antonescu, N.N., Florea, F., Shear rate in roller and worker tests, Proc. 10th Colloguium Tribology TAEsslingen, 1996, p.2197-2201.

4. Arnell, R.D., Davies, P.B., Halling J., Whomes, T.L., Tribology – Principles and design applications,MacMillan Education Ltd., London, 1991.

5. Arnsek, A., Vizintin, J., Lubrication properties of rapeseed-based oils, Lubr. Sc., Vol.16(4), 2000,p. 281-296.

6. Arnsek, A., Vizintin, J., Pitting Resistance of rapeseed-based oils, Proc. of the 12th Int. Coll.Tribology, TAE, 2000, p. 143-148.

7. Avram, M., ş.a., Spectroscopia în infraroşu – aplicaţii în chimia organică, Ed.Tehnică, Bucureşti,1966.

8. Balekics, M., Tribologia, Universitatea Tehnică Timişoara, 1991.9. Bălan, M., Implicaţiile tensiunii limită de forfecare în lubrificaţie, Teză de doctorat, Universitatea ’’Ştefan

cel Mare’’ Suceava, 2003.10. Barceló, R.J., Otero, C., A Spectrophotometric Method for Studing the Oxidation of Lubricating

Oils, Journal of the Institute of Petroleum, Volume 50, Number 481 – January 1964, p. 15-21.11. Bartz, W.J. ş.a., Zur Bedeutung der rheologischen von Schmierstoff und Schmierstelle bei der

Schmierung, Erdol Erdgas Zeitschrift, Austria, 85, Nr. 12, December, 1969, p. 516-526.12. Bartz, W.J., Oppelt, J., Lubricating Effectiveness of Oil-Soluble Additives and Molybdenum

Disulfide Dispersed in Mineral Oil, Lubrication Engineering, Vol. 36, 1980, p. 579-585.13. Bartz, W.J., Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik, Band 1, Zur Geschiche der Tribologie,

Expert Verlag, 1988.14. Bartz, W.J., Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik, Band 2, Energieeinsparung durh

tribologische Maβnahmen, Expert Verlag, 1988.15. Bartz, W.J., Lubricants and environment, Proc. of First World Tribology Congress, London, 1997, p. 103-

119.16. Bartz, W.J., Histrory of tribology – the bridge between the classical antiquity and the 21st century, Proc. of

2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-00-01-001- on CD.17. Bayer, R.G., Mechanical wear prediction and prevention, Marcel Decker, Inc., New York, 1994, p. 280-

291.18. Beerbower, A., Estimating the Solubility of Gases in Petroleum and Synthetic Lubricants, ASLE

Transactions, Vol. 23, 1980, p. 335-342.19. Becker, R., Knorr, A., Antioxidanten für pflanzliche Öle, Tribologie und Schmierungstechnik, 42

Jahrgang, nr. 5, 1995, p. 272-276.20. Bercea, I.I., Olaru, N.D., Tribologia sistemelor mecanice, Ed. Universităţii Tehnice Gh. Asachi, Iaşi, 1998.


21. Bercea, I., Nelias, D., Bercea, M., Tribological and rheological behaviour of lubricating oils additived withpolymers, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-22-P52-204-on CD.

22. Bertalanffy, L.V., Generalsystems theory, London, 1971.23. Berthe, D., Flamand, L., Lubrification et deterioration de surface, Congres Mondial des Engrenages, Paris,

1977.24. Beynon, J. H., Garham, J. E., Sawley, K.J., Rolling contact fatigue of three pearlitic rail steels, Wear, 193,

1996, p. 94-111.25. Bhushan, B., Principles and Applications of Tribology, Ed. John Wileg & Sons, New York, 1999.26. Bhushan, B., Gupta, B.K., Handbook of Tribology – Materials, Coatings, and Surface Treatments, Krieger

Publishing Company – Malabar, Florida, 1997.27. Bhushan, B., Tribology and Mechanics of Magnetic Storage Devices, Second ed., Springer-Verlag, 1996.28. Blau, P.J., Design and validation of laboratory-scale simulations for selecting tribomaterials and surface

treatments, Proc. of First World Tribology Congress, London, 1997, p. 177-190.29. Blau, P.J., Budinski, K.G., Development and use of ASTM standards for wear testing, Wear 225-229,

1999, p. 1159-1170.30. Booser, E.R. CRC Handbook of Lubrication, Volume I and II, CRC Press, Boca Raton, Florida,

1984.31. Borruto, A., Tarasachi, I., Wear dependence on some factors characterizing the surface state: the hardness,

the roughness and the surface degreasing, Wear 184 (2), 1995, p. 119-124.32. Bos, J., Moes, H., Frictional Heating of Tribological Contacts, J. of Tribology, vol. 117, 1995, p. 171-177.33. Bowden, F.P., Tabor, D., Friction and Lubrication, London, 1956.34. Bowden, F.P., Tabor, D., The Friction and Lubrication of Solid, PI-II, Oxford at the Clarendon Press, 1964.35. Bratcu, O., Contribuţii la studiul tribosistemelor de alunecare de fricţiune şi antifricţiune, teză de doctorat,

Universitatea “Dunărea de Jos” din Galaţi, 1997.36. Bruno, T.J., Svorornos, P.D.N., CRC Handbook of Basic Tables for Chemical Analysis, CRC

Press, Boca Raton, FL, 1989, p. 367-390.37. Buyanovsky, I.A., Izraelovich, M.Ya., Fooks, I.G., Bagdasarov, L.N., Sisenda, W.W., Analisis of

lubricationand reological characteristics of mineral, plant and polyglycol oils mixtures, Proc. of 2nd

World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-21-20-116 on CD.38. Cameron, A. The Principles of Lubrication, Longmans Green and Co. Ltd., 1966.39. Cameron, A., Basic Lubrication Theory, Longman Group Limited, London, 1973.40. Cameron, A. Basic Lubrication Theory, Ellis Horwood Limited, 1981.41. Cann, P.M.E., Thin-Film Grease Lubrication, Proc. of Inst. Mech. Eng., Part J, Journal of

Engineering Tribology, Vol. 213, 1999, p. 405-416.42. Căpitanu, L., Tribologia materialelor termoplastice compozite, Ed. BREN, Bucureşti, 2003.43. Cartier, M., Tribologie des fluides à faible pouvoir lubrifiant (Aplication au frottement en eaux), Matériaux

et Technique, 1992.44. Caubet, J.J., Theorie et practique industrielle du frottement, Paris, Technip Dunot, 1964.45. Chang, L. ş.a., A Study of Asperity Interactions in EHL Line Contacts, Tribology Transactions, Vol. 36, no.

4, 1993.46. Chu, P.S.Y., Cameron, A., Pressure Viscosity Characteristics of Lubricating Oils, Journal of the

Institute of Petroleum, Vol. 48, 1962, p. 147-155.47. Cincu, E., Indrumător pentru utilizarea lubrifianţilor şi combustibililor la locomotive şi autovehicule, Ed.

Porto-Franco, Galaţi, 1991.48. Cioc, V., Metodă de diagnosticare a uleiurilor tehnice folosind fenomenul de extrudare a peliculei de

lubrifiant (Squeeze-film), Teză de doctorat, Universitatea “Transilvania” din Braşov, 2003.49. Constantinescu, V.N., Nica, Al., Pascovici, M.D., Ceptureanu, Gh., Nedelcu, Ş., Lagăre de alunecare,

Editura Tehnică, Bucureşti, 1980.50. Cornet, A., Inginerie des surfaces, Ecole nationale superieure des arts et industries de Strasbourg, Ed.

11 /1993.51. Creţu, S., Popescu, G., An Improved Numerical Model for the Elastic - Plastic Contact Pressure

Distribution, Proc. of The 3th Inter. Conf. of Tribology, Balkantrib’99, vol.III, 1999, p. 57-62.

Bibliografie345

52. Crouch, R.F. and Cameron, A., Viscosity-Temperature Equations for Lubricants, Journal of theInstitute of Petroleum, Vol. 47, 1961, p. 307-313.

53. Crudu, I., Constantin, V., Ştefănescu, I., Palaghian, L., Alegerea şi determinarea consumului delubrifianţi la mecanismele de transmisie, Al II-lea Simpozion tehnic ”Utilizarea raţională alubrifianţilor în producţie", Universitatea ”Dunărea de jos” din Galaţi, 27-28.04.1976, Lito. Univ.Galaţi, p. 1-27.

54. Crudu, I., Ştefănescu, I., Popescu, D., Influenţa vâscozităţii unor uleiuri minerale asupradistrugerii prin pitting a contactelor punctiforme, Lucrările Conferinţei NaţionaleTRIBOTEHNICA’80, Hunedoara, 16-17 mai 1980, vol.I, p. 127-132.

55. Crudu, I., Jâşcanu, M., Bologa, O., Ştefănescu, I., Asupra posibilităţii modelării încercărilor lauzură şi a programării pe calculator, Construcţia de maşini, nr.11, 1980, p. 547-550.

56. Crudu, I. Ştefănescu, I., Neculăiasa, V., Crăciun, V., Cercetări privind influenţa procesului demăcinare a bisulfurii de molibden indigene asupra durabilităţii peliculelor de ungere, BuletinulI.P.Iaşi, Tom. XXVI(XXX) fasc. 3-4, 1980, secţia IV Mecanică Tehnică, p. 83-87.

57. Crudu, I., Ştefănescu, I., Nedelcu, N., Vasilcan, A., Jâşcanu, E., Asupra posibilităţilor de utilizarea uleiului de ricin indigen ca material de ungere, Lucrările Conferinţei NaţionaleTRIBOTEHNICA’82, Ploieşti, 22-24 oct. 1992, vol.II, p.49-55.

58. Crudu, I., Ştefănescu, I., Posibilities of increasing pitting wear resistance of bearing steels bythermomagnetic treatment, 2-nd International Congress on Heat Treatment of Materials,Florence, Italy, sept. 20-24, 1982, p. 589-596.

59. Crudu, I., Ştefănescu, I., Preocupări, realizări şi perspective în domeniul tribosistemelor de rosto-golire, TCMM Nr. 1 (Tehnologii, calitate, maşini, materiale), Ed. Tehnică, Bucureşti, 1987, p.151-157.

60. Crudu, I., Ştefănescu, I., Palade, V., Levcovici, D., Axinte, C., Unele rezultate experimentaleprivind comportarea tribologică a unor materiale nemetalice in condiţii de ungere cu apă,Lucrările Sesiunii Ştiinţifice ”45 de ani de învăţământ Superior la Galaţi 1948- 1993”, secţiaTribosistem, Tribomodel, Strat superficial în procese tribologice, 1993, p. 1-5.

61. Crudu, I., On the concept of tribosystem and tribomodelling criterion, Proc. of 4 th, European TribologyCongress, Eurotrib 85, Lyon, 1985, Vol IV.

62. Crudu I., Palaghian L., Structural Modification in the Superficial Layer of Metallic Material in Wear andFatigue Process, Japan Intern. Tribology Conf., Nagoya, Japan, 1990, p. 209-214.

63. Crudu, I, Rîpă, M., A tribosystematization of rolling contacts, Proc.of 6 th Conference of EHD Lubricationand traction, Suceava, 1992, p. 227-232.

64. Crudu, I., Bratcu O., On the Concept of State in Studying Sliding Tribosystem Materials, Proc. of the 8thIntern. Conf. on Tribology, NORDTRIB’98, 1998, p. 71-78.

65. Crudu I., ş.a., A tribosystematic approach to refractory lining destruction in blast furnaces, Wear 216(1998), p. 251-261.

66. Crudu, I., A principle of Tribosystematization and Tribomodelling, The Annals of “Dunărea de Jos”University of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, 1999, p. 5-10.

67. Crudu, I., Bazele proiectării în organe de maşini, Editura Alma, Galaţi, 2000.68. Crudu, I., Superficial layer as basis for tribological processes modelling, The Annals of “Dunărea de Jos”

University, Fascicle VIII, Tribology, Proc. of Conf. ROTRIB’03, 2003, p. 48-52.69. Crudu, I., Fiabilitatea şi calitatea sistemelor mecanice, F&F Intern., Gheorghieni, 2003.70. Czichos, H., Systemanalyse und Physik tribologischer Vorgänge, Schmierungstechnik und Tribologie, Vol.

22 (6), 1975, p. 126-130.71. Czichos, H., Tribology – A System Approach to the Science and Technology of Friction, Lubrication and

Wear, Elsevier Scientific Publishing Company, New-York, 1978.72. D’Agostino, V., Fondamenti di tribologia, vol. I, CUEN, Napoli, 2002.73. D’Agostino, V., Guida, D., Fondamenti di tribologia, vol. II, CUEN, Napoli, 1997.74. Davis, G.H.B., Lapeyrouse G.M. and Dean, E.W. Applying Viscosity Index to Solution of

Lubricating Problems, Journal of Oil and Gas, Vol. 30, 1932, p. 92-93.75. Dean, E.W. and Davis, G.H.B., Viscosity Variations of Oils With Temperature, Chem. and Met.

Eng., Vol. 36, 1929, p. 618-619.


76. Dellacorte, C., Sliney H., Tribological Properties of PM212. A High Temperature, Self-LubricatingPowder Metallurgy Composite, Lubricating Engineering, vol. 47, no. 4, 1991, p. 292-303.

77. Deuchtmann, A.D., Michels W.J., Wilson C.E., Machine-Design. Theory and Practice, MacmillanPublishing Co. Inc., London, 1977.

78. Diaconescu, E., Forfecarea plastică izotermă a lubrifiantului în patina plană, Rotrib’ 96 TCMM-18, p. 70-79.

79. Diaconu, N., Studiul influenţei mediului de lucru asupra comportării unor unsori şi al proceselor dinstratul superficial la tribosisteme de rostogolire şi rostogolire cu alunecare, Teză de doctorat,Universitatea Dunărea de Jos, Galaţi, 2002.

80. Diaconu, N., Palade, V., Buciumeanu, M., Bîrsan, I.G., Panţuru, D., Dorin, S., Stancu, N., Bazelereologiei, Ed. Evrika, Brăila, 2003.

81. Dobrescu, C., ş.a., Lubrifianţi pentru angrenaje, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1984.82. Dodoc, P., Metode şi mijloace de măsurare moderne în mecanica fină şi construcţia de maşini, Ed.Tehnică,

Bucureşti, 1978.83. Dorinson, A., Ludema, K.C., Mechanics and Chemistry in Lubrication, Elsevier, Amsterdam,

1985, p. 472-500.84. Dowson, D., Higginson, G. R., Elasto-Hydrodynamic Lubrication, Pergamon Press, Oxford, New York,

Toronto, Sidney, Paris, 1977.85. Dowson, D., Progress in tribology: a historical perspective, Proc. of First World Tribology Congress,

London, 1997, p. 3-19.86. Drozdov, Yu, N., ş.a. Trenie i iznos v experimentalinâh usloviah, Iz. Maşinostroenie, Moskva, 1986.87. Druet, K., Lubinski, T., Lubinski, J.I., Reciprocating motion tribometer, Proc. of 2nd World Tribology

Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-68-04-313 on CD.88. Ehlert, J., Ein Beitrag zur Klärung der Schmierstoffeiflusses auf den Verlauf von Drück, Temperatur und

Spalthöhe im elastohydrodynamischen Kontakt, Dissertation, TU Hannover, 1975.89. Evans, D.C., Lancaster, J.K., The Wear of Polymers, Treatise on Materials Science and Technology,

editor: Scott D., vol. 13, Wear, Academic Press Inc., New York, 1979.90. Filip, I., Tribologia straturilor subţiri formate prin transfer selectiv, Ed. Tehnică, Bucureşti, 2002.91. Flamand, L., Recherche en Tribologie: Le laboratoire de mecanique des contacts, Proc. of the 6th

Conference on EHD Lubrication and Traction, VAREHD’92, Suceava, 1992.92. Flamand, L., Fonctionnement du contact elastohydrodinamique rugueux, These docteur d'etat es science,

INSA Lyon, 1989.93. Florea, F., Antonescu, N.N., Greases material functions determination, Proc. 10 th Colloguium Tribology

TA Esslingen, 1996, p. 2169-2173.94. Florea, F., Cercetări pentru stabilirea proprietăţilor lubrifiante limită ale unsorilor consistente, Teză de

doctorat, Universitatea Petrol şi Gaze, Ploieşti, 199795. Florea, F., Tribotehnica, Ed. Universal Cartfil, Ploieşti, 2000.96. Florea, O., Luca M., Constantinescu A., Florescu D., The influence of the lubricating fluid type on the

properties of biodegradable greases, Proc. 2nd World TRIBOLOGY Congress, WTC 2001, 03-07sept.2001, Vienna, paper M-23-P54-480 on CD.

97. Fodor, J., Gatai, T., Janosi, L., Environment friendly vegetable lubrication oil, Proc. of 2nd World TribologyCongress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-21-11-233 on CD.

98. Frêne, J., Tribologie, Universite de Poitiers, 1995.99. Frêne, J., La tribologie de l’antiquité à nos jours, The Annals of “Dunărea de Jos” University, Fascicle

VIII, Tribology, Proc. of Conf. ROTRIB’03, 2003, p. 15-32.100. Fruhauf, J., Problems of contour measuring on microstructures using a surface profiler, Measurement

Science & Technology 9, (3) March 1998, p. 293-296.101. Fuhrmann, D., Wöll, Ch., The microscopic origins of sliding friction: a spectroscopic approach, New

Journal of Physics 1 (1998), p. 1.1 – 1.9102. Gafiţanu, M., ş.a., Organe de maşini, Vol I, II, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1981, 1983.103. Gafiţanu, M., ş.a., Rulmenţi, Vol I, II, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1984, 1985.104. Gao, N., Effects of surface defects on rolling contact fatigue of 60/40 brass, Wear, 225(2), 1999, p. 983-

994.

Bibliografie347

105. Gardos, M.N., The problem-solving role of basic science in solid lubrication, Proc. of First WorldTribology Congress, London, 1997, p. 229-248.

106. Georges, J-M., Some surface science aspects of tribology, Proc. of First World Tribology Congress,London, 1997, p. 67-82.

107. Georgescu, Al., ş.a., Practica lubrifierii în industrie, vol.1 şi 2, Ed.Tehnică, Bucureşti, 1985.108. Georgescu, Al., Năsui, V., Duţu, Gh., Îndrumar pentru utilizarea unsorilor în industrie, Ed. Tehnică,

Bucureşti, 1987.109. Gerbig, F.A., Helmann B., Gerbig, Y., Haefke, H., A comparative study of the tribological properties of

vegetable oils, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper A-21-08-159 on CD.

110. Gheorghieş, C., Gheorghieş, L., Crudu, I. Ştefănescu, I., Nondestructive Methods for ResidualStress Measurement, Proc. of The 3-rd International Conference of Tribology, Balkantrib’99,Sinaia, Romania, June 2-4, vol. III, 1999, p. 315-321.

111. Gheorghieş, C., Ştefănescu, I., Gheorghieş, L., Doniga, A., A Correlation Between Crystallogra-phic Texture and Some Properties of Thin Iron Sheet Used in Engineering, Proc. of The 3-rdIntern. Conf. of Tribology, Balkantrib’99, Sinaia, Romania, June 2-4, vol. III, 1999, p. 267-273.

112. Gheorghieş, C., Analysis of the superficial lazer by X-rays diffraction, The Annals of “Dunărea de Jos”University of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, Proc. of Conf. ROTRIB’03, vol. I, 2003, p. 303-311.

113. Gimondo, P., ş.a., 2001, Neural Networks for Predicting Tribological Experimental Results, Proc. 2ndWorld TRIBOLOGY Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-81-12-903 on CD.

114. Glavati, O., Glavati L., Lubricating Oils of Plant Origin, Tribologie und Schmierungstechnik, 42Jahrgang, nr. 1, 2000, p. 17-18.

115. Godet, M., Berthier, Y., Lancaster, J., Vincent, L., Wear modelling: using fundamental understanding orpractical experience?, Wear, 149, 1991, p. 325-340.

116. Godet, M., ş.a., Mechanisms, first and third-bodies in tribology, Acta Tribologica, vol. 1, 1992, p. 71-75.117. Gohar, R., Elastohydrodynamics, Ellis Horwood Limited, 1988.118. Gold, P.W., Basics of Tribology (Lectures Notes), Institut für Maschinenelmente (IME) der RWTH-

Aachen, 2002.119. Goryacheva, G., Dobychin, M.N., Multiple contact model in the problems of tribomechanics, Trib.

Intern., 24, 1991, p. 29-36.120. Goyan, R.L., Melley, R. E., Wissmer, P. A., Ong, W. C., Biodegradable Lubricants, J. of the STLE, July,

1998, p. 10-17.121. Göttner, G.H., Tribology – Begriff, Weswn und Bedeutung, Schmierungstechnik und Tribologie, Vol.

17(6),1970, p. 285-289.122. Green, G.R.M., Laboratory viscometry – a review, Pigment & Resin Technology, vol.26, Nr.6, 1997, p.

357-362.123. Greenwood J. A., Contact pressure fluctuation, Proc. I Mech E , part. J, J. of Eng. Tribology, 210, 1996,

p. 281-284.124. Grigoraş, P., Lubrifianţi plastici – fabricare şi utilizare, SC Tipocart Braşovia SA, Braşov, 1993125. Gulin, E.I., Somov, V.A., Ceciot, I.M., Sprovocinik po goriuce-smazocinâm materialam v sudovoi

tehnike, Iz. Sudostroenie, Leningrad, 1981.126. Günter, J., u.a., Schmierstoffe und ihre Prüfung im Labor, VEB Deutscher Verlag für Grundstoffindustrie,

Leipzig, 1984.127a. Halling, J., Principles of Tribology, The MacMillan Press, 1975.127b. Hamins A., Borthwick P., Presser C., Supression of ignition over a heated metal surface, Int.

Conf. on Fire Research and Engineering, September 10-15, 1995, Orlando, SUA.128. Hayashi, H., Recent studies on fluid film lubrication with non-Newtonian lubricants, JSME

International Journal, vol. 31, No. 1, 1991, p. 1-11.129. Hebda, M., i.d., Sprovocinik po tribotehnike, Tom 1, 2, 3, Iz. Maşinostroenie, Moskva,1989, 1990.130. Heinicke, G., Tribohimia, Iz. Mir, Moskva, 1987.131. Herdan, J.M., Tendinţe noi în sinteza şi utilizarea aditivilor antiuzură şi de extremă presiune, În

Tribotehnica , 84, Iaşi, p. 293-299.


132. Herdan, J.M., The Lubricant Additives and the Environment, S. C. Lubrifin S. A., Ploieşti, 2000 p. 375-379.

133. Hills, D.A. et al., Mechanics of Elastic Contacts, Butterworth - Heinemann Ltd., Oxford, 1993.134. Holmberg, K., Reliability aspects of tribology, Tribology International, 34 (5), 2001, p. 801-808.135. Holmberg, K., Tribology in reliability engineering, Proc. 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-

07 sept.2001, Vienna, paper M-00-02-676 on CD.136. Hooke, C.J., Surface roughness modification in elastohydrodynamic line contacts operating in the elastic

piezoviscous regime, J. of Engineering Tribology, 212 (2), 1998, p. 145-162.137. Hooke, C.J., The behaviour of low-amplitude surface roughness under line contacts, J. of Engineering

Tribology, 213 (4), 1999, p. 275-286.138. Houpert, L, Lendeers, P., A theoretical and experimental investigations in to rolling bearing friction, Proc.

Of the Eurotrib Conference, 1985, Vol. I, Session III, Paper 2.8.139. Houpert, L., New Results of Traction Force Calculation in EHD Contacts, Transactions ASME,

Journal of Lubrication Technology, Vol. 107, 1985, p. 241-248.140. Höhn, B.R., Michaelis, K., Reibungsverhalten biologisch leicht abbauares Schmierstoffe,

Tribologie & Schmierungstechnik, 42, Jahrgang, nr. 3, 1993, p. 153-157.141. Hubmann, A., Chemie pflanzlicher Öle, Proc. of the 9th Int. Coll. Ecological and Economic

Aspects of Tribology, TAE, 1994.142. Hunt, J., Hjelmervik, S., Light-Scattering Laser Sensors for Liquid, Product Note, Met One Inc.,

Grants Pass, OR, 1991.143. Hunt, T.M., Handbook of Wear Debris Analysis and Particle Detection in Liquids, Elsevier

Applied Science, London, 1993.144. Hsu, S.M., Ku, C.S., Pei, P.T., Oxidative Degradation Mechanisms of Lubricants, Aspects of

Lubricant Oxidation, Editors, W.H. Stadtmiller and A.N. Smith, ASTM Tech. Publ. 916, ASTMCommittee D-2 Symposium on Petroleum Products and Lubricants, Miami, Florida, 5 December1983, p. 27-48.

145. Igartua, A., et.al., Ecological lubricants for forming and cutting applications, Proc. of 2nd WorldTribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-29-13-751 on CD.

146. Iliuc, I., Tribologia straturilor subţiri, Ed. Academiei RSR, Bucureşti, 1974.147. Iliuc, I., Tribology of Thin Layers, Elsevier Scientific Publishing Co., Amsterdam, Oxford, New-York,

1980.148. Ishizuka, S., Fundamental Studies in dry friction, Proceedings of the ISLE Internationl Tribology

Conference, iulie 8-10, 1987, Tokyo, Japan, p. 135-140.149. Ispas, Şt., Nica, Al., Pârvulescu, I., Sisteme de lubrificaţie, alimentare cu carburant şi fluide hidraulice

pentru construcţiile aerospaţiale, Ed. Academiei RSR, Bucureşti, 1976.150. Jacobson, B., At the boundary between lubrication and wear, Proc. of First World Tribology Congress,

London, 1997, p. 291-299.151. Janecki, J., Drabik, J., Pawelec, E., Ecological Greases, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC

2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper A-23-02-389 on CD.152. Jang, S., Tichy, J., Rheological Models of Thin Film EHL Contacts, Trans. of the ASME, J. of Tribology,

vol. 117, January, 1995, p. 22-28.153. Jinescu, V.V., Proprietăţile fizice şi termomecanice ale materialelor plastice, Vol.I şi II. Ed.mTehnică,

Bucureşti, 1979.154. Johnson, K.L., Contact Mechanics, Cambridge University Press, Cambridge, 1985.155. Johnson, K.L., Aspects of contacts mechanics, Proc. Inter. Conf. ,,Tribology - Friction, Lubrification and

Wear, Fifty Years on“, IMechE 5, 1987, p. 919-932.156. Johnson, K.L., Contact mechanics and the wear of metals, Wear 190 (2), p. 162-170, 1995.157. Johnson, K.L., Spence D.I, Determination of gear tooth friction by disc machine. Trib. Intern., 24 (5),

1991, p. 269-275.158. Jones, S.P., Jansen, R., Fusaro, R.L., Preliminary investigation of neural network techniques to predict

tribological properties, Tribology Transactions, 40 (2), 1997, p. 312-320.159. Jones, M.H. and Scott, D., Industrial Tribology, The Practical Aspects of Friction, Lubrication

and Wear, Elsevier, 1983.

Bibliografie349

160. Jonkisz, W., Krzeminski-Freda, H., The Properties of Elastohydrodynamic Grease Films, Wear,Vol. 77, 1982, p. 277-285.

161. Kaidas, C., et al., Enciclopedy of Tribology, Elsevier, Amsterdam, 1990.162. Karkoub, M., Elkamel, A., Modelling pressure distribution in a rectangular gas bearing using neural

networks, Trib. Intern., 30 (2), 1997, p. 139-150.163. Kato, K., Wear mechanisms, Proc. of First World Tribology Congress, London, 1997, p. 39-55.164. Kelly, C., Brown, R., Rea, D., Scott, W., Hargreaves, D., A comparison of mineral and biodegradable

marine two-stroke lubricants, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept. 2001,Vienna, paper M-26-09-712 on CD.

165. Kennedy, F., Thermal and thermodynamical effects in dry sliding, Wear, vol. 100, 1984, p. 453-476.166. Khonsari, M.M., Jang, J.Z., Fillon, M., On the Generalization of Thermohydrodynamic Analysis for

Journal Bearings, Trans. of the ASME, vol. 118, no.7, 1996, p. 571-579.167. Khonsari, M.M., Booser, E.R., Aplied Tribology. Bearing Design and Lubrication, John Wiley & Sons,

Inc., New York, 2001168. Kimura, Y., Okada, K., Lubricating Properties of Oil-in-Water Emulsions, Tribology Trans., vol. 32, no.

4, 1989, p. 357-365.169. Kimura, Y., Tribology as a maintenance tool, Proc. of First World Tribology Congress, London, 1997, p.

299-307.170. Klaffke, D., Fundamentals of tribotesting, Proc. of the 8th Intern. Conf. on Tribology, NORDTRIB’98, p.

1-14.171. Klamann, D. Lubricants and Related Products, Publ. Verlag Chemie, Weinheim, 1984.172. Kodnir, D.S., Kontaktnaia ghidrodinamica smazki detalei maşin, Iz. Maşinostroenie, Moskva, 1978.173. Kodali, D.R., Nivens, S., Biodegradable high performance lubricants derived from natural oils, Proc. of

2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper A-21-13-705 on CD.174.a. Komvopoulus, K., Saka, N., Suh, N.P., The Mechanism of Friction in Boundary Lubrication, Trans. Of

ASME, Journal of Tribology, vol. 107, oct. 1985, p. 452-462.174b. Kong, D. et al., Determination of flash point in air and pure oxygen using an equilibrium

closed bomb apparatus, J. of Hazardous Materials A102, 2003, p. 155–165.175. Kopalinsky, E.M., Oxley, P.L.B., Investigation of the Deformation and Damage Sustained by a Wearing

Surface in Sliding Metallic Friction, J. of Tribology, vol. 117, 1995, p. 315.176. Korcek, S., Johnson, M.D., Jensen, R.K., Chemistry of engine oil – an important design parameter, Proc.

of 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-21-28-735 on CD.177. Koronka, K., ş.a., Tribologie cu exemple de calcul, Lito. Universitatea din Petroşani, 1997.178. Kosteski, B.I., The structural-energetic concept in the theory of friction and wear (synergism and self-

organization), Wear 159, 1992, p. 1-15.179. Kostetskaia, N.B., Dinamika dvuhstupenchatoi prirabotki trushchihchia capriajenyi mashin, Trenie i

iznos (1), 1993, p. 112-120.180. Kostetski, B.I., Nosowki, I., Iznosostoikosti i antifriktzionosti detali mashin, Izd. Tehnika, Kiew, 1965.181. Kraghelski, I.V., Trenie I iznos, Iz. Maşghiz, Moskva, 1962.182. Kraghelskii, I.V., Alisin, V.V., Friction, Wear, Lubrication, Tribology Handbook, vol. I, II, III, Mir

Publishers, Moskow, 1981, 1982.183. Kraghelskii, I.V., Dodykin, M.N., Kombalov, V.S., Wear Calculation Methods, Pergamon Press, Oxford,

1983.184. Kraghelskii, I.V., i.d., Osnovî rascetov na trenie I iznos, Iz. Maşinostroenie, Moskva, 1977.185. Kraghelskii, I.V., Mihin, N.M., Uzlî trenia maşin, Iz. Maşinostroenie, Moskva, 1984.186. Kral, P., Pausch, S., Possibilities of Measuring Wear, Proc. 2nd World Tribology Congress, WTC 2001,

03-07 sept.2001, Vienna, paper M-69-P52-346 on CD.187. Krause, H., Lehna, H., Investigation of tribological characteristics of rolling-sliding friction systems by

means of systematic wear experiments under well-defined conditions, Wear, 119 (2), 1987, p. 153-174.188. Krzezmski-Freda, H., Pietrzak, A., The influence of Surface Roughness on Friction Conditions in EHD

Contact. EHD and related Topics, Proc. of the 5th Leeds-Lyon Symp. of Tribology, London, 1979.188b. Kruglov, G.A., Raskin, Yu.E., Evaluation of hydraulic combustibility on the basis of oxygen

index, translated from Khimiya i Tekhnologiya Topliv i Masel, No. 2, pp. 58-60, 1977, 149-151.


189. Kuhn, E., Energetical model for friction and degradation process of lubricating greases, Proc. of 2nd

World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-23-05-216 on CD.190. Kunst, H. et. al., Verschleiß metallischer Werkstoffe und seine Verminderung durch Oberflächen-

schichten., Expert Verlag, 1982.191. Lansdown, A.R. Lubrication, A Practical Guide to Lubricant Selection, Pergamon Press, 1982.192. Laurian, T., Contribuţii privind studiul proceselor tribologice din protezele de şold, Teză de doctorat,

Universitatea Politahnica Bucureşti, 2004.193. Lavielle, L., Polymer-polymer friction: relation with adhesion, Wear, 151, 1991, p. 63-75.194. Lee, S.C., Cheng, H.S., On the Relation of Load to Average Gap in the Contact Between Surfaces with

Longitudinal Roughness, Tribology Transactions, Vol. 35, no. 3, 1992.195. Levcovici, M.S. (coord.) et al., Ingineria suprafeţelor. Vol. I, Ed. Did. şi Ped, Bucureşti, 2003.196. Li, K.Y., Hooke, C.J., The Effect of Transverse Roughness on the Pressures and Stresses in EHL Line

contacts, Proc. 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper no. A-83-52-846 on CD.

197. Liljenberg, T., Hjortstam, O., Volponi, S., Nanotechnology - from small dimensions to big business, ABBReview 2/2003, 2003, p. 49-53.

198. Lim, S.C., Recent developments in wear-mechanism maps, Proc. of First World Tribology Congress,London, 1997. p. 309-320.

199. Liu, X., Yang, P., Analysis of the thermal elastohydrodynamic lubrication of a finite line contact,Tribology International 35, 2002, p. 137-144.

200. Lukas, A., Anderson, D. ., Machine and lubricant condition monitoring for extended equipmentlifetimes and predictive maintenance, Int. Symp. Mining, September 15 to 17, 1992, Pretoria,Sout Africa.

201. Majzner, M., Kajdas, C., Triboreactions of faty acids under boundary lubrication conditions studied byinfrared microspectroscopy, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001,Vienna, paper M-26-15-114 on CD.

202. Manea, Gh., Organe de maşini, Vol I, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1970.203. Mann, J.B., Farris T.N., Chandrasekar S., Effects of friction on contact of transverse ground surfaces,

Trans. ASME-F, J. of Tribology, vol. 116, 1994, p. 430-438.204. Mao, K., Roberts P., Parkin-Moore D., Simulation of Non-linear Surface Contact Behavior and Fatigue,

Proc. 2nd World TRIBOLOGY Congress, WTC 2001, 03-07 sept. 2001, Vienna, paper A-67-02-239 onCD.

205. Marincaş, D., Negruş, E., Combustibili, lubrifianţi şi materiale speciale pentru automobile, Ed. Didacticăşi Pedagogică, Bucureşti, 1977.

206. Marx, S., Janghans, R., Friction and wear of highly stressed thermoplastic bearings under dry slidingconditions, Wear, 193, 1996, p. 253-260.

207. McDowell, D.L., An approximate algorithm for elastic-plastic two-dimensional rolling/sliding contact,Wear, 211(2), 1997, p. 237-246.

208. Mehregany, M., Gabriel, K.J., Trimmer W.S.N., Integrated fabrication of Polysilicon Mechanisms, IEEE,Trans. Electron Devices, 35, 1988, p. 719-723.

209. Mesarovici, M.D., Views on general systems theory, New York, 1964.210. Michalczewski, R., Piekoszewski, W., Szczereck, M., Wisniewski, M., The Influence of Contact

Geometry on Friction and Wear Characteristics, Proc. of the 8th Intern. Conf. on Tribology,NORDTRIB’98, 1998, p. 55-62.

211. Mihailidis, A., Bakolas, V., Drivakos, N., Subsurface stress field of a dry line contact, Wear 249 (7),2001, p. 546-556.

212. Mihailidis, A., et al., Calculation of Friction Coefficient and Temperature Field of Line ContactsLubricated with a Non-Newtonian Fluid, Proc. of the 8th International Conf. on Tribology,NORDTRIB’98, 1998, p. 343-350.

213. Mirici, K., Boran, S., Luca, P., Boiangiu, V., New citric esters whith aromatic content and a complexstructure considered as tribological fluids, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07sept. 2001, Vienna, paper M-21-16-237 on CD.

Bibliografie351

214. Mitelea, I., Lugscheider, E., Tillmann, W., Ştiinţa materialelor în construcţia de maşini, Ed. Sudura,Timişoara, 1999.

215. Mizumachi, H., Adhesion-Related Tribology, Japanese J. of Tribology, vol. 36, no. 6, , 1994, p. 625-631.216. Mocanu, D.R., Atanasiu, C., Canta, T., Caracostea, A., Crudu, I., Drăgan, I. şi alţii, Încercarea

materialelor, vol I, p. 351-358, Editura Tehnică, Bucureşti, 1982.217. Moore, D.F., Principles and Applications of Tribology, Pergamon Press, Oxford, 1975.218. Morgan, J., Deformation in heavily loaded rolling contacts, Conference The Running-in Process in

Tribology, Lyon, 1981.219. Murakami, Y. et al., Elastic-Plastic Analysis of Subsurface Layer Under Cyclic Rolling-Sliding Contact

Loading, Proc. of Japan Internat. Tribology Conference Nagoya, 1990.220. Murrenhoff, H., Schmidt, M., van Bebber, D., Combined development of ecologically acceptable

hydraulic fluids and coatings for fluidpower applications, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC2001, 03-07 sept. 2001, Vienna, paper M-69-08-319 on CD.

221. Mychalczewski, R. et al., The Influence of Contact Geometry on Friction and Wear Characteristics, Proc.NORDTRIB'98, 1998, p. 55-62.

222. Myshkin, N.K. et al., Classification of wear debris using a neural network, Wear, vol. 203-204, 1997, p.658-662.

223. Nadkarni, R.A., A review of modern instrumental methods of elemental analysis of petroleumrelated material, Modern Instrumental Methods of Elemental Analysis of Petroleum Productsand Lubricants, ASTM STP 1109, American Society of Testing and Materials, Philadelphia, PA,1991.

224. Nakahara, T., Developments in Mixed Lubrication Theory, Japanese J. of Tribology, vol. 39, no.3, 1994,p. 335-349.

225. Nakahara, T., Makino T., Kyogoku K., Observations of Liquid Droplet Behaviour and Oil FilmFormation in O/W Type Emulsion Lubrication, Trans. of the ASME, J. of Tribology, vol. 111, no. 4,1988, p. 348-353.

226. Nakajima, A., Effects of coating thickness and slip ratio on durability of thermally sprayed WC cermetcoating in rolling/sliding contact, Wear 241, 2000, p. 166-173.

227. Năsui, V., Pompabilitatea unsorilor lubrifiante, Lucrările Conf. Naţionale TRIBOTEHNICA’84,Iaşi, 22-24 oct. 1984, vol. II, p. 173-178.

228. Năsui, G.V., Contribuţii asupra proprietăţilor reologice ale unsorilor lubrifiante utilizate în instalaţiile deungere centralizate, Teză de doctorat, Universitatea Politehnica Bucureşti, 1998.

229. Neale, M.J., Gee M., Guide to Wear problems and testing for Industry, professional EngineeringPublishing Limited, London and St. Edmunds, UK, 2000.

230. Neale, M. J., Tribology and the needs of industry, Proc. of First World Tribology Congress, London,1997, p. 57-65.

231. Neale, M.J., Tribology Handbook, Butterworths, London, 1973232. Neculăiasa, V., ş.a., Bazele cercetării experimentale a maşinilor şi instalaţiilor din agricultură şi industria

alimentară (cercetări tribologice), Universitatea Tehnică Gh.Asachi, Iaşi, 1996.233. Nehl, E., Wear Test for Bulk Metal Forming using a radionuclide technique, Wear, 107, 1986.234. Neville, A., Kollia, V., Surface/lubricant interactions between the metals and cermets for engine

applications. In The Mission of Tribology Research – 7, Ind. Lubr. and Tribology, 51(4), 1999, p. 25.235. Nica, Al., Sisteme de lubrificaţie, Ed. Academiei RSR, Bucureşti, 1967.236. Nica, Al., ş.a., Alegerea şi utilizarea lubrifianţilor şi combustibililor pentru motoare termice, Ed. Tehnică,

Bucureşti, 1978.237. Nonaka, T., Saeki, Sh., Matsuo, K., Kubo, A., Effect of Pressure- Viscosity Coeficient on

Traction Coeficient in EHL Contact, Japan International Tribology Conference, Nagaya, 1990, p.397-402.

238. Novotny-Farkas, F., Kotal, P., Bohme, W., Condition monitoring of biodegradable lubricants, Proc. 2ndWorld Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-26-04-763 on CD.

239. O’Connor, J.J., Boyd, J., Avallone, E.A. Standard Handbook of Lubrication Engineering,McGraw-Hill Book Company, 1968.


240. Oden, J.T. et al., Computational micro- and macroscopic models of contact and friction: formulation,approach and applications, Wear 220 (2), 1998, p. 113-140.

241. Ohmae, N., Micromachines and Microtribology, http://www.mmc.or.jp/no.10/Microtribology.html(12.12.2003).

242. Okada, K., Adsorption and Sliding Friction, Japanese J. of Tribology, vol. 36, nr. 5, 1994, p. 529-539.243. Olaru, D.N., Cercetări pentru creşterea turaţiei la rulmenţi radiali-axiali cu bile, Teză de

doctorat, Institutul Politehnic “Gh. Asachi”, Iaşi, 1992.244. Olaru, D., Tribologie – Elemente de bază asupra frecării, uzării şi ungerii, Institutul Politehnic Iaşi, 1993.245. Olaru, D., Fundamente de lubrificaţie, Editura “Gh. Asachi”, Iaşi, 2002.246. Palade, V., Contribuţii la studiul unor materiale nemetalice folosite la lagăre de laminoare, Teză de

doctorat, Universitatea “Dunărea de Jos” din Galaţi, 1996.247. Pandey, R.K., Ghosh M.K., Thermal effects on film thickness and traction in rolling/sliding EHL line

contacts-an accurate inlet zone analysis, Wear, 192, 1996, p. 118-127.248. Pandey, R.K., Temperature rise due to sliding in rolling/sliding elastohydrodynamic lubrication line

contacts: an efficient numerical analysis for contact zone temperatures, Trib. Intern., 31(12), 1998, p.745-752.

249. Pandey, R.K., Ghosh M. K., A thermal analysis of traction in elastohydrodynamic rolling/slidingcontacts, Wear 216, 1998, p. 104-114.

250. Panţuru, D., Bîrsan, I.G., Lubrifianţi şi sisteme de ungere a utilajelor din industria morăritului şipanificaţiei, Galaţi, 1994.

251. Papay, A.G., Oil-Soluble Friction Reducers, Theory and Application, Lubrication Engineering,Vol. 39, 1983, p. 419-426.

252. Pascovici, M.D., Vladu F., Aspecte ale proiectării moderne ale lagărelor radiale hidrodinamice,Tribotehnica80, Hunedoara, 1980, p. 213-218.

253. Pascovici, M.D., Lubrificaţia – present şi perspective, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1985.254. Pascovici, M. D., Cicone, T., Elemente de tribologie, Ed. BREN, Bucureşti, 2001.255. Pavelescu, D., Concepţii noi, calcul şi aplicaţii în frecarea şi uzarea solidelor deformabile, Ed. Academiei,

Bucureşti, 1971.256. Pavelescu, D., Muşat, M., Tudor, A., Tribologie, Ed. Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1977.257. Pavelescu, D., Tribotehnica, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1983258. Pavelescu, D., Aspecte ale contactelor partial EHD, VAREHD’86, Ed.a 4-a, Suceava, 1986.259. Pavelescu, D., Tudor, A., The sliding friction coefficient, its evolution and usefulness, Wear, no. 120,

1987.260. Pavelescu, D., The Romanian tribology evolution in the 1950 – 2003 period, The Annals of “Dunărea de

Jos” Univ. of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, Proc. Conf. ROTRIB’03, vol. I, 2003, p. 11-14.261. Perez, J.M., Duda, J., Oxidative Stability and Antiwear Properties of High Oleic Vegetable Oils, J. of the

Society of Tribologists and Lubrication Engineers, December, 1996, p. 877-881.262. Pettersson, A., Larsson, R., Norrby, T., Andersson, O., Properties of base fluids for environmentally

adapted lubricants, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paperM-21-14-540 on CD.

263. Piekoszewski, W., et al., Effect of Surrounding Medium Humidity on Friction and Wear Characteristics,Proc. of the 8th Intern. Conf. on Tribology, NORDTRIB’98, 1998, p. 39-46.

264. Podra, P., Finite element analysis wear simulation of a conical spinning contact considering surfacetopography, Wear, 224(1), 1999, p. 13-21.

265. Pogosian, A.K., Wear mechanism and transfer Film of polymers, Eurotrib’85, Ecully, France, 1985.266. Polycarpou, A.A., Soom, A., Boundary and Mixed Friction in the Presence of Dynamic Normal Loads

(Part I), Trans. of the ASME, J. of Tribology, vol. 117, no.4, 1995, p. 255-260.267. Poon, C.Y., Bhushan, B., Nano-asperity contact analysis and surface optimization for magnetic head

slider/disk contact, Wear, 202, 1996, p. 83-98.268. Popa, St., ş.a., Uleiuri minerale pentru utilaje şi procese industriale, Editura Tehnică, Bucureşti, 1978.269. Popescu-Pietriş, V., Socoliuc, S., Materiale sintetice fluorurate, copolimeri ai tetrafluoretilenei, Editura

Tehnică, Bucureşti, 1994.

Bibliografie353

270. Popinceanu, N. (coord.), Probleme fundamentale ale contactului cu rostogolire, Editura Tehnică,Bucureşti, 1985.

271. Porter, R.S., Johnson, J.F. Viscosity Performance of Lubricating Base Oils at Shears Developedin Machine Elements, Wear, Vol. 4, 1961, p. 32-40.

272. Potorac, A., Flamand, L., Influence of Surface Texture on Traction in Partial EHD Contacts, Proc. of the6-th Conference on EHD Lubrication and Traction, VAREHD’92, Suceava, 1992, p. 55-61.

273. Pratt, G. C., Materials for Plain Bearings, Glacier Catalogue, 1973.274. Prodan, Gh., Influenţa ungerii asupra capacităţii portante a angrenajelor cilindrice cu dantura cementat-

călită, Teză de doctorat, I. P. Bucureşti, 1989.275. Rabinowicz, E., Friction and Wear of Materials, New York, J. Willey, 1965.276. Rădulescu, A.G., Petre, I., Uleiuri şi ungerea autovehiculelor, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1973.277. Rădulescu, A.G., Ilea, M., Fizico-chimia şi tehnologia uleiurilor lubrifiante, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1982.278. Rădulescu, A.G., Petre, I., Combustibili, uleiuri şi exploatera autovehiculelor, Ed.Tehnică, Bucureşti,

1986.279. Remmele, E., Widmann, B., Hydraulic Fluids based on rapeseed oil in agricultural machinery –

suitability and environmental impact during use, Proc. 11th Int. Coll. Industrial and AutomotiveLubrication, TAE, 1998, p. 179-187.

280. Rhee, S. H., Ludema K. C.,Transfer films and severe wear of polymers, Proc. of the 3rd Leeds-LyonSymposium on Tribology, Mechanical Publications Limited, 1976, p. 11-17.

281. Rhine, W.E., Saba, C.S., Kaufmann, R.E., Metal particle detection capabilities of rotating discemission spectrometers, Lubr. Eng., 42(12), 755, 1986.

282. Roberts, S., Surface Engineering. Lectures, http://users.ox.ac.uk/-roberts/sgrgroop/, (24.10.2003).283. Rîpă, M., Crudu, I., Studies of Rolling-Sliding Tribosystems – Methodology and Preliminary Tests, The

Annals of “Dunărea de Jos”University of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, 1999, p. 16-20.284. Rîpă, M. et al., Surface Profilometry Studies în Rolling/Sliding Wear Tests, WTC 2001, 03-07 sept.2001,

Vienna, paper no. M-81-18-930 on CD.285. Rîpă, M., Spânu, C., Stoica, V., Determinarea condiţiilor optime de eşantionare în măsurarea

microtopografiei suprafeţelor, Proc. VAREHD 10, Suceava, România, 2000, p. 321-330.286. Rîpă, M., Studiul pe tribomodel al tribostratului în procesul de uzură specific roţilor dinţate, Teză de

doctorat, Universitatea “Dunărea de Jos” din Galaţi, 2002.287. Rîpă, M., Tomescu, L., et al. Tribological characterization of surface topography using Abbott-Firestone

curve, The Annals of “Dunărea de Jos” University of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, Proc. of Conf.ROTRIB’03, vol. I, 2003, p. 208-212.

288. Rîpă M., Tomescu, L., Elemente de tribologie, Ed. Fundaţiei Universitare “Dunărea de jos’’din Galaţi,2004.

289. Roelands, C.J.A., Correlational Aspect of Viscosity-Temperature-Pressure Relationships ofLubricating Oils, PhD thesis, Delft University of Technology, The Netherlands, 1966.

290. Row, C. N., Amstrong, E. L., Lubricant Effects in Rolling-Contact Fatigue, Lubrication Engineering, vol.38, 1982, p. 23-39.

291. Rudnick, L.R., Lubricant additives. Chemistry and applications, Marcel Dekker, Inc., New York, Basel,2003.

292. Sacerdotti, F. et al., The variability of functional and amplitude three-dimensional roughness parametersfor electron-beam and electro-discharged textured surfaces, Meas. Sci. Technol., 11, 2000, p. 171–177.

293. Sainsot, P., Flamand, L., Effects de la microgeometrie des surfaces sur les contraintes dans les massifsdes contacts hertziens, Acta Tribologica, vol. 1, 1992, p. 77-82.

294. Saito, T., Imada, Y., Sugita, K., Honda, F., Tribological Study of Chemical States of protective Oxide FilmFormed on Steel after Sliding in Humid Atmosphere and in Aqueous Solutions, Trans. of the ASME, J. ofTribology, vol. 119, October, 1997, p. 613-618.

295. Sayles, R.S., Basic principles of rough surface contact analysis using numerical methods, Trib. Intern.,29(8), 1996, p. 639-650.

296. Scherge, M., Scale Dependence of Friction, In: Tribology 2001. Scientific Achievements, IndustrialApplications, Future Challenges, Eds. Franek F, Bartz W.J., Pauschitz A., OTG, Wien, 2001.


297. Schmid, S.R., Wilson, W.R.D., Lubrication of Aluminium Rolling by oil-in-Water Emulsion, Transactionof ASME, J. of Tribology, vol. 38, no. 2, 1995, p. 452-458

298. Schmidt, H.G., Komplexester aus pflanzlichen Ölen, Tribologie und Schmierungstechnik, 41, Jahrgang,nr. 1, 1994, p. 14-23.

299. Schramm, R., Analysis additivies in lubricants using polarised X – rays, Proc. of 2nd World TribologyCongress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-27-17-202 on CD.

300. Seiciu, P.L., Pavelescu, D., Rheologic Behaviour of a Lubricated Hertzian Line contact, Proc. 2nd WorldTRIBOLOGY Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M21-10-752 on CD.

301. Serrington, I., Mercer, S., The use of Topography Based Parameters for the assessment and prediction ofSurface Wear, Proc. of the 8th Intern. Conf. on Tribology, NORDTRIB’98, 1998, p 149-156.

301b Shermann J.V., Current Standards for Certification of Fire-Resistant Hydraulic Fluids Used inGeneral Industrial Applications, Fluid Power J., November-December, 2005, p. 2-9, disponibilon-line (12.12.2006): http://www.fluidpowerjournal.com/06Editorial/FPJJF06_BASF.pdf.

302. Shi, F., Wang, J.Q., A Mixed-TEHD Model for Journal-Bearing Conformal Contacts – Part I: ModelFormulation and Approximation of Heat Transfer Considering Asperity Contact, Trans. of the ASME, J.of Tribology, vol. 120, 1998, p. 198-205.

303. Sieber, J.R., Salmon, S.G., Elemental analysis of lubricating oils and greases, Lubrication, Vol.80. No. 1, 1994.

304. Sinha, A.N., Mukherjee, P.S., De, A., Assessment of useful life of lubricants using artificial neuralnetwork, Ind. Lubric. and Tribology, 52 (3), 2000, p. 105-109.

305. Sliney, H.E.The Use of Silver in Self-Lubricating Coatings for Extreme Temperatures, ASLETransactions, Vol. 29, 1986, p. 370-376.

306. Sommer, H.T., Oil condition - a multi parameter quantity, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-21-29-724 on CD.

307. Sorab, J., ş.a., A corelation for the Pressure and Temperature Dependence of Viscosity, TribologyTransaction, 1991.

308. Spânu, C. Studii şi cercetări pe tribomodel privind deformaţiile plastice în stratul superficial larostogolire şi alunecare, Teză de doctorat, Universitatea ’’Dunărea de jos’’ din Galaţi, 2002.

309. Spikes, H.A., Advances in the study of thin lubricant films, Proc. of First World Tribology Congress,London, 1997, p. 355-369.

310. Spikes H.A., Wear and Fatigue Problems in Connection with Water-based Hydraulic Fluids, J. ofSynthetic Lubrication, vol. 4, no. 2, 1987.

311. Spikes, H.A., 2001, Tribology research in the twenty-first century, Trib. Intern. 34, (5), 2001, p. 789–799.312. Stachowiak, G.W., Batchelor A.W., Engineering tribology, Elsevier, Amsterdam, 1993.313. Stachowiak, G.W., Batchelor, A.W., Engineering tribology, Butterworth-Heinemann, Team Lrn,

2005.314. Stock, A.J., Lubrifianţi pentru funcţionarea la temperaturi înalte, Frecare, ungere, uzură, lubrifianţi,

INID, Nr.1, Bucureşti, 1972.315. Stott, F. H., The influence of oxidation on wear of metals and alloys, Proc. of First World Tribology

Congress, London, 1997, p. 391-401.316. Sraj, R., Vizintin, J., Svoljsak, M., Feldin, M., Rapidly biodegradable hydraulic fluids on the

basis of rapeseed oil, Lubr. Eng. Vol. 56(4), 2000, p. 34-39.317. Sviridenok, A.I., i.d., Acusticeskie i electriceskie metodî v tribotehnike, Iz. Nauka i tahnica,

Minsk,1987.318. Szántó, J., Tribológia, Tankönyvkiadó, Budapest, 1991.319. Szczerek, M., Pytko, S., Wisniewski, M., Test methods-problems of repeatability and reproduc-

tibility, Proc. of 2nd World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept. 2001, Vienna, paper M-68-01-646 on CD.

320. Szczerek, M., Tuszynski, W., A method for assessing performance of automotive gear oils, Proc. of 2nd

World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-28-01-384 on CD.321. Şerban, I.R, Tribologie. Privire de ansamblu. Frecarea., Ed. Gh.Asachi, Iaşi, 1997.

Bibliografie355

322. Ştefănescu, I., Popescu, D., Determinarea grosimii peliculei de lubrifiant in cazul ungerii EHLla contacte punctiforme, Lucrările Conferinţei Naţionale TRIBOTEHNICA’8o, Hunedoara, 16-17 mai 1980, vol. I, p. 95-99.

323. Ştefănescu, I., Coroamă, S., Influenţa tratamentului termomagnetic asupra modificărilorstructurale ale contactelor punctiforme cu rostogolire, Lucrările Conferinţei NaţionaleTRIBOTEHNICA’82, Ploieşti, 22-24 oct. 1992, vol. II p. 169-172.

324. Ştefănescu, I., Cercetări privind posibilitatea folosirii tratamentului termomagnetic în industriade rulmenţi, Lucrările Conferinţei Naţionale TRIBOTEHNICA’82, Ploieşti, 22-24 oct. 1992, vol.II, p. 173-178.

325. Ştefănescu, I., Gheorghieş, C., Nedelcu, N., Bujoreanu, V., Cercetări privind modificareaonctuozităţii unor uleiuri minerale utilizate în tribosistemele locomotivelor Diesel-electrice şiDiesel-hidraulice, Lucrările Conf. Naţionale ”TRIBOTEHNICA ’87”, Bucureşti, 24-26 Sept.1987, Vol. V, p.278-283.

326. Ştefănescu, I., Ciortan, S., Tomescu, L., Unele consideraţii privind alegerea lubrifianţilor pentruangrenaje, Lucrările Simp. Naţional ”Mecanisme şi transmisii mecanice” MTM’82, Timişoara,26-30 oct., 1992.

327. Ştefănescu, I., Versuchsergebnisse zum Einfluss des Schmierungsparameters auf die Lebens-dauer puncktförmiger Kontakte, Tribologie und Schmierungstechnik, Nr.5, 1993, p.289-294.

328. Ştefănescu, I., Ciortan, S., Determinarea grosimii filmului de ulei în cazul contactelor elasto-hidrodinamice prin metoda interferometriei optice, Lucrările Sesiunii Ştiinţifice ”45 de ani deînvăţământ Superior la Galaţi 1948-1993”, secţia Tribosistem, Tribomodel, Strat superficial înprocese tribologice, 1993, p. 232-235.

329. Ştefănescu, I., Gheorghieş, C., The Influence of Thermo-Magnetic Treatment Applied to theRolling- Bearing Steel, 7th Conference on EHD Lubrication and Traction, University of Suceava,2-nd – 4-th June, 1994, Acta Tribologica, volume 2, 2,1994, p. 137-146.

330. Ştefănescu, I., Consideraţii privind parametri reologici ai lubrifiantului în cazul ungerii EHD,Lucrările Sesiunii de Comunicări şi note ştiinţifice, Secţia I - Tribomodelare, Tribostrat,Tribotehnică, 27-28 oct.1995, Universitatea ”Dunărea de jos” Galaţi, p. 209-214.

331. Ştefănescu, I., Consideraţii privind ungerea lagărelor cu rulmenţi, TCMM Nr. 14 (Tehnologii,Calitate, Maşini, Materiale), Ed. Tehnică, Bucureşti, 1996, p. 151-172.

332. Ştefănescu, I., Ciortan, S., Câmpean, V., Grigorescu, Fl., Klein, C., Unele rezultateexperimentale privind durabilitatea elementelor în contact cu rostogolire din materialeceramice, Lucrările ştiinţifice prezentate la a 7-a Conf. intern. de Tribologie, ROTRIB’96,Bucureşti, 10-12 sept. 1996 (TCMM Nr.17, Ed. Tehnică, p. 152-157).

333. Ştefănescu, I., Gheorghieş, C., Possibilities of increasing the durabulity of bearing steels,Journal of the Balkan Tribological Association, Vol. 3, No. 2, 1997, p. 76-82.

334. Ştefănescu, I., Gheorghieş, C., Structural and dimensional instabilities in rolling-bearing steels,Proc. of the 9th Intern. Metallurgical and Materials Congress, 11-15 June 1997, Istambul-Turkey, p. 1445-1450.

335. Ştefănescu, I., Tomescu, L., Ciortan, S., Materiale utilizate în construcţia de maşini. Caracterizare,simboluri, domenii de utilizare, Universitatea “Dunărea de Jos” din Galaţi, vol. I (1994), II (1997).

336. Ştefănescu, I., Gherghies, C., Spânu, C., Strat, S., Study on the Tribomodel of ceramic rollingcontacts durability, Proc. of the 8th Intern. Conf. on Tribology, NORDTRIB' 98, 7-10 June 1998,Ebeltoft, Denmark, p. 539-545.

337. Ştefănescu, I., Ciortan, S., Evaluating Alumina's Capacity for Using in Hertzian Contact, Proc.of the Intern. Conf. of Tribology, BALKANTRIB ' 99, Sinaia, Romania, June 2-4, 1999, vol. II,p. 87-93.

338. Ştefănescu, I., Georgescu, L.P., Tomescu, L., Testing the Tribological properties of Rape-Seed Oil, Proc.of the Intern. Conf. of Tribology, BALKANTRIB’99, 1999, Sinaia, Romania, vol. III, p. 323-328.

339. Ştefănescu, I. et al., Evaluation of tribological properties of rape seed oil, The Annals ofUniversity ,,Dunărea de Jos” of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, 1999, p. 60-62.

340. Ştefănescu I., Gheorghies C., Diffractometric Study of the Structural Instabilities in Rolling-Bearing Steels, Buletinul Institutului Politehnic Iasi, Tomul XLVI(L), Fasc, 3-4, 2000, p. 1-5.


341. Ştefănescu, I., Calomir, C, Chiriţă, G., On The Future Of Biodegradable Vegetable LubricantsUsed For Industrial Tribosystems, The Annals of “Dunărea de Jos” University of Galaţi, Fascicle VIII,Tribology, 2002, p. 94-98.

342. Ştefănescu, I., Calomir, C., Spânu, C., Studies concerning the vegetable oils viscosity used asbiodegradable lubricant, The Annals of “Dunărea de Jos” University of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology,Proc. of Conf. ROTRIB’03, vol. I, 2003, p. 237-242.

343. Ştefănescu, I., Chiriţă, G , Considerations regarding self-lubricating composite coatings, The Annals of“Dunărea de Jos” University of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, Proc. of Conf. ROTRIB’03, 2003, vol. I,p. 129-132.

344. Ştefănescu, I., Dima, S., Vintila, I., Calomir, C., Milea, F., Unele cercetări experimentale privindlubrifianţii ecologici pe bază de uleiuri vegetale, Construcţia de maşini 1-2, Anul 56, 2004,Bucureşti, p. 73-77.

345. Ştefănescu, I., Calomir, C., Dima, S., Spanu, C., Deleanu, L., Geana, C., Garleanu., Theoxidation resistance of sunflower oil used as possible lubricant in industrial tribosystems, TheAnnals of ”Dunărea de jos” University of Galaţi, Fascicle VIII Tribologie, 2004, p. 121-126

346. Ştefănescu, I., Calomir, C., Gheorghieş, C, Spânu, C., The behavior of some vegetable oils during thefriction process , 5-th International Conference – Research and Development in Mechanical Industry –RaDMI 2005, Vrnjačka Banja, Serbia and Muntenegro, 2005, p. 353-358

347. Ştefănescu I., Calomir C., Gheorghieş, C, Spânu, C., The Annals of ”Dunărea de jos” University ofGalaţi, Fascicle VIII Tribology, 2005, p. 3-7.

348. Tamm, P., Ulms, W., Schneider, G. , Schmierpraxis, VEB Verlag Technik Berlin, 1971.349. Tansel, I.N. et al., Tool wear estimation in micro-machining. - Part I: tool usage-cutting force

relationship, Interval. J. Mach. Tools Manufact., 40 (4), 2000, p. 599-608.350. Tansel, I. N. et al., Tool wear estimation in micro-machining. - Part II: neural-network-based periodic

inspector for non-metals, Int. J. Mach. Tools Manufact., 40 (4), 2000, p. 609-620.351. Tao, Q., Lee, H.P., Lim, S.P., Contact mechanics of surfaces with various models of roughness

descriptions, Wear 249 (7), 2001, p. 539-545.352. Tessmann, R.K., Hong, I.T., Fitch, E.C., The Selection of Hydraulic Fluids, Lubrication Engineering, nr.

9, 1993.353. Tian, X., Keneddy, F., Maximum and Average Flash temperature in Sliding Contacts, J. of Tribology,

vol. 116, 1994, p. 167-174.354. Tokarzeweski, L., Zakrewski, J., Wachowicz, J., Szczenaniak, S., Wear, vol. 50, no. 2, 1978, p. 258-297.355. Tomescu, L., Contribuţii la studiul stratului superficial al compozitelor cu matrice de politetrafluor-

etilenă, pe tribomodele de alunecare, Teză de doctorat, Universitatea “Dunărea de Jos” din Galaţi, 1999.356. Tomescu, L., Rîpă, M., Vasilescu, E., Georgescu, C., Surface Profiles of Composites with PTFE Matrix,

J. of Material Processing Technology, 143-144, Elsevier, 2003, p. 384-389.357. Toms, A.M., A Preliminary Report on the Evaluation of FTIR for Lubricant Condition and

Contamination Determination in Support of Machinery Condition Monitoring in SyntheticLubricants, Department of Defense, Joint Oil Analysis Program, Pensacola, FL, 1994.

358. Tsubouchi, T., Hata, H., Yoshida, Y., Optimization of molecular structure for traction fluid, Proc. of 2nd

World Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-21-21-310 on CD.359. Tudor, A., ş.a., Îndrumar de calcul. Tribologie, Lito.,I.P.Bucureşti, 1985.360. Tudor, A., Durabilitatea şi fiabilitatea transmisiilor mecanice, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1988.361. Tudor, A., Contactul real al suprafeţelor de frecare, Ed. Academiei Române, 1990.362. Tudor, A., Năsui, V., Influenţa prezenţei unor polimeri în unsoarea consistentă asupra mărimii

coeficientului de frecare, Tribotehnica 1990, Vol. I, Cluj Napoca, 27-29.09, 1990.363. Tudor, A., Pascale, A., Pravă, I., Performanţe tribologice ale unor lichide de ungere şi răcire

biodegradabile, Conferinţă ştiinţifică de Tribologie, Rotrib ’96. .364. Tudor, A., Frecarea şi uzarea materialelor, Ed. Bren, 2002.365. Tudor, D., Ştefănescu, I., Tudor, C., Posibilităţi de tribomodelare a influenţei sulfului din

combustibilii grei asupra uzurii tribosistemului P.S.C, Revista "Uzura" Vol. 1, Nr. 2, iulie-decembrie 1997, p. 27-36.

366. Tudor, I, Tribologie, Ed. Universităţii “Petrol şi gaze”, Ploieşti, 2001.

Bibliografie357

367.a. Tudor, I. et al., Uzura în apă sărată şi ulei a straturilor subţiri de TiN, Ti(C,N) şi TiC/TiN, T.C.M.M. 16,Proc. ROTRIB’96, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1996.

367.b. Toy N., Nenmeri V.R., Bai X., Disimile P.J., Surface ignition on a heated horizontal flat plate,4th International Aircraft & Cabin Safety Research Conference, 2004

368. Tyagi, M. R., Sethuramiah, A., Asperity level conformity in partial EHL, Part I: its characterization,Wear, 197, 1996, p. 89-97.

369. Tyfour, W.R., Beynon, J. H., Kapoor, A., Deterioration of rolling contact fatigue life of pearlitic rail steeldue to dry-wet rolling-sliding line contact, Wear, 197, 1996, p. 255-265.

370. Uchiyama, Y., Survey of polymer tribology, Japanese J. of Tribology, 37, 1996, p. 657-665.371. Umeda, Sugimura, J., Yamamoto, Y., 1998, Characterization of wear particles and their relations with

sliding conditions, Wear, 216 (2), 1998, p. 220-228.372. Vasilca, Gh., ş.a., Procese de lubrificaţie, frecare şi uzură la suprafeţele metalice, Ed. AcademieiRSR,

Bucureşti, 1967.373. van Rooyen, J., Performance Fluids for Modern Cars, South Africa, 1998.374. Wedeven, L.D., Sistematic tribology – the link to design and performance testing, Proc. of 2nd World

Tribology Congress, WTC 2001, 03-07 sept. 2001, Vienna, paper M-68-14-710 on CD.375. Velten, K., Reinicke, R., Friedrich, K., Neuronale Netze zur Vorhersage und Analyse des

Verschleissverhaltens polymerer Gleitwerkstoffe, Mat.-wiss. u. Werkstofftech., vol. 31, 2000, p. 712-714.376. Velten, K., Reinicke, R., Friedrich, K., Wear volume prediction with artificial neural networks, Trib.

Intern., 33 (10), 2000, p. 731-736.377. Vergne, Ph., Contribution a l'etude du contact EHD.Deformation des surfaces.Caracterisation haute

pression des lubrifiants, These doc.-ing., INSA Lyon, 1985.378. Viswanath, N., Below, D. G., Development of an equation for the wear of polymers, Wear, 181-183,

1995, p. 42-49.379. Vižintin J., Kržan B., Tribological properties of vegetable based universal tractor transmission oil, The

Annals of “Dunărea de Jos” Univ. of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, Proc. Conf. ROTRIB’03, vol. I,2003, p. 221-227.

380. Voinea, R., Voiculescu, D., Simion, F.P., Introducere în mecanica solidului cu aplicaţii în inginerie, Ed.Academiei, 1989.

381. Vorburger, T.V., Raja, J., Surface Finish Metrology Tutorial, NISTIR 89-4088, Gaithersburg, MD, USA,1990.

382. Voumard, P., Savan, A., Pflüger, E., Advances in Solid Lubrication by MoS2 Multilayered Coatings, Proc.of the 8th Intern. Conf. on Tribology, NORDTRIB’98, 1998, p. 395-402.

383. Waller, E.D.Jr., Perez, M., A study of the Effect of Chemical Structure on Friction and wear: Part 1 – Ve-getable Oils and Esters, J. of the Society of Tribologists and Lubrication Enginners, May 2001, p. 20-25.

384. Warne, T.M. Oxidation Test Method Development by ASTM, Subcommittee D02. 09. ASTMTechnical Publication 916, editors W.H. Stadtmiller and A.N. Smith, ASTM Committee D-2,Symposium on Petroleum Products and Lubricants, Miami, Florida USA, 5 December 1983.

385. Wan, G.T.Y., Kenny P., Spikes H.A., Elastohydrodynamic Properties of Water-Based Fire ResistantHydraulic Fluids, Tribol. Intern., vol. 17, no. 6, 1984, p. 309.

386. Wang, J., Li, B., The effects of rheological characteristics of lubricant and surface roughness on the loadcapacity of a hydrodynamic slider bearing, Wear, 146, 1991, p. 165-177.

387. Wang, J.Q., Shi, F., A Mixed-TEHD Model for Journal-Bearing Conformal Contacts – Part II: Contact,Film Thickness and Performance Analysis, Trans. of the ASME, J. of Tribology, vol. 120, 1998, p. 206-213.

388. Wang, S. H., Al-Sharif, A., Rajagopal, K. R., Szeri, A. Z., Lubrication with Binary Mixtures: Liquid-Liquid Emulsion in an EHL Conjunction, Trans. of the ASME, journal of Tribology, vol. 115, no. 7,1993, p. 523-531.

389. Watanabe, M., Wear mechanism of PTFE composites in aqueous environment, Wear, 158, 1992, p. 79-86.

390. Wen, S., Yang, P., New Results to the Minimum Film Thickness and the Traction Behavior of Non-Newtonian Traction TEHL Line Contact, Proc. of the Japan Intern. Tribology Conf., Nagoya, 1990, p.623-628.


391. Williams, J.A., Engineering Tribology, Oxford University Press, Oxford, 1994392. Wilson, W.R.D., Sakaguchi, Y., Schmid, R., A Mixt Flow Model for Lubrication with Emulsions,

Tribology Transactions, vol. 37, no. 3, 1994, p. 543-551.393. Wilson, W.R.D., Sakaguchi, Y., Schmid, R., A Dynamic Concentration Model with Oil-in-Water

Emulsions, Wear, vol. 161, 1993, p. 207-212.394. Williamson, I.B.P., Hunt, B.T., The Microfotography of Solid Surfaces, Burudy Res.Rep. 59, ian., 1968,

p.1-7.395. Wright B.R., Mowery R.B., LePera M.E., Survivability? It could be a matter of hydraulic fluid!,

on-line (12.12.2006): http://72.14.221.104/search?q=cache:W2gqxY9bhB4J:www.dtic.mil/ndia11ground/mowery.pdf+Survivability%3F+It+could+be+a+matter+of+hydraulic+fluid!&hl=ro&gl=ro&ct=clnk&cd=1

396. Xu, G., Saghedi, F., Thermal EHL Analysis of Cicular Contacts with Measured Surface Roughness,Journal of Tribology, July, vol. 118, 1996, p. 473-463.

397. Yan, F., Xue, Q., Yang, S., Debris formation process of PTFE and its composites, J. of Applied PolymerScience, 61, 1996, p. 1223-1229.

398. Yang, A., Ayala, J., Bell, A., Effects of filler particles on abrasive wear of elastomer-based composites,Wear, 146, 1991, p. 349-386.

399a. Yule, A.J. & Moodie, K., A method for testing the flammability of sprays of hydraulic fluid. FireSafety Journal, 18, 1992, p. 273-302.

399b. Yuan L., Ignition of hydraulic fluid sprays by open flame and hot surfaces, on-line(12.12.2006): http://72.14.221.104/search?q=cache:iMHKlmqfzaoJ:0- niosh/mining/pubs/pdfs/iohfs.pdf+The+Relative+Ignitability+of+Hydraulic+Fluids&hl=ro&gl=ro&ct=clnk&cd=2

400. Zhang, S.W., State of the art of polymer tribology, Proc. of First World Tribology Congress, London,1997, p. 469-481.

401. Zhang, S.W., Wang Dego, Zin Weihua, Investigation of abrasive erosion of polymers, J. of MaterialScience, 30, 1995, p. 4561-4566.

402. Zhang, S.W., Wet abrasion of polymers, Wear, 158, 1992, p. 1-13.403. Zhang, Z.Z., Shen, W.C., Liu, W.M., Xue, Q.J., Li, T.S., Tribological properties of polytetrafluor-

ethylene - based composite in different lubricant media, Wear, 193, 1996, p. 163-168.404. Zhang, Z. et al., Wear Prediction of Polymer Composites using Artificial Neural Networks, in Proc.

CMSE/1, 2001, p. 203-206.405. Zhao, J., Sadeghi, F., Nixon, H. M., A Finite Element Analysis of Surface Pocket Effects in Hertzian Line

contact, J. of Tribology 122(1), 2000, p. 47- 54.406. Zhu, D., Biresaw, G., Clark, S.J., Kasun, T.J., Elatohydrodynamic Lubrication with O/W Emulsions,

Trans. of the ASME, J. of Tribology, vol. 116, April 1994, p. 310-320.407. Zhu, D., Effect of Surface Roughness on Mixed EHD Lubrication Characteristics, Proc. 2nd World

TRIBOLOGY Congress, WTC 2001, 03-07 sept.2001, Vienna, paper M-22-09-318 on CD.408. Zinenco, S.A., Mathemathical modelling of self-organization in tribosystems. I. Macroscopic states and

time structures, Wear, 156, 1992, p. 351-363.409. Zinc D.M., Fire Resistant Hydraulic Fluids: Shifting Definitions and Standards, NCFP 105-8.3,

on-line (12.12.2006) la adresa: http://www.quintolubric.com/faqs/FR_testing.pdf.410. ****** Experimental Methods in Tribology, Simp. Inst. Mech. Eng., London, 1968.411. ****** SKF – Rulmenţi. Manual de întreţinere, publ. 4100 E, 1997.412. ****** Roller Bearing Service Damage and Cuses, The Torrington Company, Indiana, SUA, 1985.413. ****** Investigation of lubricant properties, Institut für Maschinenelemente und Maschinengestaltung

of the RWTH - Aachen, http://www.ime.RWTH-Aachen.de/Mitarbeiter/Dominik_Daners/broschuereE/index. html (1.11.2003).

414. ****** PECO – Catalog de produse petroliere, 1993.415. ****** Manuel industriel de l’usure et de grippage, Ed. CETIM, 1973.416. ****** Standard Handbook of Lubrication Engineering, Mc Graw Hill Co., New York, 1968.417. ****** Utilizarea şi regenerarea lubrifianţilor, Ed. Tehnică, Bucureşti, 1954.418. ****** Tribotehnica ̀78, Universitatea din Galaţi, 1978.419. ****** Tribotehnica ̀80, Institutul de Petrol şi Gaze Ploieşti, 1980.

Bibliografie359

420. ****** Tribotehnica ̀82, Institutul de Mine Petroşani, 1982.421. ****** Tribotehnica ̀84, Institutul Politehnic Iaşi, 1984.422. ****** Tribotehnica ̀87, Institutul Politehnic Bucureşti, 1987.423. ****** Tribotehnica ̀90, Institutul Politehnic Cluj Napoca, 1990.424. ****** Rotrib ̀96, Bucureşti, 1996.425 ****** Lucrările Conferinţei Internaţionale Rotrib ̀99, Sinaia, 1999.426 ****** Lucrările Conferinţei naţionale cu participare internaţională, Rotrib`03, publicate în The

Annals of University Dunarea de Jos of Galaţi, Fascicle VIII, Tribology, Galaţi, 2003.427. ****** Tribology of composite materials, Proceedings of a Conference, Oak Ridge, Tennessee, 1-3

May, 1990.428. ****** Quick Lubrication Guide, 2003, Published by Motor Information Systems, a division of Hearst

Business Publishing, Inc.429. ****** Standard Practice for Calculating Viscosity Index From Kinematic Viscosity at 40 and

100°C, ASTM D2270 - 86, 1986.430. ****** SAE Standard, Engine Viscosity Classification, SAE J300, June 1989.431. ****** SAE Standard, Axle and Manual Transmission Lubricant Viscosity Classification,

SAE J306, March 1985.432. ****** International Standard, Industrial Liquid Lubricants, ISO Viscosity Classification, ISO

3448, 1975.433. ****** SAE Standard, Automotive Lubricating Greases, SAE J310, August 1987.434. ****** Gear Lubrication, a Mobil Technical Book, 1990.435. ****** Friction and Wear Testing Source Book of Selected References from ASTM Standards and

ASM Handbooks, 1997.436. ******* Standard Terminology Relating to Wear and Erosion, ASTM Designation G 40-95.437. ****** Approval Standard for Flammability Classification of Industrial Fluids (Class 6930),

January 2002, Factory Mutual Global.438. ****** HSE Approved specifications for fire resistance and hygiene of the hydraulic fluids for

use in machinery and equipment in mine, reference HSE (M) File L11.6/3, October 1999,disponibil on-line la adresa http://213.212.77.20/mining/frfluid.pdf

439. ****** The 7th Luxembourg Report, March 3, 1994, Doc. No. 4746/10/91, Requirements andTest Applicable to Fire-Resistant Hydraulic Fluids used for Power Transmission and Control; 7thEdition Published By: Safety and health Commission for the Mining and other ExtractiveIndustries. L-2920m, Luxembourg, Commission of the European Economic CommunitiesDG\E\4.

440 ****** Grease lubrication. Temperature range. SKF traffic light concept, on-line (10.01.2005):http://www.skf.com/portal/skf/home/products?lang=en&maincatalogue=1&newlink=1_0_106

441. ****** ASTM D2783-03: Standard Test Method for Wear Preventive Characteristics ofLubricating Fluid (Four-Ball Method).

442. ****** ASTM D4172-94(2004)e1: Standard Test Method for Wear Preventive Characteristicsof Lubricating Fluid (Four-Ball Method).

443. ****** ASTM D5275-03 Test method for fuel injector shear stability test for polymercontaining fluids

444. ****** ASTM D6278-02 Shear stability of polymer containing fluids using a european Dieselinjector apparatus;

445. ****** CEC-L-14-A-93 - Evaluation of the mechanical shear stability of lubricant oilscontaining polymers

446. ****** EN ISO 20623:2003 Petroleum and related products - Determination of the extreme-pressure and anti-wear properties of fluids - Four ball method (European conditions)(20623:2003).

447. ****** SR EN ISO 20823:2004, Ţiţei şi produse înrudite. Determinarea caracteristicilor deinflamabilitate a fluidelor în contact cu suprafeţe calde. Încercarea de inflamabilitate pe metalcald


448. ****** SR ISO 3105:1998 Vâscozimetre cinematice cu capilară de sticlă. Specificaţii şiinstrucţiuni de operare

449. ****** STAS 8618_79 Uleiuri minerale: Determinarea rezistenţei la presiuni ridicate pe maşinacu patru bile (in Romanian) (Mineral oils: extreme pressure on the four ball machine).

450.****** SR EN ISO 20844:2004 Ţiţei şi produse înrudite. Determinarea stabilităţii la forfecareauleiurilor conţinând polimeri utilizând un injector pentru motor Diesel;

451. ****** SR ISO 3104:1996 Produse Petroliere – Lichide opace şi transparente. Determinareavâscozităţii cinematice şi calculul vâscozităţii dinamice.

Ioan ŞTEFĂNESCU Lorena DELEANU Minodora RÎPĂ SI LUBRIFIANTI.pdf · Ioan ŞTEFĂNESCU Lorena...

Documents

Transcript of Ioan ŞTEFĂNESCU Lorena DELEANU Minodora RÎPĂ SI LUBRIFIANTI.pdf · Ioan ŞTEFĂNESCU Lorena...