Научные основы проектирования эксцентриковых механизмов свободного хода повышенной нагрузочной способности
На правах рукописи
ШАРКОВ Олег Васильевич НАУЧНЫЕ ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ЭКСЦЕНТРИКОВЫХ МЕХАНИЗМОВ СВОБОДНОГО ХОДА ПОВЫШЕННОЙ НАГРУЗОЧНОЙ СПОСОБНОСТИ 05.02.02 – Машиноведение, системы приводов и детали машин
Автореферат диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук
Владимир – 2011
Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Калининградский государственный технический университет» (ФГБОУ ВПО «КГТУ»)
Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор, заслуженный машиностроитель РФ Гоц А.Н.
доктор технических наук, профессор Леонов А.И.
доктор технических наук, профессор, заслуженный машиностроитель РФ Умняшкин В.А.
Ведущая организация: ФГБОУ ВПО «Южно-Уральский государствен ный университет» (национальный исследова тельский университет)
Защита состоится «27» декабря 2011 г. в 1400 часов на заседании дис сертационного совета Д.212.025.05 при ФГБОУ ВПО «Владимирский госу дарственный университет имени Александра Григорьевича и Николая Григорье вича Столетовых» (ВлГУ) по адресу: 600000, г. Владимир, ул. Горького, д.87, ауд. 335-1.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ВлГУ. Автореферат размещен на сайтах Министерства образования и науки РФ (www.vak.ed.gov.ru) и ВлГУ (www.vlsu.ru).
Отзывы на автореферат в двух экземплярах с подписью, заверенной пе чатью организации, просим направлять в адрес ученого секретаря диссерта ционного совета.
Тел.: 8-(4922) 47-98- Факс: 8-(4922) 43-33- E-mail: [email protected] Автореферат разослан «10» ноября 2011 г.
Ученый секретарь диссертационного совета канд. техн. наук, доцент Новикова Е.А.
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность темы. В приводах многих машин находят широкое применение сцепные самоуправляемые муфты – механизмы свободного хода (МСХ), которые, как правило, являются одними из наиболее нагруженных элементов. Их использование позволяет упростить кинематику и повысить функциональные возможности приводов машин. Потребность в МСХ в Рос сийской Федерации измеряется десятками миллионов штук в год.
Использование новых технологий расширяет возможные области при менения МСХ. Например, разработаны автомобильные гибридные энергоси ловые установки, в которых МСХ необходимы для исключения противовра щения вала теплового двигателя при работе электродвигателя.
При этом недостаточная нагрузочная способность и долговечность МСХ может являться основным фактором, лимитирующим работоспособ ность приводов машин в целом. Например, число отказов храповых МСХ в промысловом оборудовании (лебедки типа ЛЭ-31 и -33, шпили типа ШЭР) составляет 16,2-44,1 % от общего числа отказов их элементов.
МСХ с цилиндрическими и эксцентриковыми роликами, рабочие эле менты которых образуют только высшие кинематические пары, также отли чаются недостаточной долговечностью, а в ряде случаев, и нагрузочной спо собностью. Кроме того, их изготовление с необходимым качеством можно обеспечить только в условиях специализированных производств (в основном зарубежных).
Как показали испытания импульсных вариаторов типа ИВА, долговеч ность установленных в них серийных роликовых МСХ составляла 56-82 ч.
Таким образом, возрастает актуальность задачи повышения нагрузоч ной способности и долговечности МСХ, снижения расходов при их произ водстве и эксплуатации. Решение данной задачи, прежде всего, связано с со вершенствованием конструктивных схем МСХ и повышением эффективно сти процесса их проектирования.
Важным резервом увеличения нагрузочной способности и долговечно сти МСХ является применение в них рабочих поверхностей, образующими которых являются окружности, так как они позволяют реализовать между контактирующими элементами низшие кинематические пары. Такие поверх ности рациональны и с точки зрения технологичности их изготовления.
Среди механизмов с такими рабочими поверхностями следует выделить эксцентриковые МСХ, которые отличаются повышенной нагрузочной спо собностью и могут быть изготовлены при отсутствии специализированных производств.
Однако известные к настоящему времени методики расчёта эксцентри ковых МСХ не позволяют обеспечивать на этапе проектирования их необхо димые эксплуатационные характеристики, в связи с чем увеличивается время на доработку конструкций, в том числе, на стадии производства.
Существующее противоречие между практической потребностью в эксцентриковых МСХ, с одной стороны, и ограниченными возможностями существующих методик их проектирования, с другой, определяет актуаль ность исследований в этом направлении.
Работа выполнялась в период с 1989 по 2011 гг. в рамках реализации ФЦП «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» на 2009-2013 гг. (государственный контракт № 16.740.11.0397 от 01.12.2010 г.), плана научно-исследовательских работ ФГБОУ ВПО «КГТУ» и договоров с предприятиями Калининградской области.
Тематика диссертации соответствует п. 2.3.5 «Научные методы созда ния машин и робототехнических систем» Перечня приоритетных направле ний фундаментальных исследований, утвержденного Правительственной ко миссией РФ по научно-технической политике от 28.05.1996 г. и уточненного Постановлением РАН от 13.01.1998 г.
Цель работы заключается в увеличении нагрузочной способности и долговечности эксцентриковых МСХ посредством повышения достоверности расчетов и разработки научно-обоснованной методики проектирования на основе уточненных физико-математических моделей.
Для достижения поставленной цели сформулирована научная задача:
разработка и совершенствование физических и математических моделей экс центриковых МСХ, описывающих геометрию зацепления, их нагрузочную способность, напряженно-деформированное состояние и триботехнические характеристики. При этом необходимо:
• разработать расчетные схемы, выполнить математическое описание и анализ геометрических характеристик мелкомодульных храповых зубьев эксцентриковых МСХ и способов их изготовления;
• выполнить математическое описание триботехнических характеристик эксцентриковых МСХ в период заклинивания;
• разработать расчетные схемы и провести исследование напряженно деформированного состояния (НДС) рабочих элементов эксцентриковых МСХ с применением компьютерного твердотельного моделирования и мето да конечных элементов (МКЭ), выполнить математическое описание полу ченных результатов;
• выполнить экспериментальную проверку достоверности полученных теоретических результатов и предложенной методики проектирования;
• выполнить эксплуатационную проверку разработанных эксцентрико вых МСХ в производственных условиях.
Объектом исследования являются эксцентриковые МСХ нефрикцион ного и фрикционного типов. Предметом исследования являются: геометрия зацепления мелкомодульных храповых зубьев и методы их изготовления;
триботехнические характеристики;
напряженно-деформированное состояние;
нагрузочная способность;
эксплуатационные характеристики.
Научная новизна заключается в установлении и математическом опи сании закономерностей влияния комплекса конструктивных параметров на нагрузочную способность, напряженно-деформированное состояние и трибо технические характеристики механизмов. При этом:
• впервые получены аналитические зависимости, описывающие геомет рию мелкомодульных храповых зубьев с рациональным профилем, обеспе чивающим их контакт в зацеплении по поверхности для эксцентриковых МСХ нефрикционного типа;
• впервые теоретически получены и экспериментально подтверждены за висимости, описывающие триботехнические характеристики в контакте ци линдрических рабочих поверхностей эксцентриковых МСХ фрикционного типа;
• впервые установлен характер и получены эмпирические зависимости, позволяющие определить влияние геометрических параметров рабочих эле ментов на нагрузочную способность и напряженно-деформированное со стояние эксцентриковых МСХ нефрикционного и фрикционного типов;
• получены новые экспериментальные данные о характере изменения и величинах эксплуатационных характеристик эксцентриковых МСХ (нижней границы наработки на отказ, относительного поворота, радиальной деформа ции, массового износа;
долговечности;
потерь на трение при свободном ходе;
уровне шума).
Новизна технических решений подтверждается 11 патентами РФ.
Практическая ценность и реализация результатов. Предложены ре комендации, зависимости и алгоритмы, представленные в виде методики проектирования, позволяющей проводить полный расчет конструктивных параметров эксцентриковых МСХ. Использование алгоритмов обеспечивает возможность многовариантности проектирования при применении современ ных программ MathCAD, MatLAB, AutoCAD, T-FLEX CAD и др.
Применение полученных результатов обеспечит экономический эф фект за счет: сокращения сроков разработки новых эксцентриковых МСХ;
повышения их нагрузочной способности и долговечности;
снижения массо габаритных характеристик;
уменьшения производственных и эксплуатацион ных затрат.
Результаты диссертации использованы:
• при проектировании эксцентриковых МСХ, внедренных в приводы:
промысловых машин (ОАО «Матео» – 10 шт.);
стартеров (ОАО «Зодиак» – 3 шт., ОАО «Автоколонна №1359» – 17 шт.);
импульсных вариаторов (ОАО «Тралфлот» и ФГБОУ ВПО «КГТУ» – 21 шт.);
металлорежущих станков (ООО «Балтийский завод напольного транспорта» – 3 шт.);
• в учебном процессе ФГБОУ ВПО «КГТУ» при изучении дисциплин «Детали машин», «Бесступенчатые передачи приводов пищевых машин» и «Основы конструирования промысловых машин».
Ряд предлагаемых конструктивных решений и методов расчета пред ставлен в общем виде, что расширяет область их приложения и позволяет ис пользовать научные результаты диссертации при модернизации и создании колодочных тормозов мобильных машин, клиновых и храповых МСХ, коло дочных центробежных и зубчатых сцепных муфт радиального действия.
Достоверность результатов обусловлена тем, что они получены с использованием: базовых методов теории механизмов и машин, машинове дения, конечно-элементного анализа, теории эксперимента, математического и физического моделирования;
современных программных комплексов T FLEX CAD и MathCAD, а также совпадением теоретических, эксперимен тальных и эксплуатационных результатов.
Основные положения диссертации, выносимые на защиту:
• аналитические зависимости для расчета геометрических параметров мелкомодульных храповых зубьев с рациональным профилем и режущих ин струментов для их изготовления;
• аналитические зависимости для расчета приведенного коэффициента трения в сопряжении рабочих элементов эксцентриковых МСХ фрикционно го типа;
• результаты вычислительных экспериментов по исследованию НДС экс центриковых МСХ и эмпирические зависимости для расчета нагрузочной способности, прочности и жесткости для любого типоразмера механизмов;
• алгоритмы расчета конструктивных параметров эксцентриковых МСХ;
• результаты модельных и натурных экспериментальных исследований основных эксплуатационных характеристик эксцентриковых МСХ.
Личный вклад соискателя заключается в: разработке расчетных схем и математическом описании предлагаемого зацепления и инструментов для его изготовления, методики определения рационального профиля зацепления и режущего инструмента;
математическом описании взаимосвязи характера распределения давления и приведенного коэффициента трения;
планирова нии и анализе результатов вычислительных экспериментов, математическом описании взаимосвязи геометрических характеристик механизмов с их нагру зочной способностью и напряженно-деформированным состоянием;
плани ровании модельных и натурных физических экспериментов и анализе их ре зультатов;
разработке алгоритмов расчета и методики проектирования меха низмов.
Апробация работы. Материалы работы докладывались и обсуждались:
• на Международных научно-технических конференциях и симпозиумах:
по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам (Влади мир, 1992);
«Повышение эффективности использования технической базы регионов: ольштынского и калининградского» (Калининград, 1994);
«Бессту пенчатые передачи, приводы машин и промысловое оборудование» (Кали нинград, 1997);
«Прогрессивные технологии, машины и механизмы в маши ностроении» (Калининград, 1998, 2000, 2002);
«Современные проблемы про ектирования и производства зубчатых передач» (Тула, 2000);
«Машины и ме ханизмы ударного, периодического и вибрационного действия» (Орел, 2000);
«Современные технологии, материалы, машины и оборудование» (Могилев, 2002);
«Power transmissions-03» (Varna, Bulgaria, 2003);
«Материалы, обору дование и ресурсосберегающие технологии» (Могилев, 2004, 2009, 2010);
«Mechanical engineering technologies-04» (Varna, Bulgaria, 2004);
«Современ ные проблемы машиностроения» (Томск, 2004, 2008, 2010);
«Trans&Motauto; 05» (Veliko Tarnovo, Bulgaria, 2005);
«Математические методы в технике и технологиях» (Воронеж, 2006;
Псков, 2009;
Саратов, 2010, 2011);
«Иннова ции в науке и образовании» (Калининград, 2003, 2005, 2006, 2007, 2008, 2009, 2010);
• на Всероссийской научно-технической конференции «Механика и про цессы управления моторно-трансмиссионных систем транспортных машин» (Курган, 2003).
Публикации. Основные положения работы опубликованы в 90 печат ных работах, в том числе: 1 монография, 12 работ по списку ВАК, 11 патен тов на изобретения и полезные модели.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, выводов и основных результатов, списка использованных источников и приложений. Общий объем работы 388 с., в том числе: 338 с. основного тек ста, включающего 172 рисунка и 28 таблиц;
15 с. приложений;
список ис пользованных источников из 392 наименований.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении кратко изложено современное состояние проблемы, при ведено обоснование актуальности темы работы, определены объект и пред меты исследования, поставлена цель и сформулирована научная задача дис сертации, показана практическая ценность и реализация результатов.
В первой главе выполнен обзор и анализ наиболее широко используе мых конструктивных схем МСХ, результатов теоретических и эксперимен тальных исследований по ним, предложены принципы их проектирования.
Вопросам разработки и исследования различных типов МСХ посвяще но значительное число работ, среди которых следует отметить работы Н.К. Куликова, В.Ф. Мальцева, А.И. Леонова, О.А. Ряховского, Г.В. Архан гельского, В.А. Умняшкина, А.Ф. Дубровского, С.П. Баженова, А.Т. Скойбе ды, А.А. Благонравова, В.И. Пожбелко, С.И. Худорошкова, В.Б. Держанско го, М.П. Горина, А.Е. Кроппа, М.Н. Пилипенко, А.А. Гончарова, В.Г. Кара бань, Ю.В. Янчевского, G. Bohnenstiel, F. Pfeiffer, S. Hart, P. Rossmanek, E. Schindler, R. Welter, K. Kollmann, S.C Burgess, K. Stlzle и др.
Данные работы позволяют обобщить исследования в этой области, проанализировать конструктивные схемы МСХ и определить основные на правления их дальнейшего развития.
Показано, что одним из актуальных направлений совершенствования МСХ является создание механизмов с рабочими поверхностями, основой об разования которых служат окружности с центрами, смещенными на величину эксцентриситета – эксцентриковые МСХ.
Предлагаемые эксцентриковые МСХ имеют внешнюю обойму, звез дочку, выполненную в виде эксцентрика, и заклинивающиеся элементы в ви де охватывающих его колец того же эксцентриситета.
Использование только низших кинематических пар позволяет на поря док снизить возникающие напряжения и, как следствие, повысить нагрузоч ную способность и долговечность механизмов. Это особенно важно при стес ненных габаритах и работе с высокой частотой включения.
Основными преимуществами эксцентриковых МСХ являются: более высокая нагрузочная способность при тех же габаритных размерах;
относи тельно невысокие требования к точности изготовления элементов и монтажа механизма;
низкая чувствительность к износу;
отсутствие контакта рабочих поверхностей при свободном ходе и, как следствие, малые потери на трение.
Передачу нагрузки в эксцентриковых МСХ можно осуществлять как силами трения, так и нормальными силами.
Эксцентриковый МСХ фрикционного типа (рис. 1,а) состоит из двусто роннего эксцентрика 1, выполненного с кулачками одинакового профиля и эксцентриситета e, эксцентриковых колец 2 и 3, внешней обоймы 4 с внут ренней цилиндрической поверхностью. Кольцо 2 выполнено с одним дуго вым выступом, а кольцо 3 с двумя дуговыми выступами в пределах угла 0.
Механизм имеет подтормаживающее устройство роликового типа 5.
б) а) Рис. 1. Конструктивные схемы эксцентриковых МСХ фрикционного (а) и нефрикционного (б) типов Механизм включается при повороте эксцентрика 1 против часовой стрелки, при его вращении по часовой стрелке происходит свободный ход.
Принципиальным отличием эксцентрикового МСХ нефрикционного типа (рис. 1,б) является то, что внешняя обойма 4 выполнена с внутренними мелкомодульными зубьями, а эксцентриковые кольца 2 и 3 – с наружными мелкомодульными зубьями, расположенными в переделах угла 0. Механизм имеет подтормаживающее устройство пальцевого типа 5.
При такой конструктивной схеме легко обеспечить бесконтактность движения рабочих поверхностей механизма в период свободного хода, так как эксцентриковые кольца фиксируются с радиальным зазором на эксцен трике концентрично поверхности внешней обоймы.
Вторая глава посвящена исследованию геометрии зацепления мелко модульных храповых зубьев, нагрузочной способности и напряженно деформированного состояния эксцентриковых МСХ нефрикционного типа.
Основы теории мелкомодульного храпового зацепления для эксцентри ковых МСХ нефрикционного типа. Для повышения нагрузочной способности эксцентриковых МСХ нефрикционного типа предложено использовать мел комодульные храповые зубья с рациональным профилем, обеспечивающим их контакт в зацеплении по поверхности. Разработана методика геометриче ского синтеза предлагаемого профиля.
В качестве исходных данных для расчета геометрических параметров зацепления приняты: r f 1, r f 2 – радиусы окружностей, проходящих по впа динам внешних и внутренних храповых зубьев;
1 – угол наклона передней кромки храповых зубьев.
Теоретическую высоту храповых зубьев определяем как H t = r f 2 r f (рис. 2) и принимаем равной модулю mt. Окружной и угловой шаг определя ем как pt = mt и = 180mt r f 1. Угол 1 задают, исходя из результатов рас чета качественных показателей зацепления (см. далее).
Теоретическую длину передней Lt1 и задней Lt 2 кромок храповых зубьев находим: Lt1 = r f21 cos 2 1 + 2r f 1mt + mt2 r f 1 cos 1 ;
(1) Lt 2 = L21 + 2r f21 (1 cos ) + 2r f 1Lt1[cos 1 cos( 1 )]. (2) t Угол наклона задней кромки храповых зубьев находим L22 2r f 1mt mt t 2 = 180 arccos( ). (3) 2r f 1Lt r f 1 sin 3 = arcsin( );
Дополнительные углы находим (4) rf Lt1 + r f 1[cos 1 cos( 1 )] r f 1sin 4 = arcsin( 5 = arccos ) ;
(5). (6) rf 2 Lt При расчете геометрии зацепления следует учитывать, что кроме пря молинейных участков профиля храповых зубьев будут иметь место криволи нейные переходные поверхности, по которым их контакт должен быть ис ключен.
Длины прямолинейных участков передней кромки внешнего lt11 и внутреннего lt 21 храповых зубьев зависят от геометрических параметров за цепления и режущих инструментов для их изготовления. Длину участка кон такта внешнего и внутреннего храповых зубьев определяем как lt1 = lt11 + lt 21 Lt1. (7) Радиусы окружностей, проходящих по вершинам внешних и внутрен них храповых зубьев, определяем как ra1 = r f21 + lt2 2r f 1lt11 cos(180 1 ) ;
(8) ra 2 = r f21 + ( Lt1 lt 21 ) 2 2r f 1 ( Lt1 lt 21 ) cos(180 1 ). (9) Высоту внешнего и внутреннего храповых зубьев, а также их рабочую высоту определяем: ht1 = ra1 r f 1 (10), ht 2 = r f 2 ra 2 (11) и ht = ra1 ra 2. (12) Анализ методов изготов ления мелкомодульных храпо вых зубьев показал, что для увеличения длины прямоли нейных участков их профиля необходимо значительно уве личить радиус долбяка. В этом случае наиболее целесообразно использовать инструменталь ную рейку ( rU = ).
Получены рекомендации по выбору вида (долбяк или ин струментальная рейка) и разме ров режущих инструментов для изготовления храповых зубьев Рис. 2. Геометрические параметры мел- при условии получения воз комодульного храпового зацепления можно больших длин прямоли нейных участков их профиля по отношению к теоретической длине.
Получены зависимости для определения теоретического профиля инст рументальной рейки и долбяка для нарезания храповых зубьев.
Координаты точек передней и задней кромок зубьев инструментальной рейки определяем по зависимостям x = r1 r sin + x sin( + ) ;
S1 1 180o (13) y S1 = r1 (1 cos ) + x cos( 3 + ) ;
r r1 sin( ) y sin( 2 + ) ;
xS 2 = 180o (14) y S 2 = r1 (1 cos ) + y cos( 2 + ).
Координаты точек передней и задней кромок зубьев долбяка определя ем по зависимостям xR1 = ( r rU ) sin U + r sin( ) + x sin( 1 + U ) ;
U (15) y R1 = (r rU ) cos U + r cos( ) + x cos( 1 + ) ;
U U xR 2 = r sin( + U ) (r rU ) sin U y sin( 2 + ) ;
U (16) y R 2 = r cos( + ) (r rU ) cos U + y cos( 2 + ).
U U Здесь, и U, U – углы поворота заготовки и долбяка в момент профилирования рассматриваемой точки;
x и y – координаты точки про филя нарезаемого храпового зуба;
rU – радиус окружности ножек зубьев долбяка. Принято r = r f 1.
Фактический исходный контур режущего инструмента целесообразно изготавливать с прямолинейными режущими кромками, так как его отклоне ние от теоретического незначительно.
Например, для изготовления храпового зацепления ( r =30 мм, mt =0, мм) отклонение фактического профиля инструментальной рейки от теорети ческого будет 3 мкм (передняя кромка) и 8 мкм (задняя кромка). Отклонение профиля долбяка будет 1 мкм (передняя кромка) и 4 мкм (задняя кромка).
Получена формула для определения минимального радиуса долбяка 2r 2 (1 cos ) lt rU min =. (17) 2[mt + r (1 cos )] lt 21 (cos 1 + lt 21 r ) Получены зависимости для определения длин прямолинейных участков передних кромок внешнего и внутреннего храповых зубьев lt11 = r1 cos 3 ± r12 (2 sin 2 3 ) 2r1mt r1 sin 3 r12 sin 2 3 + 4r1mt ;
(18) ± lt 21 = r cos 1 ± r 2 cos 2 1 + z 21, (19) b21 ± b21 4a21c здесь z 21 =, (20) 2a где a21 = (2rU r ) 2 ;
b21 = 2r[2rrU (r r ) sin 2 1 mt (2rU r )(2rU + mt )] ;
c21 = r 2 mt (2rU + mt )[mt (2rU + mt ) 4r (r rU ) sin 2 1 ].
Знаки перед корнем в формулах (18)-(20) принимают, исходя из полу ченных результатов.
Для оценки качественных t1, показателей мелкомодульного t t храпового зацепления предло 0. жены коэффициенты рабочей 0. длины внешнего и внутреннего храповых зубьев – t1 = lt11 Lt 0. t и t 2 = lt 21 Lt1, а также их ра 0. бочей высоты t 3 = ht H t.
0. Расчет храпового зацеп 0. 16 1, град ления ( r =30 мм, mt =0,5 мм) 8 9°27 0 4 Рис. 3. Зависимость коэффициентов рабо- показал (рис. 3), что прямоли чей длины зубьев от угла наклона перед- нейный участок для внутренних ней кромки храповых зубьев существует, начиная с определенного угла 1 =9°27 ( t 2 =0,75-0,99). Для внешних храпо вых зубьев прямолинейный участок существует при всех значениях угла ( t1 =0,50-0,95). При этом коэффициент рабочей высоты составляет t 3 =0,74.
Исследование нагрузочной способности и напряженно деформированного состояния мелкомодульных храповых зубьев позволило установить величины и характер распределения в них напряжений и дефор маций. Получена зависимость для определения расчетного вращающего мо мента, передаваемого механизмом zK z1l1dW 2 mt1,75 [] TP = K m, (21) (0,09 0,13) F + где K m – вспомогательный коэффициент, K m =0,442 мм-0.75;
zK – число экс центриковых колец;
z1 – число зубьев на кольце;
l1 – длина рабочей части эксцентрикового кольца;
dW 2 – диаметр начальной окружности зубчатого зацепления;
[] – допускаемое напряжение;
F – коэффициент геометриче ских параметров механизма.
Исследование напряженно-деформированного состояния внешней обоймы эксцентриковых МСХ нефрикционного типа проводили в зависимо сти от комплекса геометрических параметров: D – внутреннего диаметра обоймы (оболочки);
0 – угла зоны зацепления;
h1 D – отношения толщины цилиндрической оболочки h1 к её диаметру D ;
h2 D – отношения толщины пластины h2 к диаметру оболочки D ;
l D – отношения длины оболочки l к её диаметру D ;
l1 l – отношения длины зоны зацепления к длине оболочки.
Установлены величины и характер распределения эквивалентных на пряжений e и радиальных деформаций R внешней обоймы. Определено, что в радиальном сечении обойма деформируется не симметрично относи тельно вертикальной оси, как предполагали раньше, а имеет большую ради альную деформацию в зоне зацепления, расположенной ближе к её свобод ному краю.
Предложены зависимости для определения напряжений и деформаций, возникающих во внешней обойме:
e = ( 3 ) K e ( D ) K K K K ;
(22) e e ( h1) e ( h 2) e (l ) e (l1) R = R (3) K ( D ) K ( h1) K ( h 2) K (l ) K (l1), (23) где (3) и R (3) – напряжения и деформации, возникающие в базовом вари e анте внешней обоймы эксцентриковых МСХ нефрикционного типа, (3) =115 МПа и R (3) =86 мкм.
e Получены эмпирические зависимости для расчета коэффициентов, ха рактеризующих влияние геометрических параметров внешней обоймы на её напряженно-деформированное состояние:
K e ( D ) = 2,674 1,302( 0 ) 1,122( D D) + 0,281( 0 ) 2 + 0 (24) + 0,241( D D) + 0,220( 0 )( D D) ;
K ( D ) = 0,508 0,272(0 ) + 0,979( D D) + 0,105(0 ) 2 + 0 (25) + 0,321( D D) 0,641(0 )( D D), где и D – угол зоны зацепления и диаметр базового варианта внешней обоймы эксцентриковых МСХ нефрикционного типа, =70 и D =140 мм.
= 0,029(h1 D) 1,54 ;
(26) K ( h1) = 0,021(h1 D ) 1,70 ;
K (30) e ( h1) 0,026 0, = 0,674 + K ( h 2) = 0,048 + K ;
(27) ;
(31) e ( h 2) h2 D h2 D = 0,34e 3, 43(l D) K (l ) = 0,25e3,77 (l D) K ;
(28) ;
(32) e (l ) 3,71(l1 l ) 3,55(l1 l ) K (l1) = =. (33) K ;
(29) e (l1) 2,24 + (l1 l ) 2,09 + (l1 l ) Третья глава посвящена исследованию триботехнических характери стик, нагрузочной способности и напряженно-деформированного состояния эксцентриковых МСХ фрикционного типа.
Определение приведенных коэффициентов трения в контакте рабочих поверхностей эксцентриковых МСХ фрикционного типа. Надежное заклини вание эксцентриковых МСХ фрикционного типа возможно только в случае, когда коэффициент трения в сопряжении эксцентрикового кольца с внешней обоймой больше, чем в сопряжении эксцентрикового кольца с эксцентриком.
Для обеспечения этого усло вия предлагается получить эффект клинового сопряжения простым и технологичным способом в кинема тической паре (рис. 4), образован ной внешней обоймой 1 с внутрен ней цилиндрической поверхностью и кольцом 2 с дуговыми выступами, расположенными под углом 0.
Получены формулы (табл. 1) для определения приведенных ко эффициентов трения при различ ных законах распределения давле ния p () по дуговым выступам.
Корректность выбора закона рас Рис. 4. Расчетная схема кинематиче пределения давления для каждого ской пары случая надо проверять эксперимен тально.
Таблица Формулы для расчета приведенных коэффициентов трения скольжения Закон распределения давления Полученная формула f 2 Постоянный f ПР 2 = (34) p () = pmax = const 1 cos 4 f 2 (1 cos 0 ) Косинусоидальный f ПР 2 = (35) p () = pmax cos 2 0 sin 2 0,75 f 2 (2 0 sin 2 0 ) Параболический f ПР 2 = (36) p () = pmax cos 2 2 3 cos 0 + cos 3 f 2 ( + 2 0 ) Эллиптический f ПР 2 = (37) p () = pmax 1 4 2 2 0,061 + 1,492 0 + 1,346 f 2 ln(cos 0 ) Котангенса f ПР 2 = (38) p () = pmax ctg sin 0 + ln(cos 0 ) ln(1 + sin 0 ) Исследование нагрузочной способности эксцентриковых колец прово дили в зависимости от комплекса геометрических параметров: D – внешнего диаметра эксцентрикового кольца;
D d – отношения внешнего диаметра кольца D к его внутреннему диаметру d ;
e d – отношения эксцентриситета e к внутреннему диаметру d кольца;
0 – угла расположения дуговых вы ступов;
l1 l2 – отношения длины рабочей половины кольца с дуговыми вы ступами l1 к нерабочей l2 ;
1 – зазора между эксцентриковым кольцом и эксцентриком.
Предложено оценивать нагрузочную способность эксцентрикового кольца величиной расчетного вращающего момента TP, и получена зависи мость для её определения l TP = TP KT( D ) KT( d ) KT( e) KT(l 2) KT( ), (39) l где TP – величина расчетного вращающего момента, передаваемого базо вым вариантом эксцентрикового кольца при l2 =20 мм, TP =185 Н·м.
Получены эмпирические зависимости для расчета коэффициентов, ха рактеризующих влияние геометрических параметров эксцентрикового кольца на его нагрузочную способность:
KT( D ) = 0,183 0,591 (0 ) + 0,826 ( D D) + 0,486 (0 ) 2 + 0 (40) + 1,123 ( D D) 1,039(0 )( D D), где и D – угол расположения дуговых выступов и диаметр базового ва рианта эксцентрикового кольца, =15 и D =140 мм.
KT( d ) = 8,479 + 2,382 (0 ) 1,628 ( D D) + 16,53( D d ) + + 7,2 10 (0 ) + 1,56 102 ( D D) 2 + 7,6( D d ) 2 + 2 0 (41) + 6,21 10 (0 )( D D) 1,162( D D) ( D d ) 1,774(0 )( D d ) ;
KT( e) = 2,395 + 1,57 10 2 (0 ) 0,124( D D) 22,75(e d ) 0,158 (0 ) 2,56 10 2 ( D D) 2 + 46,4(e d ) (42) 0,07 (0 )( D D) + 2,324 ( D D)(e d ) + + 3,945(0 )(e d ) ;
KT(l 2) = 0,0160 + 0,316 ( D D) + 1,02(l1 l2 ) 1,96 10 3 ( D D) (43) 3,71 10 2 (l1 l2 ) 2 0,308 ( D D)(l1 l2 ) ;
KT( ) =. (44) 0,0215 d Исследование напряженно-деформированного состояния эксцентрико вых колец показало, что в эксцентриковом кольце постоянной длины наи большие эквивалентные напряжения e действуют в зоне его контакта с экс центриком, а в кольце переменной длины – в зоне перехода рабочей полови ны кольца к нерабочей в районе дугового выступа его узкой части.
Предложена зависимость для определения напряжений, возникающих в эксцентриковом кольце при передаче расчетного вращающего момента:
e = ( 2) K K K K K, (45) e () e e (e) e (l 2 ) e ( ) e (d ) где ( 2) – напряжение, возникающее в базовом варианте эксцентрикового e кольца при передаче расчетного вращающего момента, ( 2) =65 МПа.
e Коэффициенты, характеризующие влияние геометрических параметров эксцентрикового кольца на возникающие напряжения, определяют по эмпи рическим зависимостям.
Для эксцентрикового кольца переменной длины по зависимостям = 3,066 1,942 ( 0 ) 1,266 ( D D) + 0,712 ( 0 ) 2 + K e ( ) 0 (46) + 0,421( D D) + 0,117( 0 )( D D) ;
= 0,393(e d ) 0,367 ;
= 0,208( D d ) 3, 26 ;
K K (47) (48) e (e) e (d ) = 0,83 + 0,17(l1 l2 ) 2 ;
(49) = K K. (50) e () e (l 2) 0,0215 d Для эксцентрикового кольца постоянной длины по зависимостям = 5,150 2,979 (0 ) 2,618 ( D D) + 0,726 (0 ) 2 + K e ( ) 0 (51) + 0,574 ( D D) + 0,585( 0 ) ( D D) ;
= 0,466(e d ) 0, 299 ;
(53) = 0,453( D d )1,6 ;
K K (52) e (e) e (d ) = 0,83 + 0,17(l1 l2 ) 2 ;
(54) K = K. (55) e (l 2) e () 0,0215 d Исследование напряженно-деформированного состояния внешней обоймы эксцентриковых МСХ фрикционного типа позволило установить ве личины и характер распределения эквивалентных напряжений e и радиаль ных деформаций R внешней обоймы.
Предложены зависимости для определения напряжений и деформаций, возникающих во внешней обойме:
e = (3) K e ( D ) K K K K ;
(56) e e ( h1) e ( h 2) e (l ) e ( l1) R = R (3) K ( D ) K ( h1) K ( h 2) K (l ) K (l1), (57) где (3) и R (3) – напряжения и деформации, возникающие в базовом вари e анте внешней обоймы эксцентриковых МСХ фрикционного типа, (3) =98 МПа и R (3) =60 мкм.
e Получены эмпирические зависимости для расчета коэффициентов, ха рактеризующих влияние геометрических параметров внешней обоймы на её напряженно-деформированное состояние:
= 1,229 + 0,236( 0 ) 0,642( D D) + 0,252( 0 ) 2 + K e ( D) 0 (58) + 0,268( D D) 0,344( 0 )( D D) ;
K ( D ) = 0,277 + 0,095(0 ) + 0,244( D D) + 0,153(0 ) 2 + 0 (59) + 0,278( D D) 0,050(0 )( D D) ;
= 0,048(h1 D) 1,32 ;
K ( h1) = 0,024(h1 D) 1,61 ;
K (60) (64) e ( h1) 0, 0, K ( h 2) = 0,12 + = 0,553 + K ;
(65) ;
(61) e ( h 2) h2 D h2 D = 0,23e 4,35(l D) K (l ) = 0,26e3,86 (l D) K ;
(62) ;
(66) e (l ) 0, 0, (63) K (l1) = 1, = 1, K. (67) ;
e ( l1) 3,69(l1 l ) 3,10(l1 l ) Четвертая глава посвящена экспериментальным исследованиям экс центриковых МСХ, которые проводили на специально разработанных стен дах и установках с использованием современных методов планирования фи зических экспериментов и обработки полученных результатов.
Исследование надежности эксцентриковых МСХ. В качестве критерия надежности эксцентриковых МСХ принимали число циклов включений, со ответствующее нижней границе их наработки на отказ N Н.
Экспериментально установлено (рис. 5), что надежность работы экс центриковых МСХ фрикционного типа (материал сталь ШХ15, угол заклини вания =9°) больше в сравнении с роликовым МСХ в 1,7 раза.
Механизмы, изготовленные из материала сталь 12ХН3А, 18ХГТ (угол =9°), а также сталь ШХ15 (угол =5 и 12°) обладают недостаточной на дежностью работы.
Экспериментально установлено (рис. 6), что надежность работы экс центриковых МСХ нефрикционного типа (материал сталь ШХ15, модуль mt =0,4, 0,5 и 0,8 мм) больше в сравнении с роликовым МСХ соответственно в 1,15, 1,75 и 2,4 раза.
Механизмы, выполненные из материала сталь ШХ15 с модулем mt =1,0 мм и сталь 40ХН, 12ХН3А, 18ХВГ с mt =0,5 мм, обладают недоста точной надежностью.
Исследование относительного поворота элементов эксцентриковых МСХ показало (рис. 7), что они имеют переменную характеристику измене ния коэффициента крутильной жесткости K, которая состоит из начального участка с мягкой характеристикой и конечного с жесткой. Её отклонение от линейной характеристики составляет незначительную величину порядка 2,3-4,8 % (механизмы нефрикционного типа) и 4,3-9,7 % (механизмы фрик ционного типа).
Эксцентриковые МСХ нефрикционного типа обладают большим в 2,8 3,5 раза коэффициентом крутильной жёсткости, чем роликовые МСХ и в 2,15-3,25 раза, чем эксцентриковые МСХ фрикционного типа. Для механиз мов фрикционного типа при изменении угла заклинивания в 1,57 раза ко эффициент K изменяется на 12-18 %, а для механизмов нефрикционного типа при изменении в 2,33 раза коэффициент K изменяется на 13-21 %.
При уменьшении угла заклинивания коэффициент K тоже уменьшается.
Исследование радиальной деформации элементов эксцентриковых МСХ показало (рис. 8), что с увеличением силы FN 1 происходит рост дефор мации R, который несколько замедляется после FN 1 =1500-2500 Н. Это объ ясняется ростом угла области контакта между эксцентриковым кольцом и эксцентриком и, как следствие, уменьшением плеч действия сил. Характер изменения радиальной деформации аналогичен для всех образцов эксцентри ковых колец.
Величина радиальной деформации узкой части эксцентриковых колец в 1,7-2,7 раза больше, чем широкой. Расхождение теоретических (полученных МКЭ) и экспериментальных значений R находится в пределах 15-16 % и только для отдельных значений доходит до 19-25 %.
Исследование износостойкости эксцентриковых МСХ показало (рис. и 10), что после (8-10)·103 циклов включений N Ц износ стабилизируется, при этом максимальная величина относительного массового износа эксцентрико вых колец m m составляет 0,148 % (механизмы фрикционного типа) и 0,06 0,08 % (механизмы нефрикционного типа).
Больший в 1,15-1,38 раза износ правого эксцентрикового кольца меха низмов фрикционного типа объясняется его постоянным поджатием упругим элементом к поверхности внешней обоймы.
Увеличение угла заклинивания в 1,10-1,16 раза и модуля mt в 2 раза приводит к уменьшению износа на 5-10 %.
2, NH·106, NH·106, 3, вкл вкл mt =1,0 мм ШХ ШХ ШХ Роликовый mt =0,5 мм 40ХН 12ХН3А 12ХН3А 2, 2, Роликовый 18ХГТ 18ХГТ ШХ ШХ ШХ 2, ШХ 1, ШХ 1, 1, =7° ШХ mt =0,4 мм mt =0,5 мм mt =0,5 мм mt =0,8 мм 1, mt =0,5 мм 0, =12° ШХ 0, =9° =9° =9° =5° =5° 0, 0, Рис. 6. Число циклов включений, соответствую Рис. 5. Число циклов включений, соответствую щее нижней границе средней наработки на отказ щее нижней границе средней наработки на отказ эксцентриковых МСХ нефрикционного типа эксцентриковых МСХ фрикционного типа 0. Т50 R,, расчет МКЭ =10° Нм мм эксперимент 40 0. =9° 30 0. =5° 20 0. 10 0. l1 =6 мм, 0 =15° 0 0. 2, рад FN1, Н 0 0.03 0.06 0.09 0.12 0.15 500 1000 1500 2000 2500 Рис. 7. Зависимость крутящего момента от угла Рис. 8. Зависимость радиальной деформации эксцентрикового кольца от нагрузки: узкая ( ) относительного поворота: эксцентриковые неф рикционного ( О ), фрикционного ( ) типа и ро- и широкая ( О ) части кольца ликовый ( ) МСХ Исследование шумовых характеристик эксцентриковых МСХ показало (рис. 11), что уровень звукового давления LP, генерируемого при работе экс центриковых МСХ, не превышает допускаемой величины. Использование в приводах эксцентриковых МСХ нефрикционного типа увеличивает уровень звукового давления на 1-7 дБ в зависимости от частоты октавной полосы.
Исследование потерь на трение в период свободного хода эксцентрико вых МСХ с подтормаживающим устройством роликового типа показало (рис. 12), что момент трения TСХ при свободном ходе эксцентриковых МСХ имеет две зоны, разделенные его минимальным значением. Подобный характер носит изменение моментов трения в период свободного хода для клиновых и роликовых МСХ.
Величина потерь на трение в эксцентриковых МСХ меньше в 1,9-2,1 раза, чем у роликовых МСХ при одинаковых условиях эксплуатации.
Исследование работоспособности эксцентриковых МСХ в импульсных приводах машин (импульсных вариаторах). Экспериментальные исследования проводили для трех типов импульсных вариаторов (ИВ) с эксцентриковыми МСХ фрикционного и нефрикционного типов, изготовленных из различных ма териалов (сталь 12ХН3А, ШХ15 и 18ХГТ). Механизмы нефрикционного типа имели различный модуль ( mt =0,50 и 0,75 мм).
Во время проведения эксперимента наибольшее время работы ИВ при по ложительных результатах испытаний составило: ВИКТИ-05 – 510 ч;
ВИКТИ- – 611 ч;
ВИКТИ-03 – 462 ч. При этом долговечность эксцентриковых МСХ, вы раженная через число циклов включений, составляет N Ц =(20-22)·106 (механиз мы фрикционного типа) и N Ц =(18-25)·106 (механизмы нефрикционного типа).
Установлено, что требуемый уровень работоспособности эксцентриковых МСХ обеспечивается при выполнении их из материала сталь ШХ15. Эксцен триковые МСХ нефрикционного типа, работающие в тяжелонагруженных ИВ, необходимо выполнять с модулем mt 0,50 мм.
Исследование влияния типа эксцентриковых МСХ на кинематическую характеристику импульсных приводов машин (импульсных вариаторов) пока зало, что при применении эксцентриковых МСХ нефрикционного типа увели чение передаточного отношения iT в зависимости от нагрузки T носит линей ный характер и находится в пределах 1,0-9,9 %. При использовании эксцентри ковых МСХ фрикционного типа увеличение iT носит нелинейный характер и находится в пределах 12,9-20,8 %.
Получены эмпирические зависимости для расчета изменения кинематиче ской характеристики от нагрузки для ИВ с эксцентриковыми МСХ.
Исследование приведенных коэффициентов трения скольжения. На рис. 13 показана зависимость экспериментальных (сплошные линии) и теорети ческих (пунктирные линии) значений приведенного коэффициента трения f ПР от среднего контактного давления pCP для приработавшихся поверхностей при различных законах распределения давления по дуговым выступам.
0. 0.15 0. m/m m/m О - =9°30 % % =12° - =10° 0.12 0. 0.09 0. 0.06 0. - mt =0,4 мм - mt =0,5 мм правое кольцо 0.03 0. левое кольцо mt =0,8 мм О 0 NЦ·103, вкл 12 NЦ·103, вкл 0 2 4 6 10 0 2 4 6 Рис. 9. Зависимость относительного массового Рис. 10. Зависимость относительного массового износа от числа циклов включения для эксцен- износа от числа циклов включения эксцентрико триковых МСХ фрикционного типа вых МСХ нефрикционного типа ТСХ, 105 0. LP, Нм О - допускаемое значение дБ 0. - нефрикционный тип - фрикционный тип 0. 0. 0. 0. 55 0. СХ, с - f, Гц 0 200 400 600 63 125 250 500 1000 2000 Рис. 12. Зависимость момента трения в период Рис. 11. Зависимость уровня звукового давления свободного хода от угловой скорости: ролико от частоты октавной полосы для эксцентриковых вый ( ) и эксцентриковый ( О ) МСХ МСХ Теоретические величины получены на основании формул (34)-(38), где f 2 =0,045-0,055 принимали по результатам опытов полукольца с гладкой ци линдрической поверхностью.
0. fПР 0. 0. 0. 0. 0. 0. 0. pСР, МПа 0 1 2 3 4 5 Рис. 13. Зависимость приведенного коэффициента трения от контактного давле ния: эллиптический ( ), косинусоидальный ( ), параболический ( ), ) законы при 0 =15 ( ), 0 =25( ) и 0 =35 ( О ) котангенса ( Окончательно выбираем косинусоидальный закон распределения давле ния, так как в этом случае ни для одной точки относительная погрешность не превышает 15% и, кроме того, он описывает распределение давления в про стой аналитической форме.
Пятая глава посвящена практическому применению научных результа тов работы. Разработана методика проектирования эксцентриковых МСХ, применяемых для передачи вращающего момента T =8-8000 Н·м при диапа зоне изменения диаметра внешней обоймы D =40-240 мм и посадочного диа метра 12-120 мм.
Расчет запаса усталостной прочности рекомендовано выполнять по мо дели И.А. Биргера с использованием интенсивности амплитуд переменных напряжений и первого главного напряжения. Так как при работе МСХ на пряжения изменяются по пульсирующему (отнулевому) циклу, зависимость для расчета коэффициента запаса усталостной прочности можно записать как n =, (68) d F ] e + [0,5K где 1 – предел выносливости;
K – эффективный коэффициент концен трации напряжений;
d – коэффициент влияния абсолютных размеров сече ния;
F – коэффициент влияния шероховатости поверхности;
– коэффи циент чувствительности материала к асимметрии цикла напряжений;
1 – первое главное напряжение.
Для определения величины 1 в наиболее напряженных зонах внешней обоймы и эксцентриковых колец получены эмпирические зависимости.
Проведена оценка технико-экономических показателей МСХ с исполь зованием коэффициентов относительной массы k m = m TN Ц и стоимости kC = C T, учитывающих массу m и стоимость C механизмов, передаваемый момент T и параметр долговечности N Ц (табл. 2).
Таблица Сравнение технико-экономических показателей МСХ Коэффициент k m, кг/Н·м Коэффициент kC, руб./Н·м Тип МСХ Эксцентриковые МСХ (0,54-0,88) ·10-9 9- фрикционного типа Роликовые МСХ фирмы (0,42-0,81) ·10-9 28- «GMN» (Германия) Эксцентриковые МСХ (0,32-0,47) ·10-9 5- нефрикционного типа МСХ с эксцентриковы (0,26-0,44) ·10- ми роликами фирмы 14- «Stieber»(Германия) Рассмотрен опыт применения разработанных конструкций эксцентри ковых МСХ в приводах промысловых машин, стартерах для пуска автотрак торных и судовых двигателей, импульсных вариаторах, металлорежущих станках.
Показана и обоснована возможность использования результатов работы при модернизации колодочных тормозов мобильных машин, колодочных центробежных муфт и храповых центробежных МСХ.
ВЫВОДЫ И ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ 1. На основании анализа конструкций и опыта эксплуатации МСХ сде лан вывод, что с точки зрения повышения их нагрузочной способности, дол говечности и упрощения технологии изготовления одними из наиболее пер спективных являются механизмы с рабочими поверхностями, основой обра зования которых служат окружности с центрами, смещенными на величину эксцентриситета, – эксцентриковые МСХ.
2. Предложен рациональный профиль для мелкомодульных храповых зубьев (модуль mt =0,4-1,0 мм) эксцентриковых МСХ нефрикционного типа, обеспечивающий их контакт в зацеплении по поверхности и, как следствие, повышение нагрузочной способности механизмов. При этом:
• разработаны основы теории предложенного мелкомодульного храпово го зацепления и получены аналитические зависимости по расчету его геомет рических параметров, позволяющие обоснованно выбирать их величины;
• получены аналитические зависимости и рекомендации для геометриче ского расчета станочного зацепления и исходного контура режущих инстру ментов, обеспечивающих производство храповых зубьев с высокими качест венными показателями;
• предложены коэффициенты рабочей длины внешнего и внутреннего храповых зубьев, а также их рабочей высоты, которые позволяют анализиро вать качественные показатели зацепления и обоснованно назначать геомет рические параметры зубьев на этапе проектирования;
• показано, что для обеспечения наибольшей нагрузочной способности и возможности изготовления храповых зубьев высокопроизводительным мето дом обкатки передние кромки их профиля необходимо выполнять под неко торым углом к радиальной прямой (обычно 1 =10-11°);
• предложенный профиль зубьев также можно использовать в других ти пах храповых МСХ и зубчатых сцепных муфтах радиального действия.
3. Рассмотрена возможность повышения триботехнических характери стик эксцентриковых МСХ фрикционного типа путем реализации приведен ного коэффициента трения в сопряжении их рабочих поверхностей. При этом:
• предложена и теоретически обоснована возможность получения эффек та клинового сопряжения простым и технологичным способом в контакте цилиндрических поверхностей внешней обоймы и дуговых выступов эксцен триковых колец;
• получены аналитические зависимости для определения приведенных коэффициентов трения в предлагаемом сопряжении при различных законах распределения давления, что позволяет повысить достоверность расчета три ботехнических характеристик эксцентриковых МСХ в период заклинивания;
• экспериментально установлено, что в предлагаемом сопряжении давле ние изменяется по закону косинуса, что позволяет более точно учесть осо бенности контактирования рабочих поверхностей;
• показано, что за счет использования предлагаемого сопряжения можно повысить в 2,6-5,7 раза величину коэффициента трения и, как следствие, га рантировать надежное заклинивание и увеличение нагрузочной способности механизма;
• предложенное конструктивное решение и аналитические зависимости также можно использовать при проектировании других типов МСХ, фрикци онных колодочных тормозов и муфт.
4. Рассмотрен ряд сложных в расчетном отношении случаев определе ния нагрузочной способности и напряженно-деформированного состояния эксцентриковых МСХ для диапазона диаметра D =40-240 мм. При этом:
• с использованием компьютерного твердотельного моделирования и ме тода конечных элементов (программа T-FLEX CAD) разработаны параметри ческие модели рабочих элементов механизмов (внешней обоймы, эксцентри ковых колец, мелкомодульных храповых зубьев), учитывающие особенности их конструктивных параметров и силового нагружения, позволяющие повы сить точность исследования напряженно-деформированного состояния;
• установлены величины и характер распределения напряжений и дефор маций в рабочих элементах механизмов, определены зоны действия наи больших напряжений. Как подтвердили экспериментальные исследования и опыт эксплуатации эксцентриковых МСХ, разрушение рабочих элементов происходит именно в этих зонах;
• установлены закономерности влияния комплекса конструктивных па раметров и способа передачи нагрузки на нагрузочную способность и напря женно-деформированное состояние элементов эксцентриковых МСХ;
• получены эмпирические зависимости для расчета нагрузочной способ ности, прочности и жесткости при любом сочетании геометрических пара метров рабочих элементов эксцентриковых МСХ, что позволяет повысить точность расчетов их эксплуатационных характеристик;
• предложена модель усталостной долговечности с использованием ин тенсивности амплитуд переменных напряжений и первого главного напряже ния, позволяющая более точно учесть механику усталостного разрушения элементов механизмов при сложном напряженном состоянии и изменении напряжений по пульсирующему циклу;
• показано, что при одинаковых габаритах нагрузочная способность экс центриковых МСХ фрикционного типа больше в 1,1-4,4 раза, чем роликовых МСХ, а эксцентриковых МСХ нефрикционного типа сопоставима с сухари ковыми МСХ.
5. Экспериментально подтверждена достоверность полученных теоре тических результатов и исследованы эксплуатационные характеристики экс центриковых МСХ. При этом:
• определены величины нижней границы наработки на отказ эксцентри ковых МСХ и доказано, что их надежность по этому критерию больше в сравнении с роликовыми МСХ в 1,7-2,4 раза;
• определены величины коэффициента жесткости кручения эксцентрико вых МСХ, которые больше в 1,3-3,5 раза в сравнении с роликовыми МСХ при одинаковых габаритах. Это обеспечивает увеличение нагрузочной спо собности и уменьшение потерь на трение при заклинивании механизмов;
• установлено, что эксцентриковые МСХ имеют переменную характери стику жесткости при кручении. В начале периода заклинивания она мягкая и обеспечивает снижение динамических нагрузок, а затем переходит в жесткую и обеспечивает передачу нагрузки без буксования;
• определены величины относительного массового износа эксцентрико вых колец и доказано, что после (8-10)·103 циклов включения механизмов из нос стабилизируется и, в отличие от роликовых МСХ, практически не влияет на работоспособность;
• подтверждено, что долговечность эксцентриковых МСХ фрикционного типа при большой частоте включения (в импульсных приводах машин) в 2, раза больше, чем роликовых и в 5,1 раза, чем клиновых МСХ. Эксцентрико вые МСХ нефрикционного типа имеют долговечность сопоставимую, а в ря де случаев, большую, чем микрохраповые и дифференциальные МСХ;
• показано, что падение настроенного передаточного отношения с увели чением нагрузки при использовании в импульсных приводах машин эксцен триковых МСХ составляет 1,0-20,8%, что меньше по сравнению с МСХ ряда других конструктивных схем. Причем, применение эксцентриковых МСХ нефрикционного типа в импульсных приводах машин позволяет обеспечить их работу с более стабильной кинематической характеристикой;
• определены величины уровней звукового давления, генерируемого при работе эксцентриковых МСХ, и доказано, что этот показатель не превышает допустимых значений для рабочих зон в производственных помещениях;
• установлен характер изменения момента трения в период свободного хода эксцентриковых МСХ и доказано, что его величина в 1,9-2,1 раза мень ше, чем у роликовых МСХ при одинаковых условиях эксплуатации.
6. Выполнена эксплуатационная проверка эксцентриковых МСХ в про изводственных условиях. При этом:
• разработаны практические рекомендации по совершенствованию кон структивных схем эксцентриковых МСХ, предложены их новые конструк ции, защищенные патентами;
• разработана методика проектирования, использование которой умень шает время многовариантных расчетов и разработки новых конструкций экс центриковых МСХ в 3-5 раза;
• cпроектированы, изготовлены и внедрены эксцентриковые МСХ в при воды: машин резки и наживления механизированных линий ярусного лова «Помор» (проект 2544);
стартеров для запуска автотракторных и судовых двигателей (ГАЗ-52-04, ЗМЗ-53, Д-240, 5Д4);
импульсных вариаторов (ВИКТИ-02, -03, -04, -05);
токарно-винторезных станков 16К20;
• производственные испытания эксцентриковых МСХ в приводах машин подтвердили, что они сохранили эксплуатационные характеристики, задан ные при проектировании, в переделах назначенного срока службы, большего в 2,5 раза, чем для роликовых МСХ;
• показано, что относительная масса эксцентриковых МСХ меньше в 1,8 5,0 раза, чем отечественных роликовых МСХ и несколько больше, в 1,05-1, раза, чем современных зарубежных МСХ с цилиндрическими и эксцентрико выми роликами. При этом относительная стоимость эксцентриковых МСХ меньше в 1,8-3,2 раза, чем зарубежных образцов МСХ.
7. Материалы диссертации включены в курсы учебных дисциплин «Де тали машин», «Бесступенчатые передачи приводов пищевых машин» и «Ос новы конструирования промысловых машин» для студентов ФГБОУ ВПО «КГТУ» специальностей: 260601.65 – Машины и аппараты пищевых произ водств;
260602.65 – Пищевая инженерия малых предприятий;
111000.62 – Рыболовство;
111001.65 – Промышленное рыболовство.
Основное содержание диссертации опубликовано:
в монографии 1. Шарков О.В. Эксцентриковые механизмы свободного хода фрикци онного типа. – Калининград: Изд-во ФГОУ ВПО «КГТУ», 2011. – 206 с.
в журналах по списку ВАК:
2. Горин М.П., Шарков О.В., Калинин А.В. Автоматические импульс ные вариаторы для промыслового оборудования // Рыбное хозяйство. – 2002.
– № 1. – С. 50.
3. Шарков О.В., Калинин А.В. Исследование надежности эксцентрико вых механизмов свободного хода зацеплением // Техника машиностроения. – 2003. – № 6. – С. 87 – 89.
4. Шарков О.В. Об эффекте клинового сопряжения в кинематических парах с гладкой цилиндрической поверхностью // Вестник машиностроения.
– 2004. – № 11. – С. 21 – 23.
5. Шарков О.В., Калинин А.В. Экспериментальное исследование шумо вых характеристик импульсного вариатора // Безопасность жизнедеятельно сти. – 2007. – № 4. – С. 28 – 30.
6. Шарков О.В., Калинин А.В. Экспериментальное исследование шумо вых характеристик приводов машин с эксцентриковыми механизмами сво бодного хода // Безопасность труда в промышленности. – 2007. – № 5. – С. 52 – 53.
7. Шарков О.В. Жесткость приводных эксцентриковых механизмов свободного хода // Тракторы и сельхозмашины. – 2009. – № 2. – С. 36 – 37.
8. Шарков О.В., Калинин А.В. Исследование кинематических характе ристик импульсных вариаторов // Вестник машиностроения. – 2009. – № 6. – С. 21 – 24.
9. Шарков О.В. Синтез мелкомодульных храповых зубьев эксцентрико вых механизмов свободного хода нефрикционного типа // Известия вузов.
Машиностроение. – 2011. – № 3. – С. 30 – 32.
10. Шарков О.В., Васильев А.Н. Исследование потерь на трение в экс центриковых механизмах свободного хода приводов стартеров // Известия вузов. Машиностроение. – 2011. – № 4. – С. 37 – 39.
11. Шарков О.В., Золотов И.А. Влияние геометрических параметров внешней обоймы на её напряженно-деформированное состояние // Вестник машиностроения. – 2011. – № 4. – С. 41 – 43.
12. Шарков О.В. Напряженное состояние мелкомодульных храповых зубьев эксцентриковых механизмов свободного хода // Известия вузов. Ма шиностроение. – 2011. – № 5. – С. 34 – 36.
13. Шарков О.В. Методика расчета напряжений и деформаций внешней обоймы эксцентриковых механизмов свободного хода // Известия вузов. Ма шиностроение. – 2011. – № 7. – С. 21 – 23.
в патентах на изобретения и полезные модели:
14. Патент № 2078262 РФ, МКИ F16 D 41/06. Муфта свободного хода / М.П. Горин, О.В. Шарков. – опубл. в бюл. «Изобретения». – М., 1997. –№ 12.
15. Патент № 2177091 РФ, МКИ F16 H 29/22. Автоматическая им пульсная передача / М.П. Горин, Н.А. Кузнецова, О.В. Шарков, А.В. Калинин.
– опубл. в бюл. «Патенты и полезные модели». – М., 2001. – № 24.
16. Патент № 2249733 РФ, МПИ F16 D 41/06. Муфта свободного хода / О.В. Шарков, А.В. Калинин. – опубл. в бюл. «Патенты и полезные модели». – М., 2005. – № 10.
17. Патент № 2299363 РФ, МПИ F16 D 41/06. Муфта свободного хода / О.В. Шарков.–опубл. в бюл. «Патенты и полезные модели». – М.,2007.–№ 14.
18. Патент № 27659 РФ, МПИ F16 D 41/06. Муфта свободного хода / О.В. Шарков. –опубл. в бюл. «Патенты и полезные модели». –М., 2003. –№ 4.
19. Патент № 32219 РФ, МПИ F16 D 41/06. Эксцентриковый механизм свободного хода / А.В. Калинин, А.Н. Васильев, О.В. Шарков. – опубл. в бюл.
«Патенты и полезные модели». – М., 2003. – № 25.
20. Патент № 32220 РФ, МПИ F16 D 41/06. Муфта свободного хода / О.В. Шарков, А.В. Калинин, А.Н. Васильев. – опубл. в бюл. «Патенты и полез ные модели». – М., 2003. – № 25.
21. Патент № 38866 РФ, МПИ F16 D 41/06. Муфта свободного хода / О.В. Шарков, А.Н. Васильев, А.В. Калинин. – опубл. в бюл. «Патенты и полез ные модели». – М., 2004. – № 19.
22. Патент № 38867 РФ, МПИ F16 D 41/06. Эксцентриковая муфта сво бодного хода / О.В Шарков, А.Н. Васильев, Т.Ю. Лежанкова. – опубл. в бюл.
«Патенты и полезные модели». – М., 2004. – № 19.
23. Патент № 70328 РФ, МПИ F16 D 41/06. Муфта свободного хода / О.В. Шарков, С.В. Кириллов. – опубл. в бюл. «Патенты и полезные модели». – М., 2008. – № 2.
24. Патент № 70558 РФ, МПИ F16 D 41/06. Эксцентриковый механизм свободного хода / О.В. Шарков, С.В. Кириллов. – опубл. в бюл. «Патенты и полезные модели». – М., 2008. – № 3.
в научный журналах:
25. Горин М.П., Шарков О.В., Кузнецова Н.А. Импульсные вариаторы с эксцентриковыми механизмами свободного хода // Машиностроитель. – 2001.
– № 7. – С. 14 – 16.
26. Васильев А.Н., Шарков О.В. Совершенствование пусковых уст ройств судовых двигателей за счет использования эксцентриковых механиз мов свободного хода // Морская индустрия. – 2002. – № 1. – С. 37.
27. Шарков О.В. Управляемый эксцентриковый механизм свободного хода // Изобретатели машиностроению. – 2002. – № 4 (23). – С. 3 – 4.
28. Шарков О.В., Калинин А.В. Результаты исследования эксцентрико вых механизмов свободного хода для промыслового оборудования // Извес тия КГТУ. – 2003. – № 4. – С. 173 – 179.
29. Шарков О.В. Пара трения // Изобретатели машиностроению. – 2003.
– № 3 (26). – С. 14 – 15.
30. Шарков О.В., Калинин А.В. Экспериментальное исследование тяго во-скоростной характеристики импульсных приводов для промыслового обо рудования // Известия КГТУ. – 2004. – № 6. – С. 155 – 160.
31. Шарков О.В., Калинин А.В., Золотов И.А. Автоматический им пульсный вариатор // Изобретатели машиностроению. – 2005. – № 4 (35). – С. 9 – 10.
32. Шарков О.В. Экспериментальное исследование приводных бараба нов с импульсными вариаторами для механизированных линий ярусного лова // Известия КГТУ. – 2006. – № 9. – С. 98 – 102.
33. Шарков О.В., Калинин А.В. Муфта свободного хода // Изобретатели машиностроению. – 2006. – № 2 (37). – С. 12 – 13.
34. Шарков О.В., Золотов И.А. Исследование напряженного состояния внешней обоймы эксцентриковых механизмов свободного хода методом объ емных конечных элементов // Машиностроитель. – 2006. – № 12. – С. 16 – 17.
35. Шарков О.В., Золотов И.А. Исследование деформации эксцентри ковых механизмов свободного хода методом конечных элементов // Известия КГТУ. – 2007. – № 11. – С. 127 – 130.
36. Шарков О.В., Калинин А.В., Кириллов С.В. Экспериментальное ис следование крутильной жесткости эксцентриковых механизмов свободного хода нефрикционного типа // Известия КГТУ. – 2007. – № 12. – С. 52 – 57.
37. Шарков О.В. Муфта свободного хода // Изобретатели машино строению. – 2008. – № 6 (51). – С. 29.
38. Шарков О.В. Анализ распределения напряжений и деформаций в заклинивающихся элементах эксцентриковых механизмов свободного хода // Машиностроитель. – 2009. – № 2. – С. 44 – 46.
39. Шарков О.В., Калинин А.В. Анализ возможности применения вариа торов в приводах промыслового оборудования для неводного лова // Извес тия КГТУ. – 2009. – № 16. – С. 105 – 114.
40. Sharkov O.V., Kalinin A.V. Kinematic characteristics of pulsed speed regulators // Russian engineering research. – 2009. – V. 29. – № 6. – P. 551 – 554.
41. Шарков О.В., Золотов И.А. Анализ упругой податливости внешней обоймы эксцентриковых механизмов свободного хода нефрикционного типа методом конечных элементов // Машиностроитель. –2010. – № 10. – С. 26–29.
42. Sharkov O.V., Zolotov I.A. Influence of the geometric properties of an external housing on its stress-strain state // Russian engineering research. – 2011. – V.31. – № 4. – P. 335 – 337.
в сборниках научных трудов и материалов конференций:
43. Шарков О.В. Экспериментальное исследование радиальной жестко сти эксцентриковых механизмов свободного хода // Надежность и долговеч ность промысловых устройств и механизмов: сб. науч. тр. – Калининград:
КГТУ, 1994. – С. 60 – 65.
44. Горин М.П., Архангельский Г.В., Шарков О.В. Определение жестко сти эксцентриковых механизмов свободного хода высокой упругой податли вости // Надежность и долговечность промысловых устройств и механизмов:
сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 1994. – С. 75 – 81.
45. Шарков О.В., Горин М.П. Исследование износостойкости эксцен триковых механизмов свободного хода // Повышение надежности механиз мов и машин пищевых производств: сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 1996.
– С. 16 – 21.
46. Горин М.П., Шарков О.В. Совершенствование приводов промысло вого оборудования за счет применения эксцентриковых механизмов свобод ного хода // Повышение эффективности эксплуатации тепловых и энергети ческих установок, машин и оборудования: сб. науч. тр. – Калининград:
КГТУ, 1998. – С. 170 – 173.
47. Колесов И.В., Шарков О.В., Калинин А.В. Формообразование по верхности долбяка для нарезания мелкомодульных храповых зубьев эксцен триковых механизмов свободного хода зацеплением // Прогрессивные маши ны и механизмы для пищевых производств: межвуз. сб. науч. тр. – Калинин град: КГТУ, 1999. – С. 148 – 156.
48. Калинин А.В., Шарков О.В., Горин М.П. Результаты исследований импульсного вариатора для приводов машин и механизмов промысловых су дов // Прогрессивные машины и механизмы для пищевых производств: меж вуз. сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 1999. – С. 23 – 29.
49. Шарков О.В., Калинин А.В. Производство эксцентриковых меха низмов свободного хода зацеплением с мелкомодульными зубьями // Совре менные проблемы проектирования и производства зубчатых передач: сб. на уч. тр. Междунар. науч.-техн. конфер. – Тула: ТГУ, 2000. – С. 79 – 81.
50. Горин М.П., Шарков О.В., Калинин А.В. Опыт разработки эксцен триковых механизмов свободного хода для механических импульсных сис тем // Машины и механизмы ударного, периодического и вибрационного действия: сб. матер. Междунар. науч.-техн. симпозиума. – Орел: ОрелГТУ, 2000. – С. 334 – 337.
51. Колесов И.В., Шарков О.В., Калинин А.В. Формообразование по верхности инструментальной рейки для нарезания мелкомодульных храпо вых зубьев эксцентриковых механизмов свободного хода зацеплением // Тех нологические процессы, машины и аппараты пищевых производств, их ин тенсификация и управление: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 2000. – С. 155 – 163.
52. Колесов И.В., Шарков О.В. Оценка рационального профиля храпо вых зубьев в эксцентриковых механизмах свободного хода зацеплением при нарезании долбяком // Технологические процессы, машины и аппараты пи щевых производств, их интенсификация и управление: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 2000. – С. 147 – 154.
53. Шарков О.В. Экспериментальное исследование триботехнических характеристик эксцентриковых механизмов свободного хода // Бесступенча тые передачи и механизмы свободного хода: межвуз. сб. науч. тр. – Калинин град: КГТУ, 2001. – С. 119 – 128.
54. Шарков О.В. Теоретическое исследование триботехнических харак теристик эксцентриковых механизмов свободного хода // Бесступенчатые пе редачи и механизмы свободного хода: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград:
КГТУ, 2001. – С. 107 – 118.
55. Колесов И.В., Шарков О.В., Калинин А.В. Оценка рационального профиля храповых зубьев в эксцентриковых механизмах свободного хода за цеплением при нарезании инструментальной рейкой // Бесступенчатые пере дачи и механизмы свободного хода: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград:
КГТУ, 2001. – С. 25 – 31.
56. Калинин А.В., Шарков О.В., Горин М.П. Экспериментальное иссле дование работоспособности эксцентриковых механизмов свободного хода в импульсных вариаторах // Бесступенчатые передачи и механизмы свободного хода: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 2001. – С. 20 – 24.
57. Калинин А.В., Шарков О.В., Горин М.П. Исследование влияния гео метрических параметров на износостойкость эксцентриковых механизмов свободного хода // Инженерные проблемы трения, смазки, изнашивания: сб.
науч. тр. – Калининград: БГА РФ, 2001. – С. 11 – 16.
58. Sharkov O., Vasiliev A., Kalinin A. Impulse variable-speed drives of ma chines // Power transmissions-03: proceedings of the International scientific con ference in 4 parts. – Varna: Bulgaria, 2003. – P. 1. – P. 247 – 250.
59. Sharkov O., Vasiliev A. Eccentric one-way clutches friction losses as sessment // Mechanical engineering technologies-04: proceedings of the IV Inter national congress in 8 volumes. – Varna: Bulgaria, 2004. – V. 6. – P. 119 – 122.
60. Шарков О.В. Конечно-элементный анализ напряженного состояния элементов эксцентриковых механизмов свободного хода // Современные про блемы машиностроения: матер. II Междунар. науч.-техн. конфер. – Томск:
ТПУ, 2004. – С. 343 – 347.
61. Шарков О.В., Калинин А.В. Расчетно-экспериментальные методы оценки надежности эксцентриковых механизмов свободного хода // Детали машин и трибология: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 2005. – С. 132 – 136.
62. Sharkov O., Vasiliev A., Kalinin A. Finite-elements analyzes of load ca pacities of eccentric one-way clutches of friction type // Trans&Motauto-05;: pro ceedings of the International scientific conference in 6 parts. – Veliko Tarnovo:
Bulgaria, 2005. – P. 3. – P. 98 – 101.
63. Шарков О.В. Расчетно-экспериментальный метод оценки кинема тической характеристики импульсного вариатора, встроенного в барабан кон вейера // Современные проблемы машиностроения: матер. IV Междунар. на уч.-техн. конфер. – Томск: ТПУ, 2008. – С. 499 – 503.
64. Шарков О.В. Математическая модель кинематической характери стики импульсного вариатора в зоне её нелинейности // Математические ме тоды в технике и технологиях: матер. XXII Междунар. науч. конфер. в 10-ти т. – Псков: ППИ, 2009. – Т. 5. – С. 130 – 132.
65. Шарков О.В., Золотов И.А. Компьютерный анализ влияния геомет рических размеров внешней обоймы на её напряженное состояние // Матема тические методы в технике и технологиях: матер. XXIII Междунар. науч.
конфер. в 12-ти т. – Саратов: СГТУ, 2010. – Т. 5. – С. 75 – 78.
66. Шарков О.В., Золотов И.А. Исследование влияния геометрических параметров на жесткость внешней обоймы эксцентриковых механизмов сво бодного хода нефрикционного типа // Современные проблемы машино строения: матер. V Междунар. науч.-техн. конфер. – Томск: ТПУ, 2010. – С. 510 – 513.
67. Шарков О.В., Золотов И.А. Напряженно-деформированное состоя ние внешней обоймы эксцентриковых механизмов свободного хода фрикци онного типа // Машиностроение и безопасность жизнедеятельности: межву зов. сб. науч. тр. – М.: Изд-во «Спектр», 2010. – Вып. 7. – С. 153 – 159.
68. Шарков О.В. Моделирование напряженно-деформированного со стояния мелкомодульных храповых зубьев // Математические методы в тех нике и технологиях: матер. XXIV Междунар. науч. конфер. в 10-ти т. – Сара тов: СГТУ, 2011. – Т. 5. – С. 21 – 22.
в сборниках тезисов докладов и трудах Международных и Всероссий ских научно-технических конференций опубликовано 22 работы объемом 1- с.
Изд. лиц. № 05609 от 14.08.2001 г. Подписано в печать «25» октября 2011 г.
Формат 60х84/16. Бумага для множит. техники. Гарнитура «Таймс». Печать офсетная.
Усл.-печ.л. 2,0. Уч-изд.л. 1,5. Тираж 100 экз. Заказ № _ Изд-во ФГБОУ ВПО «Калининградский государственный технический университет» 236000, г. Калиниград, Советский пр-т 1.