CC BY
27
КОМПЛЕКСНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ МЕТОДОМ ФОТОМЕХАНИКИ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ШПОНОЧНЫХ ПРОТЯЖЕК НА ПЛОСКИХ ОПТИЧЕСКИХ МОДЕЛЯХ
В.А. Рогов, А.С. Кошеленко, О.В. Жедь, Р.С. Бердашев
Кафедра технологии машиностроения, металлорежущих станков и инструментов Российский университет дружбы народов ул. Миклухо-Маклая, 10а, Москва, Россия, 117198
Методом фотомеханики выполнена оценка напряженно-деформированного состояния шпоночной протяжки на ее плоских моделях из оптически чувствительного материала с целью совершенствования методов расчета на основе экспериментальных данных.
Ключевые слова: фотомеханика, физическое моделирование, напряжения, сопротивление усталости, градиент напряжений, коэффициент концентрации напряжений.
Плоские модели шпоночных протяжек были изготовлены из оптически чувствительного полиметилметакрилата марки Э2. Цель исследования заключается в совершенствовании методики расчета шпоночных протяжек на основе экспериментальных данных. По классической методике оценка прочности шпоночной протяжки выполняется расчетом ее тела на разрыв в сечении по впадине первого режущего зуба или сечению хвостовика, и не предусматривает проверку прочности зуба. Случаи выхода протяжки из строя по причине поломки зубьев являются наиболее распространенными (рис. 1, а, б), поэтому основной целью экспериментальных исследований является оценка прочности ее зубьев.
тт
б
Рис. 1. Фрагменты зубьев шпоночной протяжки (а, б) и основные параметры ее моделей (в): а — в нормальном рабочем состоянии; б — с выкрошенными зубьями
Основные геометрические параметры модели шпоночной протяжки взяты с рабочего чертежа в масштабе 1 : 1; были изменены радиусы выкружек на переходной галтели (рис. 1 в) с передней поверхности зубьев к основанию стружечной
канавки. Радиусы галтелей варьировались в диапазоне Г1 = 3; 4 и 5 мм. Кроме того, моделировался износ зубьев протяжки в связи с ее переточками за весь период эксплуатации и оценивалось его влияние (утонение) на прочность зубьев протяжки.
С этой целью были изготовлены две идентичные модели протяжки за исключением активного сечения периферии зубьев вдоль их шага (рис. 2). У переточенной модели размер по задней поверхности зуба был в два раза меньше, и составлял 3,75 мм, в то время как для новой протяжки он равнялся 7,5 мм. Тарирование оптических свойств материала моделей выполнялось на дисках, изготовленных из материала моделей протяжки. Оптическая постоянная материала составляет а^ = 13,8 кг/см/пол., или 1,38 МПа/см/пол. С учетом
толщины материала моделей протяжек ? = 0,5 см цена полосы модели равна а0 =
= о01,0/? = 13,8/0,5 = 27,6 кг/см2 или 2,76 МПа/пол. Для проведения физического эксперимента было разработано и изготовлено нагружающее устройство (рис. 3).
Рис. 2. Модели протяжек с новыми и переточенными зубьями
.1,0
Рис. 3. Схема и фото нагружающего устройства при исследовании моделей шпоночных протяжек
Модель протяжки 1 опирается на платформу 2, изготовленную из прозрачного оптически малочувствительного оргстекла. На платформе смонтированы два кронштейна 3 и 5, которые жестко связаны с ней четырьмя болтами 13 и 14. В верхнем кронштейне 5 смонтированы нагружающие винты 11, с помощью которых создается равнодействующая Яг сил резания на каждом зубе. Усилие от винтов 11 при их завинчивании передается через дисковые оптические микродинамометры 7 зубьям модели протяжки. Внутренний контур нижнего кронштейна 3 предназначен для размещения в его нишах трех оптических микродинамометров 4, с помощью которых моделируется реакция опоры Ыу1 от вертикальной составляющей Ру1 равнодействующей силы резания Яг. Винты 6 позволяют выполнить тонкую юстировку положения каждого микродинамометра 4 для того, чтобы состоялся
начальный равномерный оптически чувствительный контакт с опорной планкой 9. Возможность точной юстировки положения этих микродинамометров позволяет компенсировать погрешности размеров при их изготовлении. Модель протяжки прижимается к опорной планке 9 с противоположной стороны от микродинамометров 4. При наличии силы тяги Ртг, стремящейся преодолеть горизонтальную составляющую Р21 силы резания, возникают силы трения Етр между основанием тела протяжки и опорной планкой 9 от нормальной составляющей Рп равнодействующей силы резания Яг. Эта сила трения тормозит протяжку и вынуждает увеличивать силу тяги штока станка на ее величину. В нагружающем устройстве опорная планка обладает возможностью перемещаться под действием силы трения, что создает опорную реакцию равную силе трения Ятр. Величина этой реакции регистрируется оптическим дисковым микродинамометром 15. Винт 10 выполняет функцию юстировки положения опорной планки 9, обеспечивает контакт ее с опорой 3 через диск 15. Момент начала контакта с опорной планкой 9 регистрируется оптическим эффектом в диске 15. Тяговое усилие передается протяжке через захват 16, и ее суммарная величина £(Рт1 + Рт2) регистрируется показаниями пары микродинамометров 8. Регулирование величины тяговой силы выполняется винтами 12. Нагружающее устройство с моделью устанавливалось в световой поток поляризованного света ППУ-7, выполнялось нагружение модели, а затем ее фотографирование (рис. 4).
б
Рис. 4. Фотограммы нагруженных исследуемых моделей: а — новой протяжки; б — переточенной протяжки
Приведенные фотограммы (рис. 4) позволяют проверить, каким образом задавалась в экспериментах постоянная величина равнодействующей сил резания Ri. Величина этой силы оценивается количеством полос в центре дисковых оптических динамометров с d = 0,8 см, приложенных к вершине режущей кромки зуба. Направлена равнодействующая под углом ß = 24° к основанию модели протяжки (рис. 5), что соответствует соотношению составляющих силы резания Py/Pz = 0,4, и по данным работы [2] является наиболее нагруженным вариантом из возможных. Фотограммы, созданные в формате jpeg, обрабатывались на компьютере в среде Adobe Photoshop с целью повышения разрешающей способности интер-
а
ференционных полос (изохром). Изучалось напряженное состояние модели шпоночной протяжки под действием системы приложенных сил.
Оптические микродинамометры — датчики величины сил — изготовлялись из эпоксидного компаунда ЭД6 МТГФА с оптической постоянной о0'° = = 19,35 кг/см/пол. Это позволяет вычислить цену одной полосы в силовом эквиваленте в дисках диаметром d = 0,8 см, которая равна »6,07 кгс, а в дисках тяги с d = 1,6 см соответственно »12,15 кгс на основании оптических свойств материала. Для точного определения величины заданной силы в конкретном динамометре требовалось определить порядок полосы в центре каждого конкретного диска. Сила тяги регистрируется двумя дисками 8 с порядком полосы пс = 1,6 в каждом (из фотограммы на рис. 4), что составляет
2РТ = РТ1 + РТ2 = 38,9 (кгс).
Сравним значение силы тяги с суммарной горизонтальной силой резания на трех зубьях модели новой протяжки (табл. 1):
= Pzr3 + Pzr4 + Pzr5 = 11,1 + 11,3 + 11,3 = 33,7 (кгс).
В этой формуле горизонтальные составляющие PZi силы резания на каждом зубе определялись дискретно в следующей последовательности. Сначала рассчитывалась величина равнодействующей силы резания на каждом зубе по показанию соответствующего оптического динамометра. Например, для первого зуба с радиусом галтели r = 3 мм равнодействующая Rr3 имеет две полосы в центре дискового динамометра, отсюда имеем
Rr3 = Rj ■ nc = 6,1 ■ 2 = 12,2 (кгс).
Далее определяем составляющую
PZr3 = Rr3 ■ cos в = Rr3 ■ cos 24° = 12,2 ■ 0,91 = 11,1 (кгс).
Показания оптических динамометров незначительно отличались на разных зубьях модели протяжки, и кроме того незначительно варьировался угол в положения равнодействующей сил резания. Этим объясняется отличие горизонтальных составляющих PZi в расчетной формуле суммарной силы. Разность между силой тяги и горизонтальной суммарной силой резания должна равняться силе трения, возникающей в направляющей опоре, и на основании расчетов составляет
FTp = 2РТ - ZPZi = 38,9 - 33,7 = 5,2 (кгс).
Сила тяги ZРТ преодолевает суммарную силу резания ZPZi и силу трения FTP в опорной направляющей основания протяжки. Величина этой силы трения создается суммарной нормальной составляющей 2Pyi от равнодействующей Ri сил резания. Одновременно величина силы трения FTP регистрируется оптическим динамометром 15, d = 0,8 см, установленным между консолью опоры 3 и плавающей
опорной планкой 9 (см. рис. 3). На фотограмме (см. рис. 4) имеем FTP = 6,1 кгс, так как в центре диска 15 всего одна полоса. Различие в определении силы трения по изложенным методикам составляет »15%. Рассмотрим еще один вариант оценки величины силы трения в направляющей опоре модели протяжки с учетом суммарной нормальной составляющей сил резания и коэффициента сил трения
в направляющей опоре. Суммарная нормальная составляющая 2РУг- сил резания фиксируется тремя дисковыми оптическими динамометрами 4, которые установлены в нишах опорного кронштейна 3 и поддерживают плавающую опору 9, на которую опирается модель протяжки. Во всех этих оптических динамометрах зафиксирован одинаковый уровень полос, »1,1 полосы в каждом, что свидетельствует об одинаковой величине силы в каждом диске, а поэтому для трех дисков имеем суммарную нормальную реакцию опоры:
Топоры = 3 ■ С0'0 ■ п ■ 1,1 ■ 0,8/8 = 20 (кгс).
В то же время величина этой нормальной составляющей, рассчитанной по показаниям оптических динамометров сил резания на зубьях новой протяжки, составляет всего (табл. 1):
XPYi = XPYr3A5 = 5 + 4,6 + 4,6 = 14,2 (кгс).
Поясним эти расчеты примером по аналогии с тем примером, который выполнялся для горизонтальной силы PZr3. Равнодействующая Rr3 имеет две полосы в центре дискового динамометра, отсюда имеем
Rr3 = Rj ■ nc = 6,1 ■ 2 = 12,2 (кгс).
Тогда нормальная составляющая
PYr3 = Rr3 ■ sin в = Rr3 ■ sin 24° = 12,2 ■ 0,41 = 5 (кгс).
Если допустить, что независимо от того, каким образом определяется сила трения и что полученные результаты не должны значительно отличаться, то возможно приравнять полученные результаты по разным схемам ее определения. На основании этого запишем равенство
FTP = 5,2 = ^PYi ' Ар = ^Р7опоры ■ Ар = 2°'/тр.
Решим это уравнение относительно коэффициента трения, т.е. fTP = 5,2/20 = = 0,26. Получили величину коэффициента трения скольжения между моделью протяжки, изготовленной из оргстекла и стальной плавающей опорой, на которую протяжка опирается. Следует заметить, что в расчетах упрощена схема статического равновесия, так как из рассмотрения исключена составляющая сил трения качения между опорной планкой 9 с оптическими динамометрами 4 из-за ее малости. Все расчетно-экспериментальные данные составляющих сил резания и геометрические параметры расчетных сечений моделей исследуемых протяжек сведены в табл. 1—2.
Таблица 1
Расчетно-экспериментальные данные составляющих сил резания и геометрические параметры расчетных сечений новой модели протяжки
Геометрические и оптические параметры модели протяжки
Радиус г3 Радиус г4 Радиус г5
nmax полос Р°з Нз, мм мм nmax полос Р°4 НГ4, мм L-4, мм nmax полос Р°5 НГ5, мм Lr5, мм
4,4 24 9,5 12,9 3,7 22 9 11,9 3,1 22 8,3 11,9
Равнодействующая сил резания на r¡ зубе: Rn = с°'° • п • nc • d/8, кгс
12,2
12,2
12,2
Горизонтальная составляющая сил резания, совпадающая с направлением силы тяги PZn = Rn • cos р;, кгс
11,1
11,3
11,3
Вертикальная составляющая сил резания, перпендикулярная направляющей опоре PYn = Rn • sin p¿, кгс
5
4,6
4,6
Проекция равнодействующей йп на направление перпендикулярное передней поверхности зуба
р*ш = Яп • соэф,- + V), кгс
9,5
9,8
9,8
Проекция равнодействующей Rn на переднюю поверхность зуба P*Yn = Rn sin(P, + у), кгс
"77 7з 7з~
Таблица 2
Расчетно-экспериментальные данные составляющих сил резания и геометрические параметры расчетных сечений переточенной протяжки
Геометрические и оптические параметры модели протяжки
Радиус r3 Радиус r4 Радиус r5
nmax полос в°з Нз, мм L*, мм nmax полос Р°4 Н4, мм Lr4, мм nmax полос Р°5 Н-5, мм Lr5, мм
8 19 8 7,2 6,1 24 8 7,2 4,1 27 7,6 8,1
Равнодействующая сил резания на /- зубе: Rn = с°'° • п • nc • d/8, кгс
12,2
12,2
12,2
Горизонтальная составляющая сил резания, совпадающая с направлением силы тяги PZn = Rn • cos р,, кгс
11,5 Щ 10,9
Вертикальная составляющая сил резания, перпендикулярная направляющей опоре PYn = Rn • sin р,, кгс
4
5
5,5
Проекция равнодействующей Rn на направление перпендикулярное передней поверхности зуба P*Zn = Rn • cos (Р, + у), кгс
1°,1
9,5
8,9
Проекция равнодействующей Rn на переднюю поверхность зуба P*Yn = Rn • sin(P, + у), кгс
Далее рассмотрим методику определения коэффициента концентрации напряжений Оо. Известно, что теоретический коэффициент концентрации представ-
ляет собой отношение максимальных напряжений в опасной точке конструкции к номинальному напряжению, которое рассчитывается с помощью формул сопротивления материалов для некоторого аналога без учета концентрации [1]. Этот коэффициент определяется по соотношениям:
^О = amax/anom или а = Тmax/тnom,
навливаемые из эксперимента, а onom (т^щ) — расчетные напряжения в исследуемой зоне без учета геометрии контура, определяемые по зависимостям сопротивления материалов.
Для вычисления а,^ по данным эксперимента устанавливается максимальный порядок полосы в точке контура переходной галтели от передней поверхности зуба модели протяжки к основанию стружечной канавки. Находим максимальные контурные напряжения методом полос по соотношению
ашах — nmax а0,
где — максимальный порядок полосы на контуре галтели (см. табл. 1—2); О = = 27,6 кг/см2 — цена полосы материала модели, установленная тарировкой.
Итак, с максимальными напряжениями определились по данным эксперимента. Теперь определимся с номинальными напряжениями. В случае исследования напряженного состояния шпоночной протяжки рассмотрим два варианта расчета номинальных напряжений. Первый вариант связан с оценкой прочности активного сечения тела шпоночной протяжки, проходящего через точку с максимальным уровнем контурных напряжений в переходной галтели выкружки первого зуба. Второй вариант относится к оценке прочности самого зуба протяжки, находящегося под действием сил резания, которые подвергают зуб протяжки изгибающим и сжимающим напряжениям.
Рассмотрим первый вариант определения номинальных напряжений по прочности активного сечения тела шпоночной протяжки, которое проходит через точку максимальных контурных напряжений на переходной галтели зуба модели протяжки. Приведем методику расчета для одной из моделей протяжки. Номинальные напряжения определяются по формуле
0по, = РТ / ^сеч,
где РТ = Ргг + РТРгI; ^сеч = г ■ к — площадь расчетного сечения.
Рассмотрим конкретное сечение для новой протяжки с радиусом галтели г^ = = 3 мм. Площадь этого сечения Е^ = г■ к = 0,5■ 3,05 = 1,53 (см2) (табл. 3). Силу тяги в этом сечении рассчитывают от силы резания на основании расчетов, представленных в табл. 1: Р^ТГэ = 11,1 кгс, а доля силы трения, приходящаяся на это сечение с учетом реакции опоры, составляет
ртнрГ3 = Руг3 ■ /тр = 5 ■ 0,26 = 1,3 (кгс).
где а1пах и т^ — максимальные значения местных напряжений в исследуемой зоне, уста
Тогда сила тяги равна
Ph = PzHr з + FTHPr 3 = 11,1 + 1,3 = 12,4 (кгс).
Подставим расчетные величины в выражение номинальных напряжений и получим:
ОZ = РтНз / FH = 12,4/1,53 = 8,1 (кг/см2).
Максимальные напряжения в этом сечении из фотограммы и табл. 1: Ог3Я = n 3Я - о! = 4,4 • 27,6 = 121,4 (кг/см2).
max max 0 ' ' 'V /
И наконец можно рассчитать коэффициент концентрации напряжений для рассматриваемого расчетного сечения:
аг3Н =Ог3Я /ОгЗЯ = 121,4/8,1 = 15.
О max nom ' '
Высокий коэффициент концентрации напряжений объясняется незначительной величиной номинальных напряжений. Аналогичные расчеты выполнены для всех сечений и моделей протяжек, и результаты представлены в сводной табл. 3. В табл. 3 обозначения моделей следует понимать так: цифра 24 — это угол в ориентации равнодействующей, а буква Н означает «новая протяжка», буква П соответствует переточенной протяжке.
Таблица 3
Сводная таблица коэффициентов концентрации напряжений аО| в поперечном сечении модели шпоночной протяжки для параметра rt/hri, в
Модель Fr3 Fr4 Fr5 °nom. r3 Onom. r4 Onom. r5
2 см кг/см2
24Н 1,53 1,55 1,55 8,1 8,1 8,1
24П 1,55 1,55 1,55 8,1 8,0 8,0
Модель °max. r3 °max. r3 °max. r3 аО. r3 аО. r4 аО. r5
кг/см2
24Н 121,4 102 86 15 12,6 10,6
24П 220,8 168,4 113,2 27 21 14,2
Рассмотрим второй вариант определения номинальных напряжений по прочности активного сечения тела зуба протяжки в плоскости перпендикулярной его передней поверхности и проходящей через точку с максимальным уровнем контурных напряжений ашах в переходных галтелях выкружек зуба.
Для вычисления номинальных напряжений воспользуемся формулой сложного сопротивления для прямой консольной балки (рис. 6).
Формула имеет вид
О'
R. _1_
t
(
6 • Ht • cos(у + Р) sin(y + P)
Л
L2
L.
где у — передний угол зуба протяжки; Ri — равнодействующая сил резания на г-й зуб, которая с учетом угла в проектируется на переднюю поверхность величиной Р*Ггг и вызывает напряженное состояние сжатие в расчетном сечении (это вторая составляющая в расчетной формуле).
Р гп
Рис. 6. Схема для определения расчетного сечения в основании зуба
Проекция равнодействующей на направление перпендикулярное передней поверхности создает силу Р*2„, которая изгибает зуб протяжки и вызывает растяжение в расчетном сечении основания зуба (это первая составляющая в расчетной формуле); Ьг — ширина опасного сечения в основании зуба, проходящего через точку атах на переходной галтели. Все линейные и угловые величины Ш, в, Ьг, входящие в формулу, замеряются на фотограммах и подставляются с учетом масштабного коэффициента (см. табл. 1; 2).
Выполнен расчет номинальных напряжений по формуле сложного сопротивления в основании зуба новой (24Н) и переточенной (24П) протяжек для прямой консольной балки. Затем по экспериментальным данным для рассматриваемых расчетных вариантов были определены значения коэффициентов концентрации напряжений для различных радиусов переходных галтелей моделей новой и переточенной шпоночных протяжек.
Окончательно представим результаты расчетов по второму варианту в сводной табл. 4. По данным табл. 4 и фотограммы для зуба с г = 3 мм модели 24Н построена эпюра действительных максимальных касательных напряжений ттах в расчетном сечении Х-Х под кривой аЬеёе. И одновременно в этом же сечении приводится эпюра расчетных номинальных напряжений под прямой А-А (рис. 7). Обе эпюры построены в масштабе полос. Площади эпюр равны, а характер распределения напряжений по сечению Х-Х различен.
Масштоб:
Рис. 7. Эпюра действительных и номинальных напряжений в расчетном сечении х-х зуба с г = 3 модели 24Н
Таблица 4
Сводная таблица коэффициентов концентрации напряжений аа, в расчетном сечении основания зуба протяжки для параметра г/Ьг1, в
Модель Оном. Оном. г4 Оном. г5 Отах. г3 Отах. г4 Отах. г5 "о. г3 «О. г4 «О. г5
кг/см2
24Н 53,6 62,6 56,8 121,4 110,4 82,8 2.26 1.76 1.46
24П 168 154,6 103,6 220,8 168,4 113,2 1.31 1.09 1.09
Также по данным табл. 3 и 4 построены графические зависимости коэффициента концентрации ат от относительных геометрических параметров расчетного сечения и ориентации равнодействующей сил резания (рис. 8).
0.05 0.1 0.15 0.2 п/Ьп 0 °'4 П/1_П
Рис. 8. Зависимость коэффициента концентрации напряжений а^ от геометрических параметров р, /- /Л,, г /1п
Графические зависимости на рис. 8 свидетельствуют о том, что концентрация напряжений в переходных галтелях увеличивается с уменьшением радиуса кривизны галтели в основании зуба протяжки, и этот факт подтверждается для всех расчетных вариантов. Сравнение же абсолютных величин коэффициентов концентрации по различным расчетным вариантам будет некорректным, так как один и тот же максимальный уровень напряжений для конкретного зуба сравнивается с номинальными напряжениями в различных сечениях. Одно из расчетных сечений (тело протяжки) постоянно в течение всего срока службы инструмента. Это первый расчетный вариант, когда номинальные напряжения не зависят от износа зуба протяжки. А другое расчетное сечение (основание зуба) изменяется в сторону уменьшения в течение срока эксплуатации инструмента. В связи с этим в нем возрастают наряду с максимальными и номинальные напряжения, и поэтому коэффициент концентрации для второго расчетного варианта изменяется в узком диапазоне. В таком случае интенсивность напряжений в расчетном сечении будет больше для меньшего значения коэффициента концентрации для одного и того же радиуса кривизны галтели. На этом основании для расчетной точки протяжки с одинако-
вым максимальным уровнем контурных напряжений следует принимать расчетный вариант сечения с большим уровнем номинальных напряжений, т.е. зуб изношенной протяжки.
Результаты исследования показали, что наиболее интенсивно нагружено основание зуба переточенной протяжки, имеющей минимальный радиус переходной галтели, поэтому этот вариант следует принимать как расчетный.
Выводы. Разработана и реализована методика физического эксперимента по нагружению модели шпоночной протяжки, изготовленной из оптически чувствительного оргстекла марки Э2. Отлажена техника нагружения модели шпоночной протяжки силами резания, силами трения в направляющей опоре и силой тяги штока.
Выполнена серия экспериментов по нагружению исследуемых моделей шпоночных протяжек, получены оцифрованные фотограммы нагруженных моделей, выполнена коррекция фотограмм на компьютере в среде Adobe Photoshop с целью повышения разрешающей способности интерференционных полос.
Исследовано влияние величины радиуса переходной галтели выкружки зуба на концентрацию напряжений в моделях новой и переточенной шпоночных протяжек. По данным расчетно-экспериментальной информации построены графики зависимости коэффициента концентрации aoi максимальных контурных напряжений в галтелях зубьев от параметров ß, rt /hri и rt /Lri.
Полученная расчетно-экспериментальная информация, в результате выполненных исследований методом фотомеханики на моделях из оптически чувствительного материала, позволяет рекомендовать ее в практике расчетов шпоночных протяжек. Полученные результаты на моделях шпоночных протяжек можно переносить на реальную конструкцию, которая изготовлена из инструментального материала с учетом геометрического и силового подобия.
ЛИТЕРАТУРА
[1] Кошеленко А.С., Позняк Г.Г. Теоретические основы и практика фотомеханики в машиностроении. — М.: Граница, 2004. [Koshelenko A.S., Poznjak G.G. Teoretitheskie osnovy i praktika fotomekhaniki v mashinostroenii. — M.: Granitsa, 2004.]
[2] Щеголев А.В. Конструирование протяжек. — M.: Машгиз, 1960. [Shegolev A.V. Konstrui-rovanie protjashek. — M.: Mashgiz, 1960.]
[3] Серенсен С.В., Когаев В.П. Вероятностные методы расчета на прочность при переменных нагрузках // Механическая усталость в статистическом аспекте. — М.: Наука, 1969. [Serensen S.V., Kogaev V.P. Verojatnostnye metody rastheta na prothnost pri peremennyh na-gruzkah // Mekhanitheskaja ustalost v statistitheskom aspekte. — M.: Nauka, 1969.]
[4] Кошеленко А. С., Жедь О.В., Бердашев Р. С. Исследование методом фотомеханики напряженно-деформированного состояния шпоночной протяжки. Труды V Международной научно-практической конференции «Инженерные системы — 2012». Москва, 2012 г. — М.: Изд-во РУДН, 2012. — С. 327—333. [Koshelenko A.S., Zhed O.V., BerdashevR.S. Issledo-vanie methodom fotomekhaniki naprjazhenno-deformirovannogo sostojanija shponothnoj pro-tjazhki. Trudy V Mezhdunarodnoj nauthno-praktitheskoj konferencii "Ingenernye systemy — 2012". Moskva, 2012 g. — M.: Izd-vo RUDN, 2012. — S. 327—333.]
РогоeB.A. u dp. KoMnneKCHtie HcraegoBaHHa MeTogoM ^oTOMexaHHKH...
INTEGRATED RESEARCH BY METHOD OF PHOTOMECANICS MODE OF DEFORMATION OF KEY BROACH IS ESTIMATED USING ITS TWO-DIMENSIONAL MODEL FROM OPTICALLY SENSITIVE MATERIAL
V.A. Rogov, A.S. Koshelenko, O.V. Zhed, R.S. Berdashev
Department of Mechanical Engineering, Machine Tools and Tooling Peoples'Friendship University of Russia
Miklukho-Maklaya str., 6, Moscow, Russia, 117198
Applying method of photomechanics mode of deformation of key broach is estimated by using its two-dimensional model from optically sensitive material aimed at improving design methods on the base of experimental data.
Key words: photomechanics, physical simulation, stress, fatigue resistance, stress gradient, coefficient of stress concentration.
