CC BY
19
УДК 62-229.331
В.В.Суглобов
ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАБОЧЕГО РЕСУРСА ШАРНИРОВ СКОЛЬЖЕНИЯ УНИВЕРСАЛЬНЫХ ШПИНДЕЛЕЙ ПО КРИТЕРИЮ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ
Около 90% всех случаев отказов в условиях эксплуатации универсальных шпинделей с шарнирами скольжения связано с износом подвижных сопряжений в шарнирах [1]. Поэтому задача прогнозирования износа несущих элементов шарниров с вкладышами скольжения имеет решающее значение как для назначения ресурса, обеспечивающего заданную надежность и долговечность шпиндельных устройств так и для обоснованного планирования их ремонтов и определения потребности в запасных частях. Общая структура расчета элементов шарнира универсального шпинделя на износ по аналогии с существующими методами расчета износа подвижных сопряжений [2, 3] должна включать в себя следующие этапы:
1) определение расчетных давлений на контактных поверхностях;
2) определение характера контактного взаимодействия несущих элементов шарнира;
3) расчет линейного износа элементов шарнира;
5) определение рабочих ресурсов несущих элементов по условиям изнашивания.
В качестве расчетных при определении износа следует принимать максимальные давления, действующие, как правило, на периферийных участках контактов вкладышей, с вилкой и лопастью (рис. 1). Максимальные значения этих давлений зависят от закономерностей их распределения на контактных поверхностях, которые в свою очередь являются следствием ряда конструктивных факторов (в первую очередь относительной жесткости
£ м
Рис. 1. Шарнир скольжения универсального шпинделя 1 - вилка; 2 - вкладыши; 3- лопасть; 4- камень.
элементов шарнира) и передаваемой шпинделем нагрузки. При малых нагрузках, когда деформации несущих элементов шарнира невелики, с достаточной точностью можно считать давления распределенными по трапеции [4]. Максимумы этих давлений будут равны:
Ру =2Тч0Ы№
(8о-ёУ +
Г
(2)
где Рп, Рц - максимальные давления в плоском ( п ) и ( ц ) цилиндрическом контактах;
Т - вращающий момент, передаваемый шпинделем; ао, а, $о, <1, р, Ь - размеры элементов шарнира (рис. 1).
При больших нагрузках и возникающих при этом деформациях щек вилки и лопаток лопасти наиболее вероятным будет треугольный закон распределения контактных давлений [5]. Максимальные значения этих давлений на периферийных участках контакта равны.
2 а
Р. = 2ТI аЬ\ а
3 2«
(3)
(4)
При определении расчетных давлений можно пользоваться также эмпирическими зависимостями .полученными Мееровичем И.М. [ 6 ]. - дая разрезной лопасти
Рп=2,АТ1аь{а,-1а
- для лопасти с отверстием
Я =2,6577 ей ап-
3
2а
3
- для вилки (с учетом преобразований)
Рп = 14,677 #02ф
(5)
(6) (7)
Нормальное протекание процессов трения без нарушения сплошности материалов возможно только в случаях упругого и пластического контактов микронеровностей. Условием обеспечения внешнего трения является отсутствие микрорезания. Это условие, согласно [2] имеет вид
Р<-
нв
2"+| • А"
1 —
6г.
Л
НВ)
(8)
где Рс- контурное давление;
НВ - твердость по Бриннелю изнашиваемой поверхности;
А - комплексная характеристика шероховатости;
Тп - касательные напряжения, вызванные взаимодействиями в зоне фактического контакта;
V - показатель кривой опорной поверхности. Выражения, определяющие А и X имеют вид
= РРг >
где Яшах - максимальная высота неровностей;
г - средшш радиус кривизны вершин выступов; Ь - коэффициент кривой опорной поверхности;
То - молекулярная составляющая трения; (3 -пьезокоэффициент молекулярной составляющей; Рг -фактическое давление.
межмолекулярными
(9) (10)
Для элементов шарнира шпинделя наиболее характерными значениями параметров будут: Ь = 1,8 - 2,0; V = 1,8 - 2,0; Т о =15 МПа ; Р = 0,12 для
вилки и лопасти, То = 18 МПа, Р =0,08 для бронзовых вкладышей.
Запишем выражения, определяющие взаимосвязь между фактическим Рг, контурным Рс и номинальным Ра давлениями [2], при пластическом деформировании двух шероховатых поверхностей - наиболее характерном виде контактного взаимодействия несущих элементов универсального шарнира. При
11тах>0,1Нв.
Нв
Р:=■
1
кшкв
К2Явв2)
(И)
где
Kw = 2,4, V в = 3 - при взаимодействии двух волнистых поверхностей; Нв, Яв - параметры волнистости (наибольшая высота волны Нв = 2,5 мкм и средний радиус кривизны вершин выступов Яв = 15 мкм ): 0 - упругая постоянная контактирующих поверхностей; Кв =2,1,8 = 2,3 - коэффициенты, зависящие от отношении И.тах/Нв и 1/9Н (Н -микротвердость, равная твердости по Бринелю Н = НВ) ; Ра - номинальное давление, равное расчетному.
в =
Л-А
(12)
где
При
I 2
Еь Ег -модули упругости материалов; Ц,] , }Л,2 - коэффициенты Пуассона.
Если окажется, что Рс < Ра, в дальнейших рдсчегах етедуег принимать Рс = Ра Ятах<0,1 Нв
Рс = 0,45
Я,
\ О,«
р:
(13)
При Рс < НВ/3 принимают Рг=Н . При Рс>НВ/3.
ГгТГ
РГ = РС- 0,4- —
V Р< (14)
Интенсивность изнашивания при пластическом контактировании поверхностей определяется выражением [3]:
/, =42-С
А.
нв
I
\-t (
V ео У
Па
(15)
где
С, Р1 , К" -коэффициенты;
I - пераметр кривой фрикционной усталости , равный 1=2-3 [7]; ео - относительная деформация, близкая по значению к относительному
удлинению при разрыве е0 = 5о;
т7 - отношение контурной площади к номинальной, равное по
значению отношению номинального давления к контурному ра_ . Значения коэффициентов С , Р1 и К", соответственно равны
с =
у "Т(у)Г(1+г/2) 4(v + l)r(v+//2)' А =l/(2v+l),
\<rT+2f-HB f \aT-lf-HB'
(16) (И)
(18)
где Г - гамма-функция; сгт - предел текучести; f - коэффициент трения. Значения коэффициента трения зависит от насыщенности контакта. Ненасыщенный пластический контакт имеет место при контурных давлениях [2]
0,5 НВ
V —
/v\ V-1
(v-bA')
Коэффициент трения при этом равен :
НЛ
где Kv - константа, зависящая от апроксимируется выражением
,-3,185
нв)
V2v
(19)
(20)
Kv = 3,638 • v
Насыщенный пластический контакт имеет место при давлениях
О¿HB
v; эта зависимость хорошо
(21)
Р.~>-
v —
(V-O'")'"'
а коэффициент трения при этом равняется
/-
HB
Л г J
с_
HB
(22)
(23)
Следует отметить, что ввиду распределения неровностей по высоте, часть их деформирует материал упруго, часть-пластически, а. часть-упруго-пластически. Однако, расчеты [2] показывают, что при реализации пластического контактирования вклад неровностей, деформирующих материал упруго и упруго-пластически, в силовое взаимодействие тел пренебрежительно мал по сравнению с вкладом неровностей, деформирующих материал пластически.
В приведенных выше выражениях, характеризующих интенсивность изнашивания, физико-механические свойства относятся к изнашиваемой поверхности, а микрогеометрия - к изнашивающей.
Микрогёометрия истираемого тела при расчетах изнашивания до наступления равновесной шероховатости может быть учтена применением приведенных значений параметров шероховатости :
г - Чг 1 + Ь),
R — J? 4- R
шах -"-maxi max2>
Rb ~ I + R-Bl)>
Нв = Нв\ + Hbh
'¡u2 n r
R 1 • R
■"•maxi ' lxmax2
где км- коэффициент, зависящий от VI и У2; в частности при У1=У2 =1,8, км = 0,2; при У1=У2=2, км=0,17 [2].
По завершению процесса приработки устанавливается равновесная шероховатость :
к-Л25
где аг - коэффихщент гистерезисных потерь; для стали аг = 0,02; для бронзы аг = 0,04 [2].
В соответствии с определением интенсивности изнашивания, как отношения линейного износа к пути трения, выражения для подсчета линейного износа Й будет иметь вид :
И = К,-1 ■ 1ТГ, (25)
где Кэ - коэффициент условий эксплуатации; Ьтр - путь трения.
Коэффициент Кэ может быть представлен произведением ряда коэффициентов
К, = Кр Ку ■ Кс, (26)
где Кр -коэффициент, учитывающий реверсивность трения в шарнирах шпинделя;
Ку - коэффициент, учитывающий ударное приложение нагрузки по мере образования зазоров в шарнирах, вызванных износом элементов ; Кс - коэффициент, характеризующий стабильность условий трения в шарнирах.
Для практических расчетов можно принимать Кр = 1,7 - 2,6 [8], Ку ■ Кс = 1,2- 1,3. По мере накопления экспериментальных и эксплуатационных данных значения этих коэффициентов должны быть уточнены.
Износ всего сопряжения будет определяться износом наиболее нагруженных участков. С учетом кинематики элементов шарнира шпинделя [9] и размещения наиболее нагруженных периферийных участков рабочих контактов (рис,1) можно записать :
4,л=2(27)
Ь^^Ъа-й-Ы, (28)
где Ьтр п, Ьтрц - пути трения для наиболее нагруженных участков плоского и цилиндрического контактов;
а - угол наклона шпинделя;
N - число оборотов шпинделя под нагрузкой за рассматриваемый период, равное :
М = -Т5Г-> , (29)
где V - скорость прокатки в клети;
Тн - время работы клети под нагрузкой (час),
- диаметр прокатного валка. Таким образом, износ наиболее нагруженных участков плоских контактов будет равен:
= ±1лгтнгуга„ ^ (30)
1=1
¡тактов
И^^-ЪуТш-Уга» (31)
1=1
цилиндрических контактов
1=1
где . 1ш , 1щ , Тш , V, , ад - интенсивности изнашивания, время работы под нагрузкой, скорость прокатки и угол наклона шпинделя на ьой ступени нагружения.
Для уменьшения обьема вычислительных операций при неизменном характере контактного взаимодействия элементов шарнира (только пластическое деформирование) можно рекомендовать вычисление износа с использованием понятия эквивалентной нагрузки (10) и эквивалентного пути трения. Тогда :
я,
7200- К3а¥- Тн1пт1п2-С2+В2
П
я-О,
(32)
7200-К} а-с/ У' Тн 1Ц
Ж
(33)
Отсюда легко определяется машинное время работы несущих элементов шарнира.
Так, для вкладышей
лРв___[И]^
Т,
МЫ. 7200К,а-и-У +1т-<1
для вилки
для лопасти
Т -
[Щв
1МВ 7200 К,-а-и-У I
лОя
ТМЛ 7200К,-аШ' "
(34)
(35)
(36)
В этих выражениях; [И]вк, [И]в, [И]л - допускаемые значения износа вкладышей, вилки и лопасти; 1пвк, 1цвк, 1цв, 1пл - интенсивности изнашивания плоских и цилиндрических поверх-ностей вкладышей, вилки и лопасти; и-коэффициент загрузки, равный отношению времени работы клети под нагрузкой к машинному времени.
Регламентированные значения [И]вк по данным Уралмашзавода и Ново-Краматорского машиностроительного завода составляют 3-5 мм.
Значения [И]в можно назначить исходя из условия обеспечения предусмотренных разработчиками стандартов на шпиндели с вкладышами скольжения трех-пяти ремонтных расточек зева до увеличения диаметра не более, чем на 10% [11]. При этом [И]в = 2-4 мм. Значения [И]л в первом приближении можно принимать равными [И]л = 0,5 [И]в .
Перечень ссылок
1. Суглобов В.В., Данилов С.С. ,Хоменко В.И. Анализ долговечности шпиндельных соединений действующего металлургического оборудования. Новые технологические процессы и оборудование прокатного производства - средство повышения качества и экономии металла: Тезисы доклада на межвузовской научно-технической конференции - Челябинск, 1980 - С. 102.
2. Трение, изнашивание и смазка: Справочник в 2-х книгах / Под редакцией
И.В.Крагелъского, В.В.Алисина. - М.: Машиностроение, 1978. - 400 с.
3. Крагельский И.В.Добычин М.Н.,Комбалов B.C. Основы расчетов на трение и износ. -М.: Машиностроение, 1977. - 526 с.
4. Королев A.A. Механическое оборудование прокатных цехов черной и цветной маталлургии. - М.: Металлургия, 1976. - 544 с.
5. Целиков А.И.,Смирнов В.В. Прокатные станы. -М.:Металлургиздат 1958. - 432 с.
6. Меерович И.М. Исследование и расчет универсальных шпинделей прокатных станов: Науч.- техн. информ-N 22 /ЦНИИТМАШ. - М.:Машгиз,1954. - 40 с.
7. Харач Г.М. Задача о вычислении компонентов деформации в зоне касания сферического индентора при трении скольжения // Тр.Урал. юбилейной сессии по итогам научи.-исслед. работ в области машиностроения.- Курган, 1967. - C. 219-220.
8. Евдокимов В.Д. Реверсивность трения и качество машин. - Киев: Техника,1977.-148 с.
9. Суглобов В.В., Данилов С.С. Кинематика элементов шарнира универсального шпинделя / Жданов. металлуг. и-т. - Жданов, 1986.- 8 с. - Библиогр.: 6 назв.- Деп.в УкрНИИНТИ 09.06.86, N 1299 - Ук 86.
10. Расчет на долговечность /по усталости/ узлов и деталей металлургического оборудования. Определение эквивалентной нагрузки: РТМ 24.010.20.74/ МИНТЯЖМАШ.-М., 1976.-48 с.
11. Занин А.Я. Новое в конструкции и расчете универсальных шарниров с вкладышами скольжения // Производство крупных машин.- М., 1973. - С. 172 - 184.- /Прокатное оборудование; Вып. 22 /.
