Теоретическое обоснование повышения срока службы подшипниковых узлов роликов первой секции МНЛЗ Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Ю.В. Жиркин, Е.И. Мироненков, Е.А. Дудоров, С.Б. Резванов

Для исследования были выбраны следующие марки масел:

Марка масла Класс вязкости

И-100Р 100

Mobil Gear бЗ0 220

Mobil Vacuoline 14б 4б0

Mobil Gear бЗб б80

При проведении экспериментов с ис польз о -ванием экспериментальной установки в подшипник качения заливался смазочный материал на 1/3 диаметра ролика. При запуске установки, используя тензометрическое устройство, фиксировалось усилие от момента кручения наружно-

го кольца подшипника качения, температура разогрева подшипникового узла с помощью ртут-ного термометра и время разогрева до опреде-ленной температуры через каждые 5°С.

Полученные зависимости температуры под -шипникового узла и для различной вязкости смазочного материала с течением времени для различных условий нагружения приведены на рисунке.

Аппроксимация полученных эксперименгаль-ных данных позволит находить температуру под -шипникового узла и соответствующую ей вяз -кость для различных марок минеральных масел.

Библиографический список

1. ВениковВ.А., ВениковГ.А. Теорияподобия и моделирования. М.: Высш. шк., 1984. 439 с.

2. СедовЛ.М. Методы подобия и размерности в механике. М.: Наука, 1987. 432 с.

3. Коднир Д.С., Жильников Е.П., Байбородов Ю.И. Эластотдродинамический расчет деталей машин.

ние, 1988. 166 с.

4. Перель Л.Я. Подшипники качения: расчет, проектирование и обслуживание опор: Справочник. М.:

1976. 264 с.

М.: Машинострое-Машиностроение,

УДК бб9.1.002.5 - 192

В. П. Анцупов, С. Н. Калиниченко, А. В. Анцупов, В. И. Завьялов, А. А. Подосян

ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ ПОВЫШЕНИЯ СРОКА СЛУЖБЫ ПОДШИПНИКОВЫХ УЗЛОВ РОЛИКОВ ПЕРВОЙ СЕКЦИИ МНЛЗ

В работе представлены результаты теоретических исследований, направленных на увеличение срока службы подшипниковых узлов первой секции МНЛЗ, выбором рациональных парамет-ров шероховатости поверхности цапфы оси ролика под уплотнением [1], так как износ уплот-нения в первую очередь определяет ресурс под -шипникового узла.

Текущее значение линейного износа уплотнения Аку(ґ) определяли, используя энергетический подход В. Д. Кузнецова [2], на основе рас -считанной экспериментально-аналитически 1К энергетической интенсивности изнашивания поверхности уплотнения в условиях фрикционного взаимодействия с цапфой ос и ролика:

Ы, (t) = 1„ • Ftp ■ t • (Aa )-‘.

(1)

Введя в основное уравнение изнашивания (1) значение допустимого износа уплотнения [АН у \ = 0,95 • АЖ (А№ - натяг, определяемый

посадкой уплотнения на ось), получим выражение для оценки ресурса работы уплотнения:

t = Tr=\bhy]•(Iw • ftpу)г‘.

В выражениях (1) и (2): t - текущее время работы подшипникового узла, с;

VCK = 0,167 -ж- dy ■ n -10_4 - окружная скорость

скольжения уплотнения относительно цапфы оси ролика, м/с; dy - диаметр цапфы оси (рис. 1), мм; n - частота вращения ролика, об./мин; FTp - сила трения в контакте цапфы с уплотнением, Н.

FTP = Pc • f • Aa ,

(3)

где Аа =п- ■ Ву - номинальная площадь кона У У

такта, мм2; ВУ - ширина уплотнения (см. рис. 1),

мм;рс- контурное давление в контакте [3], МПа.

Pc =

AN • Е,

\

• dy-1000

(4)

Здесь ЕУ - модуль упругости материала уплотнения , МПа; )^У - коэффициент Пуассона материала уплотнения; к = БУ ■ йух; ОУ - внешний

(2) диаметр уплотнения (см. рис. 1), мм.

Для оценки/в условии (3) использована методика [3], где его значение определяется в зависимости от ввда контакта.

Ввд контакта в паре уплотнение - цапфа оси ролика в зависимости от контурного давления рс определяется по условиям:

упругий ненасыщенный,

если 0 < Рс < Рс1; упругопластический,

если Рс1 < Рс < Рс2; пластический ненасыщенный,

если Рс2 < Рс < Рсз; пластический насыщенный,

если Рс4 < Рс < Рc5, а границы в вдов контакта, МПа:

Вид контакта =

Рс1 =

2,4 ^ .у.(у-1).к,.ИБу^ -(1 -цу2)Ъ\

5-А" • Еу2г

= 5,4у- ИБу 2У+1 -(1-Му 2) Рс2 ~ 2-А"-Е 2*

2-У

Рс3 =

0,5-ИБу ;

V ’

( 1 Ь V

V

РС4 = 0,32-а-ИБ 2.

(5)

(6)

(7)

(8)

В приведенных выше выражениях: НВУ -твердость материала уплотнения, МПа; Д - ком-

на ось ролика МНЛЗ:

1 - уплотнение; 2 - ось ролика МНЛЗ

плексныи показатель шероховатости поверхности оси ролика; V - параметр опорной кривой поверхности оси ролика; к 1 - постоянная ингегрирова-ния, зависящая от V, согласно [3]; а - коэффициент , характеризующий напряженное и кинематическое состояние в зоне контакта, при упругом контакте а = 0,5, при пластическом а = 1.

Значение коэффициентов трения согласно [3] на контакте уплотнения с цапфой оси ролика определяется из выражений:

- при упругом ненасыщенном контакте

( 4 Л

I =

2,4-гп

рс5 -А5 • Е5

+ Р +

у

+0,24-«эф • Рс5 ‘А5

У

Е

V ~у У

при упругопластическом контакте

I =

■ + Р + 0,9'

I1 ~Уу )•ИБУ Е„

(9)

(10)

при пластическом ненасыщенном контакте

1 С

I =

ИБ

-+Р + 0,5-Д2

ИБ

V у У

при пластическом насыщенном контакте

I = —^~ + 0 + 0,9-Д ИБ

Ґ

1

Л 2

ИБ

V у У

(11)

(12)

где т0 - касательные напряжения в контакте, МПа; Р - коэффициент влияния нормального давления на межмолекулярное сцепление; аэф = 2,5 -а.1 -коэффициент гистерезисных потерь при скольжении; а1 - коэффициент гистерезисных потерь при одноосном растяжении (сжатии).

Энергетическую интенсивность изнашивания 7» для пары трения уплотнение - цапфа оси ролика , входящую в выражение (1), определяем согласно ставдартным требованиям рекомендаций «Обеспечение износостойкости изделий». В качестве исходных данных для определения 7» используем значения і-й наработки по скорости изнашивания уплотнения Ум и мощности сил трения в контакте Мтрі. Из т вычислений соотношений скорости ууі и Мтп оцениваем статистические характеристики энергетической интенсивности из -

нашивания: среднее значение 7», дисперсию Б2 и коэффициент вариации V.

0

В.П. Анцупов, С.Н. Калиниченко, А.В. Анцупов, В.И. Завьялов, А.А. Подосян

— 1 т

I* =--Ъ{Ууг • КТР1 1); (13)

т г=1 4 7

(1 т I „ - 2\ ^

(14)

(15)

Для пары уплотнение - цапфа оси ролика вычисляем допустимые пределы 1*н и 1*в, определяющие интервал, в который с вероятностью у должна попасть основная доля измерений, не меньшая заданного предела Р. Принимая нормальный закон распределения величины I* и задаваясь у=0,99, Р = 0,9, находим минимальное число испытаний т = 60. Допустимые пределы величины I* определяем по формулам:

: 2 • 10"4; Iw

IWH = Iw -11S ;

/ = Iw +11 • S ,

(1б)

(17)

где t1 = t

1+-

5 • Z\ +10 ^

ч >/12 • т 12 • т ^

Здесь для заданных значений у и Р коэффициент вероятностного распределения Ґір = 1,65 и квантиль 2У = 2,33.

В результате промышленного эксперимента, проведенного в «ЦРМО-3», было навдено: \= 2,73 • 10'4мм3/Дж; Б = 3,62 • 10'5; ¥= 0,132;

Рис. 2. Зависимости износа уплотнения от времени при различном качестве поверхности оси ролика МНЛЗ:

1 - Д=0,35, у=1,95; 2 - Д=0,15, у=1,95;

3 - Д=0,07, у=1,95; 4 - Д=0,1, г=1,95;

5 - Д=0,1, у=0,92; 6 - Д=0,1, у=0,65

3,3б • 10-4.

На рис. 2 представлены зависимости линейного износа от параметров шероховатости Ди v. Диапазон изменения этих характеристик выбран согласно рекомендаций [4] и может быть реально обеспечен практически реализуемыми режимами метода плакирования гибким инструментом. Пересечения кривых 1-б с линией допустимого износа [ДАУ] определяют значение у- процентного ресурса уплотнения Tj = T90j при различном качестве поверхности цапфы оси ролика МНЛЗ J - номер режима ПГИ).

Очевидно, что уменьшение Д при v = const (кривые 1, 2 и 3), а также v при Д = const (кривые

4, 5 и б) в результате обработки приводит к уве-личению ресурса уплотнения.

Физический смысл этого явления состоит в том, что происходит увеличение фактической площади касания (внутри контурной площади) уплотнения и цапфы оси ролика МНЛЗ, что при заданной внешней нагрузке, обусловленной посадкой уплотнения на ось, согласно [5], приводит к уменьшению фактического давления pr в контакте. Согласно условиям (б) и (11) это приводит к уменьшению f =f(Д,v) и увеличению давления pc2 как границы перехода ННПК в УПК, где коэффициент трения минимален, поверхности контакта приработаны и скорость изнашивания минималь-на. Таким образом, целью обработки поверхности оси ролика является увеличение pc2 до значений, при которых значение контурного давления pc =f(A,v), определяемое заданным натягом AN, окажется в области УПК с минимальнымиf и объемной скоростью изнашивания yV.

На рис. 3 показано «движение» границы pc2, разделяющей УПК и ННПК (кривые 1, 2 и 3), с течением времени эксплуатации при износе уп-

Рис. 3. Зоны реализации ПННК и УПК:

1 - рс2=0,32 МПа; 2 - рс2=0,16 МПа; 3 - рс2=0,01 МПа

лотнения, снижении натяга и контурного давления рс, а также область (А) возможных сочетаний Д и v, которые может обеспечить метод плакирования гибким инструментом (ПГИ). Кривые 1 и 3 соответствуют начальному и конечному (предельному) значениям контурного давления рс и натяга (предельные значения определяют время замены уплотнения).

Из рис. 3 ввдно, что в начале эксплуатации (кривая 1) УПК для любого из сочетаний Д и v не обеспечен При износе уплотнения и «перемещении» кривойрс2 = const навстречу области (А) точ-ки первоначального их касания (точка В и(или) точка С) определяют необходимые значения Ди v, которые следует получить в первую очередь при щеточной обработке и, таким образом, обеспечить благоприятный режим эксплуатации в условиях УПК в течение времени дальнейшей работы.

Точкам В и С соответствуют следующие сочетания : ДB = 0,57, vB = 0,65; Дс = 0,05, vC = 0,92.

Расчет по программе [4] на ЭВМ показывает, что кривая рс2 = const касается области (А) первоначально в точке С (Дс = 0,05, vC = 0,92). Этому сочетанию соответствуют следующие режимы обработки ПГИ: радиус инструмента Ящ = 140 мм; длина гибких элементов l = 60 мм; диаметр ворсинки de = 0,25 мм; плотность упаковки ворса кп = 0,13-0,20; окружная скорость инструмента Vu = 25 м/с; сближение оси щетки с поверхностью (натяг) Nu = 1,5-2 мм.

Рациональные режимы рекомендованы к применению в ЦРМО-3 для обработки поверхностей цапф осей роликов первых секций МНЛЗ № 2, 3. Их применение позволило увеличить ре -сурс уплотнений в 1,09 1,46 раза, что подтвер-

ждено актом промышленных испытаний.

Библиографический список

1. Расчетная методика повы шения долговечности подшипникового узла / Анцупов В.П., Калиниченко С.Н., Анцупов А.В Завьялов В.И., Подосян А.А. // Материалы 64 НТК по итогам науч.-исслед. работ за 2004-2005 годы / Под ред. Г.С. Гуна. Магнитогорск: МГТУ им. Г.И. Носова, 2005.

2. Кузнецов В.Д. Физика твердого тела. Томск: Политиздат, 1947. Т. 4. 542 с.

3. Крагельский И.В., Михин Н.М. Узлы трения машин. М.: Машиностроение, 1984.

4. Анцупов В.П. Теория и практика плакирования изделий гибким инструментом. Магнитогорск: МГТУ им. Г.И. Носова, 1999. 242 с.

5. Анурьев В.И. Справочник конструктора-машиностроителя: В 3 т. Т. 1. 5-е изд., перераб. и доп. М.: Машиностроение, 1979. 728 с.

УДК 669.1.002.5-192

В. П. Анцупов, О. В. Семенова, А. В. Анцупов, А. С. Быков, А. В. Артемьев

ТРИБОДИАГНОСТИКА СЕРИЙНОГО ВОЛОЧИЛЬНОГО ИНСТРУМЕНТА И ОЦЕНКА РЕСУРСА ЕГО РАБОТЫ

Трибодиагностика элемента любого трибо-сопряжения предполагает ранжирование его в «классификации изделий и материалов по износостойкости» и установление его принадлежности к тому или иному классу и разряду [1, 2].

Класс и разряд износостойкости определяют по безразмерному показателю износостойкости -величины И, обратной линейной интенсивности изнашивания (И =1/1*).

Интегральная линейная интенсивность из -нашивания 1ь может быть определена согласно известной расчетной методике оценки изнашивания поверхностей трения деталей машин И.В. Крагельского [3], однако допущения, заложенные в основу расчета, не позволяют использовать её для описания механизма изнашивания волочильного инструмента в связи с тем, что

изнашивающее тело не является твердым, а пластически деформируется. Тем не менее, величину I* согласно [3], можно определить с помощью интегральной энергетической интенсивности изнашивания поверхности волоки в виде:

f \°zdz ,

(1)

а износостойкость поверхности волоки может быть найдена как:

И = Aa / V Fmp =

/

Л

-1

f • Ij\^2dz

(2)