СОЕДИНЕНИЯ С НАТЯГОМ

КОЭФФИЦИЕНТЫ ТРЕНИЯ В КОНИЧЕСКИХ СОЕДИНЕНИЯХ, СОБРАННЫХ ТЕРМИЧЕСКИМИ ИЛИ ГИДРОПРЕССОВЫМ СПОСОБАМИ

Термические и гидропрессовый способы сборки обычно используются для конических соединений, разборка ко­торых предусматривается путем нагнетания масла в зо­ну контакта. Из условия обеспечения требуемой точ­ности и разборки соединений гидропрессовым способом окончательная обработка сопрягаемых поверхностей, как правило, осуществляется шлифованием с шерохо­ватостью не выше Ra=2,5 мкм.

В литературе имеется сравнительно небольшое ко­личество сведений по коэффициентам трения в соеди­нениях с упомянутой характеристикой сопрягаемых пар. Так как условия работы и контактирования цилин­дрических соединений и конических с малой конусно­стью отличаются незначительно, то в качестве первого приближения при оценке прочности соединений, форми­руемых с нагревом или охлаждением, могут быть ис­пользованы имеющиеся данные для цилиндрических соединений. Дополнительные исследования коэффициен­тов трения в конических соединениях, учитывая возмож­ность более точной оценки в них давлений расчетно- экспериментальным методом, позволят уточнить коэф­фициенты трения и в цилиндрических соединениях.

Величины коэффициентов трения при осевом сдвиге для стальных сопрягаемых пар с конусностью К— 1 :50 на образцах DcР=85 и 135 мм, формируемых тепловым: способом, находятся в пределах 0,18—0,23. Сравнитель­ная оценка прочности цилиндрических и конических соединений с конусностью 1:10; 1 : 25; 1 :50; 1 : 100, выполненных из стали 45 с номинальным посадочным диаметром 70 мм (сборка тепловая), показала, что прочность конических соединений с малой конусностью практически не отличается от цилиндрических.

Сведения о коэффициентах трения в конических сое­динениях при гидропрессовом способе сборки приведены в работах [51, 55]. При статических испытаниях об­разцов с конусностью К— 1 : 15, формируемых гидро­прессовым способом с применением масла МК-22, по­лучены значения коэффициентов трения при кручении, как и при механической сборке соединений: /р=0,18... 0,20 — сталь по стали.

Исследования [51] проводились на образцах DcР= = 100 мм и различной конусностью, имитирующих флан­цевое и муфтовое соединения валов. Поверхности со­пряжения обрабатывались шлифованием и тонким то­чением с шероховатостью Ra^.1,25 мкм; материал об­разцов — сталь 45. При круговом сдвиге /кр=0,129— 0,225 (/кр=0,18) у фланцевых и /кр=0,085—0,156 (/кр= = 0,124) у муфтовых соединений. Такая зависимость коэффициентов трения от конструкции образцов, по - видимому, вызвана погрешностями в оценке давлений, которые трудно учесть при сложной конфигурации охва­тывающих деталей. При распрессовке фланцевых соеди­нений /р=0,215 для шлифованных поверхностей с ^0,63 мкм и = 0,30 при точении с Ra^l,25 мкм. При кручении разный уровень шероховатости и способ об­работки поверхностей существенного влияния на вели­чину коэффициентов трения практически не оказали. Было выявлено, что по мере роста давлений от 0 до 60 МПа коэффициенты трения уменьшаются по гипер­болическому закону, при дальнейшем росте давлений они постепенно снижаются.

Независимо от вида прилагаемой нагрузки R. Mundt рекомендует принимать следующие значения коэффици­ентов трения: сталь по стали — /=0,12 — 0,15; сталь по чугуну — f=0,10. ..0,12.

Исследования [55] на стальных образцах с rfcP= = 100 мм, сопрягаемые поверхности которых были об­работаны точением с Ra-^5 мкм, дали более высокие значения коэффициентов трения при распрессовке — fp=0,15...0,17. При этом зависимость их от шерохова­тости и давления не обнаружена. После повторных за­прессовок и распрессовок величины коэффициентов трения остались неизменными.

Практический интерес представляет сравнительная
оценка прочности соединений, формируемых различны­ми способами. Ссылаясь на материалы подшипниковых фирм СКФ (Швеция) и Тимкен (Англия), С. И. Казе - нов считает, что коэффициенты трения в соединениях, формируемых тепловым и гидропрессовым способами, одинаковые и находятся в пределах 0,15—0,20 как при распрессовке, так и при кручении. Однако в изданных материалах фирмы СКФ для стальных соединений, формируемых гидропрессовым способом с применением минеральных масел, рекомендуется f = 0,12, с примене­нием глицерина — f=0,18, а при тепловой сборке соеди­нений с тщательно очищенными поверхностями [=0,20.

Прочность соединений при различных способах сбор­ки сравнивали по результатам испытаний двух серий образцов [16, 18, 24]. Методической особенностью этих опытов являлось определение давлений в соединениях изложенным выше расчетно-экспериментальным мето­дом, что позволило в значительной мере исключить влияние погрешностей изготовления и тем самым умень­шить разбросы коэффициентов трения и выявить дей­ствительные зависимости их от различного рода факто­ров. Кроме того, с целью сопоставления результатов исследований и сохранения их преемственности парал­лельно велась оценка коэффициентов трения по расчет­ным давлениям.

Первая серия испытаний проводилась на образцах (рис. 2.7), имеющих d=88 мм, й2= 130 мм, /=100 мм и конусность К= 1 : 50 Для получения равномерного распределения давления по длине внутреннюю поверхность втулки со стороны фланца сделали со специальной проточкой, а слева от буртика вала выполнили коль­цевую канавку глубиною 3 мм. Испытывали партию из семи образ-

Цов, три из которых были из­готовлены из стали 40Х, четы­ре—из стали 45, НВ 2410... 2690 Н/мм2. Сопрягаемые по­верхности окончательно обра­батывали шлифованием (Ra^ 1,25 мкм) В процессе первой шлифовки величина базорас - стояния соединения между буртом вала и торцом втулки обеспечивалась в пределах 20—30 мм, что позволяло пов­торно шлифовать сопрягаемые поверхности после испытания
электропечи до 7=200° С или гидропрессовым способом с примене­нием масла МС-20. Требуемый натяг создавался с помощью шлифо­ванного кольца, размещаемого между торцом втулки и буртом вала. Соединения, собранные с нагревом, перед опытами выдерживали в течение 1 сут., гидропрессовым способом — от 3 ч до 3 сут. Исход­ное положение деталей при отсчете базорасстояния 5 определяли путем нагружеиия образцов малыми силами и построения графиков запрессовки образцов (см. рис. 2.3).

Качество соединений контролировали по пятну контакта и характеру нзменення посадочных напряжений по длине втулкн. Тензодатчикн с базой /=10 мм и сопротивлением Я=200 Ом были наклеены равномерно по длине в 10 точках, указанных цифрами на рис. 2.7. Посадочные напряжения определяли в процессе разборок соединений гидропрессовым способом.

Полученные значения коэффициента трения при кру­чении представлены в табл. 2.7, а их зависимость от давлений иллюстрирует рис. 2.8. С уменьшением дав­ления наблюдается тенденция к некоторому снижению коэффициентов трения /кр, /кр. у - В диапазоне р=20... 100 МПа их можно считать независящими от давлений. Коэффициенты трения /кр и fкр. у> соответствующие рас­четным давлениям р*, наоборот, при малых р*, где по­грешности формы соизмеримы с натягами, уменьша­ются.

Средние значения величин коэффициентов трения при р>20 МПа и доверительные интервалы, найденные по распределению Стьюдента с доверительной вероят-

Ностью v=0,95, составляют: при тепловой сборке /кр= = 0,234 ±0,008, /Кр. у=0,214 ±0,010, /*р = 0,189 ± 0.015, /кр. у = 0,160 + 0,016; при гидропрессовой сборке /кр=0,213±0,012, /„р. у=0,148±0,019.

Сравнение средних величин коэффициентов трения при тепловом и гидропрессовом способах сборки по од­ностороннему критерию Стьюдента показало, что раз­ница между ними значительная и вызвана способом сборки. При гидропрессовом способе сборки коэффици­енты трения ниже, чем при тепловом в среднем на 10% в состоянии покоя и на 45% в процессе движения. Ко­эффициенты трения покоя выше, чем при движении на 9% при тепловом способе сборки и на 44% при гидро­прессовом.

Вследствие влияния погрешностей изготовления до­верительные интервалы средних величин коэффициен­тов трения /KpJ /кр. у в 1,6 и 1,9 раза выше соответст­вующих значений /кр, /кр. у, а сами средние величины при оценке давлений по натягу на 20 и 25% ниже.

Коэффициенты трения в соединениях, формируемых гидропрессовым способом, зависят еще от продолжи­тельности выдержки после сборки. При уменьшении выдержки с 3 ч до 0,8—1,5 ч (см. табл. 2.7) коэффи­циенты трения снизились на 10%, хотя при повторных проворотах они обычно вырастают или оказываются на прежнем уровне.

При осевом сдвиге коэффициенты трения определя­ли лишь в соединениях, формируемых гидропрессовым способом. Их значения при различных давлениях и вы­держке соединений после сборки даны в табл. 2.8. Влияние продолжительности контакта сопрягаемых по­верхностей на коэффициент трения сказывается лишь при выдержке соединений менее 3 ч. С уменьшением выдержки до f=0,l ч коэффициенты трения могут сни­зиться в 1,5—2 раза. Как и при кручении, изменение давления практически не сказывается на величинах коэффициентов трения в соединениях. Среднее значение их при 3 ч после первой сборки составило /р=0,231, что на 9% выше, чем при кручении. После повторных сборок соединений замечено снижение коэффициентов трения.

После третьей сборки при 3 ч среднее значение коэффициентов трения /р=0,195, что на 12% ниже, чем после первой сборки. Здесь сказывается появление в процессе первой распрессовки на сопрягаемых поверх­ностях большого количества продольных рисок. После повторных сборок в этих рисках скапливается масло, которое не удаляется даже при длительных выдержках и вызывает снижение коэффициентов трения. Повтор­ные распрессовки соединений с давлением 35 МПа вызывают также износ поверхностей, который выра­жался в снижении осевых натягов и давлений (см. табл. 2.8).

Вторую серию испытаний проводили на образцах d=99,4... 99,8 мм, изготовленных из улучшенной стали 40Х (рис. 2.9). Конструкция образцов предусматривала возможность равномерного распределения давления при точном исполнении сопрягаемых поверхностей, для чего у бурта вала и на внешнем диаметре у фланца имелись пыточки глубиною 2,5 мм, а внутренний диаметр под фланцем был проточен на 25 мм вдоль оси. Для обес­печения сборки и разборки соединений гидропрессовым способом на валу были выполнены каналы, а также кольцевая маслораспределительная канавка.

Сравнивали прочность соединений при трех способах сборки: тепловом (с нагревом втулки в электропечи до - 180° С), гидропрессовом и с охлаждением вала в жид­ком азоте до —196° С. Перед сборкой с нагревом или. охлаждением сопрягаемые поверхности протирали рас - творителями. Независимо от способа сборки минималь­ная выдержка образцов перед испытанием составляла 24 ч.

Сопрягаемые поверхности образцов окончательно обрабатывали шлифованием (^а=0,32... 1,25 мкм). Шероховатость контролировали профилографом-профи - лометром модели 201 в шести местах: в трех продоль­ных и двух поперечных сечениях.

Осевой натяг регулировали с помощью набора кон­цевых мер, устанавливаемых между торцом втулки к буртом вала. Исходное положение деталей для отсчета S определяли по графику запрессовки образцов с уси­лиями 77=<p(S) до 8 кН на специальной установке (рис. 2.10). Детали образца 2 с тщательно очищенными поверхностями плавно собирали под действием только - веса втулки, а затем с помощью гидродомкрата 1 к ним ступенчато прилагалось осевое усилие, передавае­мое через промежуточную втулку 3 к динамометру сжа­тия 4 типа ДС-1. Смещение втулки относительно вала при каждой ступени нагружения фиксировалось инди­катором с точностью до 0,01 мм. За исходное положе­ние деталей принимался средний результат пяти изме­рений. Точность отсчета нулевого положения составляла ±0,025 мм, что соответствовало 0,25—1% погреш­ности замера величины S, которая для опытных образ­цов находилась в диапазоне 2,5—10 мм.

После изготовления все образцы измеряли. Откло­нения угла конуса Д2а=±60" и соответствовали чет­вертой— восьмой степени точности СТ СЭВ178—75; предельные отклонения продольного сечения и некруг - лости соответствовали шестой степени точности СТ СЭВ636—77.

Качество сопрягаемых поверхностей характеризова­лось также распределением посадочных напряжений, по средней величине которых рассчитывали давление в соединениях. Окружные и осевые напряжения фиксиро­вали в семи точках (рис. 2.11). Напряжения измеряли

После прочностных испытаний в процессе пятикратной разборки соединений гидропрессовым способом.

Результаты исследований несущей способности ко­нических соединений при кручении и осевом сдвиге представлены в табл. 2.9 и 2.10 и на рис. 2.12. При всех способах сборки крутящие моменты М1!р и усилия рас­прессовки F, соответствующие начальному сдвигу со - лрягаемых деталей, практически линейно зависят от давлений.

Во всех образцах вследствие систематических по­грешностей, вызываемых угловыми отклонениями фор­мы, расчетные давления р* оказались выше расчетно- экспериментальных давлений р. Поэтому сплошные прямые, характеризующие зависимость несущей способ­ности соединений от давлений р, лежат выше штрихо­вых линий, соответствующих давлениям р*. Разница между р* и р для всех образцов составляла 1,9— 19,5 МПа. А усредненная разница в давлениях между - соответствующими прямыми рис. 2.12 составляла 8—•

12 МПа, что равносильно неточности в оценке натяга на 16—24 мкм.

Если продлить прямые Мкр=<р(р) и F=q>(p) на рис. 2.12 вниз, то они, как это принято считать, не по­падут в начало координат, а пересекут ее выше в точках М0 и F0. Физический смысл этого факта заклю­чается в том, что для относительного сдвига деталей,

3 Зак. 217

Сопряженных с нулевым натягом, всегда требуется оп­ределенное усилие на преодоление механического зацеп­ления неровностей. Для образцов Af0=0,8... 1,2 кН-м при кручении, Fo=12... 30 кН при осевом сдвиге. Отме­ченное явление подобно сборке цилиндрических соеди­нений с нулевым зазором, при которой в случае р—О также необходимо приложение осевых усилий. Если продлить вниз прямые Л41ф=<р(/?*) и F=q>(p*), то они также не попадут в начало координат, а пересекут ось абсцисс. Это говорит о том, что при измерении S (даже

В исходном положении деталей) в соединениях вследст­вие погрешностей изготовления преобладают зазоры.

Сопоставляя приведенные в табл. 2.9 и 2.10 значения коэффициентов трения /1>р, /р, соответствующих давле­ниям р, видим, что при одинаковых условиях опыта наи­большей прочностью обладают соединения, собранные с применением холода. Наименьшие значения коэффи­циентов трения соответствуют гидропрессовой сборке.

Зависимости коэффициентов трения от давлений при различных способах сборки изображены на рис. 2.13, 2.14. С увеличением давлений от 15 до 100 МПа наблю-

С 20 <TO 60 р;р, МПа Г О го To ВО р-,р*МПа 1

Рис. 2.13. Зависимость коэффициентов треиия при круговом смеще­нии от давления в соединениях, собранных различными способами: В —тепловым; б — с охлаждением; в — гидропрессовым с маслом МС-20; г — Гидропрессовым с маслом Тш

Рис. 2.14. Зависимость коэффициентов треиия при распрессовке от давления в соединениях, собранных разными способами:

А — тепловым; б — с охлаждением; в — гидропрессовым с маслом МС-20

Дается незначительное снижение коэффициентов трения по закону, близкому к линейному. Коэффициенты тре­ния /Кр. /р. соответствующие расчетным давлениям Р*, изменяются аналогично коэффициентам трения fKP, /р, однако они отличаются меньшей величиной и боль­шими разбросами. Учитывая, что несущая способность соединений линейно зависит от давлений, увеличение коэффициентов трения при малых давлениях может быть объяснено тем, что в общем уровне несущей спо­собности соединений значительная доля принадлежит составляющим М0 и F0.

Для практических целей можно принимать коэффи­циенты трения независимо от давлений. В этом случае средние значения коэффициентов при кручении /кр, /кР„ а также их средние квадратические отклонения ST

'кр

И доверительные границы изменения с вероятно-

'кр

Стью 0,95 приведены в табл. 2.11. При осевом сдвиге аналогичные показатели даны в табл. 2.12. Представ­ленные в табл. 2.9, 2.10 доверительные границы погреш­ностей отдельных измерений коэффициентов трения Д/Кр, Л/р с вероятностью 0,95 близки к доверительным гра­ницам средних значений и, как правило, меньше их. В соединениях, формируемых тепловым способом и с охлаждением, коэффициенты трения при осевом сдвиге в среднем на 17% выше, чем при кручении; в гидро­прессовых соединениях — на 11%.

Результаты первой и второй серий испытаний ока­зались близкими. Разница в средних значениях коэф­фициентов трения как при тепловом, так и при гидро­прессовом способах сборки, а также в соотношениях между ними не превышает 7%.

Как следует из таблиц 2.11, 2.12, при оценке давле­ний расчетным методом средние значения коэффициен­тов трения на 7—26% ниже, чем при определении дав­лений расчетно-экспериментальным методом. Кроме то­го, /кр, fp отличаются, как правило, большими до­верительными границами изменения.

Средние значения коэффициентов трения в соедине­ниях, формируемых с охлаждением, как при кручении, так и при осевом сдвиге на 11% выше, чем при тепло­вой сборке, а также выше на 21% при круговом и на 27% при осевом смещениях, чем при гидропрессовой сборке с применением авиамасла. Сравнение средних значений по одностороннему критерию Стьюдеита пока­зало, что с вероятностью 0,95 указанное различие в ко­эффициентах трения является значимым и обусловли­вается способом сборки.

При сборке соединений гидропрессовым способом по сравнению с тепловым прочность соединений при кручении и осевом сдвиге в среднем снижается на 9%. При этом в отличие от опытов А. Г. Рохлина проведен­ных на образцах, обработанных точением, влияние вяз­кости масла на прочность соединения сказывается не­значительно. Следовательно, в случае сборки соедине­ний гидропрессовым способом, сопрягаемые поверхно­сти которых обработаны шлифованием (Ra=0,32... 1,25 мкм), независимо от вязкости масел наблюдается удовлетворительное удаление масла из зоны контакта без применения специальных маслоотводящих каналов, что гарантирует сравнительно высокую прочность сое­динений.