WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


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 учной 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 Гоц А.Н.

доктор технических наук, профессор Леонов А.И.

доктор технических наук, профессор Умняшкин В.А.

Ведущая организация:

Национальный исследовательский ЮжноУральский государственный университет

Защита состоится «__» ________ 2011 г. в ____ часов на заседании диссертационного совета Д.212.025.05 Владимирского государственного университета им. А.Г. и Н.Г. Столетовых (ВлГУ) по адресу: 600000, г. Владимир, ул. Горького, д.87.

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 печатью организации, просим направлять в адрес ученого секретаря диссертационного совета.

Тел.: 8-(4922) 47-98-Факс: 8-(4922) 43-33-E-mail: sim_vl@nm.ru Автореферат разослан «__» ________ 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 Российской Федерации измеряется десятками миллионов штук в год.

Использование новых технологий расширяет возможные области применения МСХ. Например, разработаны автомобильные гибридные энергосиловые установки, в которых МСХ необходимы для исключения противовращения вала теплового двигателя при работе электродвигателя.

При этом недостаточная нагрузочная способность и долговечность МСХ может являться основным фактором, лимитирующим работоспособность 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 элементы которых образуют только высшие кинематические пары, также отличаются недостаточной долговечностью, а в ряде случаев, и нагрузочной способностью. Кроме того, их изготовление с необходимым качеством можно обеспечить только в условиях специализированных производств (в основном зарубежных).

Как показали испытания импульсных вариаторов типа ИВА, долговечность установленных в них серийных роликовых МСХ составляла 56-82 ч.

Таким образом, возрастает актуальность задачи повышения нагрузочной способности и долговечности МСХ, снижения расходов при их производстве и эксплуатации. Решение данной задачи, прежде всего, связано с совершенствованием конструктивных схем МСХ и повышением эффективности процесса их проектирования.

Важным резервом увеличения нагрузочной способности и долговечности МСХ является применение в них рабочих поверхностей, образующими которых являются окружности, так как они позволяют реализовать между контактирующими элементами низшие кинематические пары. Такие поверхности рациональны и с точки зрения технологичности их изготовления.

Среди механизмов с такими рабочими поверхностями следует выделить эксцентриковые МСХ, которые отличаются повышенной нагрузочной способностью и могут быть изготовлены при отсутствии специализированных производств.

Однако известные к настоящему времени методики расчта эксцентриковых МСХ не позволяют обеспечивать на этапе проектирования их необходимые 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 актуальность 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 создания машин и робототехнических систем» Перечня приоритетных направлений фундаментальных исследований, утвержденного Правительственной комиссией 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 эксцентриковых 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 напряженнодеформированного состояния (НДС) рабочих элементов эксцентриковых МСХ с применением компьютерного твердотельного моделирования и метода конечных элементов (МКЭ), выполнить математическое описание полученных результатов;

выполнить экспериментальную проверку достоверности полученных теоретических результатов и предложенной методики проектирования;

выполнить эксплуатационную проверку разработанных эксцентриковых МСХ в производственных условиях.

Объектом исследования являются эксцентриковые МСХ нефрикционного 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 описании закономерностей влияния комплекса конструктивных параметров на нагрузочную способность, напряженно-деформированное состояние и триботехнические характеристики механизмов. При этом:

впервые получены аналитические зависимости, описывающие геометрию мелкомодульных храповых зубьев с рациональным профилем, обеспечивающим их контакт в зацеплении по поверхности для эксцентриковых МСХ нефрикционного типа;

впервые теоретически получены и экспериментально подтверждены зависимости, описывающие триботехнические характеристики в контакте цилиндрических рабочих поверхностей эксцентриковых МСХ фрикционного типа;

впервые установлен характер и получены эмпирические зависимости, позволяющие определить влияние геометрических параметров рабочих элементов на нагрузочную способность и напряженно-деформированное состояние 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 деформации, массового износа; долговечности; потерь на трение при свободном ходе; уровне шума).

Новизна технических решений подтверждается 11 патентами РФ.

Практическая ценность и реализация результатов. Предложены рекомендации, зависимости и алгоритмы, представленные в виде методики проектирования, позволяющей проводить полный расчет конструктивных параметров эксцентриковых МСХ. Использование алгоритмов обеспечивает возможность многовариантности проектирования при применении современных программ MathCAD, MatLAB, AutoCAD, T-FLEX CAD и др.

Применение полученных результатов обеспечит экономический эффект за счет: сокращения сроков разработки новых эксцентриковых МСХ;

повышения их нагрузочной способности и долговечности; снижения массогабаритных характеристик; уменьшения производственных и эксплуатационных 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 представлен в общем виде, что расширяет область их приложения и позволяет использовать научные результаты диссертации при модернизации и создании колодочных тормозов мобильных машин, клиновых и храповых МСХ, колодочных центробежных и зубчатых сцепных муфт радиального действия.

Достоверность результатов обусловлена тем, что они получены с использованием: базовых методов теории механизмов и машин, машиноведения, конечно-элементного анализа, теории эксперимента, математического и физического моделирования; современных программных комплексов TFLEX CAD и MathCAD, а также совпадением теоретических, экспериментальных и эксплуатационных результатов.

Основные положения диссертации, выносимые на защиту:

аналитические зависимости для расчета геометрических параметров мелкомодульных храповых зубьев с рациональным профилем и режущих инструментов для их изготовления;

аналитические зависимости для расчета приведенного коэффициента трения в сопряжении рабочих элементов эксцентриковых МСХ фрикционного типа;

результаты вычислительных экспериментов по исследованию НДС эксцентриковых 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; планировании и анализе результатов вычислительных экспериментов, математическом описании взаимосвязи геометрических характеристик механизмов с их нагрузочной способностью и напряженно-деформированным состоянием; планировании модельных и натурных физических экспериментов и анализе их результатов; разработке алгоритмов расчета и методики проектирования механизмов.

Апробация работы. Материалы работы докладывались и обсуждались:

на Международных научно-технических конференциях и симпозиумах:

по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам (Владимир, 1992); «Повышение эффективности использования технической базы регионов: ольштынского и калининградского» (Калининград, 1994); «Бесступенчатые передачи, приводы машин и промысловое оборудование» (Калининград, 1997); «Прогрессивные технологии, машины и механизмы в машиностроении» (Калининград, 1998, 2000, 2002); «Современные проблемы проектирования и производства зубчатых передач» (Тула, 2000); «Машины и механизмы ударного, периодического и вибрационного действия» (Орел, 2000); «Современные технологии, материалы, машины и оборудование» (Могилев, 2002); «Power transmissions-03» (Varna, Bulgaria, 2003); «Материалы, оборудование и ресурсосберегающие технологии» (Могилев, 2004, 2009, 2010); «Mechanical engineering technologies-04» (Varna, Bulgaria, 2004); «Современные 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); «Инновации в науке и образовании» (Калининград, 2003, 2005, 2006, 2007, 2008, 2009, 2010);

на Всероссийской научно-технической конференции «Механика и процессы управления моторно-трансмиссионных систем транспортных машин» (Курган, 2003).

Публикации. Основные положения работы опубликованы в 90 печатных работах, в том числе: 1 монография, 12 работ по списку ВАК, 11 патентов 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 текста, включающего 172 рисунка и 28 таблиц; 15 с. приложений; список использованных источников из 392 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении кратко изложено современное состояние проблемы, приведено обоснование актуальности темы работы, определены объект и предметы исследования, поставлена цель и сформулирована научная задача диссертации, показана практическая ценность и реализация результатов.

В первой главе выполнен обзор и анализ наиболее широко используемых конструктивных схем МСХ, результатов теоретических и экспериментальных исследований по ним, предложены принципы их проектирования.

Вопросам разработки и исследования различных типов МСХ посвящено значительное число работ, среди которых следует отметить работы Н.К. Куликова, В.Ф. Мальцева, А.И. Леонова, О.А. Ряховского, Г.В. Архангельского, В.А. Умняшкина, А.Ф. Дубровского, С.П. Баженова, А.Т. Скойбеды, А.А. Благонравова, В.И. Пожбелко, С.И. Худорошкова, В.Б. Держанского, М.П. Горина, А.Е. Кроппа, М.Н. Пилипенко, А.А. Гончарова, В.Г. Карабань, 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 направления их дальнейшего развития.

Показано, что одним из актуальных направлений совершенствования МСХ является создание механизмов с рабочими поверхностями, основой образования которых служат окружности с центрами, смещенными на величину эксцентриситета – эксцентриковые МСХ.

Предлагаемые эксцентриковые МСХ имеют внешнюю обойму, звездочку, выполненную в виде эксцентрика, и заклинивающиеся элементы в виде охватывающих его колец того же эксцентриситета.

Использование только низших кинематических пар позволяет на порядок снизить возникающие напряжения и, как следствие, повысить нагрузочную способность и долговечность механизмов. Это особенно важно при стесненных габаритах и работе с высокой частотой включения.

Основными преимуществами эксцентриковых МСХ являются: более высокая нагрузочная способность при тех же габаритных размерах; относительно 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 двустороннего эксцентрика 1, выполненного с кулачками одинакового профиля и эксцентриситета e, эксцентриковых колец 2 и 3, внешней обоймы 4 с внутренней цилиндрической поверхностью. Кольцо 2 выполнено с одним дуговым 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 эксцентрике концентрично поверхности внешней обоймы.

Вторая глава посвящена исследованию геометрии зацепления мелкомодульных храповых зубьев, нагрузочной способности и напряженнодеформированного состояния эксцентриковых МСХ нефрикционного типа.

Основы теории мелкомодульного храпового зацепления для эксцентриковых МСХ нефрикционного типа. Для повышения нагрузочной способности эксцентриковых МСХ нефрикционного типа предложено использовать мелкомодульные храповые зубья с рациональным профилем, обеспечивающим их контакт в зацеплении по поверхности. Разработана методика геометрического синтеза предлагаемого профиля.

В качестве исходных данных для расчета геометрических параметров зацепления приняты: rf 1, rf 2 – радиусы окружностей, проходящих по впадинам внешних и внутренних храповых зубьев; 1 – угол наклона передней кромки храповых зубьев.

Теоретическую высоту храповых зубьев определяем как Ht rf 2 rf (рис. 2) и принимаем равной модулю mt. Окружной и угловой шаг определяем как pt mt и 180mt rf 1. Угол 1 задают, исходя из результатов расчета качественных показателей зацепления (см. далее).

Теоретическую длину передней Lt1 и задней Lt2 кромок храповых зубьев находим: Lt1 rf21 cos2 1 2rf 1mt mt2 rf 1 cos 1, (1) Lt2 L21 2rf21(1 cos ) 2rf 1Lt1[cos 1 cos( 1)]. (2) t Угол наклона задней кромки храповых зубьев находим L22 2rf 1mt mtt 2 180 arccos( ). (3) 2rf 1Lt rf 1 sin Дополнительные углы находим 3 arcsin( ), (4) rf r sin 2 Lt1 rf 1[cos 1 cos( 1)] f 4 arcsin( ), (5) 5 arccos. (6) rf 2 LtПри расчете геометрии зацепления следует учитывать, что кроме прямолинейных участков профиля храповых зубьев будут иметь место криволинейные переходные поверхности, по которым их контакт должен быть исключен.

Длины прямолинейных участков передней кромки внешнего lt11 и внутреннего lt21 храповых зубьев зависят от геометрических параметров зацепления и режущих инструментов для их изготовления. Длину участка контакта внешнего и внутреннего храповых зубьев определяем как lt1 lt11 lt21 Lt1. (7) Радиусы окружностей, проходящих по вершинам внешних и внутренних храповых зубьев, определяем как ra1 rf21 lt2 2rf 1lt11 cos(180 1), (8) ra2 rf21 (Lt1 lt21)2 2rf 1(Lt1 lt21)cos(180 1). (9) Высоту внешнего и внутреннего храповых зубьев, а также их рабочую высоту определяем: ht1 ra1 rf 1 (10), ht2 rf 2 ra2 (11) и ht ra1 ra2. (12) Анализ методов изготовления мелкомодульных храповых зубьев показал, что для увеличения длины прямолинейных участков их профиля необходимо значительно увеличить радиус долбяка. В этом случае наиболее целесообразно использовать инструментальную рейку (rU ).

Получены рекомендации по выбору вида (долбяк или инструментальная рейка) и размеров режущих инструментов для изготовления храповых Рис. 2. Геометрические параметры мелкозубьев при условии получения модульного храпового зацепления возможно больших длин прямолинейных участков их профиля по отношению к теоретической длине.

Получены зависимости для определения теоретического профиля инструментальной рейки и долбяка для нарезания храповых зубьев.

Координаты точек передней и задней кромок зубьев инструментальной рейки определяем по зависимостям r1 xS1 r1 sin x sin( 3 ), (13) 180 yS1 r1(1 cos ) x cos(3 ), r1 , xS 2 r1 sin( ) y sin( 2 ) (14) 180 yS 2 r1(1 cos ) y cos(2 ).

Координаты точек передней и задней кромок зубьев долбяка определяем по зависимостям, xR1 (r rU )sin U r sin(U ) x sin( 1 U ) (15) yR1 (r rU )cosU r cos(U ) x cos(1 U ), , xR2 r sin( U ) (r rU )sin U y sin( 2 U ) (16) yR2 r cos( U ) (r rU )cos U y cos(2 U ).

Здесь , и U, U – углы поворота заготовки и долбяка в мо мент профилирования рассматриваемой точки; x и y – координаты точки профиля нарезаемого храпового зуба; rU – радиус окружности ножек зубьев долбяка. Принято r rf 1.

Фактический исходный контур режущего инструмента целесообразно изготавливать с прямолинейными режущими кромками, так как его отклонение от теоретического незначительно.

Например, для изготовления храпового зацепления ( r =30 мм, mt =0,мм) отклонение фактического профиля инструментальной рейки от теоретического 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 2r2(1 cos ) ltrU min . (17) 2[mt r(1 cos )] lt21(cos1 lt21 r) Получены зависимости для определения длин прямолинейных участков передних кромок внешнего и внутреннего храповых зубьев lt11 r1 cos 3 2 r12(2 sin 3) 2r1mt r1 sin 3 r12 sin 3 4r1mt, (18) lt21 r cos 1 r2 cos2 1 z21, (19) b21 b21 4a21cздесь z21 , (20) 2aгде a21 (2rU r)2 ; b21 2r[2rrU (r r)sin 1 mt (2rU r)(2rU mt )];

c21 r2mt (2rU mt )[mt (2rU mt ) 4r(r rU )sin 1].

Знаки перед корнем в формулах (18)-(20) принимают, исходя из полученных результатов.

Для оценки качественных t1, показателей мелкомодульного ttхрапового зацепления предло0.жены коэффициенты рабочей 0.длины внешнего и внутреннего 0.храповых зубьев – t1 lt11 Lttи t2 lt21 Lt1, а также их ра0.бочей высоты t3 ht Ht.

0.Расчет храпового зацеп0.1, град 0 4 8 927 12 16 ления (r =30 мм, mt =0,5 мм) Рис. 3. Зависимость коэффициентов рабопоказал (рис. 3), что прямоличей длины зубьев от угла наклона переднейный участок для внутренних ней кромки храповых зубьев существует, начиная с определенного угла 1=927 (t2 =0,75-0,99). Для внешних храповых зубьев прямолинейный участок существует при всех значениях угла (t1=0,50-0,95). При этом коэффициент рабочей высоты составляет t3=0,74.

Исследование нагрузочной способности и напряженнодеформированного состояния мелкомодульных храповых зубьев позволило установить величины и характер распределения в них напряжений и деформаций. Получена зависимость для определения расчетного вращающего момента, передаваемого механизмом 1,zKz1l1dW 2mt [] TP Km, (21) (0,09 0,13)2 F где Km – вспомогательный коэффициент, Km =0,442 мм-0.75; zK – число эксцентриковых колец; z1 – число зубьев на кольце; l1 – длина рабочей части эксцентрикового кольца; dW 2 – диаметр начальной окружности зубчатого зацепления; [] – допускаемое напряжение; F – коэффициент геометрических параметров механизма.

Исследование напряженно-деформированного состояния внешней обоймы эксцентриковых МСХ нефрикционного типа проводили в зависимости от комплекса геометрических параметров: D – внутреннего диаметра обоймы (оболочки); 0 – угла зоны зацепления; h1 D – отношения толщины цилиндрической оболочки h1 к е диаметру D ; h2 D – отношения толщины пластины h2 к диаметру оболочки D ; l D – отношения длины оболочки l к е диаметру D ; l1 l – отношения длины зоны зацепления к длине оболочки.

Установлены величины и характер распределения эквивалентных напряжений e и радиальных деформаций R внешней обоймы. Определено, что в радиальном сечении обойма деформируется не симметрично относительно вертикальной оси, как предполагали раньше, а имеет большую радиальную деформацию в зоне зацепления, расположенной ближе к е свободному краю.

Предложены зависимости для определения напряжений и деформаций, возникающих во внешней обойме:

e e(3)Ke(D)Ke(h1)Ke(h2)Ke(l)Ke(l1), (22) R R(3)K(D)K(h1)K(h2)K(l)K(l1), (23) где e(3) и R(3) – напряжения и деформации, возникающие в базовом варианте внешней обоймы эксцентриковых МСХ нефрикционного типа, e(3) =115 МПа и R(3) =86 мкм.

Получены эмпирические зависимости для расчета коэффициентов, характеризующих влияние геометрических параметров внешней обоймы на е напряженно-деформированное состояние:

Ke (D) 2,674 1,302(0 0) 1,122(D D ) 0,281(0 0)2 (24) 0,241(D D )2 0,220(0 0)(D D ), K(D) 0,508 0,272(0 0) 0,979(D D ) 0,105(0 0)2 (25) 0,321(D D )2 0,641(0 0)(D D ), где 0 и D – угол зоны зацепления и диаметр базового варианта внешней обоймы эксцентриковых МСХ нефрикционного типа, 0=70 и D =140 мм.

Ke (h1) 0,029(h1 D)1,54, (26) K(h1) 0,021(h1 D)1,70, (30) 0,026 0,0 Ke (h2) 0,674 , (27) K(h2) 0,048 , (31) h2 D h2 D Ke (l) 0,34e3,43(l D), (28) K(l) 0,25e3,77(l D), (32) 3,55(l1 l) 3,71(l1 l) Ke (l1) , (29) K(l1) . (33) 2,09 (l1 l)3 2,24 (l1 l)Третья глава посвящена исследованию триботехнических характеристик, нагрузочной способности и напряженно-деформированного состояния эксцентриковых МСХ фрикционного типа.

Определение приведенных коэффициентов трения в контакте рабочих поверхностей эксцентриковых МСХ фрикционного типа. Надежное заклинивание 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 условия предлагается получить эффект клинового сопряжения простым и технологичным способом в кинематической паре (рис. 4), образованной внешней обоймой 1 с внутренней цилиндрической поверхностью и кольцом 2 с дуговыми выступами, расположенными под углом 0.

Получены формулы (табл. 1) для определения приведенных коэффициентов трения при различных законах распределения давлеРис. 4. Расчетная схема кинематичения p() по дуговым выступам.

ской пары Корректность выбора закона распределения давления для каждого случая надо проверять экспериментально.

Таблица Формулы для расчета приведенных коэффициентов трения скольжения Закон распределения давления Полученная формула Постоянный f2fПР2 (34) p() pmax const 1 cosКосинусоидальный 4 f2(1 cos0) fПР2 (35) p() pmax cos 20 sin 2Параболический 0,75 f2(20 sin 20) fПР2 (36) p() pmax cos2 2 3cos0 cos3 Эллиптический f2( 20) fПР2 (37) p() pmax 1 42 0,061 1,4920 1,346Котангенса f2 ln(cos 0) fПР2 (38) p() pmaxctg sin 0 ln(cos 0) ln(1 sin 0) Исследование нагрузочной способности эксцентриковых колец проводили 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 выступов; l1 l2 – отношения длины рабочей половины кольца с дуговыми выступами l1 к нерабочей l2 ; 1 – зазора между эксцентриковым кольцом и эксцентриком.

Предложено оценивать нагрузочную способность эксцентрикового кольца величиной расчетного вращающего момента TP, и получена зависимость для е определения l2 (D) (d (e) (l2) () TP TP KT KT )KT KT 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, характеризующих влияние геометрических параметров эксцентрикового кольца на его нагрузочную способность:

(D) KT 0,183 0,591(0 0) 0,826 (D D ) 0,486 (0 0)2 (40) 1,123 (D D )2 1,039(0 0)(D D ), где 0 и D – угол расположения дуговых выступов и диаметр базового ва рианта эксцентрикового кольца, 0=15 и D =140 мм.

(d KT ) 8,479 2,382 (0 0) 1,628 (D D ) 16,53(D d) 7,2102(0 0)2 1,56 102 (D D )2 7,6(D d)2 (41) 6,21102(0 0)(D D ) 1,162(D D )(D d) 1,774(0 0)(D d), (e) KT 2,395 1,57 102(0 0) 0,124(D D ) 22,75(e d) 0,158 (0 0)2 2,56 102 (D D )2 46,4(e d)2 (42) 0,07 (0 0)(D D ) 2,324 (D D )(e d) 3,945(0 0)(e d), (l2) KT 0,0160 0,316 (D D ) 1,02(l1 l2) 1,96 103(D D )2 (43) 3,71102(l1 l2)2 0,308 (D D )(l1 l2), () KT . (44) 0,0215 d Исследование напряженно-деформированного состояния эксцентриковых колец показало, что в эксцентриковом кольце постоянной длины наибольшие эквивалентные напряжения e действуют в зоне его контакта с эксцентриком, а в кольце переменной длины – в зоне перехода рабочей половины 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 e(2)Ke ()Ke (d )Ke (e)Ke ()K (l2), (45) e где e(2) – напряжение, возникающее в базовом варианте эксцентрикового кольца при передаче расчетного вращающего момента, e(2) =65 МПа.

Коэффициенты, характеризующие влияние геометрических параметров эксцентрикового кольца на возникающие напряжения, определяют по эмпирическим зависимостям.

Для эксцентрикового кольца переменной длины по зависимостям Ke () 3,066 1,942 (0 0) 1,266 (D D ) 0,712 (0 0)2 (46) 0,421(D D )2 0,117(0 0)(D D ), K (d ) 0,208(D d)3,26, (47) K (e) 0,393(e d)0,367, (48) e e K (l2) 0,83 0,17(l1 l2)2, Ke () . (50) e 0,0215 d (49) Для эксцентрикового кольца постоянной длины по зависимостям Ke () 5,150 2,979 (0 0) 2,618 (D D ) 0,726 (0 0)2 (51) , 0,574 (D D )2 0,585(0 0)(D D ) K (d ) 0,453(D d)1,6, (52) K (e) 0,466(e d)0,299, (53) e e K (l2) 0,83 0,17(l1 l2)2, (54) K () . (55) e e 0,0215 d Исследование напряженно-деформированного состояния внешней обоймы эксцентриковых МСХ фрикционного типа позволило установить величины и характер распределения эквивалентных напряжений e и радиальных деформаций R внешней обоймы.

Предложены зависимости для определения напряжений и деформаций, возникающих во внешней обойме:

e e(3)Ke (D)Ke (h1)Ke (h2)Ke (l)Ke (l1), (56) R R(3)K(D)K(h1)K(h2)K(l)K(l1), (57) где e(3) и R(3) – напряжения и деформации, возникающие в базовом варианте внешней обоймы эксцентриковых МСХ фрикционного типа, e(3) =98 МПа и R(3) =60 мкм.

Получены эмпирические зависимости для расчета коэффициентов, характеризующих влияние геометрических параметров внешней обоймы на е напряженно-деформированное состояние:

Ke (D) 1,229 0,236(0 0) 0,642(D D ) 0,252(0 0)2 (58) 0,268(D D )2 0,344(0 0)(D D ), K(D) 0,277 0,095(0 0) 0,244(D D ) 0,153(0 0)2 (59) , 0,278(D D )2 0,050(0 0)(D D ) Ke (h1) 0,048(h1 D)1,32, (60) K(h1) 0,024(h1 D)1,61, (64) 0,031 0,0 Ke (h2) 0,553 , (61) K(h2) 0,12 , (65) h2 D h2 D Ke (l) 0,23e4,35(l D), (62) K(l) 0,26e3,86(l D), (66) 0,120 0,1 Ke (l1) 1,23 , (63) K(l1) 1,24 . (67) 3,10(l1 l)4 3,69(l1 l)Четвертая глава посвящена экспериментальным исследованиям эксцентриковых МСХ, которые проводили на специально разработанных стендах и установках с использованием современных методов планирования физических экспериментов и обработки полученных результатов.

Исследование надежности эксцентриковых МСХ. В качестве критерия надежности эксцентриковых МСХ принимали число циклов включений, соответствующее нижней границе их наработки на отказ N.

Экспериментально установлено (рис. 5), что надежность работы эксцентриковых МСХ фрикционного типа (материал сталь ШХ15, угол заклинивания =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 надежностью работы.

Экспериментально установлено (рис. 6), что надежность работы эксцентриковых 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 недостаточной надежностью.

Исследование относительного поворота элементов эксцентриковых МСХ показало (рис. 7), что они имеют переменную характеристику изменения коэффициента крутильной жесткости K, которая состоит из начального участка с мягкой характеристикой и конечного с жесткой. Е отклонение от линейной характеристики составляет незначительную величину порядка 2,3-4,8 % (механизмы нефрикционного типа) и 4,3-9,7 % (механизмы фрикционного типа).

Эксцентриковые МСХ нефрикционного типа обладают большим в 2,83,5 раза коэффициентом крутильной жсткости, чем роликовые МСХ и в 2,15-3,25 раза, чем эксцентриковые МСХ фрикционного типа. Для механизмов фрикционного типа при изменении угла заклинивания в 1,57 раза коэффициент 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 FN1 происходит рост деформации R, который несколько замедляется после FN1=1500-2500 Н. Это объясняется ростом угла области контакта между эксцентриковым кольцом и эксцентриком и, как следствие, уменьшением плеч действия сил. Характер изменения радиальной деформации аналогичен для всех образцов эксцентриковых 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 износ стабилизируется, при этом максимальная величина относительного массового износа эксцентриковых 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 механизмов 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, 3,NH·105, NH·106, вкл вкл 2,2,2,1,1,1,1,0,0,0,0 0,Рис. 6. Число циклов включений, соответствуюРис. 5. Число циклов включений, соответствующее нижней границе средней наработки на отказ щее нижней границе средней наработки на отказ эксцентриковых МСХ нефрикционного типа эксцентриковых МСХ фрикционного типа 0., Т, R расчет МКЭ Нм =10° мм эксперимент 0.=9° 30 0.=5° 20 0.10 0.l1 =6 мм, 0 =15° 0 0.0 0.03 0.06 0.09 0.12 0.15 500 1000 1500 2000 2500 3000 352, рад FN1, Н Рис. 7. Зависимость крутящего момента от угла Рис. 8. Зависимость радиальной деформации относительного поворота: эксцентриковые неф- эксцентрикового кольца от нагрузки: узкая ( ) и рикционного ( О ), фрикционного ( ) типа и ро- широкая ( О ) части кольца ликовый ( ) МСХ ШХШХШХШХ18ХГТ 12ХН3А 18ХГТ ШХРоликовый t t m =1,мм ШХm =0,мм 40ХН t t t t t m =,4 мм m =,5 мм m =,8 мм ШХm =0,мм 12ХН3А m =0,мм = 9° ШХ = 9° = 9° = 12° = 5° = 5° = 7° ШХРоликовый ШХИсследование шумовых характеристик эксцентриковых МСХ показало (рис. 11), что уровень звукового давления LP, генерируемого при работе эксцентриковых 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 эксцентриковых 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,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 материалов (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 положительных результатах испытаний составило: ВИКТИ-05 – 510 ч;

ВИКТИ-02 – 611 ч; ВИКТИ-03 – 462 ч. При этом долговечность эксцентриковых МСХ, выраженная через число циклов включений, составляет NЦ =(2022)·106 (механизмы фрикционного типа) и NЦ =(18-25)·106 (механизмы нефрикционного типа).

Установлено, что требуемый уровень работоспособности эксцентриковых МСХ обеспечивается при выполнении их из материала сталь ШХ15. Эксцентриковые 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) показало, что при применении эксцентриковых МСХ нефрикционного типа увеличение передаточного отношения iT в зависимости от нагрузки T носит линейный характер и находится в пределах 1,0-9,9 %. При использовании эксцентриковых МСХ фрикционного типа увеличение iT носит нелинейный характер и находится в пределах 12,9-20,8 %.

Получены эмпирические зависимости для расчета изменения кинематической характеристики от нагрузки для ИВ с эксцентриковыми МСХ.

Исследование приведенных коэффициентов трения скольжения. На рис. 13 показана зависимость экспериментальных (сплошные линии) и теоретических (пунктирные линии) значений приведенного коэффициента трения fПР2 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 % 0.12 0.=12°30 - =10°30 0.09 0.0.06 0. - mt =0,4 мм - mt =0,5 мм правое кольцо 0.03 0. левое кольцо О - mt =0,8 мм 0 0 2 4 6 8 10 0 2 4 6 8 NЦ·103, вкл NЦ·103, вкл Рис. 9. Зависимость относительного массового Рис. 10. Зависимость относительного массового износа от числа циклов включения для эксценизноса от числа циклов включения эксцентрикотриковых МСХ фрикционного типа вых МСХ нефрикционного типа 0.105 ТСХ, LP, Нм О - допускаемое значение дБ 0. - нефрикционный тип - фрикционный тип 0.0.0.0.0.0 200 400 600 800 10СХ, с -f, Гц 63 125 250 500 1000 2000 4000 80Рис. 12. Зависимость момента трения в период Рис. 11. Зависимость уровня звукового давления свободного хода от угловой скорости: роликоот частоты октавной полосы для эксцентриковых вый ( ) и эксцентриковый ( О ) МСХ МСХ Теоретические величины получены на основании формул (34)-(38), где f2=0,045-0,055 принимали по результатам опытов полукольца с гладкой цилиндрической поверхностью.

0.fПР0.0.0.0.0.0.0.0 1 2 3 4 5 PCP, МПа Рис. 13. Зависимость приведенного коэффициента трения от контактного давления: эллиптический ( ), косинусоидальный ( ), параболический ( ), котангенса ( ) законы при 0 =15 ( ), 0=25( ) и 0=35 ( О ) Окончательно выбираем косинусоидальный закон распределения давления, так как в этом случае ни для одной точки относительная погрешность не превышает 15 и, кроме того, он описывает распределение давления в простой аналитической форме.

Пятая глава посвящена практическому применению научных результатов работы. Разработана методика проектирования эксцентриковых МСХ, применяемых для передачи вращающего момента T =8-8000 Н·м при диапазоне изменения диаметра внешней обоймы D =40-240 мм и посадочного диаметра 12-120 мм.

Расчет запаса усталостной прочности рекомендовано выполнять по модели И.А. Биргера с использованием интенсивности амплитуд переменных напряжений и первого главного напряжения. Так как при работе МСХ напряжения изменяются по пульсирующему (отнулевому) циклу, зависимость для расчета коэффициента запаса усталостной прочности можно записать как n , (68) [0,5K dF ]e где – предел выносливости; K – эффективный коэффициент концентрации напряжений; d – коэффициент влияния абсолютных размеров сечения; F – коэффициент влияния шероховатости поверхности; – коэффициент 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 использованием коэффициентов относительной массы km m TNЦ и стоимости kC C T, учитывающих массу m и стоимость C механизмов, передаваемый момент T и параметр долговечности NЦ (табл. 2).

Таблица Сравнение технико-экономических показателей МСХ Тип МСХ Коэффициент km, кг/Н·м Коэффициент kC, руб./Н·м 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 эксцентриковыми роликами фирмы (0,26-0,44) ·10-9 14-«Stieber»(Германия) Рассмотрен опыт применения разработанных конструкций эксцентриковых МСХ в приводах промысловых машин, стартерах для пуска автотракторных 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 сделан вывод, что с точки зрения повышения их нагрузочной способности, долговечности и упрощения технологии изготовления одними из наиболее перспективных являются механизмы с рабочими поверхностями, основой образования 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 храпового зацепления и получены аналитические зависимости по расчету его геометрических параметров, позволяющие обоснованно выбирать их величины;

получены аналитические зависимости и рекомендации для геометрического расчета станочного зацепления и исходного контура режущих инструментов, обеспечивающих производство храповых зубьев с высокими качественными показателями;

предложены коэффициенты рабочей длины внешнего и внутреннего храповых зубьев, а также их рабочей высоты, которые позволяют анализировать качественные показатели зацепления и обоснованно назначать геометрические параметры зубьев на этапе проектирования;

показано, что для обеспечения наибольшей нагрузочной способности и возможности изготовления храповых зубьев высокопроизводительным методом обкатки передние кромки их профиля необходимо выполнять под некоторым углом к радиальной прямой (обычно 1=10-11);

предложенный профиль зубьев также можно использовать в других типах храповых МСХ и зубчатых сцепных муфтах радиального действия.

3. Рассмотрена возможность повышения триботехнических характеристик эксцентриковых МСХ фрикционного типа путем реализации приведенного коэффициента трения в сопряжении их рабочих поверхностей. При этом:

предложена и теоретически обоснована возможность получения эффекта клинового сопряжения простым и технологичным способом в контакте цилиндрических поверхностей внешней обоймы и дуговых выступов эксцентриковых колец;

получены аналитические зависимости для определения приведенных коэффициентов трения в предлагаемом сопряжении при различных законах распределения давления, что позволяет повысить достоверность расчета триботехнических характеристик эксцентриковых МСХ в период заклинивания;

экспериментально установлено, что в предлагаемом сопряжении давление изменяется по закону косинуса, что позволяет более точно учесть особенности контактирования рабочих поверхностей;

показано, что за счет использования предлагаемого сопряжения можно повысить в 2,6-5,7 раза величину коэффициента трения и, как следствие, гарантировать надежное заклинивание и увеличение нагрузочной способности механизма;

предложенное конструктивное решение и аналитические зависимости также можно использовать при проектировании других типов МСХ, фрикционных колодочных тормозов и муфт.

4. Рассмотрен ряд сложных в расчетном отношении случаев определения нагрузочной способности и напряженно-деформированного состояния эксцентриковых МСХ для диапазона диаметра D =40-240 мм. При этом:

с использованием компьютерного твердотельного моделирования и метода конечных элементов (программа T-FLEX CAD) разработаны параметрические модели рабочих элементов механизмов (внешней обоймы, эксцентриковых колец, мелкомодульных храповых зубьев), учитывающие особенности их конструктивных параметров и силового нагружения, позволяющие повысить точность исследования напряженно-деформированного состояния;

установлены величины и характер распределения напряжений и деформаций в рабочих элементах механизмов, определены зоны действия наибольших напряжений. Как подтвердили экспериментальные исследования и опыт эксплуатации эксцентриковых МСХ, разрушение рабочих элементов происходит именно в этих зонах;

установлены закономерности влияния комплекса конструктивных параметров и способа передачи нагрузки на нагрузочную способность и напряженно-деформированное состояние элементов эксцентриковых МСХ;

получены эмпирические зависимости для расчета нагрузочной способности, прочности и жесткости при любом сочетании геометрических параметров рабочих элементов эксцентриковых МСХ, что позволяет повысить точность расчетов их эксплуатационных характеристик;

предложена модель усталостной долговечности с использованием интенсивности амплитуд переменных напряжений и первого главного напряжения, 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 эксцентриковых МСХ фрикционного типа больше в 1,1-4,4 раза, чем роликовых МСХ, а эксцентриковых МСХ нефрикционного типа сопоставима с сухариковыми МСХ.

5. Экспериментально подтверждена достоверность полученных теоретических результатов и исследованы эксплуатационные характеристики эксцентриковых МСХ. При этом:

определены величины нижней границы наработки на отказ эксцентриковых 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 эксцентриковых МСХ, которые больше в 1,3-3,5 раза в сравнении с роликовыми МСХ при одинаковых габаритах. Это обеспечивает увеличение нагрузочной способности и уменьшение потерь на трение при заклинивании механизмов;

установлено, что эксцентриковые МСХ имеют переменную характеристику 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 эксцентриковых колец и доказано, что после (8-10)·103 циклов включения механизмов износ 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. Эксцентриковые МСХ нефрикционного типа имеют долговечность сопоставимую, а в ряде случаев, большую, чем микрохраповые и дифференциальные МСХ;

показано, что падение настроенного передаточного отношения с увеличением нагрузки при использовании в импульсных приводах машин эксцентриковых 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 меньше, чем у роликовых МСХ при одинаковых условиях эксплуатации.

6. Выполнена эксплуатационная проверка эксцентриковых МСХ в производственных условиях. При этом:

разработаны практические рекомендации по совершенствованию конструктивных схем эксцентриковых МСХ, предложены их новые конструкции, защищенные патентами;

разработана методика проектирования, использование которой уменьшает время многовариантных расчетов и разработки новых конструкций эксцентриковых МСХ в 3-5 раза;

cпроектированы, изготовлены и внедрены эксцентриковые МСХ в приводы: 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, заданные 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 1,051,26 раза, чем современных зарубежных МСХ с цилиндрическими и эксцентриковыми 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 «Детали машин», «Бесступенчатые передачи приводов пищевых машин» и «Основы конструирования промысловых машин» для студентов ФГБОУ ВПО «КГТУ» специальностей: 260601.65 – Машины и аппараты пищевых производств; 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 фрикционного 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 импульсные вариаторы для промыслового оборудования // Рыбное хозяйство. – 2002. – № 1. – С. 50.

3. Шарков О.В., Калинин А.В. Исследование надежности эксцентриковых 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 шумовых характеристик импульсного вариатора // Безопасность жизнедеятельности. – 2007. – № 4. – С. 28 – 30.

6. Шарков О.В., Калинин А.В. Экспериментальное исследование шумовых характеристик приводов машин с эксцентриковыми механизмами свободного 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 характеристик импульсных вариаторов // Вестник машиностроения. – 2009. – № 6. – С. 21 – 24.

9. Шарков О.В. Синтез мелкомодульных храповых зубьев эксцентриковых 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 эксцентриковых 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 е 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. Машиностроение. – 2011. – № 5. – С. 34 – 36.

13. Шарков О.В. Методика расчета напряжений и деформаций внешней обоймы эксцентриковых механизмов свободного хода // Известия вузов.

Машиностроение. – 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 импульсная 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 полезные 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 полезные модели». – М., 2004. – № 19.

22. Патент № 38867 РФ, МПИ F16 D 41/06. Эксцентриковая муфта свободного 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 устройств судовых двигателей за счет использования эксцентриковых механизмов 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 эксцентриковых механизмов свободного хода для промыслового оборудования // Известия 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 тягово-скоростной характеристики импульсных приводов для промыслового оборудования // Известия КГТУ. – 2004. – № 6. – С. 155 – 160.

31. Шарков О.В., Калинин А.В., Золотов И.А. Автоматический импульсный вариатор // Изобретатели машиностроению. – 2005. – № 4 (35). – С. 9 – 10.

32. Шарков О.В. Экспериментальное исследование приводных барабанов 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 объемных конечных элементов // Машиностроитель. – 2006. – № 12. – С. 16 – 17.

35. Шарков О.В., Золотов И.А. Исследование деформации эксцентриковых механизмов свободного хода методом конечных элементов // Известия КГТУ. – 2007. – № 11. – С. 127 – 130.

36. Шарков О.В., Калинин А.В., Кириллов С.В. Экспериментальное исследование крутильной жесткости эксцентриковых механизмов свободного хода нефрикционного типа // Известия КГТУ. – 2007. – № 12. – С. 52 – 57.

37. Шарков О.В. Муфта свободного хода // Изобретатели машиностроению. – 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 вариаторов в приводах промыслового оборудования для неводного лова // Известия 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 жесткости эксцентриковых механизмов свободного хода // Надежность и долговечность промысловых устройств и механизмов: сб. науч. тр. – Калининград:

КГТУ, 1994. – С. 60 – 65.

44. Горин М.П., Архангельский Г.В., Шарков О.В. Определение жесткости эксцентриковых механизмов свободного хода высокой упругой податливости // 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 эксцентриковых механизмов свободного хода // Повышение надежности механизмов и машин пищевых производств: сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 1996. – С. 16 – 21.

46. Горин М.П., Шарков О.В. Совершенствование приводов промыслового оборудования за счет применения эксцентриковых механизмов свободного хода // Повышение эффективности эксплуатации тепловых и энергетических установок, машин и оборудования: сб. науч. тр. – Калининград:

КГТУ, 1998. – С. 170 – 173.

47. Колесов И.В., Шарков О.В., Калинин А.В. Формообразование поверхности долбяка для нарезания мелкомодульных храповых зубьев эксцентриковых механизмов свободного хода зацеплением // Прогрессивные машины и механизмы для пищевых производств: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград: 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 судов // Прогрессивные машины и механизмы для пищевых производств: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 1999. – С. 23 – 29.

49. Шарков О.В., Калинин А.В. Производство эксцентриковых механизмов свободного хода зацеплением с мелкомодульными зубьями // Современные проблемы проектирования и производства зубчатых передач: сб. науч. тр. Междунар. науч.-техн. конфер. – Тула: ТГУ, 2000. – С. 79 – 81.

50. Горин М.П., Шарков О.В., Калинин А.В. Опыт разработки эксцентриковых механизмов свободного хода для механических импульсных систем // 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 поверхности инструментальной рейки для нарезания мелкомодульных храповых зубьев эксцентриковых механизмов свободного хода зацеплением // Технологические процессы, машины и аппараты пищевых производств, их интенсификация и управление: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 2000. – С. 155 – 163.

52. Колесов И.В., Шарков О.В. Оценка рационального профиля храповых зубьев в эксцентриковых механизмах свободного хода зацеплением при нарезании долбяком // Технологические процессы, машины и аппараты пищевых 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 // Бесступенчатые передачи и механизмы свободного хода: межвуз. сб. науч. тр. – Калининград: КГТУ, 2001. – С. 119 – 128.

54. Шарков О.В. Теоретическое исследование триботехнических характеристик эксцентриковых механизмов свободного хода // Бесступенчатые передачи 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 зацеплением при нарезании инструментальной рейкой // Бесступенчатые передачи 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 исследование 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 геометрических 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 machines // Power transmissions-03: proceedings of the International scientific conference in 4 parts. – Varna: Bulgaria, 2003. – P. 1. – P. 247 – 250.

59. Sharkov O., Vasiliev A. Eccentric one-way clutches friction losses assessment // Mechanical engineering technologies-04: proceedings of the IV International 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 проблемы 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 capacities of eccentric one-way clutches of friction type // Trans&Motauto-05: proceedings 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 кинематической характеристики импульсного вариатора, встроенного в барабан конвейера // Современные проблемы машиностроения: матер. IV Междунар.

науч.-техн. конфер. – Томск: ТПУ, 2008. – С. 499 – 503.

64. Шарков О.В. Математическая модель кинематической характеристики импульсного вариатора в зоне е нелинейности // Математические методы 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 геометрических размеров внешней обоймы на е напряженное состояние // Математические 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 свободного хода нефрикционного типа // Современные проблемы машиностроения: матер. V Междунар. науч.-техн. конфер. – Томск: ТПУ, 2010. – С. 510 – 513.

67. Шарков О.В., Золотов И.А. Напряженно-деформированное состояние внешней обоймы эксцентриковых механизмов свободного хода фрикционного типа // Машиностроение и безопасность жизнедеятельности: межвузов. сб. науч. тр. – М.: Изд-во «Спектр», 2010. – Вып. 7. – С. 153 – 159.

68. Шарков О.В. Моделирование напряженно-деформированного состояния мелкомодульных храповых зубьев // Математические методы в технике и технологиях: матер. XXIV Междунар. науч. конфер. в 10-ти т. – Саратов: СГТУ, 2011. – Т. 5. – С. 21 – 22.

в сборниках тезисов докладов и трудах Международных и Всероссийских научно-технических конференций опубликовано 22 работы объемом 12 с.







© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.