книги из ГПНТБ / Повышение несущей способности механического привода

Г Л А В А 3

К ВОПРОСУ ОБ ИЗГИБНОЙ ПРОЧНОСТИ ЗУБЧАТЫХ ПЕРЕДАЧ

7. Связь предельных нагрузок на зубьях

зубчатых колес с коэффициентом формы местных напряжений

Значения Y для зубьев, нарезанных стандартными червяч­ ными фрезами, приведены в литературе [68]; для зубьев, нарезан­ ных турбинными фрезами, представлены на рис. 3.1.

При использовании Y удельная нагрузка на зуб прямозубого колеса определяется по формуле

В зубчатых передачах, нарезанных фрезами, соответствую­ щими исходному контуру с радиусом закругления вершины rp ^ ^ 0,25т„, величина КТ ^ 2,0 при обычно применяемых числах зубьев и величинах смещения исходного контура. В связи с этим

лось, в основном, смещением исходного контура при нарезании передач.

Результаты экспериментов представлены на рис. 3.2, где по оси абсцисс отложено значение теоретического коэффициента концентрации /Ст , а по оси ординат коэффициент А, представляю­

в данной серии опытов за основной, например некорригированное зубчатое колесо, нарезанное стандартным инструментом; нагрузка приложена к вершине зуба; (wtumm){ — предельная нагрузка для варианта, отличающегося от основного только коэффициентом

90

формы местных напряжений; Y0 и Yt — коэффициенты формы местных напряжений для основного и i'-го вариантов.

Если между wt\\m«> и Y существует прямая пропорциональ­ ность, то коэффициент А — 1 независимо от вида термообработки.

,6

— —

4/

ш

0,2

ницы лежит в пределах разброса, неизбежного при испытаниях на усталость.

Щитт и Y как для зубьев передач из улучшенных сталей, так и для азотированных и цементованных зубьев.

На рис. 3.3 представлены экспериментальные графики wt ит со =

=f(Y).

Наряду с зубчатыми колесами на четырехшпиндельной уста­ новке при симметричном цикле нагружения, были испытаны круг­ лые цементованные образцы из стали 12ХНЗА и образцы из улуч­ шенной стали 40Х. Диаметр образцов 10 мм. Длина испытуе­ мой части 25 мм.

91

д— улучшение, нормализация; О — нием Ко- азотирование; А — цементация

8.Влияние глубины азотирования на изгибную прочность

Данные ряда исследований показывают, что при химикотермическом упрочнении зубьев максимальной изгибной выносли­ вости соответствует некоторая оптимальная глубина упрочненного слоя, превышение которой приводит к значительному снижению нагрузочной способности передачи.

Однако рекомендации по выбору оптимальной глубины упроч­ нения значительно отличаются [81; 141; 160] и в частности из-за различного подхода к определению глубины упрочненного слоя. В соответствии с принятым в отечественной практике под глуби­ ной упрочнения подразумевается расстояние от поверхности до границы структурных изменений шлифов.

Для определения оптимальной толщины азотированного слоя

Колеса изготовлялись из одной поковки и термообрабатывались по одному режиму.

92

место максимальное повышение изгибной прочности азотирован­ ных зубьев.

на зубчатые колеса с другими параметрами проведены дополни­

93

П р и м е ч а н и я : 1. Опыты 1—5 проведены на пульсаторе.

2.Опыты 6—8 проведены на замкнутой установке Р. М. Пратусевичем [92].

3.Зубчатые колеса всех восьми вариантов соответствовали контуру са = 20°

ивысотой зуба Я = 2,'1Ътп.

Из рис. 3.4 видно, что оптимальное значение глубины азоти­ рования ( - ^ — = 0,07-4-0,10 можно рекомендовать для зуб-

\тп ) опт

Эксперименты показали, что даже при оптимальном отноше­ нии у^-, увеличение изгибной прочности зубьев в результате азо­ тирования не превышает 20—30%, в то время как после цемен­ тации исходная прочность возрастает в 1,4—1,7 раза. Это поло­ жение может быть объяснено повышенной чувствительностью азотированного слоя к средним напряжениям растяжения,

94

стали марки 40Х, подвергнутой термическому улучшению до твердости НВ 300. Остальные данные и средние значения предель­

П р и м е ч а н и е . Предельные экспериментальные нагрузки зафиксированы по результатам испытаний 4 — 5 опытных пар.

Коэффициент неравномерности распределения нагрузки по ширине зубчатого венца принят равным единице, поскольку -—^ =

= 0,34 мала и достаточно жесткие опоры расположены симме­ трично относительно зубчатых венцов.

Принят равным единице и коэффициент, учитывающий дина­ мические нагрузки в зацеплении от погрешностей изготовления, так как результаты предварительных экспериментов, показав­

95

ментально коэффициент, которым учитывается наклонное распо­ ложение линии контакта и особенности распределения удельных контактных нагрузок, возникающих в процессе работы. Этим

о> 1 I m „ = 0,35ств + 900 = 0,35 • 10 500 + 900 = 4600 кгс/см2

имеем

(3.3)

Здесь р — в градусах.

Формула (3.3) справедлива только для косых зубьев. Формулу проверочного расчета можно представить так

10 . Зависимость предела усталости азотированных

зубьев от механических характеристик материала сердцевины

Эксперименты, проведенные с азотированными образцами, пока­ зали, что предел изгибной усталости прямо пропорционален

Однако эти соотношения построены в основном на испытаниях круглых полированных образцов или на результатах экспери­ ментов с небольшими зубчатыми колесами на пульсаторах.

96

С целью уточнения величин предельных напряжений при расчете на изгиб крупногабаритных зубчатых колес турбинных редукторов были проведены исследования азотированных передач при окружных скоростях до 90 м/сек на специальных редукторных стендах.

Передачи шевронные с углом наклона зубьев 30°; т д = 3 мм;

то

Испытания проводились методом ступенчатого повышения нагрузки. На каждой ступени передачи должны были отработать не менее 108 циклов (по шестерне). Фактически, в большинстве случаев, передачи работали (3—7) 108 циклов.

Если на данной нагрузке разрушений не наступало, передачи испытывались на следующей ступени нагрузки.

Изгибающие напряжения в корне зуба вычислялись по фор­ муле (3.3).

Неравномерность распределения нагрузки по ширине зуб­ чатого венца определялась экспериментально. Величина дополни­ тельной динамической нагрузки, необходимая для определения коэффициента Kv по методике А. И. Петрусевича для всех испы­ танных вариантов оказалась равной 80 кгс/см. Результаты экс­ периментов приведены на рис. 3.5 и 3.6.

Опыты показали, что изгибная прочность азотированных пере­ дач турбинного типа обусловлена механическими характеристи­ ками материала сердцевины зубьев. Однако, кроме предела проч­ ности материала 0 В , на прочность зубьев оказывает влияние также и величина относительного сужения 1|з *.

Расчет показывает, что коэффициент корреляции между пре­

дел усталости цементированных и объемно закаленных зубьев отмечается и в работах [5; 107].

Предельные изгибающие напряжения для азотированных зубьев при оптимальной глубине азотирования можно определить по формулам:

Значения о>нтсо, определенные по формуле (3.5) с точностью до нескольких процентов, совпадают со значениями Ор\\т<в> приведенными в методике [68] .

* Влияние относительного сужения на усталостную прочность металла от­ мечалось в работе [106].

98

Для передач, из улучшенных сталей можно рекомендовать

11.К расчету зубьев сателлитов планетарных передач

Рекомендуемые предельные напряжения изгиба базируются на результатах испытаний зубьев на пульсаторах, при нулевом цикле изменения напряжений.

Для перехода к предельным напряжениям зубьев, работающих при характеристике цикла г — — 1 (паразитные шестерни, са­ теллиты планетарных передач), были поставлены эксперименты на замкнутых установках, в которых опытные колеса работали как паразитные.

В результате испытаний с азотированными, нитроцементированными, цементованными и улучшенными до НВ 300 зубча­ тыми, передачами [70] были зафиксированы следующие соотноше­ ния предельных напряжений, найденных при характеристиках циклов:

Г = — 1 —(о> lim о о ) г = - 1 И Г— 0 — (Ор пт co)r=0.

Азотирование

для азотированных, цементованных и поверхностно закаленных зубьев. Ошибочность этой рекомендации основана на неправиль­ ной обработке результатов экспериментов.

12.Зависимости для определения предельных напряжений изгиба зубчатых колес,

подверженных различным термическим

итермохимическим обработкам

Внекоторых методиках расчета [65; 68; 54; 90] предельные