книги из ГПНТБ / Вуколов В.М. Детали из пластмасс в пневмогидравлических системах

основная часть примесей состояла из меди и железа. Кроме того, в значительных количествах (более 1%) в примесях присутствуют

что основной причиной появления рисок и надиров является отрыв в процессе работы частичек металла бронзовой направляю­ щей втулки и стального цилиндра.

Для правильного анализа эффективности принятых мер и для борьбы с повышенным износом силовых гидроцилиндров необ­ ходимо прежде всего проанализировать причины его возникнове­ ния. При сопряжении двух твердых тел в местах соприкосновения отдельных микронеровностей возникает молекулярный или ме­ ханический характер их взаимодействия.

Одной из особенностей контакта шероховатых тел является упругопластическая взаимосвязь отдельных пятен касания. При увеличении нагрузки происходит сближение шероховатых поверх­ ностей, вследствие чего увеличивается количество пятен факти­ ческого касания (контакта) и несколько возрастает площадь каждого из них. Взаимодействие микронеровностей при трении приводит к повреждению поверхностного слоя в большом числе различных сопряженных деталей.

Этот процесс осложняется также при попадании в место контакта деталей отдельных твердых частиц. Разрушение поверхностных слоев большинства изнашивающихся деталей ма-. шин связано именно с действием твердых частиц, находящихся в различных агрегатных состояниях. Изнашивание деталей в та­ ких условиях называют абразивным. Эти два способа (абразивный и контактный) внешнего силового воздействия на поверхностный слой встречаются в большинстве изнашивающихся сопряжений.

При трении поверхностей в условиях гидродинамического ре­ жима смазки нормальная нагрузка передается через слой смазки. Обеспечение устойчивого смазочного слоя, способного нести на­ грузку, является оптимальным решением задачи повышения меха­ нического к. п. д. и снижения износа сопряженных деталей. При разделении трущихся деталей слоем смазки износ деталей все же возможен. Разрушение поверхностного слоя происходит при по­ падании в контакт твердых частиц, превышающих,по размеру толщину смазочного слоя, а также при местных разрывах масля­ ной пленки вершинами микронеровностей сопряженных поверх­ ностей. Тонкие слои смазки, разделяющие трущиеся поверхности, препятствуют молекулярному взаимодействию материалов, что резко снижает силы трения. Защитой от внешнего механического воздействия такие слои служить, конечно, не могут. Формирова­ ние этих защитных пленок является важной составной частью про­ цесса изнашивания при граничной смазке.

Испытания капролоновых втулок показали, что в гидроцилинд­ рах не возникают задиры, столь характерные для бронзовых направляющих втулок, так как бронзовые частицы внедряются

U 7

ной антифрикционной втулки, находящейся на цилиндре гидро­ упора; b— расстояние между серединой антифрикционной втулки, находящейся на цилиндре гидроупора и серединой антификционной втулки, находящейся на его штоке.

Рис. 56. Схема взаимодействия сил в гидроупоре: а, б — схема расположения сил, действующих на втулку штока и цилиндра; в — эпюра распределения напряжений во втулке штока

Разложим силу фна две составляющие: силу R, параллельную плоскости наклонной площадки DC, и силу N (нормальное давление на плоскость). Тогда \_EDC = \_KMO как углы с соответственно перпендикулярными сторонами.

Предельная нагрузка на один гидроупор в наиболее тяжелый для него период работы равна

Qшах — QnP + QB

119

где Qnp — предельная нагрузка на один гидроупор без ветра; QB— ветровая нагрузка на один гидроупор при скорости ветра

V = 25 м/с.

Из треугольника сил ОМК находим радиальную нагрузку, величина которой равна

R = Q sin Ѳ.

Для определения радиальных нагрузок на пластмассовые втулки штока и цилиндра гидроупора составим эпюру сил, дей­ ствующих на шток гидроупора (рис. 56, е). Из эпюры видно, что ра­ диальные нагрузки на втулке штока RBmи втулке цилиндра RBlxтем больше, чем больше сила R и меньше плечо Ь, а это возможно при Ѳ = 2° (максимальный уклон) и полностью выдвинутом штоке гидроупора. Таким образом, Rmax = Qmax sin 2°. Из условия рав­ новесия имеем, что сумма моментов относительно точки А равна О, т. е. 2 МА = 0, и радиальная нагрузка на антифрикционную втулку штока RBUI определяется из следующей формулы (см.

рис. 56,6)

RBmb R&1

откуда

Очевидно, радиальная нагрузка на антифрикционную втулку штока будет максимальной при R = Rmax, т. е.

Зная значение радиальной нагрузки на втулку штока, диаметр наружной поверхности втулки штока dm и ее длину /ш, можно определить удельное давление, испытываемое этой втулкой,

^7вш R!'іТ/'вш 1

где FBш — площадь проекции поверхности втулки штока

F = d I

Очевидно, что

9вш max = Квш тах/^вш max-

Аналогично находим радиальную нагрузку на антифрикци­ онную втулку цилиндра (рис. 56,6).

Из_условия равновесия сумма моментов относительно точки В равна 0, т. е.

£ м в = о.

Следовательно, RB4b = R (а + Ь).

120

Отсюда радиальная нагрузка на антифрикционную втулку цилиндра равна

механическую прочность, необходимо ввести поправочный коэф­ фициент, который позволит оценить способность втулки воспри­ нимать нагрузки в статическом положении. Расчет такого пара­ метра производится с учетом ползучести и снижения механических свойств в различных температурных условиях. Таким параметром является несущая способность втулок qn, под которой понимается величина допустимого среднего удельного давления для втулки при данном зазоре, толщине, диаметре при статическом нагруже­ нии. Учитывая, что расчетная схема втулки гидроупора анало­ гична при статическом нагружении расчетной схемы втулки под­ шипника скольжения, воспользуемая методикой расчета допу­ стимого среднего удельного давления для втулки подшипника скольжения [49]. На рис. 56, в изображена эпюра распределения напряжений во втулке штока. При расчете величины допустимого среднего удельного давления необходимо это учесть.

зазор между поверхностью цилиндра и наружной поверхностью втулки штока определяется по формуле:

Модуль упругости с учетом изменения температуры опреде­ ляется по формуле

121

Допустимая нагрузка на втулку определяется из формулы

На рис. 57 изображена схема угла (охвата) контакта втулки штока.

При расчете полиамидных втулок это условие должно обяза­ тельно соблюдаться, т. е. в этом случае антифрикционные полиа­ мидные втулки штока работоспособны при максимальных нагруз­ ках, имеющих место при эксплуатации машины.

Аналогично подсчитывается допустимое удельное давление на полиамидную втулку цилиндра qm.

Однако в расчетах необходимо учесть явление набухания вту­

122

Ниже приведем порядок расчета удельных давлений для анти­ фрикционных втулок силового цилиндра.

1 случай. Шток гидроцилиндра убран. Изгибающее усилие,

действующее на втулку силового цилиндра Q1=7500H. Расстоя­ ние между серединой антифрикционной втулки, находящейся на цилиндре и серединой антифрикционной втулки, нахо­ дящейся на штоке гидроцилиндра, « 2 = 0,53 м. Расстояние между центром проушины и серединой антифрикционной втулки, нахо­ дящейся на цилиндре, ^ = 0,053 м; RBUl и Rm— соответственно радиальная нагрузка на втулку штока и на втулку цилиндра.

аі і

ОС?

Qi

Рис. 58. Расчетная схема определения удельных давлений втулок силового гидродомкрата

2 случай. Шток гидроцилиндра выдвинут. Изгибающее уси­ лие, действующее на втулку гидроцилиндра Q2 = 3000 Н; расстоя­ ние между центром проушины и серединой антифрикционной втулки, находящейся на цилиндре, Ьг = 0,448 м; расстояние

123

между серединой антифрикционной втулки, находящейся на ци­ линдре и серединой антифрикционной втулки, находящейся на штоке гидродомкрата, а 2 = 0,135 м; радиальная нагрузка на втулку штока RBUl2; радиальная нагрузка на втулку цилиндра RBЦі.

Схема сил, действующих на втулки цилиндра, в этом случае будет выглядеть следующим образом (рис. 58, б).

Из условия равновесия имеем ^ М В2 = 0, тогда

Q2^2 = Rsinfli’

Откуда радиальная нагрузка на втулку штока ^ ВШ2 опреде­ ляется

Далее подсчитаем удельное давление на антифрикционную втулку штока гидроцилиндра

Чвш ^ыц/^вш-

Здесь FBm— площадь проекции поверхности втулки штока

Двш = 0,1 -0,035 = 0,0035 м2.

Следовательно, qBm равно

<7ВШ= 104/0,0035 = 28,6-ІО5 Н/м2.

Аналогично подсчитывается удельное давление на антифрик­ ционную втулку цилиндра.

Допустим, что диаметр наружной поверхности втулки ци­ линдра £?ц = 0,11 м; а ширина втулки цилиндра /ц = 0,035 м.

Тогда площадь проекции поверхности втулки цилиндра равна

Fm = 0,11 -0,035 = 38,5-ІО"4 м2.

Следовательно, удельное давление на антифрикционную втулку цилиндра

124

Материал втулок — капролон, следовательно, необходимо ввести и определить специальный параметр.

Такой величиной является — величина допустимого среднего удельного давления для втулки при заданном зазоре, толщине, диаметре при статическом нагружении (несущая способность втулок).

Предположим, что толщина стенки втулки штока б = 0,01 м, радиальный зазор втулки штока b — 6-10~5 м.

Предельно допустимая нагрузка на втулку штока

*-*max 0,8CTS.

Здесь — допустимая нагрузка на втулку штока. Определяется из формулы (25).

Модуль упругости Е вычисляется с использованием таблиц

Янш ^ Янш шах^>

Яиш > 28,6 • ІО5 • 2 Н/м2; ?нш > 57,2 • ІО5 Н/м2.

В случае набухания втулок, например в результате водопоглощения, радиальный зазор b =0; ф' = 90°; ф = 180°. Откуда

Следовательно, в данном конструктивном исполнении капролоновые втулки штока, находясь в масле или воде, могут надежно работать при удельных давлениях 57,2-ІО5 Н/м2. Аналогично рассчитывается qH и для втулок цилиндра.

125

§ 15. Хранение, эксплуатация пластмассовых уплотнений

Одной из причин разрушения пластмассовых материалов и изделий из них являются процессы, протекающие во времени и сопровождаемые разрывами химических связей в главных цепях макромолекулы материала. В результате этого макромолекулы размельчаются (деструктируются), изменяется их молекулярный вес и, как следствие, происходит изменение физико-механических свойств материала. Деструкция пластмасс во времени и представ­ ляет собой их старение.

В зависимости от природы процесса различают физическую (термическую, механическую), фотохимическую (под действием излучения) и химическую (в результате химических реакций окис­ ления, гидролиза) деструкции.

Термическая деструкция происходит при нагревании поли­ мера, когда вследствие колебаний тепловой энергии в некоторых местах системы энергия теплового движения становится соизме­ римой с энергией химической связи, и связь разрывается. Механи­ ческая деструкция происходит под влиянием различных механи­ ческих воздействий, которым подвергается полимер при техно­ логической переработке и при эксплуатации изделий. При ме­ ханической деструкции происходит разрыв цепи молекул по­ лимера.

Деструкция пластмасс может происходить при самых разнооб­ разных механических воздействиях, в том числе при длительных статических механических воздействиях. Длительные механиче­ ские воздействия сопровождаются изменениями материала, выра­ жающимися в изменении размера и строения молекул полимера. Таким образом, многократная деформация детали может вызвать ускорение его старения.

Механическая деструкция полимеров обусловливается концен­ трацией механической энергии в отдельных участках цепи и воз­ никновением внутренних напряжений, соизмеримых с энергией химической связи, в результате чего связь разрывается. Обра­ зующиеся при этом макрорадикалы обладают высокой реакцион­ ной способностью. Следовательно, при механическом воздействии на полимеры происходит химическое превращение веществ, т. е. механическая энергия переходит в химическую.

Фотохимическая деструкция происходит под влиянием свето­ вой энергии. Степень фотохимической деструкции зависит от длины волны ультрафиолетового света, интенсивности облучения и строения пластмассового материала. Химическая деструкция происходит под действием различных химических агентов: воды, кислот, кислорода и т. д.

Таким образом, при эксплуатации изделий из пластмасс в их теле происходят сложные процессы, которые связаны с хими­ ческими изменениями, приводящими к образованию микротре-

126