Коэффициента подъемной

Рис. 22.15. К определению дуги зацепления, угла и коэффициента перекрытия

зубчатой передачи, в частности, например, усиливать шум. Кроме того, как было показано выше, коэффициент перекрытия зубчатых колес с прямыми зубьями ограничен весьма узкими пределами, вследствие чего вся нагрузка распределяется не более чем на две пары зубьев. С целью уменьшения влияния погрешностей на работу колес и увеличения коэффициента перекрытия можно при изготовлении колес прямые зубья заменить ступенчатыми. Образование ступенчатых зубчатых колес можно представить следующим образом.

п он меньше коэффициента перекрытия ev, определяемого по формуле (22.90), на величину коэффициента перекрытия в торцовом сечении. На рис. 22.54 показана зубчатая передача с зацеплением Новикова.

Для определения коэффициента перекрытия и рассмотрения вопроса о подрезании зубьев можно применить формулы для

ния приводит к снижению коэффициента перекрытия и заострению зуба по вершинам.

На рис. 2.11 приняты следующие обозначения: 1 — линия подрезания зуба шестерни, ограничивающая зону уменьшения коэффициента перекрытия (верхняя точка активного профиля зуба колеса лежит на окружности вершин); 2—линия подрезания зуба колеса, ограничивающая зону уменьшения коэффициента перекрытия (верхняя точка активного профиля зуба шестерни лежит на окружности вершин); 3 — линия л'тш шестерни; 4 — линия хт\п колеса; 5—линия е=еа==1; 6 — линия Е=еа=1,2; 7 — линия 4'а, — 0; 8 — линия sa, — 0,25//z; 9 — линия sa, = 0,40m; JO — линия $аг = 0,4О//; 11 — линия интерференции зубьев.

В задачу проектирования входит: расчет геометрических размеров зубчатой передачи (табл. 2.1); расчет контрольных размеров (табл. 2.2); расчет коэффициента перекрытия и удельных скольжений и оценка проектируемой передачи по геометрическим показателям.

Задачу решим в двух вариантах: колеса с числом зубьев z2 = 25 и г2 = 27. Лучшим (оптимальным) вариантом будем считать передачу с более высоким значением коэффициента перекрытия. Коэффициенты смещения х^ и х2 выбираем по рис. 2.11. В ГОСТ 16532—70 ближайший блокирующий контур приведен для г, = 16 и г2 = 25.

Из рис. 2.11 видно, что рекомендуемое ГОСТом значение коэффициента перекрытия еа == 1,2 может быть получено, если принять х{ = 0—0,8 и х2 —

Последующий расчет геометрических, контрольных параметров, коэффициента перекрытия, удельных скольжений и оценка качества зацепления по геометрическим показателем те же, что и в примере 1. Результаты расчета приведены в табл. 2.6.

При этом увеличивается и угол наклона линии зацепления как общей касательной к основным окружностям, т. е. увеличивается угол зацепления, а№>а=20°. Увеличение аш сопровождается уменьшением коэффициента перекрытия ва, что является отрицательным и служит одной из причин, ограничивающих применение больших смещений.

Для построения графика зависимости работы возмущающей силы от амплитуды автоколебаний задаются тремя-четырьмя значениями последней, например 1,0, 2,0, 3,0 и 4,0 мм, и по графику на рис. 57 находят амплитудные значения первой гармоники коэффициента подъемной силы сУ1. Работа за период колебания вычисляется по формуле, полученной из выражения (171) с учетом (170),

Рис. 56. Изменение коэффициента подъемной силы профиля решетки от искажения угла установки профилей

Результаты представлены на рис. 1-17 в виде кривых Р — С\ (пунктирные линии). Там же показана кривая зависимости р — Сь полученная теоретическим способом. Как видно из рисунка, расхождения между средним экспериментальным и теоретическим значениями р в заданном диапазоне изменения коэффициента подъемной силы не превышают полградуса.

коэффициента подъемной силы; изменение Су не превышало 3%. В то же время при больших скоростях тече-ни» влияние температуры воды оказывается уже значительным, и изменение коэффициентов подъемной силы может достигать, как видно на рис. 1-22, при &йоо<0,6 около 40% [Л. 28].

На рис. 1-23 показано влияние статического давления на коэффициенты подъемной силы Су и лобового сопротивления Сх в условиях кавитирующего и некави-тирующего потока при естественном процессе воздухо-насыщения для профиля Кларк Уц,?-' Представленные зависимости были получены при температуре воды 1Ъ = = 7-МО'°С, т. е. в таком диапазоне изменения /в, при котором влияние температуры на коэффициенты Су и Сх оказывается пренебрежимо малым. Профиль Кларк У имеет относительно стабильные к изменению статического давления характеристики Су— Ьа, смещение коэффициента подъемной силы составляет у него всего 3%; коэффициент лобового сопротивления Сх с уменьшением давления в рассматриваемом диапазоне уменьшается до 18%; максимальное изменение Су у профиля О при тех

Вторичные потери в вихревых схемах равны кинетической энергии вторичного течения и пропорциональны квадрату коэффициента подъемной силы Су (в линеаризованной постановке).

Удобство применения коэффициента нагрузки Сн для решеток (как и коэффициента подъемной силы С; для одиночного профиля) заключается в том, что максимальные значения этого коэффициента, а также его значения, соответствующие наибольшему коэффициенту энергии решетки данных профилей по шагу, изменяются для различных решеток в довольно узких пределах

Максимально допустимые перегрузки в полете обычно ограничиваются либо прочностью конструкции самолета, либо физиологическими возможностями летчика, либо величиной допустимого коэффициента подъемной силы су без из условия безопасности полета.

На коэффициент подъемной силы крыла данной формы влияет угол атаки и число М полета. С увеличением угла атаки коэффициент подъемной силы растет (рис. 4.7) ; по достижении критического угла атаки якрят коэффициент подъемной силы достигает максимального значения су макс. Дальнейшее увеличение угла атаки из-за срыва потока приводит к уменьшению коэффициента подъемной силы. Полет с критическими углами атаки недопустим, поэтому в реальных условиях используются углы атаки меньше критического.

На величину коэффициента подъемной силы при постоянном угле атаки влияет число М.

Коэффициент индуктивного сопротивления сХ{ прямо пропорционален квадрату коэффициента подъемной силы: