Скольжения расположенных

Ниже приведены рекомендации по конструированию простейших подшипников скольжения, работающих в режиме полужидкостной смазки.

для подшипников скольжения, работающих со смазкой. Участок ab кривой соответствует граничному трению, здесь / «=* const (см. табл. 14.1). Участок be соответствует полужидкост-ному трению. Наименьшее значение коэффициента трения в точке с определяется по приближенной формуле Фальца

1.28. Какими основными свойствами определяется качество: а) подшипников качения; б) подшипников скольжения, работающих при больших- нагрузках и скоростях скольжения; в) часов, работающих в условиях вибраций; г) сталей, предназначенных для работы к окислительной среде при высокой температуре; д) пружинных сталей; е) чугу-нов, предназначенных для отливки деталей сложной формы, воспринимающих ударные нагрузки; ж) металлорежущих станков; :i) мостовых кранов; и) зубчатых передач легковых автомобилей и точных механизмов; к) резиновых амортизаторов и покрышек автомобилей?

Такая структура бронзы обеспечивает высокие антифрикционные свойства. Это предопределяет широкое применение бронзы ВрСЗО для изготовления вкладышей подшипников скольжения, работающих с большими скоростями и при повышенных давлениях. По сравнению с оловянными подшипниковыми бронзами теплопроводность бронзы БрСЗО в четыре раза больше, поэтому эти бронзы хорошо отводят тепло, возникающее при трении.

1. Радиальные подшипники. Расчет подшипников скольжения, работающих в режиме жидкостного трения, сводится к обеспечению условий, при которых цапфа будет отделена от вкладыша слоем смазки (рис. 13.6).

применяют для подшипников скольжения, работающих в тяжелых условиях (р ^200 даН/см2; V < 60 м/с; pV < 1000 даН/см2-м/с); они хорошо прирабатываются, мало изнашивают цапфы, стойки против заедания; имеют малую прочность и высокую стоимость, поэтому применяют их для заливки чугунных и бронзовых вкладышей (рис. 287, б).

Очевидно, что для работы подшипников скольжения наиболее благоприятным является режим жидкостной смазки. Однако большинство подшипников скольжения работает в условиях полужидкостной или граничной смазки. В подшипниках скольжения, постоянно работающих при жидкостной смазке, в периоды пусков или остановок могут осуществляться другие виды смазки.

Расчет подшипников скольжения, работающих в условиях полужидкостной и граничной смазки условно ведут по допускаемому среднему давлению [р] на трущихся поверхностях (этот расчет гарантирует невыдавливаемость смазочного материала) и по допускаемому произведению [pv] среднего давления на скорость скольжения v, т. е. окружную скорость цапфы (этот расчет гарантирует нормальный тепловой режим и отсутствие заедания). Среднее давление в подшипнике предполагается равномерно распределенным по диаметральному сечению цапфы (рис. 13.7) и равным

Свинцовые бронзы Свинец практически не растворяется в жидкой меди. Поэтому сплавы после затвердевания состоят из кристаллов меди и включений свинца. Такая структура обеспечивает высокие антифрикционные свойства Бронза БрСЗО применяется для изготовления вкладышей подшипников скольжения, работающих при повышенных -давлениях и с большими скоростями. По сравнению с оловянистыми бронзами теплопродность ее в 4 раза больше, поэтому она хорошо отводит теплоту, возникающую при трении. Прочность этих бронз невысокая ств - 60 МПа, 5 -- 4%.

Расчет подшипников скольжения, работающих при жидкостной смазке, производится на основе гидродинамической теории смазки, которая основана на решении дифференциальных уравнений гидродинамики вязкой жидкости. Эта теория доказывает, что гидродинамическое давление может развиваться только в клиновом зазоре (см. эпюру на рис. 23.6) . Толщина h масляного слоя в самом узком месте (см. рис. 23.7) зависит от режима работы подшипника. Чем больше вязкость смазочного материала и угловая скорость цапфы, тем больше h. С увеличением нагрузки h уменьшается. При установившемся режиме работы толщина h должна быть больше суммы микронеровностей цапфы 8 и вкладыша 62:

Материал вкладышей выбирают с учетом условий работы, назначения и конструкции опор, а также стоимости и дефицитности материала. При невысоких скоростях скольжения (v, < 5 м/с) применяют чугуны. При значительных нагрузках (р до 15 МПа) и средних скоростях скольжения (v, до 10 м/с) широко используют бронзу. Наилучшими антифрикционными свойствами обладают оловянные бронзы. Баббиты разных марок применяют для подшипников скольжения, работающих в тяжелых условиях; баббиты хорошо прирабатываются, стойки против заедания, но имеют невысокую прочность, и поэтому их используют для заливки чугунных и бронзовых вкладышей (см. рис. 291). Метал-локерамические вкладыши вследствие пористости пропитываются маслом и могут длительное время работать без подвода смазки. Из неметаллических материалов для вкладышей применяют текстолит, капрон, нейлон, резину, дерево и др. Неметаллические материалы устойчивы против заедания, хорошо прирабатываются, могут работать без смазки или с водяной смазкой, что имеет существенное значение для подшипников гребных винтов, пищевых машин и т. п. Так как основные размеры вкладыша определяют конструктивно в соответствии с диаметром d вала, принимая ширину b = (0,5 -т- 2) d, то практически расчет подшипников выполняют как проверочный. В условиях полужидкостного трения проверяют два показателя. Для ограничения износа расчетное значение среднего давления р не должно превышать допускаемое, т. е.

расположенного в корневой (узкой) части прослойки. Положение линии разветвления пластического течения мягкой F-образной прослойки находится из условия равенства в точке О, являющейся пересечением линии разветвления с осью симметрии X, максимальных напряжений ° WoV полУченных на основании приведенных сеток линий скольжения, расположенных слева и справа от данной точки О. С учетом этого была получена следующая зависимость координаты линии разветвления ^ = L 1 1 от параметров прослойки к и ср, которая в диапазоне реальных значений к (0,1, кк) аппроксимирована выражением

поля, расположенного в широкой части прослойки, и гц = h 12 для поля, расположенного в корневой (узкой) части прослойки. Положение линии разветвления пластического течения мягкой F-образной прослойки находится из условия равенства в точке О, являющейся пересечением линии разветвления с осью симметрии X, максимальных напряжений a"У"!, полученных на основании приведенных сеток линий скольжения, расположенных слева и справа от данной точки О. С учетом этого была получена следующая зависимость координаты линии разветвления ? = L11 от параметров прослойки к и ф, которая в диапазоне реальных значений к (0,1, кк) аппроксимирована выражением

лита со средним размером около 0,06 мм. При этом твердость ферритной фазы была почти в 2 раза меньше твердости перлитной фазы. Испытания на усталость при кручении гладких образцов диаметром 8 мм, имеющих продольную лыску глубиной 1 мм, показали, что предел выносливости исследуемой стали составляет 188 МПа. Для возможности контролировать зарождение и рост усталостных трещин образцы первоначально подвергали нагружению по отнулевому циклу с амплитудой 20— 70 МПа, чтобы последующим полированием и травлением выявить начальные полосы скольжения, в которых обычно возникают трещины. Затем, наблюдая в микроскоп отмеченные полосы скольжения, выращивали трещины различной длины при напряжениях, несколько превышающих предел выносливости, и исследовали их рост при низких напряжениях. Для определения коэффициентов концентрации напряжений у вершин трещин исследовали распределение напряжений с помощью специальных покрытий, реагирующих на деформацию участков металла, расположенных под ним.

В результате экспериментов было установлено, что во всех случаях усталостные трещины возникают в полосах скольжения, расположенных в ферритной фазе. Затем в зависимости от уровня напряжений и числа циклов нагружений вырастают трещины различной длины, причем концентрация напряжений у вершины трещины увеличивается непропорционально ее длине и достигает значений аа = 4 для развивающихся трещин размером от 1 до 16 мм по поверхности образца. Коэффициент концентрации напряжений для остановившихся трещин не превышает а„ = 2.

В результате предварительной деформации до разных степеней сжатием сталей ОХ18Н10Ш и Х18Н10Т (рис. 150 и 151) и последующего старения при 650° С наблюдается различная кристаллография скольжения. В структуре образца стали ОХ18Н10Ш, деформированного на 6,8% и состаренного в течение 100 ч, обнаруживается большое количество полос скольжения, расположенных под разными углами друг к другу, в различных зернах (рис. 150, а); это говорит о том, что скольжение протекает в различных кристаллографических плоскостях в каждом зерне. С уменьшением степени предварительной деформации до ~1% резко сокращается число зерен, претерпевших пластическую деформацию, а также снижается интенсивность деформации в отдельных зернах (рис. 150, б).

Для других опор такую расчетную схему можно применять как приближенную. При длинных несамоустанавливающихся подшипниках скольжения, расположенных по концам вала, равнодействующую реакции подшипника следует предполагать приложенной к точке, отстоящей от его кромки со стороны пролета на 1/3—V4 длины подшипника.

Для длинных опор скольжения, расположенных по концам вала, эти условные шарниры следует располагать на расстоянии 0,5 d, но не менее 0,25-ь -J-0,35 длины подшипника от его кромки со стороны пролета (фиг. 14).

Для других опор эта расчетная схема может применяться как приближенная. При установке по два подшипника в концевых опорах, если самоустанавливаемость не обеспечивается, лучшее приближение для расчета вала сбычно получается при расположении опор под внутренними подшипниками, а не посередине между подшипниками. В случае длинных несамоуета-навливающихся подшипников скольжения, расположенных по концам вала,

Для других опор такую расчетную схему можно применять как приближенную. При длинных несамоустанавливающихся подшипниках скольжения, расположенных по концам вала, равнодействующую реакции подшипника следует предполагать приложенной к точке, отстоящей от его кромки со стороны пролета на 1/3—1/4 длины подшипника.

линдрическое и коническое сита, установлен поршень-толкатель 2, который вращается синхронно с ротором, с которым он связан податливыми пружинами 3. Поэтому ротор может перемещаться относительно поршня в осевом направлении под действием посаженного на подшипники на конце вала 10 дебалансного вибровозбудителя 9. Дебалансы получают вращение от электродвигателя 13 через вариатор 12 и ременную передачу. Вариатор обеспечивает плавное регулирование угловой скорости Дебалансов. Вал ротора совершает осевую вибрацию в двух подшипниках скольжения, расположенных в гильзе //, которая, в свою очередь, расположена в двух подшипниковых опорах 6. Вращение ротору сообщает электродвигатель 14 через кли-ноременную передачу 7, гильзу и палец, жестко связанный с гильзой и входящий в щелевое отверстие вала ротора. Принудительную смазку всех подшипников осуществляет маслоагрегат 15 через обойму 8.

нию от действия расчетных нагрузок. Такая схема является достаточно точной лпшь для валов на подшипниках качения по одному в опоре (или такн:е по два таких подшипника, но при условии самоустанавливаемости опоры). Если два подшипника качения монтированы в опоре так, что рассчитывать иа самоустанавливаемость последней нельзя, то при составлении расчетной схемы следует отбросить внешние подшипники, приняв за шарнирные опоры внутренние. Для длинных опор скольжения, расположенных по концам вала, эти условные шарниры следует располагать на расстоянии 0,5rf, но не менее 0,25—0,35 длины подншнника от его кромки со стороны пролета {рис. 4).