Прочность соединений при переменном изгибе вала до последнего времени мало исследовали. Нами были по­ставлены опыты, направленные на изучение несущей

Способности цилиндриче­ских и конических соедине­ний в этих условиях при од­новременном варьировании факторов, которые влияют на несущую способность: на­тяг, длина сопряжения, же­сткость охватывающей дета-

Рис. 3.1 Образец соединения и гидравлическое приспособление для распрессовки

/—х."рпус приспособления; 2 — плун­жер; 3 — уплотнения; 4 — втулка (сту­пица); 5 — вал; 6 — вращающийся rp. va
Ли, частота нагружения, способ сборки, характер изги­ба вала и др.

Испытания на усталость валов диаметром 30, 100 и 200 мм выполняли на установках, в которых использо­ваны центробежные силы, возникающие при вращении неуравновешенного груза (рис. 3.1).

Нагружение осевыми статическими нагрузками, с помощью которых достигали осевого смещения (распрессовки) вала относи­тельно охватывающей детали, обеспечивалось тарированными гид­равлическими приспособлениями

Соединение (вал со ступицей) устанавливали и закрепляли в Машине, затем нагружали вал круговым изгибом, после чего плав­но повышали осевую нагрузку до полного смещения вала. Усилия Fa при смещении замеряли по манометру, на манометрические трубки которых были наклеены тензорезисторы. Деформации реги­стрировались осциллографической аппаратурой. Момент смещения был заметен визуально по резкому падению давления масла в гид­равлической системс и точно фиксировался на ленте осциллографа

Одна из основных задач при проведении опытов состояла в изучении прочности соединения на сдвиг в зависимости от величи­ны амплитуды переменных напряжений изгиба вала FB=F(At), Которые замеряли с помощью тензорезисторов на расстоянии 20— 25 мм от торца охватывающей детали. Изучение Fa=J(A„) прово­дили на каждом испытуемом соединении путем многократных (5—20) осевых смещений вала на небольшую величину (0,2—0,5 мм) Это обеспечивало одинаковые условия опыта, так как перед каж­дым смещением соединение имело весьма близкие свойства (одина­ковый натяг, площадь контакта и др.). Благодаря тому, что вал выступал с обеих сторон ступицы, диаграмма распрессовки в ста­тических условиях, т. е. без изгиба вала, имела горизонтальный участок и усилия распрессовки были постоянны.

На рис. 3.2 приведена диаграмма распрессовки сое­динений при са = 0, т. е. без изгиба вала при различном характере его смещения. Максимальные значения уси­лий, необходимых для смещения оси, имеют несколько значений: Fi (точка 1)'—прочность при первом сдвиге (начальная); F„ (точки 2)—прочность при последова­тельных малых смещениях; Fy — прочность, соответст­вующая непрерывному сме­щению; FH — прочность, соответствующая наклонно­му участку диаграммы, ког­да один из торцов вала на­чинает двигаться внутри

Рис 3 2. Характерная диаграмма распрессовки при непрерывном и прерывистых смещениях

4* 99

Ступицы при непрерывном уменьшении площади кон­такта. Наиболее стабильными были значения Fy, кото­рые отличались в процессе опыта от средних значений не более, чем на 3%, отклонения Fa были более замет­ными и достигали 5%.

Указанные отклонения Fy и Fa в целом незначитель­ны, в связи с чем их средние значения использованы на­ми в качестве исходных критериев для оценки прочности большинства цилиндрических соединений в условиях переменного изгиба вала.

По указанной методике были испытаны соединения с номинальными посадочными диаметрами 30, 70 и 160 мм. При этом варьировались средние (по Ляме) давления, длина сопрягаемых поверхностей, внешние диаметры охватывающей детали, размеры отверстий в пустотелых валах; изучали влияние накатки роликом, проводили сравнительные испытания на прочность соединений, формируемых методами нагрева и механическим. Основ­ные данные испытаний приведены в табл. 3.1.

Валы и втулки (ступицы) для сравниваемых вариан­тов подвергались механической обработке с идентичны­ми режимами резания; материал валов или втулок сое­динений сопоставляемых типов был одной плавки при одинаковых режимах термической обработки и ковки. Валы запрессовывали во втулки на гидравлических прессах или разрывных машинах со смазкой сопрягае­мых поверхностей вареным растительным или мине­ральным маслом. Сборка выполнялась с помощью на­грева охватывающей детали до 200—300° С в электропе­чи или лабораторном термостате с последующей свобод­ной посадкой вала в отверстие ступицы. Диаметры цилиндрических сопрягаемых поверхностей для опреде­ления натягов и расчета средних давлений измеряли в трех сечениях по длине и по двум взаимноперпендику - лярным направлениям.

Влияние напряжений изгиба вала. Испытания пока­зали, что переменный изгиб вала может существенно снижать прочность соединений в осевом направлении. Для посадок всех типов при консольном переменном изгибе зависимость FR=/(сга) имеет линейный характер, причем при достаточной величине са прочность соедине­ния может быть равной нулю.

На рис. 3.3 приведены графики, показывающие влия­ние переменного изгиба на несущую способность различ­

Ию

Ных соединений. Номера опытных точек на графиках соответствуют очередности проведенных смещений. В случае, когда прочность соединения достигала нулево­го значения, вал выползал из ступицы (в нашем случае вверх) без приложения внешней осевой нагрузки толь­ко под воздействием переменного изгибающего момента. Это явление в дальнейшем будем именовать «саморас - прессовкой».

Г„,нН

О 20 ВО 100 1'TC ОаМПа 0 20 60 100 аа, МПа 6) Я) Рис. 3.3. Распрессовка соединений при консольном круговом изгибе вала: А — динамическая прочность соединений диаметром 30, 70 и 160 мм; б — прочность двух соединений с различными натягами; в — тепловая (X) и ме­ханическая сборка (О) соединений

Для сопоставления определяли прочность соединений на сдвиг при статическом и переменном изгибе вала. Осевые смещения с измерением усилий выполняли при полном покое подвешенного груза. Опыты показали, что статический изгиб при напряжениях вала до ат = = 220 МПа не вызывает заметного изменения прочности соединений на сдвиг (рис. 3.4). Штриховые линии пока­зывают влияние переменного изгиба на прочность этих соединений.

Рис. 3.4. Прочность соединений прн статическом (/) н перемен­ном круговом (2) изгибе вала

Влияние натягов. Опыт­ные данные по прочности однотипных соединений (см. рис. 3.3, а) с различными натягами (контактными дав­лениями) показали, что на­тяг определяет уровень статической прочности и величи­ну усилий сдвига в условиях переменного изгиба вала.

Вместе с тем при линейных зависимостях FK=f(oa) Графики для нескольких соединений с различными натя­гами представляют собой семейство параллельных пря­мых, каждая из которых определяет статическую проч­ность соединения FCT=FR при <та = 0 и зависит от вели­чины натяга.

Статическая прочность зависит от контактного дав­ления нелинейно, в соответствии с чем расстояния между параллельными прямыми будут подчиняться аналогич­ной закономерности. Нелинейная связь прочности сое­динений с натягом объясняется непропорциональной зависимостью коэффициентов трения от давления, а так­же возникновением в поверхностных слоях сопряжен­ных деталей пластических деформаций. Изгиб вала, вызывая перераспределение контактных давлений в сое­динении и увеличивая их на стороне сжатых волокон, может вызывать пластические деформации при меньших исходных значениях натяга. В связи с этим можно по­лагать, что пластические деформации, возникающие при суммировании напряжений от исходных контактных давлений и от изгиба вала, будут искажать линейную зависимость FH=/(ca). Очевидно, что момент возникно­вения пластических деформаций зависит от материала соединяемых деталей. В наших опытах, поставленных с материалами, временное сопротивление которых 400— 700 МПа, а расчетные контактные давления 40—120 МПа, нелинейной связи прочности всех испытанных соединений на сдвиг при переменном изгибе вала до давления 200 МПа не наблюдалось.

При одном и том же натяге величина средних кон­тактных давлений зависит от внешнего диаметра охва­тывающей детали D2 и от диаметра отверстия вала D0-

Эксперименты, проведенные на образцах с посадочны­ми диаметрами 30 и 70 мм при варьировании размеров D2 и d0 показали, что при прочих равных условиях внеш­ний диаметр охватывающей детали или размер отвер­стия вала определяют величину статической и динами­ческой прочности при одинаковых углах наклона линий

Влияние диаметра и длины сопряженных поверхно­стей. При одинаковых напряжениях изгиба валов раз­личного диаметра фактическая прочность соединений соответствует площади сопрягаемых поверхностей. На­пример, при отношении d/l= у испытанных соединений с номинальными посадочными диаметрами 30, 70 и 160 мм их площади сопряжения относятся соответствен­но как 1:5, 5:30. В таком примерно отношении при других сопоставимых условиях находятся их исходная статическая прочность и несущая способность при кру­говом изгибе (см. рис. 3.3, а).

Чтобы выяснить влияние диаметра, нами использова­лась удельная прочность соединения р/ст для ста-

Ndl

Р

Тических условий и (pf)ma ~ —— Для переменного изги-

Ndl

Ба вала. В связи с тем, что Fn=f(aa) подчиняется ли­нейной зависимости, удельная прочность также подчиня­ется этой связи. Поэтому можно записать уравнение прямой (р/)дин — р/ст — Р°а. где р —угловой коэффици­ент.

Обработка экспериментальных данных по этой фор­муле показала, что при d/l= 1 р=0,078; 0,08 и 0,085 для посадочных диаметров 30, 70 и 160 мм соответственно. Небольшая, не превышающая 10% разница в величинах Р для соединений различного диаметра объясняется, по- видимому, масштабным фактором.

В машиностроении преимущественно используют соединения с d//=0,5...1,5. Влияние отношения d/l на прочность посадок изучали на валах из стали 40; ступи­цы были изготовлены из стали СтЗ (рис. 3.5). Влияние длины проверялось с использованием одних и тех же сопряженных деталей. Однако длину каждого из ис­пользованных соединений последовательно уменьшали путем обтачивания ее с торцов для обеспечения отноше­ний d/l= 1,5; 1,2; 1,0; 0,8 и 0,6.

Рис. 3.5. Установка для изучения влияния длины соединения на прочность при переменном изгибе Рис. 3.6. Зависимость р от относительной длины соединения

Опыты показали, что значение р находится в линей­ной зависимости от d/1 (рис. 3.6). Это свидетельствует о том, что с увеличением длины соединения влияние пере­менного изгиба на прочность уменьшается и при весьма длинных соединениях оно может стать незаметным. Значительное сокращение длины сопрягаемых элементов может уменьшать в этих условиях несущую способность соединения до недопустимой величины. Исходя из экспе­риментальных данных, удельная прочность

(Р/)ОТн = Р/ст-РМ/Л (3.1)

Где р — угловой коэффициент при d/l= 1.

Влияние способа сборки соединений. Соединения с посадочными диаметрами 70 и 170 мм выполняли меха­ническим или тепловым методом с помощью нагрева ступиц до температуры 250° С в электропечи. Несущую способность соединений, собранных указанными спосо­бами, сопоставляли при одинаковых значениях оа по результатам смещения при первом сдвиге и последую­щей прочности Fu. В связи с тем, что фактические натя­ги у этих соединений могли отличаться, был применен

Р

Коэффициент кН/мм, который показывает, какой

Средней прочностью обладало бы соединение при натяге 0,01 мм.

Сборка	6, мы	Напряже­ние изгиба В оси, МПа	Усилие распрес­совки при Изгибе оси, кН	1006	D, ни
Механическая	0,14 0,14 0,12 0,16 0,13 0,16	80	245.2 294.3 274,7 343.4 255.1 235,4	17,7 20,6 22,6 21,6 19.6 14.7	70
Тепловая	0,9 0,10 0,06 0,06 0,12	80	323,7 392,4 235,4 313,9 363,0	36.3 39,2 39,2 52,0 30.4	70
Механическая Тепловая	0,24 0,23	94.5	1010,4 1824,7	42,2 79,5	160

Приведенные в табл. 3.2 результаты опытов показы­вают, что прочность соединений при тепловой сборке при первом смещении в среднем в 2 раза выше, чем при прессовой. Разница в прочности прн последующих сме­щениях (рис. 3.3, в) была меньше и составляла 20—40%. Последнее обстоятельство связано с тем, что при тепло­вой сборке после первого смещения микронеровиости сопрягаемых поверхностей срезаются и выглаживаются.

У соединений, собранных тепловым и механическим способами, зависимость Fn=f(oa) имеет линейный ха­Рактер и значения р являются одинаковыми.

Поверхностно-пластическое деформирование, явля­ясь эффективным средством повышения предела вынос­ливости осей, позволяет повышать уровень допусти­мых нагрузок в осях. Увеличение переменных нагрузок вызывает снижение несущей способности соединений в Осевом направлении. В этих условиях особенно важными являются данные по прочности сопряжений с накатан­ными осями.

Испытывали валы диаметром 30 и 70 мм из стали 40 с авр=570...620 МПа, 6]0=22...26%. Накатку осей произ­водили трехроликовым приспособлением. Твердость на­

Рис. 3.7. Образец конического сое­динения с приспособлением для его распрессовки

Катанного слоя была на 20—28% выше, чем у исход­ного металла. После накат­ки валы диаметром 30 мм обрабатывали шлифовани­ем, а валы диаметром 70 мм— точением. Их соединяли со ступицей как механическим, так и тепловым способом.

Испытания показали, что разницы в прочности сое­динений с накаткой вала и без нее при переменном из­гибе нет при любом способе сборки. Было подтверждено, что прочность при первом сдвиге соединений, собранных тепловым способом, примерно в 2 раза, а при после­дующих смещениях на 20—40% выше, чем соединений, собранных механическим способом.

Прочность конических соединений на сдвиг при кру­говом консольном изгибе вала. Испытывали соединения (рис. 3.7) со средним диаметром 70 мм и длиной 100 мм пяти вариантов: цилиндрические и конические с конус­ностью 1:10, 1 :25, 1 :50 и 1 : 100; для каждого варианта изготовляли три образца. Валы были изготовлены из проката стали 45 одной плавки, ступицы из стали 35Л также одной плавки. Сопрягаемые поверхности оконча­тельно обрабатывали шлифованием. Сборку производили тепловым способом. Перед сборкой поверхности сопря­жения обезжиривали ацетоном. v

Прочность соединений оценивали по усилиям при первом смещении. Зависимость ^д=/(оа) изучали на каждом коническом соединении путем его неоднократной разборки и сборки после первого смещения. Диамет­ральный натяг для всех конических посадок был принят 0,12 мм. Его контролировали по осевому натягу, замеря­емому с помощью плоско-параллельных мер длины. По­ложение вала по отношению к ступице при каждой сборке ориентировали по окружности с помощью рисок, которые совмещались при запрессовке.

Такие меры, а также отсутствие заметных поврежде­ний поверхностей при проведении опытов позво-

Рис. 3.8. Прочность конических соединений с различной конусностью

Лили обеспечить достаточно стабильную исходную проч­ность соединения перед каждым его смещением. Посад­ки испытывали на прочность при трех уровнях напряжений изгиба аа на валу, равных 40, 80 и 120 МПа, причем при каждом уровне напряжений конические сое­динения испытывали не менее 3 раз с определением среднеарифметического значения.

На рис. 3.8 приведены результаты опытов. Прочность конических соединений в условиях кругового изгиба ва­ла тем меньше, чем выше <та при линейной связи =/(оа). Наклон линии прочности имеет тенденцию к увеличению с ростом конусности. Так, например, значе­ние р для соединений с конусностью 1:10 примерно на 25% выше, чем для цилиндрических соединений. Замет­ной разницы в величинах р для конусности 1 :25, 1:50 и 1:100 по сравнению с цилиндрическими обнаружено не было. По-видимому, отличие значений р для них на­ходилось в пределах точности поставленных опытов.