Термические и гидропрессовый способы сборки обычно используются для конических соединений, разборка ко­торых предусматривается путем нагнетания масла в зо­ну контакта. Из условия обеспечения требуемой точ­ности и разборки соединений гидропрессовым способом окончательная обработка сопрягаемых поверхностей, как правило, осуществляется шлифованием с шерохо­ватостью не выше Ra=2,5 мкм.

В литературе имеется сравнительно небольшое ко­личество сведений по коэффициентам трения в соеди­нениях с упомянутой характеристикой сопрягаемых пар. Так как условия работы и контактирования цилин­дрических соединений и конических с малой конусно­стью отличаются незначительно, то в качестве первого приближения при оценке прочности соединений, форми­руемых с нагревом или охлаждением, могут быть ис­пользованы имеющиеся данные для цилиндрических соединений. Дополнительные исследования коэффициен­тов трения в конических соединениях, учитывая возмож­ность более точной оценки в них давлений расчетно- экспериментальным методом, позволят уточнить коэф­фициенты трения и в цилиндрических соединениях.

Величины коэффициентов трения при осевом сдвиге для стальных сопрягаемых пар с конусностью К— 1 :50 на образцах DcР=85 и 135 мм, формируемых тепловым: способом, находятся в пределах 0,18—0,23. Сравнитель­ная оценка прочности цилиндрических и конических соединений с конусностью 1:10; 1 : 25; 1 :50; 1 : 100, выполненных из стали 45 с номинальным посадочным диаметром 70 мм (сборка тепловая), показала, что прочность конических соединений с малой конусностью практически не отличается от цилиндрических.

Сведения о коэффициентах трения в конических сое­динениях при гидропрессовом способе сборки приведены в работах [51, 55]. При статических испытаниях об­разцов с конусностью К— 1 : 15, формируемых гидро­прессовым способом с применением масла МК-22, по­лучены значения коэффициентов трения при кручении, как и при механической сборке соединений: /р=0,18... 0,20 — сталь по стали.

Исследования [51] проводились на образцах DcР= = 100 мм и различной конусностью, имитирующих флан­цевое и муфтовое соединения валов. Поверхности со­пряжения обрабатывались шлифованием и тонким то­чением с шероховатостью Ra^.1,25 мкм; материал об­разцов — сталь 45. При круговом сдвиге /кр=0,129— 0,225 (/кр=0,18) у фланцевых и /кр=0,085—0,156 (/кр= = 0,124) у муфтовых соединений. Такая зависимость коэффициентов трения от конструкции образцов, по - видимому, вызвана погрешностями в оценке давлений, которые трудно учесть при сложной конфигурации охва­тывающих деталей. При распрессовке фланцевых соеди­нений /р=0,215 для шлифованных поверхностей с ^0,63 мкм и = 0,30 при точении с Ra^l,25 мкм. При кручении разный уровень шероховатости и способ об­работки поверхностей существенного влияния на вели­чину коэффициентов трения практически не оказали. Было выявлено, что по мере роста давлений от 0 до 60 МПа коэффициенты трения уменьшаются по гипер­болическому закону, при дальнейшем росте давлений они постепенно снижаются.

Независимо от вида прилагаемой нагрузки R. Mundt рекомендует принимать следующие значения коэффици­ентов трения: сталь по стали — /=0,12 — 0,15; сталь по чугуну — f=0,10. ..0,12.

Исследования [55] на стальных образцах с rfcP= = 100 мм, сопрягаемые поверхности которых были об­работаны точением с Ra-^5 мкм, дали более высокие значения коэффициентов трения при распрессовке — fp=0,15...0,17. При этом зависимость их от шерохова­тости и давления не обнаружена. После повторных за­прессовок и распрессовок величины коэффициентов трения остались неизменными.

Практический интерес представляет сравнительная
оценка прочности соединений, формируемых различны­ми способами. Ссылаясь на материалы подшипниковых фирм СКФ (Швеция) и Тимкен (Англия), С. И. Казе - нов считает, что коэффициенты трения в соединениях, формируемых тепловым и гидропрессовым способами, одинаковые и находятся в пределах 0,15—0,20 как при распрессовке, так и при кручении. Однако в изданных материалах фирмы СКФ для стальных соединений, формируемых гидропрессовым способом с применением минеральных масел, рекомендуется f = 0,12, с примене­нием глицерина — f=0,18, а при тепловой сборке соеди­нений с тщательно очищенными поверхностями [=0,20.

Прочность соединений при различных способах сбор­ки сравнивали по результатам испытаний двух серий образцов [16, 18, 24]. Методической особенностью этих опытов являлось определение давлений в соединениях изложенным выше расчетно-экспериментальным мето­дом, что позволило в значительной мере исключить влияние погрешностей изготовления и тем самым умень­шить разбросы коэффициентов трения и выявить дей­ствительные зависимости их от различного рода факто­ров. Кроме того, с целью сопоставления результатов исследований и сохранения их преемственности парал­лельно велась оценка коэффициентов трения по расчет­ным давлениям.

На крученне

Образцов и использовать их в Рис. 2.7. Образец для испытания дальнейших опытах Соедине-

Ния собирали с нагревом в

Первая серия испытаний проводилась на образцах (рис. 2.7), имеющих d=88 мм, й2= 130 мм, /=100 мм и конусность К= 1 : 50 Для получения равномерного распределения давления по длине внутреннюю поверхность втулки со стороны фланца сделали со специальной проточкой, а слева от буртика вала выполнили коль­цевую канавку глубиною 3 мм. Испытывали партию из семи образ-

Цов, три из которых были из­готовлены из стали 40Х, четы­ре—из стали 45, НВ 2410... 2690 Н/мм2. Сопрягаемые по­верхности окончательно обра­батывали шлифованием (Ra^ 1,25 мкм) В процессе первой шлифовки величина базорас - стояния соединения между буртом вала и торцом втулки обеспечивалась в пределах 20—30 мм, что позволяло пов­торно шлифовать сопрягаемые поверхности после испытания
электропечи до 7=200° С или гидропрессовым способом с примене­нием масла МС-20. Требуемый натяг создавался с помощью шлифо­ванного кольца, размещаемого между торцом втулки и буртом вала. Соединения, собранные с нагревом, перед опытами выдерживали в течение 1 сут., гидропрессовым способом — от 3 ч до 3 сут. Исход­ное положение деталей при отсчете базорасстояния 5 определяли путем нагружеиия образцов малыми силами и построения графиков запрессовки образцов (см. рис. 2.3).

Качество соединений контролировали по пятну контакта и характеру нзменення посадочных напряжений по длине втулкн. Тензодатчикн с базой /=10 мм и сопротивлением Я=200 Ом были наклеены равномерно по длине в 10 точках, указанных цифрами на рис. 2.7. Посадочные напряжения определяли в процессе разборок соединений гидропрессовым способом.

Полученные значения коэффициента трения при кру­чении представлены в табл. 2.7, а их зависимость от давлений иллюстрирует рис. 2.8. С уменьшением дав­ления наблюдается тенденция к некоторому снижению коэффициентов трения /кр, /кр. у - В диапазоне р=20... 100 МПа их можно считать независящими от давлений. Коэффициенты трения /кр и fкр. у> соответствующие рас­четным давлениям р*, наоборот, при малых р*, где по­грешности формы соизмеримы с натягами, уменьша­ются.

Средние значения величин коэффициентов трения при р>20 МПа и доверительные интервалы, найденные по распределению Стьюдента с доверительной вероят-

Таблица 2.7 Тедловая сборка Гидропрессовая сборка Р, МПа 'кр FКр у Р*. МПа * 'кр * 'кр. у Р, МПа 'кр 'кр. у 6,86 0,288 0,227 15,09 0,131 0,102 10,49 0,215 0,164 22,54 0,239 0,192 35,57 0,151 0,122 17,05 0,260 0,151 27,44 0,225 0,184 36,06 0,171 0,137 21,76 0,228 0,138 49,20 0,237 — 62,13 0,188 — 39,98 0,209 0,141 49,49 0,220 0,182 56,45 0,192 0,159 41,36 0,220 0,200 54,88 0,222 0,205 68,80 0,178 0,164 43,-61 0,238 0,147 57,13 0,242 0,206 75,56 0,183 0,156 51,74 0,213 0,130 62,23 _ 0,200 79,48 — 0,161 66,64 0,194 0,145 71,44 0,256 0,221 83,50 0,219 0,189 71,64 0,205 .— 77,52 0,228 0,191 89,57 0,197 0,162 84,28 0,201 0,132 79,48 0,232 0,198 98,88 0,186 0,159 10,49** 0,196 — 95,5 0,240 — 103,68 0,221 — 84,26** 0,191 0,130

** Повторная сборка баз пзреилифэвки при выдержке <=0,8 ч для соеди - «енип с р=10,49 МПа и <=1,5 ч для соединения с р=84,26 МПа.

Ностью v=0,95, составляют: при тепловой сборке /кр= = 0,234 ±0,008, /Кр. у=0,214 ±0,010, /*р = 0,189 ± 0.015, /кр. у = 0,160 + 0,016; при гидропрессовой сборке /кр=0,213±0,012, /„р. у=0,148±0,019.

Сравнение средних величин коэффициентов трения при тепловом и гидропрессовом способах сборки по од­ностороннему критерию Стьюдента показало, что раз­ница между ними значительная и вызвана способом сборки. При гидропрессовом способе сборки коэффици­енты трения ниже, чем при тепловом в среднем на 10% в состоянии покоя и на 45% в процессе движения. Ко­эффициенты трения покоя выше, чем при движении на 9% при тепловом способе сборки и на 44% при гидро­прессовом.

Вследствие влияния погрешностей изготовления до­верительные интервалы средних величин коэффициен­тов трения /KpJ /кр. у в 1,6 и 1,9 раза выше соответст­вующих значений /кр, /кр. у, а сами средние величины при оценке давлений по натягу на 20 и 25% ниже.

Коэффициенты трения в соединениях, формируемых гидропрессовым способом, зависят еще от продолжи­тельности выдержки после сборки. При уменьшении выдержки с 3 ч до 0,8—1,5 ч (см. табл. 2.7) коэффи­циенты трения снизились на 10%, хотя при повторных проворотах они обычно вырастают или оказываются на прежнем уровне.

	Первая сборка	Вторая сборка	Третья сборка
Образец
Р, МПа	T. ч	FV	Р. МПа	T, ч	'Р	Р. МПа	T. ч	FP
1	44,79	3,0	0,243	43,71	0,5	0,206	42,24	0,1	0,169
2	54,49	0,5	0,221	53,02	0,1	0,094	52,14	3,0	0,177
3	41,96	0,15	0,191	40,96	1,0	0,16	38,71	3,0	0,182'
4	102,12	0,10	0,194	95,84	0,5	0,207	94,18	16,5	0,18
5	10,19	3,0	0,232	10,19	0,5	0,194	_	_	_
6	57,82	0,1	0,159	57,23	0,7	0,223	53,21	17,5	0,247
7	24,21	3,0	0,225	23,52	0,5	0,193	.—	—
8	18,03	3,0	0,233	18,03	0,1	0,194	18,03	30	0,210
9	35,97	3,0	0,221	35,97	0,5	0,207	35,28	3	0,215
10	50,18	0.1	0,181	48,41	0,5	0,201	47,73	3	0,160

При осевом сдвиге коэффициенты трения определя­ли лишь в соединениях, формируемых гидропрессовым способом. Их значения при различных давлениях и вы­держке соединений после сборки даны в табл. 2.8. Влияние продолжительности контакта сопрягаемых по­верхностей на коэффициент трения сказывается лишь при выдержке соединений менее 3 ч. С уменьшением выдержки до f=0,l ч коэффициенты трения могут сни­зиться в 1,5—2 раза. Как и при кручении, изменение давления практически не сказывается на величинах коэффициентов трения в соединениях. Среднее значение их при 3 ч после первой сборки составило /р=0,231, что на 9% выше, чем при кручении. После повторных сборок соединений замечено снижение коэффициентов трения.

После третьей сборки при 3 ч среднее значение коэффициентов трения /р=0,195, что на 12% ниже, чем после первой сборки. Здесь сказывается появление в процессе первой распрессовки на сопрягаемых поверх­ностях большого количества продольных рисок. После повторных сборок в этих рисках скапливается масло, которое не удаляется даже при длительных выдержках и вызывает снижение коэффициентов трения. Повтор­ные распрессовки соединений с давлением 35 МПа вызывают также износ поверхностей, который выра­жался в снижении осевых натягов и давлений (см. табл. 2.8).

Рис. 2.9. Образцы для испытаний на кручение (а), на осевой сдвиг (б)

Вторую серию испытаний проводили на образцах d=99,4... 99,8 мм, изготовленных из улучшенной стали 40Х (рис. 2.9). Конструкция образцов предусматривала возможность равномерного распределения давления при точном исполнении сопрягаемых поверхностей, для чего у бурта вала и на внешнем диаметре у фланца имелись пыточки глубиною 2,5 мм, а внутренний диаметр под фланцем был проточен на 25 мм вдоль оси. Для обес­печения сборки и разборки соединений гидропрессовым способом на валу были выполнены каналы, а также кольцевая маслораспределительная канавка.

Сравнивали прочность соединений при трех способах сборки: тепловом (с нагревом втулки в электропечи до - 180° С), гидропрессовом и с охлаждением вала в жид­ком азоте до —196° С. Перед сборкой с нагревом или. охлаждением сопрягаемые поверхности протирали рас - творителями. Независимо от способа сборки минималь­ная выдержка образцов перед испытанием составляла 24 ч.

Сопрягаемые поверхности образцов окончательно обрабатывали шлифованием (^а=0,32... 1,25 мкм). Шероховатость контролировали профилографом-профи - лометром модели 201 в шести местах: в трех продоль­ных и двух поперечных сечениях.

Осевой натяг регулировали с помощью набора кон­цевых мер, устанавливаемых между торцом втулки к буртом вала. Исходное положение деталей для отсчета S определяли по графику запрессовки образцов с уси­лиями 77=<p(S) до 8 кН на специальной установке (рис. 2.10). Детали образца 2 с тщательно очищенными поверхностями плавно собирали под действием только - веса втулки, а затем с помощью гидродомкрата 1 к ним ступенчато прилагалось осевое усилие, передавае­мое через промежуточную втулку 3 к динамометру сжа­тия 4 типа ДС-1. Смещение втулки относительно вала при каждой ступени нагружения фиксировалось инди­катором с точностью до 0,01 мм. За исходное положе­ние деталей принимался средний результат пяти изме­рений. Точность отсчета нулевого положения составляла ±0,025 мм, что соответствовало 0,25—1% погреш­ности замера величины S, которая для опытных образ­цов находилась в диапазоне 2,5—10 мм.

После изготовления все образцы измеряли. Откло­нения угла конуса Д2а=±60" и соответствовали чет­вертой— восьмой степени точности СТ СЭВ178—75; предельные отклонения продольного сечения и некруг - лости соответствовали шестой степени точности СТ СЭВ636—77.

Качество сопрягаемых поверхностей характеризова­лось также распределением посадочных напряжений, по средней величине которых рассчитывали давление в соединениях. Окружные и осевые напряжения фиксиро­вали в семи точках (рис. 2.11). Напряжения измеряли

Деталей при замере осевого натяга Рис. 2.11. Схема расположения тензодатчиков на втулке

После прочностных испытаний в процессе пятикратной разборки соединений гидропрессовым способом.

Результаты исследований несущей способности ко­нических соединений при кручении и осевом сдвиге представлены в табл. 2.9 и 2.10 и на рис. 2.12. При всех способах сборки крутящие моменты М1!р и усилия рас­прессовки F, соответствующие начальному сдвигу со - лрягаемых деталей, практически линейно зависят от давлений.

Во всех образцах вследствие систематических по­грешностей, вызываемых угловыми отклонениями фор­мы, расчетные давления р* оказались выше расчетно- экспериментальных давлений р. Поэтому сплошные прямые, характеризующие зависимость несущей способ­ности соединений от давлений р, лежат выше штрихо­вых линий, соответствующих давлениям р*. Разница между р* и р для всех образцов составляла 1,9— 19,5 МПа. А усредненная разница в давлениях между - соответствующими прямыми рис. 2.12 составляла 8—•

Способ сборки	5, ым	Р. МПа	М, КН- и	'кр	±Л'кр	Р*. МПа	С
Тепловой	2,66	16,1	7,64	0,267	0,033	25,9	0,165
	6,80	51,8	23,23	0,250	0,015	67,2	0,192
	2,44	19,5	8,62	0,249	0,008	24,4	0,199
	3,73	33,1	16,86	0,286	0,012	37,2	0,254
	6,61	57,9	22,54	0,219	0,031	65,6	0,195
	7,09	61,2	26,89	0,252	0,024	70,6	0,216
	7,25	64,2	25,16	0,220	0,007	72,0	0,196
	7,17	65,6	24,57	0,219	0,006	71,4	0,193
	9,08	84,9	35,54	0,235	0,012	90,3	0,221
С охлаждением	2,50	21,3	11,66	0,309	0,041	24,6	0,268
	2,75	16,1	8,53	0,286	0,040	27,1	0,178
	5,60	49,7	22,74	0,261	0,029	55,6	0,233
	3,20	25,9	12,84	0,282	0,036	31,8	0,230
	9,00	70,2	29,99	0,242	0,023	89,3	0,195
	7,05	64,8	26,46	0,232	0,033	70,0	0,215
	5,13	41,6	21,46	0,294	0,024	51,2	0,238
	6,00	50,7	22,05	0,249	0,017	59,5	0,210
Гидропрессовый	5,01	38,3	18,17	0,270	0,023	50,2	0,206
С маслом МС-20	7,00	59,6	21,81	0,210	0,021	69,8	0,177
	5,98	51.8	19,26	0,212	0 И8	59,2	0,186
	8,09	71,1	24,99	0,201	0,027	81,1	0,177
	4,07	32,5	12,92	0,225	0,030	40,2	0,182
	9,73	77,3	30,59	0,226	0,038	97,8	0,179
	7,01	59.1	23,65	0,228	0,024	70,2	0,193
	6,24	48,4	18,53	0,218	0,020	62,7	0,169
	2,64	13,4	5,82	0,222	0,026	26,5	0,125
Гидропрессовый	6,12	60,6	24,50	0,228	0,005	63,7	0,218
С маслом Т22	10,03	93,1	33,72	0,221	0,016	104,6	0,197
4,00	39,1	15,48	0,223	0,008	41,8	0,209
	8,56	83,1	30,33	0,206	0,015	89,6	0,191
	4,17	39,9	18,93	0,254	0,042	43,3	0,234
	8,16	81,7	33,71	0,244	0,018	83,8	0,238

12 МПа, что равносильно неточности в оценке натяга на 16—24 мкм.

Если продлить прямые Мкр=<р(р) и F=q>(p) на рис. 2.12 вниз, то они, как это принято считать, не по­падут в начало координат, а пересекут ее выше в точках М0 и F0. Физический смысл этого факта заклю­чается в том, что для относительного сдвига деталей,

3 Зак. 217

Способ сборки	S, им	Р. МПа	F. кН	'р	±Д'р	Р*. МПа
Тепловой	3,96	33,52	302,43	0,265	0,007	41,06	0,214
	4,07	36,65	415,62	0,328	0,012	42,14	0,272
	5,20	46,26	459,82	0,291	0,005	51,9	0,260
	6,08	55,17	557,13	0,301	0,003	63,01	0,265
	6,94	62,82	596,72	0,277	0,005	71,93	0.243
	7,81	73,01	617,11	0,242	0,006	80,95	0,225
	8,22	75,26	828,00	0,316	0,009	85,06	0,281
	9,48	92,81	716,77	0,247	0,008	98,39	0,233
	8,87	86,63	755,58	0,256	0,002	91,92	0,240
	6,80	63,50	696,00	0,317	0,003	70,76	0,286
С охлаждением	2,29	12,64	135,93	0,314	0,009	24,21	0,159
9,05	84,77	819,97	0,284	0,011	95,06	0,244
	3,49	24,70	349,86	0,356	0,010	36,75	0,269'
	4,76	41,36	486,77	0,345	0,010	50,08	0,285
	4,33	40,96	434,24	0,308	0,008	45,67	0,268
	7,03	60,17	578,20	0,281	0,002	73,60	0,221
	3,93	22,83	267,54	0,337	0,011	41,26	0,189
	4,92	42,92	420,42	0,286	0,017	51,74	0,229
	8,05	67,3	613,48	0,270	0,003	85,16	0,204
Гидропрессовый	6,08	53,12	385,92	0,216	0,013	62,62	0,181
С маслом МС-20	8,02	77,42	619,36	0,236	0,001	83,20	0.221
	10,03	89,38	732,16	0,241	0,007	103,98	0,208
	9,05	89,18	836,43	0,272	0,010	93,79	0,258
	5,02	49,20	471,38	0,284	0,003	52,04	0,260
	7,08	67,91	546,84	0,235	0,012	73,40	0,218
	4,05	25,38	221,77	0,255	0,014	42,04	0,158
	7,05	64,78	445,70	0,212	0,003	73,21	0,193
	9,02	80,85	754,60	0,279	0,007	93,39	0,238

Сопряженных с нулевым натягом, всегда требуется оп­ределенное усилие на преодоление механического зацеп­ления неровностей. Для образцов Af0=0,8... 1,2 кН-м при кручении, Fo=12... 30 кН при осевом сдвиге. Отме­ченное явление подобно сборке цилиндрических соеди­нений с нулевым зазором, при которой в случае р—О также необходимо приложение осевых усилий. Если продлить вниз прямые Л41ф=<р(/?*) и F=q>(p*), то они также не попадут в начало координат, а пересекут ось абсцисс. Это говорит о том, что при измерении S (даже

20 40 60 р, р*; МПа О 28 40 60 Р, р* МПй Рис. 2.12. Зависимость несущей способности конических соединений при крученни и осевом сдвиге от давлений при различных способах сборки: А — тепловая; б — с охлаждением; в — гидропрессовая с маслоы МС-Я

В исходном положении деталей) в соединениях вследст­вие погрешностей изготовления преобладают зазоры.

Сопоставляя приведенные в табл. 2.9 и 2.10 значения коэффициентов трения /1>р, /р, соответствующих давле­ниям р, видим, что при одинаковых условиях опыта наи­большей прочностью обладают соединения, собранные с применением холода. Наименьшие значения коэффи­циентов трения соответствуют гидропрессовой сборке.

Зависимости коэффициентов трения от давлений при различных способах сборки изображены на рис. 2.13, 2.14. С увеличением давлений от 15 до 100 МПа наблю-

С 20 <TO 60 р;р, МПа Г О го To ВО р-,р*МПа 1

Рис. 2.13. Зависимость коэффициентов треиия при круговом смеще­нии от давления в соединениях, собранных различными способами: В —тепловым; б — с охлаждением; в — гидропрессовым с маслом МС-20; г — Гидропрессовым с маслом Тш

Рис. 2.14. Зависимость коэффициентов треиия при распрессовке от давления в соединениях, собранных разными способами:

А — тепловым; б — с охлаждением; в — гидропрессовым с маслом МС-20

Дается незначительное снижение коэффициентов трения по закону, близкому к линейному. Коэффициенты тре­ния /Кр. /р. соответствующие расчетным давлениям Р*, изменяются аналогично коэффициентам трения fKP, /р, однако они отличаются меньшей величиной и боль­шими разбросами. Учитывая, что несущая способность соединений линейно зависит от давлений, увеличение коэффициентов трения при малых давлениях может быть объяснено тем, что в общем уровне несущей спо­собности соединений значительная доля принадлежит составляющим М0 и F0.

Для практических целей можно принимать коэффи­циенты трения независимо от давлений. В этом случае средние значения коэффициентов при кручении /кр, /кР„ а также их средние квадратические отклонения ST

'кр

Способ сборки	'кр	' кр	• 'кр 'кр	SF 'кр	F кр	Л'кР
Тепловой	0,244	0,203	0,83	0,0082	0,0088	0,019	0,020
С охлаждением	6,269	0,220	0,82	0,0102	0,0110	0,024	0,026
Гидропрессовый	0,223	0,176	0,79	0,0067	0,0069	0,015	0,016
С маслом МС-20							0,022
Гидропрессовый	0,229	0,214	0,93	0,0075	0,0085	0,010
С маслом Т22

Таблица 2.12 Способ сборки 'р 'р JjL 'р % 'р Д"'р < Тепловой С охлаждением Гидропрессовый с маслом МС-20 0,285 0,309 0.246 0,252 0,234 0,215 0,88 0,76 0,87 0,0105 0,0130 0,0075 0,0082 0,0145 0,0108 0,024 0,030 0,017 0,019 0,033 0,024

И доверительные границы изменения с вероятно-

'кр

Стью 0,95 приведены в табл. 2.11. При осевом сдвиге аналогичные показатели даны в табл. 2.12. Представ­ленные в табл. 2.9, 2.10 доверительные границы погреш­ностей отдельных измерений коэффициентов трения Д/Кр, Л/р с вероятностью 0,95 близки к доверительным гра­ницам средних значений и, как правило, меньше их. В соединениях, формируемых тепловым способом и с охлаждением, коэффициенты трения при осевом сдвиге в среднем на 17% выше, чем при кручении; в гидро­прессовых соединениях — на 11%.

Результаты первой и второй серий испытаний ока­зались близкими. Разница в средних значениях коэф­фициентов трения как при тепловом, так и при гидро­прессовом способах сборки, а также в соотношениях между ними не превышает 7%.

Как следует из таблиц 2.11, 2.12, при оценке давле­ний расчетным методом средние значения коэффициен­тов трения на 7—26% ниже, чем при определении дав­лений расчетно-экспериментальным методом. Кроме то­го, /кр, fp отличаются, как правило, большими до­верительными границами изменения.

Средние значения коэффициентов трения в соедине­ниях, формируемых с охлаждением, как при кручении, так и при осевом сдвиге на 11% выше, чем при тепло­вой сборке, а также выше на 21% при круговом и на 27% при осевом смещениях, чем при гидропрессовой сборке с применением авиамасла. Сравнение средних значений по одностороннему критерию Стьюдеита пока­зало, что с вероятностью 0,95 указанное различие в ко­эффициентах трения является значимым и обусловли­вается способом сборки.

При сборке соединений гидропрессовым способом по сравнению с тепловым прочность соединений при кручении и осевом сдвиге в среднем снижается на 9%. При этом в отличие от опытов А. Г. Рохлина проведен­ных на образцах, обработанных точением, влияние вяз­кости масла на прочность соединения сказывается не­значительно. Следовательно, в случае сборки соедине­ний гидропрессовым способом, сопрягаемые поверхно­сти которых обработаны шлифованием (Ra=0,32... 1,25 мкм), независимо от вязкости масел наблюдается удовлетворительное удаление масла из зоны контакта без применения специальных маслоотводящих каналов, что гарантирует сравнительно высокую прочность сое­динений.