6см приведены в табл. 5.4. Вследствие смятия микроне­ровностей при Ra= 1,25.. .2,5 мкм снижение натяга 6вм=15. ..24 мкм, что при малых значениях его суще­ственно отражается на прочности соединений.

Для соединений, формируемых нагревом охватыва­ющей детали, смятие микронеровностей будет другим, оно зависит от давления в соединении. Для конических соединений, монтируемых гидропрессовым способом, смятие микронеровностей по поверхности будет проте­кать неодинаково. На большей части поверхности со­пряжения, прилегающей к маслораспределительной ка­навке, где имеет место жидкостный контакт, смятие микронеровностей практически такое же, как и при тепловом способе сборки. У торцов соединений на не­большой длине возможно полусухое и сухое трение и смятие микронеровностей часто будет протекать как при тепловой сборке.

Приближенная оценка суммарного смятия микроне­ровностей в конических соединениях может быть про­изведена косвенным путем по изменению Д5СМ нулево­го положения деталей до и после сборки (см. рис. 2.10) с последующим пересчетом через конусность по зави­симости бс„=Д5см/С. Погрешность такой оценки вели­чины смятия микронеровностей во многом зависит от конусности соединений и точности определения нулево­го положения деталей. Смятие микронеровностей по величине ASCM удобнее определять на соединениях с конусностью К<с 1 : 50. Чем больше конусность, тем больше значения ASCM и точнее измерение. Так, при Ra= 1,25 мкм предельно возможное изменение нулевого положения деталей согласно (5.32) в соединениях с /( = 1:50 составит ASCM = 0,725 мм, с К=1:10 ДSCM= = 0,145 мм. На изменение нулевого положения деталей мвгут влиять макроотклонения сопрягаемых поверхнв-
стей и торцовые биения втулки и упора вала. Эти ви­ды погрешностей практически исключаются при сборке соединений в одном положении по рискам. В наших опытах над образцами с К= 1 :50 предельная погреш­ность в оценке нулевого положения деталей составила ±0,1 мм, что соответствует предельной погрешности суммарного смятия микронеровности ±0,4 мкм.

Опыты показывают, что наибольшее смятие прои­сходит при первых двух-трех сборках соединений. Пос­ле четвертой и последующих сборок нулевое положе­ние деталей практически не изменяется. Характер за­висимости смятия микронеровностей бсм от числа цик­лов сборки и разборки соединений т показан на рис. 5.21. Приведенные здесь данные относятся к об­разцам с конусностью К= 1 :50 (см. рис. 1.16), поверх­ности сопряжения которых имели Ra=0,63.. .1,25 мкм. Сборка их осуществлялась тепловым способом, разбор­ка— гидропрессовым. Из графиков следует, что при конкретных значениях параметра шероховатости каж­дому давлению соответствует определенная величина суммарного смятия микронеровностей. Зависимость ее значений, полученных после четырехкратной сборки соединений, от давлений показана на рис. 5.22 в виде сплошной кривой. Здесь же нанесена горизонтальная линия смятия микронеровностей цилиндрических сое­динений при их механической запрессовке, величина которого определяется выражением (5.32). При >100 МПа смятия микронеровностей при тепловой и механической сборке будут одинаковыми; при меньших

Рис. 5.22. Зависимость предельного значения суммарного смятия микронеровиостей от давления в соединениях с /?а=0,63 ... 1,25 мкм

Давлениях смятие микронеровностей при тепловой сборке меньше, чем при механической.

С достаточной точностью кривую йСм=<р(р) можно заменить прямой. Тогда для соединений, формируемых тепловым способом, параметр шероховатости поверхно­стей которых Ra=,2b мкм, суммарное смятие микро­неровностей может быть выражено зависимостью бсм=0,17 p^l,2(Rzi + Rz2), где р — давление в соединении, МПа. Учитывая, что значения 6СМ малы по сравнению с общим натягом, неточности в его опреде­лении заметно не отражаются на расчетных значениях прочности соединений.

Отклонения формы присущи всем сопрягаемым по­верхностям. Поэтому прочность соединения обусловли­вается постоянной и переменной частями натяга, пос­ледняя из которых определяется погрешностями фор­мы.

На практике учет отклонений формы в основном необходим для того, чтобы не было снижения прочно­сти соединений ниже допустимой. Для цилиндрических соединений эта задача решается при механической сборке. При этом допускаются такие отклонения фор­мы, с которыми диаграммы запрессовки не выходят за регламентируемые нормалью. В случае тепловой сбор­ки учет погрешностей формы обеспечивается путем контроля натяга, который не должен быть ниже допу­стимого. При указанных способах контроля качества сборки соединений их реальная прочность всегда бу­дет выше установленной косвенными методами, в свя­зи с чем сездается дополнительный резерв несущей способности.

Прочность конических соединений удобно контроли­ровать по осевому натягу при свободной сборке соеди­нений [51, 52]. В этом случае сопрягаемые детали кон­тактируют по вершинам наибольших поверхностных неровностей и после сборки действительный натяг бу­дет меньше рассчитанного по формуле 6 = KS на вели­чину погрешности формы. Отклонения формы кониче­ских соединений можно учесть увеличением допусти­мых значений осевых натягов, соответствующим по­грешностям формы, в процессе расчета прочности сое­динения— снижением диаметрального натяга на ту же величину погрешностей. Основная трудность состоит в определении величины поправки на отклонение формы.

Величину поправки можно было бы принять равной сумме Дф предельных отклонений формы охватываю­щей и охватываемой деталей. По нашим данным, пре­дельное снижение натяга вследствие отклонений фор­мы составляет Дф=17. ..44 мкм при параметре шеро­ховатости вала и втулки Ra=0,32.. .1,25 мкм. При уче­те погрешностей формы по их предельным отклонениям расчетная прочность соединений будет ниже действи­тельной, так как при этом не принимается во внимание переменная составляющая натяга. Для более точной оценки влияния отклонений формы вводится комплек­сный показатель

6Ф = 2S' tg аКу — Р/А, (5.33)

Где S' — осевой иатяг в соединении, измеренный от нулевого поло­жения деталей после пятикратной сборки и разборки соединений; р — среднее значение давления в соединении; А — коэффициент, приводимый в уравнении (2.3).

Оценка комплексного показателя снижения натяга проводилась на 25 образцах, 7 из которых подвергали испытаниям на кручение, а 18 — на осевой сдвиг (см. рис. 2.9, а и б). Помимо обычных измерений образцов этих партий, после пятикратной сборки — разборки, проводимой для измерения посадочных напряжений, фиксировали осевые натяги S', что позволило избе­жать искажений в оценке 6$ за счет смятия микро­неровностей. При этом сопрягаемые поверхности нахо­дились в удовлетворительном состоянии.

Чтобы избежать влияния ошибок в определении угловых отклонений, величину 6ф определяли не по за­висимости (5.33), а графо-аналитическим методом. Строили график распределения по длине соединения опытных напряжений 1 и прямую 4 — их среднюю ве­личину (рис. 5.23). Затем к кривой опытных напряже­ний проводили прилегающую 2, в соответствии с уг­лом наклона которой, как было показано выше, долж­ны изменяться рассчитанные с учетом угловых откло-

Рис. 5.23. Схема определения раз­ности Да1п между расчетными на­пряжениями в середине соедине­ния и усредненными по длине опытными значениями напря­жений
нений напряжения 3. Для построения этих напряже­ний достаточно рассчитать их в одной точке у торца, где наибольший натяг, а затем от нее провести пря­мую, параллельную прилегающей. Разница Леш меж­ду расчетными напряжениями в середине соединения и средними опытными напряжениями обусловливалась влиянием отклонений формы, которые на основе реше­ния Ляме рассчитывали по формуле 6Ф = X

2k

Уровень снижения натяга по предельным отклоне­ниям формы составил Дф=17,0...32 мкм, а по комплекс­ному показателю лишь 6<j>= 1,2...12,4 мкм. Округляя в сторону повышения запаса прочности соединений по­лученные данные, можно считать, что для рассматри­ваемого типоразмера соединений наибольшее снижение натяга вследствие отклонений формы 6ф=15 мкм. В этом случае относительное снижение прочности суще­ственно сказывается лишь при малых натягах. На ос­нове формул (5.11), (5.12) в соединениях с S = 2. ..6 мм их прочность снизится на 12,5—37,5%.

Глава 6