4.4.2. Определение величин коэффициентов трения покоя

Чтобы определить коэффициент трения покоя экспериментальных подшипников, необходимо при удаленных прокладках 5 (рис. 4.21) и нагружении силой Р знать величину силы Т, прикладываемую к рычагам через призму 10, в момент начала проворота пальца 1, что соответствует троганию с места и фиксируется индикатором 2.

Зная Р, Т, L_n и d_n (при наличии двух поверхностей трения), находим  − коэффициент трения покоя по формуле:

.

При экспериментах нагрузка подшипника диаметром Ø=50мм осуществлялась универсальной испытательной машиной ГМС-50, Ø 100 и 200 мм – машиной ЦДМ-200пу. Использование машины ЦДМ-200пу, развивающей силу 2,5МН (250тс), обусловило после нагружения подшипника диаметром Ø=200 мм до q_ср = 120МПа (1200 кГ/см²) уменьшение длины l_n с 100мм до 50мм. Причем все предшествующие эксперименты (при q_ср ≤ 120МПа) были еще раз повторены и результаты сопоставлены.

Сила Т (на рычагах) создавалась гидравлическим нагружателем и замерялась: на меньшем подшипнике образцовыми динамометрами − ДС1 и ДС3, на cpeднем – ДС5.

На подшипнике третьего типоразмера сила определялась по давлению в полости нагружателя (за отсутствием соответствующего динамометра).

В процессе замеров применялся образцовый манометр со шкалой 60МПа или 600 кГ/см² и тарировка периодически повторялась. Давление в нагружателях создавалось с помощью ручного плунжерного насоса ГОО3.

На рис. 4.22 показаны исследуемые подшипники в момент проведения экспериментов.

Перед началом основных экспериментов по определению величин коэффициентов трения покоя была проведена работа по выявлению наименьшего периода времени неподвижного контакта поверхностей трения (t_min), в течение которого происходит стабилизация величины _n .

3нание этого периода необходимо, чтобы, с одной стороны, не получить заниженные величины коэффициентов трения (поскольку с течением времени величина _n увеличивается [23]), и чтобы, с другой стороны, сократить время, необходимое для проведения экспериментов.

Результаты экспериментов, оформленные в виде графиков, приведены на рис. 4.23 и 4.24.

При этом цифрами 1, 2, 3, 4, 5, 6 обозначены графики, построенные по результатам, полученным при нагружении подшипников, соответственно, 30, 60, 90, 120, 150 и 180МПа (300, 600, 900, 1200, 1500 и 1800 кГ/см²).

Рис. 4.22. Экспериментальные подшипники на испытательных

стендах ГМС-50 и ЦДМ-200пу

Рис. 4.23. Графики зависимостей μ_n = f(t) подшипников

Ø 50 и 200мм, смазанных солидолом марки Т

Рис. 4.24. Графики зависимостей μ_n = f(t) подшипников

Ø 50 и 200мм, смазанных маслом «Индустриальное−45»

Анализ полученных результатов показывает, что в интервале 5–180 минут коэффициент трения покоя с течением времени, как при густой, так и жидкой смазке, как правило, растет лишь в первые 30 минут. Затем рост прекращается и величина _n остается практически постоянной.

Отсюда следует вывод, что наименьшим периодом времени, в течение которого происходит ста6илизация величины коэффициента трения покоя подшипников при густой и жидкой смазке является период времени в 30 минут.

Эксперименты по определению _n для каждого типоразмера подшип­ников проводились, начиная с большого пальца, обеспечивающего η_min.

Перед началом каждой серии экспериментов поверхности втулки и пальца тщательно очищались бензином и после этого смазывались. Давления, под которым выдерживались подшипники каждый раз в течение 30 минут, составляли последовательно 20, 80, 140 и 200МПа (200, 800, 1400 и 2000 кГ/см²).

Для каждого пальца подшипника, каждого q_ср и каждого вида смазки эксперимент повторялся 20–25 раз. Кроме этого, был определен и целый ряд величин коэффициентов _n для других (промежуточных) q_ср, равных 30, 60, 90, 120, 150 и 180МПа (300, 600, 900, 1200, 1500 и 1800 кГ/см²).

Всего было определено более 2500 значений _n.

Как видно, число полученных точек очень большое и для определенного q_ср они часто накладываются или местами сливаются в одну вертикальную линию (для примера на рис. 4.25 приведены графики экспериментально полученных μ_n подшипников Ø 50мм при различных η и смазке солидолом) и в то же время эксперименты показали, что:

− для каждого из четырех подшипников одного типоразмера нельзя говорить о какой-то конкретной постоянной величине коэффициента трения покоя, а можно говорить лишь о диапазоне разброса величин этих коэффициентов;

− причем, полученные конкретные точки, определяющие этот диапазон, распределяются по его площади довольно равномерно (рис. 4.25);

− практически нет разницы между величинами _n, полученными при исследовании каждого из четырех подшипников одного типоразмера (рис.4.25).

Рис. 4.25. Графики величин μ_n в подшипниках Ø 50 мм при

различных η, q_ср и смазке солидолом

В связи с этим представилось целесообразным результаты экспериментов представить в виде графиков, показанных на рис. 4.26.

Заметим, что на этих графиках ограниченная сверху и снизу сплошными линиями площадь обозначает диапазон полученных значений _n. При этом, каждый из графиков в одинаковой степени соответствует _n для подшипников с η_min, η₁, η₂ и η_max того типоразмера, к которому относится данный график.

Анализируя приведенные графики, можно отметить следующее.

1. Коэффициент трения покоя при густой смазке меньше, чем при жидкой, в основном, на 15-25%.

2. Как при густой, так и при жидкой смазке, с увеличением давления в подшипнике в интервале от 20 до 200МПа (от 200 до 2000кГ/см²) коэффициент трения покоя уменьшается. Более интенсивно уменьшение происходит в интервале от q_ср=20 и до 60МПа (от 200 до 600кГ/см²) и особенно при жидкой смазке.

При q_с>60 МПа (600кГ/см²) уменьшение величины _n существенно меньше, а при густой смазке практически отсутствует.

3. При увеличении размеров подшипника происходит некоторое уменьшение _n (по верхнему и нижнему пределам всего диапазона), однако, это уменьшение настолько незначительно (рис. 4.26), что его можно не учитывать при практических расчетах.

Следовательно, для подшипников скольжения кривошипно-шатунного механизма пресса и устройства для расклинивания (при идентичности материалов и шероховатости поверхности) можно рекомендовать следующие значения коэффициентов трения покоя: при густой смазке _n =0,09…0,15, при жидкой − _n =0,15…0,20 или определять его по приведенным на рис. 4.27 обобщенным графикам.

Рис. 4.27. Обобщенные графики зависимости _{n = f} (q_ср) подшипников

скольжения кривошипно-шатунного механизма пресса:

вверху смазка − солидол марки Т, внизу − масло «Ин-

дустриальное−45»

4.5. Выбор способа расклинивания для дальнейшей разработки

Выше были приведены результаты теоретического и экспериментального исследований двух способов расклинивания. Принципиальная приемлемость обоих способов для КГШП с цельной станиной не вызывает сомнений.

Однако последующая проработка вопроса показала предпочтительность разработки способа расклинивания путем проворота эксцентрикового пальца, соединяющего шатун с ползуном. При этом данный вывод был сделан не только для прессов с валом перпендикулярным фронту, для которых преимущества этого способа очевидны, поскольку конструкцией для регулировки закрытой высоты уже предусмотрен эксцентриковый палец, но также и для прессов с валом параллельным фронту, где на пути реализации способа расклинивания силой, прикладываемой к кривошипно-шатунному механизму, возникают существенные трудности.

Проиллюстрируем сказанное на примере КГШП модели К8540 силой 10МН (1000 тс).

Создание устройства для расклинивания, основанного на данном способе, начинается с определения необходимых величин Р_рш, Р_рк и Р_рр.

На рис. 4.28 приведены совмещенные графики зависимости величины расклинивающей силы от места ее приложения к кривошипно-шатунному механизму (т.е. от H_ш, Н_к, Н_р) пресса модели К8540 (рис.4.2), данные графики построены по результатам вычисления Р_рш, Р_рк и Р_рр по формулам (4.27), (4.37), (4.56) и (4.25), (4.42), (4.60).

Исходные данные для расчета взяты из расчетной записки пресса. Кроме того, принято Р_з.тах= 15МН (1500тс), _n = 0,15, а величины H_ш =1250мм и Н_к = 430мм взяты, соответственно, как наибольшие размеры шатуна от оси нижней его опоры и эксцентриковой шейки главного вала от его оси.

Анализируя графики, приведенные на рис. 4.28, можно сделать некоторые выводы, касающиеся самого способа расклинивания.

В первую очередь, это − вывод о наиболее эффективных местах приложения расклинивающих сил. Таковыми являются кривошип и рычаг.

Видно, что использование энергии привода пресса позволяет уменьшить величину необходимой силы в среднем на 20-30%.

Рис. 4.28. Графики зависимости расклинивающих сил КГШП модели

К8540 силой 10МН (1000тс) от места приложения к КШМ

Проведенная проработка устройств, реализующих данный способ, показала, что в принципе необходимо весьма простое устройство, состоящее, например, из гидравлического домкрата, опирающегося на станину и сориентированного таким образом, что развиваемая им сила прикладывается в требуемом месте КШМ [83].

Однако необходимо учесть тот факт, что остановки кривошипа могут происходить как при недоходе последним до крайнего нижнего положения, так и при переходе через него. Поэтому устройства, расклинивающие пресс путем приложения Р_рш или Р_рк к шатуну и кривошипу в двух направлениях, для данных машин оказываются более громоздкими и сложными, чем хотелось бы (в данном случае сказывается потребность в сравнительно больших величинах расклинивающих сил даже при использовании энергии привода).

Реализация способа, использующего рычаг, жестко связанный с эксцентриковым валом, более проста, чем предыдущие, но требует свободного доступа к одному из концов вала.

Однако для установившейся конструкции КГШП (и особенно для прессов, находящихся в эксплуатации) изменение конструкции (модернизация) узлов эксцентрикового вала, тормоза и сопряженных с ними деталей является не совсем выгодным, тем более что предварительные конструкторские разработки показали, что создание устройств, выполненных на основе эксцентрикового пальца, встречает меньше трудностей.

Отметим, что в расчетах принимались для пары сталь-бронза при густой смазке _д = 0,03-0,04 и _n = 0,15 [34], [84].

Аналогичные результаты получаются и для КГШП других сил. Именно по этой причине устройства, выполненные на основе эксцентрикового пальца, и разрабатывались в дальнейшем.

Однако здесь следует оговориться, что это направление работы было выбрано для расклинивания горячештамповочных прессов. В то же время для прессов других типов способ расклинивания силой, прикладываемой к кривошипно-шатунному механизму, может оказаться более предпочтительным.