Назначение и общие сведения, предъявляемые требования к сцеплениям и их классификация. Страница 3

{ 1 1 \   \ * I   1 /
//
/ / /
/ J
0,1
0,5
0,8 w,mm
ционного узла на форми-
рование площадей фрик­ционного контакта [ 19]. Представим фрикционную накладку ФС (из материала КФ-2) в виде параллельных блоков, каждый из которых характеризу­ется элементарными жесткостью сэ.б и демпфированием Ьэ.б (рис. 2.9) в нормальном к поверхности накладки направлении. Считаем, что блоки не связаны один с другим. При включении ФС в зависимости от сжимающего нормального усилия и кон­струкции основания ведомого диска то или иное число блоков деформируется. В соответствии с принятой моделью, чем боль­ше блоков деформируется, тем больше жесткость фрикционно­го контакта и тем выше его демпфирующая способность. Зна­чение усилия, сжимающего накладку ФС, ограничено, и для оп­ределенной конструкции сцепления число рабочих блоков оста­ется практически неизменным. Экспериментально установлено, что жесткость накладки линейно зависит от ее площади. Это подтверждает реальность представленной модели накладки и позволяет оценить площадь контакта по контактной жесткости или коэффициенту демпфирования. Для расчета площади контакта необходимо знать жесткость или коэффициент демпфирования фрикционного контакта той или V77 Ь&в Рис. 2.10. Схема формирования фрик­ционного контакта: / — жесткое основание; 2 — фрикцион­ная накладка; 3 — контртело; 4 — уп­ругое закрепление иной конструкции ФС и номи­нальные значения этих пара­метров для фрикционной на­ нж нж кладки. Отношение этих вели­чин определит коэффициент, характеризующий площадь фрик­ционного контакта относительно номинальной площади фрик­ционной накладки. Следовательно, жесткость или коэффициент демпфирования фрикционного контакта в нормальном к поверх­ности трения направлении могут служить характеристикой кон­струкции ФС. Площадь контакта можно определить по контактной жестко­сти. Суммарная податливость ведомого диска (рис. 2.10) V^-1/^.K+V^ (2.26) где сх суммарная жесткость ведомого диска в сборе; сос — жесткость основания ведомого диска; си.к — жесткость накладки конструктивная после сборки ВД. Из выражения (2.26) следует, что при взаимодействии на­кладки с жестким нажимным диском ее конструктивная жест­кость ^н.к — сЛСогКСос Съ)- Эта жесткость связана с жесткостью фрикционной накладки сн через коэффициент конструктивной площади контакта С fT.K -п .кт^ н * В выражении (2.28) коэффициент /Ск.п.кт характеризует пло­щадь фрикционного контакта относительно номинальной площа­ди с учетом конструкции ведомого диска. Так как в ФС не вся площадь фрикционной накладки (не все блоки) контактирует с жестким ведущим диском, то Як.п.кт<1. Используя выражения (2.27), (2.28), получим формулу для определения коэффициента /Ск.п.кт: Кк*шю=Си*1ся = сгсоАс* (^ос — сл)]. (2.29) Жесткости Сое и сх определяются экспериментальным путем. Из рис. 2.8 следует, что упругие характеристики ведомого диска в сборе нелинейны; нелинейна также упругая характери­стика основания диска. Поэтому было предложено в качестве характеристики осевой жесткости ведомого диска сцепления трактора Т-40 принимать некоторую условную жесткость cycJlt которая равна тангенсу угла наклона штриховой прямой, соеди­няющей на упругой характеристике точки с координатами (О, 0) и (w, 10 кН). Среднее значение нормальной динамической нагрузки на поверхностях трения рассматриваемого сцепления 10 кН. Осевая жесткость фрикционной накладки оказалась по­стоянной. Это еще раз подтверждает принятое допущение о ее малой изгибной жесткости. Зная условную жесткость, можно выполнить расчет значения Як.п.кт по формуле (2.29). Расчет по условной жесткости назо­вем статическим. Анализ выражения (2.29) показывает, что сн.к фрикционно­го контакта, а следовательно, и /Ск.п.кт тем выше, чем меньше разность сос—£усл. При идеальном контакте по всей поверхности £н.к ^ Сцу и в этом случае /Ск.п.кт-^1- Были подсчитаны коэффици­енты Як.п.кт для ведомых дисков: 1) с приклепанными накладками (жесткий диск), у которого сн=571 кН/мм, сос= 142,8 кН/мм, сусл=66,6 кН/мм, Кп.кт= = 0,215; 2) с подрессоренными накладками (податливый диск), кото­рый имел сн=571 кН/мм, сос= 11,49 кН/мм, сусл=10,0 кН/мм, /Ск.п.кт=0,451. Случайные погрешности измерений при снятии используемых в расчетах упругих характеристик (при доверительной вероятно­сти 0,9) не превышали 5%. Условная жесткость была получена как среднее значение результатов этих измерений. Умножая номинальную площадь контакта Ла на коэффициент Дк.п.кт, зависящий от конструкции ведомого диска ФС, получим площадь контакта Лк.п.кт, которая может быть реализована в КОНКреТНОЙ КОНСТРУКЦИИ ФС: Лк.п.кт = Дк.п.ктЛа. Коэффициент /Ск.п.кт позволяет определить площадь контак­та. В силу того, что именно конструкция узла трения обеспечи­вает необходимую деформацию поверхностей трения и увеличе­ние числа локальных зон, включающих фактические точки кон­такта, величина Лк.п.кт может быть названа конструктивной пло­щадью контакта. Подчеркнем, что эта площадь, в отличие от контурной и но­минальной площадей контакта, не является фиктивной. Она за­висит не только от деформационных процессов в приповерхност­ных слоях контактирующих тел, но и от деформаций конструк­тивных элементов, связанных с поверхностями трения и обеспе­чивающих их взаимный контакт. Определим коэффициент Ьв демпфирования фрикционной на­кладки ведомого диска. Для этого прежде всего эксперименталь­но находим коэффициент восстановления накладки по результа­там отскока стального шарика, падающего на фрикционную накладку, жестко прикрепленную к массивному диску. Известно, что коэффициент восстановления £Вс= ! *>2М I =Vh2iftu где v\ и v2— скорости шарика в момент соприкосновения с на­кладкой при ударе и отскоке; hi и h2 — высоты падения и от­скока. В соответствии с принятой моделью накладки внутреннее трение линейно зависит от скорости деформирования. Диффе­ренциальное уравнение движения шарика (см. рис. 2.9) совме­стно с деформируемым объемом фрикционного материала в пре­делах упругости имеет вид rrtz -f ЬЭябг _f cBttz = 0, (2.30) где т масса шарика; 6э.б коэффициент, характеризующий диссипацию энергии в элементарном блоке; сэ.б — жесткость элементарного блока фрикционной накладки. При ударе шарика о накладку образуется отпечаток диамет­ром d. Так как жесткость накладки пропорциональна площади, то жесткость элементарного блока где сНак определяется экспериментально, d и Аа — измерением. В результате решения уравнения (2.30) была получена фор­мула для подсчета коэффициента демпфирования во фрикцион­ной накладке: ЬЯ = АЛ | ln#BC I VcBe6mKnA)t (2.31) где А — площадь отпечатка шарика. Для фрикционных накла­док ФС трактора Т-40 подсчитанный по формуле (2.31) коэффи­циент демпфирования 6В = 32,9 кН-с/м. Фрикционные и износные характеристики пар трения. При расчетах связь между касательными и нормальными нагрузка­ми, развиваемыми на поверхностях трения, описывается законом Амонтона Fr—fTNt где /т—коэффициент трения. Как известно, коэффициент трения зависит от скорости скольжения, давления, температуры и других факторов. Обычно при расчетах ФС либо принимают коэффициент трения постоянным, либо используют зависимости, полученные в результате аппроксимации однофак-торных кривых, например, таких, которые представлены на рис. 2.11. Для расчетов трения и износа тяжелонагруженных фрикци­онных тормозов А. В. Чичинадзе и его сотрудники предложили использовать кривые фрикционной теплостойкости, получаемые по ГОСТ 23.210—80. Сцепления же не являются столь нагружен­ными узлами трения. Рис. 2.11. Зависимости коэффициента трения fr для пары трения НСФ2 и а — от скорости скольжения v\ б — от температуры Ь Современные ЭВМ позволяют рассчитывать динамические процессы, происходящие в ФС, и износ их поверхностей трения, но для этого необходимо иметь непрерывные функции изменения коэффициента трения и интенсивности изнашивания в области изменения определяющих факторов. Теория планирования мно­гофакторного эксперимента [20] позволяет разработать методику проведения необходимых экспериментов и получить нужные за­висимости. В работе [13] изложена методика получения трехфакторных математических моделей процесса трения (коэффициента трения) для материалов пар трения, используемых в ФС и тормозах автомобилей и тракторов. Дальнейшим развитием этой разра­ботки явилась публикация [32], в которой рассмотрены матема­тические модели фрикционных характеристик и износостойкости по результатам испытания асбополимерного материала шиф­ра 56 (41—132—67с), ГОСТ 1786—80*, и безасбестового мате­риала F 202 фирмы «Валео». В качестве контртела использовал­ся чугун СЧ 20, ГОСТ 1412—79. Испытания проводились на образцах 0,02x0,03 м на маши­не трения НПО НАТИ. Фрикционные свойства элементов пар трения оценивались по коэффициенту трения fT, а износостой­кость— по энергетической интенсивности изнашивания /э, пред­ставляющей собой отношение линейного износа к совершенной работе трения. Стабильность теплового режима и максимально приближенные к реальным физико-механические условия в кон­такте испытуемых пар трения обеспечивались в результате фрик­ционного нагрева контртела трением накладки из того же мате­риала. При испытаниях пар трения были приняты следующие диапазоны варьирования параметров: давление р=0,1 ... 0,45 МПа; скорость скольжения у = 7...23 м/с; поверхностная температура #=80... 180°С для пары трения материал шифра 56 и СЧ 20 и #=80 ... 240°С — для F 202 и СЧ 20. Предварительные эксперименты показали, что коэффициент трения и энергетическая интенсивность изнашивания обеих испы-


1 A B C D E F G H I J K L M N O P Q R S T U V W X Y Z 
А Б В Г Д Е Ж З И К Л М Н О П Р С Т У Ф Х Ц Ч Ш Щ Э Ю Я