red 7.4 origin

РУ “ А. КЪНЧЕВ”

КАТЕДРА “МАШИННИ ЕЛЕМЕНТИ”

КУРСОВ ПРОЕКТ

ТЕМА: Да се проектира зъбен редуктор с общо предназначение при следните технически характеристики:

Мощност на задвижвания вал: РИЗХ = 5 кW;Честота на въртене на задвижващия вал: nВХ = 1600 об/мин.Честота на въртене на задвижвания вал: nИЗХ = 100 об/мин.ФИГ.7.4, вид на корпуса –лят, вид на редуктора – реверсивен;Трайност на редуктора : 10000 часа.

РАЗРАБОТИЛ: ПРОВЕРИЛ: Галя Пенчева фак. №951101

Русе, 2003 г.

1

1. Изчисляване на входяща мощност ( Pвх ).

ηред = 0,93 КПД на целия редуктор;ηз.пр = 0,98 КПД на две зъбни предавки;ηт.л = 0,995 КПД на търкалящи лагери ( за три вала );η = 0,9 други загуби в редуктора (хидравлични , пневматични и др.); За осигуряване на изхода на редуктора Ризх = 5 kW , трябва да се осигури мощност на входящия вал Рвх =5,4 kW .

2. Изчисляване на общо предавателно число ( uоб ) и разпределението му по степените на редуктора (u1 , u2 ).

u об = nвх / nизх =1600 / 100 = 16

Приемам първоначални стойности за предавателните отношения за двете степени както следва : за първа зъбна предавка (степен ) u1 = 5 и за втора зъбна предавка u2 = 3,2.

3. Разпределение на оборотите , въртящия момент по всички валове и предварително изчисляване диаметрите на валовете от условие на усукване.

3.1. входящ вал;

, въртящ момент на входящия вал;

ъглова скорост на входящия вал;

, минимален диаметър на входящия вал;

3.2 междинен вал;

МВ2 = МВ1 . u1 . η = 32 . 5 . 0,97 = 147 Nm , въртящ момент на междинен вал;η =0.9952.0.98 = 0,97 загуби ( КПД ) в първата предавка ;n2 = nВХ/u1 = 1600/5 = 320 min-1 обороти на междинния вал;

, минимален диаметър на междинния вал;

3.3 изходящ вал;

, въртящ момент на изходящия вал;

, ъглова скорост на изходящия вал;

2

, минимален диаметър на изходящия вал;

4. Избор на материали за зъбните колела.От “МАШИННИ ЕЛЕМЕНТИ – курсово проектиране” табл. 7.6 избирам следните материали:- малко зъбно колело – стомана легирана 18ХГТ със следните механични

характеристики: цементация на зъба ,твърдост по Роквел HRC 63 единици;σB = 980 MPa якост на опън;σS = 833 MPa граница на провлачване;- голямо зъбно колело – стомана легирана 18ХГТ със следните механични

характеристики: цементация на зъба ,твърдост по Роквел HRC 60 единици;σB = 980 MPa якост на опън;σS = 833 MPa граница на провлачване;

За двете предавки избирам еднакви материали , за да се улесни закупуването на материалите им и уеднаквяването на технологията на обработване. Твърдостта на малкото зъбно колело е с 3 единици по-голяма от твърдостта на голямото зъбно колело за да може предавката по-лесно да се сработи.

5. Изчисляване на първа степен на редуктора (бързоскоростна предавка ).5.1 определяне на допустими контактни напрежения;- за малко зъбно колело;

σHlim = σHlimb.KHL = 0,9.1449 = 1304 MPa σHlimb = 23 . HRC = 23.63 = 1449 MPa от табл.7.7 за цементация;

КHL = 0,9 от граф. 7.5 в зависимост от отношението NHE/NHO = 8,7 NHE = 3600. (n1/60 ). c.t = 3600.(1600/60 ).1.10000 = 960.106 цикъла c = 1 брой зацепени колела; t = 10000 h дълготрайност на предавката; NHO = 110.106 цикъла от табл. 7.6 и 7.7 според твърдостта ( HRC 63 ~ HB 6500 )SHmin = 1,35 коефициент на сигурност;ZR = 1 коефициент отчитащ грапавостта;ZV = 1 коефициент отчитащ периферната скорост;KL = 1 коефициент отчитащ смазката;

KHX = 1 коефициент отчитащ размерите на зъбното колело.

- за голямо зъбно колело;

σHlim = σHlimb.KHL = 0,96.1380 = 1325 MPa σHlimb = 23 . HRC = 23.60 = 1380 MPa от табл.7.7 за цементация; КHL = 0,96 от граф. 7.5 в зависимост от отношението NHE/NHO = 1,7 NHE = 3600. (n2/60 ). c.t = 3600.(320/60 ).1.10000 = 192.106 цикъла c = 1 брой зацепени колела; t = 10000 h дълготрайност на предавката;

3

NHO = 110.106 цикъла от табл. 7.6 и 7.7 според твърдостта (HRC 60 ~ HB 6000)SHmin = 1,35 коефициент на сигурност;ZR = 1 коефициент отчитащ грапавостта;ZV = 1 коефициент отчитащ периферната скорост;KL = 1 коефициент отчитащ смазката;

KHX = 1 коефициент отчитащ размерите на зъбното колело.

- определяне на средно контактно напрежение (σHP );Тъй като разликата в твърдостта на двете колела не е голяма за изчислително се

приема σHP = min ( σ1HP или σ2

HP )= σ2HP = 966 MPa

5.2 определяне на допустимо напрежение на огъване; - за малко зъбно колело;

σFlim = σ0

Flimb .KFC.KFL = 800.0,8.1 = 640 MPa граница на умора при огъване;

σ0Flimb = 800 MPa от табл.7.8 за цементация;

KFC = 0,8 коефициент за реверсивен редуктор; КFL = 1 коефициент на трайност , защото NFE = NHE = 960.106 цикъла } NFO/ NFE<1 NFO = 4.106 цикъла SFmin = 1,9 коефициент на сигурност;YR = 1 коефициент отчитащ грапавостта;YS = 1 коефициент отчитащ градиента на напреженията;KFX = 1 коефициент отчитащ размерите на зъбното колело.

- за голямо зъбна колело;

σFlim = σ0Flimb .KFC.KFL = 800.0,8.1 = 640 MPa граница на умора при огъване;

σ0Flimb = 800 MPa от табл.7.8 за цементация;

KFC = 0,8 коефициент за реверсивен редуктор;КFL = 1 коефициент на трайност , защото NFE = NHE = 192.106 цикъла NFO/ NFE<1 NFO = 4.106 цикъла SFmin = 1,9 коефициент на сигурност;YR = 1 коефициент отчитащ грапавостта;YS = 1 коефициент отчитащ градиента на напреженията;KFX = 1 коефициент отчитащ размерите на зъбното колело.

5.3 определяне на допустими напрежения за оразмеряване при претоварване;- допустимо контактно напрежение:σHPM1 = 40. HRC = 40.63 = 2520 MPa-допустимо напрежение на огъване:σ1 FPM = 0,6.σB1 = 0,6.980 = 588 MPaσ2 FPM = 0,6.σB2 = 0,6.980 = 588 MPa

4

5.4 определяне на началния диаметър на зъбните колела;

начален диаметър на

малко зъбно колело.

Кd = 675 ( MPa ) спомагателен коефициент за наклонени зъби;МВ1 = 32 Nm въртящ момент на входящия вал;Ψbd = 0,6 коефициент на широчината на колелото от табл. 7.10;КHb = 1,2 коефициент на неравномерност на натоварването от граф. 7.9;u = 5 предавателно число.

Приемам първоначално dω= 30 mm. Изчисляваме модула на предавката:

, където

bω = Ψbd.dω1= 0,6.30 = 18 mm широчина на зъбния венец.Ψm = 15 коефициент на широчината спрямо модула от табл. 7.11; Приемам стандартен модул от табл. 7.12 m = 1,5 mm. Изчисляваме броя на зъбите на малкото зъбно колело:

, приемам z1 = 19.

β = 140 ъгъл на наклона на зъбите, приемаме от 80 до 200;Изчисляваме броя на зъбите на голямо зъбно колело: z2 = z1.u1 = 19 . 5 = 95 .

Приемам окончателно : стандартно междуосово разстояние aω1 = 90 mm, z1= 19, z2 =95, като извършваме корекция на зъбния профил. Проверяваме действителното предавателно число с получената грешка :

uд = Z2 / Z1=95 / 19 = 5 действителното предавателно число;u = 5 изчислително предавателно число;Грешката е в допустимите граници ±2%.Изчисляваме делителното междуосово разстояние:

5.5 определяне на коефициента на сумата от изместванията XΣ.

α=200 профилен ъгъл на нормалния изходен контур по БДС 1525-66;αt = arc tg ( tgα / cosβ ) =arc tg (tg 200/cos 140) = 20033’ профилен ъгъл;αtω = arc cos [(A/Aω).cosαt ]= 23033’ ъгъл на зацепването;Разпределяме коефициента на изместване на двете колела : X1=0,3 и X2 =1.

5

5.6 проверочното изчисляване на контактна умора.

относителна периферна сила;

Ft = ( 2.Mв1 )/dw1 = ( 2.32 )/0,03 = 2133 N периферна сила;dw1 = 2Aw/(u+1) = 2.90 / ( 5+1 ) = 30 mm , начален диаметър на малкото колело;kHα=1,07 от граф. 7.10 , коеф. отчитащ разпределението на натоварването, в зависимост от 8-ма степен на точност и периферната скорост:

kHβ=1,2 от граф. 7.9 коеф. на неравномерност на натоварването;bω = Ψbd.dω1= 0,6.30 = 18 mm действителна широчина на зъбния венец.

δH=0,004 от табл. 7.17 за наклонени зъби ;g0=56 от табл. 7.18 за 8-ма степен на точност;

, коеф. за формата на работните повърхнини;

sinβb = sinβ . cosαt = sin 14 0.cos 200 33’= 130 50 основен ъгъл на наклона;

μ=0,3 за стомана коефициент на Поасон;E1=E2=2,15.105 MPa , модул на линейни деформации;

коеф. за дължината на контактните линии;

коеф. на челно припокриване;

5.7 проверочно изчисляване на умора от огъване.

6

,относителна периферна сила;

n = 8 за осма степен на точност; от фиг. 7.9 , коеф. за разпределението на натоварването;

, коеф. на динамично натоварване;

δF=0,006 от табл. 7.17 ;g0=56 от табл. 7.18 ;

YF1=3,6 за zv1=z1/cos3β=21 от граф. 7.11 ;YF2=3,4 за zv2=z2/cos3β=104 от граф. 7.11;Yξ = 1 , коеф. за припокриване на зъбите ( наклонени );

, коеф. за наклона на зъбите;

5.8 проверка на статичната якост – от табл. 7.21 избирам коефициент на външно претоварване к = 1,4;

5.9 изчисляване сили в предавката.

Ft = ( 2.Mв1 )/dw1 = ( 2.32 )/0,03 = 2133 N периферна сила;Fr = Ft .tgα/cosβ = 958 N радиална сила;Fa = Ft .tgβ = 531 N аксиална сила;

5.10 диаметри на зъбните колела. d1,2 = (z.m)/cosβ d1 = 29,3mm d2 = 146,8mm - делителен диаметър; dw1 = 2.Aw/u+1 = 30 mm dw2 = 2.Aw.u/u+1=150mm - основен диаметър; da = d+2.(ha+x1-Δy).m da1 = 33,2mm da2 = 152,6mm - върхов диаметър; df = d-2.(ha+c- x1).m da1 = 26,7mm da2 = 146,1mm - петови диаметър;

6. Изчисляване на втора степен на редуктора (бавноскоростна предавка ).Тъй като материалите на зъбните колела са същите като на първата зъбна

предавка , тогава приемаме с достатъчна точност, че и допустимите напрежения са същите.

7

6.1 определяне на началния диаметър на зъбните колела;

начален диаметър на малко

зъбно колелоКd = 675 ( MРa ) спомагателен коефициент за наклонени зъби;МВ1 = 147 Nm въртящ момент на входящия вал;Ψbd = 0,6 коефициент на широчината на колелото от табл. 7.10;КHb = 1,09 коефициент на неравномерност на натоварването от граф. 7.9;u = 3,2 предавателно число.Приемам първоначално dω= 54 mm. Изчисляваме модула на предавката:

, където

bω = Ψbd.dω1= 0,6.54 = 32,4 mm широчина на зъбния венец.Ψm = 15 коефициент на широчината спрямо модула от табл. 7.11; Приемам стандартен модул от табл. 7.12 m = 2 mm. Изчисляваме броя на зъбите на малкото зъбно колело:

, приемам z1 = 29.

β = 140 ъгъл на наклона на зъбите, приемаме от 80 до 200;Изчисляваме броя на зъбите на голямо зъбно колело:z’

2 = z1.u = 29 . 3,2 = 92,8 .Приемам окончателно стандартно междуосово разстояние Аω1 = 125 мм,

z1=29, z2=91, като извършваме корекция на зъбния профил. Проверяваме действителното предавателно число с получената грешка :

uд = Z2 / Z1= 91 / 29 = 3,14 действителното предавателно число;u = 3,2 изчислително предавателно число;Грешката е в допустимите граници ±2%.Изчисляваме делителното междуосово разстояние:

6.2 определяне на коефициента на сумата от изместванията XΣ.

α=200 профилен ъгъл на нормалния изходен контур по БДС 1525-66;αt = arc tg ( tgα / cosβ ) =arc tg (tg 200/cos 140) = 20033’ профилен ъгъл;αtω = arc cos [(A/Aω).cosαt ]= 2207’ ъгъл на зацепването;Разпределяме коефициента на изместване на двете колела : X1= 0,6 и X2 = 0,1.

6.3 проверочното изчисляване на контактна умора.

8

относителна периферна

сила;

Ft = ( 2.Mв1 )/dw1 = ( 2.147 )/0,06 = 4866 N периферна сила;dw1 = 2Aw/(u+1) = 2.125 / ( 3,14+1 ) = 60,4 mm , начален диаметър на малкото колело;kHα=1,05 от граф. 7.10 , коеф. отчитащ разпределението на натоварването, в зависимост от 8-ма степен на точност и периферната скорост:

kHβ=1,09 от граф. 7.9 коеф. на неравномерност на натоварването;bω = Ψbd.dω1= 0,6.60 = 36 mm действителна широчина на зъбния венец.

δH=0,004 от табл. 7.17 за наклонени зъби ;g0=56 от табл. 7.18 за 8-ма степен на точност;

, коеф. за формата на работните повърхнини;

sinβb = sinβ . cosαt = sin 14 0.cos 200 33’= 130 50 основен ъгъл на наклона;

μ=0,3 за стомана коефициент на Поасон;E1=E2=2,15.105 MPa , модул на линейни деформации;

коеф. за дължината на контактните линии;

коеф. на челно припокриване;

6.4 проверочно изчисляване на умора от огъване.

9

,относителна периферна сила;

n = 8 за осма степен на точност; от фиг. 7.9 , коеф. за разпределението на натоварването;

, коеф. на динамично натоварване;

δF=0,006 от табл. 7.17 ;g0=56 от табл. 7.18 ;

YF1=3,4 за zv1=z1/cos3β=32 от граф. 7.11 ;YF2=3,6 за zv2=z2/cos3β=100 от граф. 7.11;Yξ = 1 , коеф. за припокриване на зъбите ( наклонени );

, коеф. за наклона на зъбите;

6.5 проверка на статичната якост – от табл. 7.21 избирам коефициент на външно претоварване к = 1,4;

6.6 изчисляване сили в предавката.Ft = ( 2.Mв1 )/dw1 = ( 2.147 )/0,06 = 4866 N периферна сила;Fr = Ft .tgα/cosβ = 2039 N радиална сила;Fa = Ft .tgβ = 1213 N аксиална сила;

6.7 диаметри на зъбните колела.d1,2 = (z.m)/cosβ d1 = 59,8mm d2 = 189,6mm - делителен диаметър;dw1 = 2.Aw/u+1 = 60,4 mm dw2 = 2.Aw.u/u+1=189,6mm - основен диаметър;da = d+2.(ha+x1-Δy).m da1 = 66,1mm da2 = 191,8mm - върхов диаметър;df = d-2.(ha+c- x1).m da1 = 57,2mm da2 = 182,9mm - петови диаметър;

7.Оразмеряване на валовете в редуктора;

A K B

10

Fr1 Ft1

Fa1

Fa1

C M Ft1 Fr1 D

K Fr2

Fa2

Ft2

Ft2

Fa2

E Fr2 F

M

Схема на натоварването в редуктора

7.1.Оразмеряване на I вал – входящ АВ.

Дължината на вала получаваме конструктивно lАВ=bw1+ bw2+6+2.5+2.2+b=20+38+6+10+4+18=96 mm bw1=20 mm , bw2=38 mm – широчина на зъбните колелаlAk= 70 mm , lkb= 26 mm

- определяне на опорни реакциихоризонтална равнина ΣMАi=0 ΣMBi=0 Rax Rbx

Fr

Fa

Проверка: Fr1=Rax+Rbx 958 = 781+177

вертикална равнина

11

ΣMAi=0 ΣMBi=0 Rab Rbb

Ft

-определяне на резултатни реакции

-определяне на разрезни усилияхоризонтална равнина

Rax Mог

0≤S≤70 MОГ = - Rax.S s MОГ (70)= - 12 Nm

Mог Rbx 0 MОГ= - Rbx. MОГ(25) = - 20 Nm s

вертикална равнина 0≤S≤70 MОГ= - Rab.S Rab Mог MОГ(70)= - 40 Nm

S

-определяне на резултатни огъващи моменти в т. К.

-определяне на усукващ момент Мус.

Mус=MВ1=32 Nm

-определяне на еквивалентен момент Мекв в т. К.

-начертаване на диаграмите;

Mог хор.

12

Мог верт.

Мрез.

Мус.

Мекв.

-проверка на най-застрашените сечения в т. К

[σ]=50.106 МРа допустимо еквивалентно напрежениеПриемам I вал dвx=19 mm , dупл=24 mm , dтл=25 mm , dзк=30 mm.

7.2.Оразмеряване на II вал – междинен CD.

lCD = 96 mm , lCM = 35 mm , lMK = 35 mm , lKD = 26 mm

- определяне на опорни реакциихоризонтална равнина ΣMCi=0 ΣMDi=0 Fa1

Fr1 RDx

RCx Fr2

Fa2

13

Проверка: Fr1+RDx =RCx +Fr2 958+839=233+2030

вертикална равнина ΣMCi=0 ΣMDi=0 Ft2 Ft1

RCb RDb


-определяне на разрезни усилияхоризонтална равнина 0≤S≤35 MОГ = Rcx.S RCx Mог

MОГ (35) = 8 Nm Rcx Mог

0≤S≤35 MОГ = Fr2 .S + Rcx.(S+35) - Fa2.dw2/2 MОГ (0) = -28 Nm , MОГ (35) = 52Nm Fr2 Fa2

Mог RDx 0 MОГ = -RDx. MОГ(26) = -22 Nm

вертикална равнина 0≤S≤35 MОГ = RCb.S RCb Mог MОГ(35) = 117 Nm

0≤S≤26 MОГ = RDb.SMог RDb MОГ(26) = 95 Nm

-определяне на резултатни огъващи моменти ;

14

-определяне на усукващ момент Мус

Mус = Mв2 = 147 Nm

-определяне на еквивалентен момент Мекв в т. К

-начертаване на диаграмите;

Mог хор.

Мог верт.

Мрез.

Мус.

Мекв.

15

-проверка на най-застрашените сечения в т.M

[σ]=50.106 МРа допустимо еквивалентно напрежениеПриемам II вал : dтл=30 mm, dзк=34 mm.

7.3.Оразмеряване на III вал – изходящ EF.

Дължината на вала получаваме конструктивно lEF = 96 mm , lEM =35 , lMF =61 mm

- определяне на опорни реакции

хоризонтална равнина Fa2 ΣMEi=0 ΣMFi=0

Fr2 RFx

REx

Проверка: Fr2+Rfx=Rex 2039+451=2490

вертикална равнина ΣMEi=0 ΣMFi=0 REb RFb

Ft2


-определяне на разрезни усилияхоризонтална равнина

Mог 0≤S≤35 MОГ = REx.S MОГ (35) = 87 Nm REx

16

Мог RFx 0 MОГ = -RFx. MОГ(61) = -28 Nm

вертикална равнина MОГ = - REb.S =-3092 .0,035 = - 108 Nm

-определяне на резултатни огъващи моменти в т. М

-определяне на усукващ момент Мус

Mус=Mb3=481 Nm

-определяне на еквивалентен момент Мекв в т. М

-начертаване на диаграмите

Mог хор.

Мог верт.

Мрез.

Мус.

Мекв.

17

-проверка на най - застрашенoто сечение в т. M

[σ]=50.106 МРа допустимо еквивалентно напрежениеПриемам III вал dизx=46 мм , dупл=52 мм , dтл=55 мм , dзк=58 мм

8. Избор на търкалящи лагери:8.1 за I вал входящ – избирам радиално - аксиален сачмен лагер;Rmax=RрезВ = 1740 N радиално натоварване в по-натоварената опора;Fa1 = 531 N аксиално натоварване на опората;Fa1/( RрезВ.V) = 0,31V = 1 от табл. 6.7 за въртене на вътрешната гривна на лагера;

От табл. 6.6 отчитам за за радиално – аксиален сачмен лагер с β = 260

следните коефициенти: Х = 1 ; Y = 0

Q = [ V.X.Fr + Y.Fa ] kb.kT

Q = [ 1.1.1740 + 0.531 ] .1.1,1=1914 N еквивалентно натоварване;

Kb=1,1 от табл. 6.9 коефициент на динамичност;КT = 1 от табл. 6.8 коефициент на работната температура;

От табл.6.4 отчитам в зависимост от : n = 27 s-1 и Lh = 10 000 h

C = 10.Q = 10. 1740 = 17400 N ( 17,4kN ) динамична товароносимост;От табл. 6.17 избирам двойката лагери по БДС : 46305 с d = 25 mm, D = 62 mm

, B = 17 mm , Cтабл = 20,7 kN , C0 = 14,6 kN

8.2 за II вал междинен – избирам радиално - аксиален сачмен лагер;Rmax=RрезD = 3765 N радиално натоварване в по-натоварената опора;Fa = Fa2 - Fa1 = 1213 –531 = 682 N аксиално натоварване на опората;Fa/( RрезC.V) = 0,18V = 1 от табл. 6.7 за въртене на вътрешната гривна на лагера;


следните коефициенти: Х = 1 ; Y = 0


Q = [ 1.1.3765 + 0.683 ] .1.1,1 = 4142 N еквивалентно натоварване;


От табл.6.4 отчитам в зависимост от : n = 5,3 s-1 и Lh = 10 000 h

18

C = 5,7.Q = 5,7.4142 = 23609 N ( 23,6 kN ) динамична товароносимост ;От табл. 6.17 избирам двойката лагери по БДС : 46306 с d = 30 mm, D= 72 mm,

B = 19 mm , Cтабл = 25,1 kN , C0 = 18,3 kN

8.3 за III вал изходящ – избирам радиално - аксиален сачмен лагер;

Rmax = RрезE = 3970 N радиално натоварване в по-натоварената опора;Fa2 = 1213 N аксиално натоварване на опората;Fa2/( RрезE.V) = 0,31V = 1 от табл. 6.7 за въртене на вътрешната гривна на лагера;


следните коефициенти: Х =1 ; Y = 0.


Q = [ 1.1.3970 + 0.1213 ] .1.1,1=4367 N еквивалентно натоварване;


От табл.6.4 отчитам в зависимост от : n = 1,7 s-1 и Lh = 10 000 h

C = 4.Q = 4. 4367 = 17468 N ( 17,5 kN ) динамична товароносимост ;От табл. 6.17 избирам двойката лагери по БДС : 46111 с d = 55mm , D =

90mm , B = 18 mm , Cтабл = 24,7 kN , C0 = 21,1 kN

9. Конструктивно оформяне на зъбните колела.9.1 бързоходно стъпало.- малко зъбно колело – вал-зъбно колело с широчина b = 20 mm- голямо зъбно колело – изработва се чрез струговане, широчина b = 18 mm ;Избор на шпонка: Шпонка I 10x8x26 БДС 1015 – 73 за d = 34 mm.Проверка на смачкване

lраб = l – b = 28 – 10 = 18 mm работна дължина на шпонката;

Проверка на срязване

9.2. бавноходно стъпало.- малко зъбно колело – вал-зъбно колело с широчина b = 38 mm- голямо зъбно колело – изработва се чрез струговане , широчина b1 = 36 mm

C = 4,5. m = 4,5.2=9 ≈ C = 10 mm дебелина на диска на зъбното колело;Избор на шпонка: Шпонка I 16x10x44 БДС 1015 – 73 за d = 58 mm.Проверка на смачкване

19



10.Конструктивно оформяне на входа и изхода на редуктора.10.1 избор на шпонка за входа – dвх=19 mm , Шпонка I 6x6x20 БДС 1015 –73.Проверка на смачкване:

lраб=l – b = 20 – 6 =14 mmПроверка на срязване:

10.2 избор на шпонка за изхода – Шпонка I 14x9x49 БДС 1015 – 73 за d = 46 mm.Проверка на смачкване



11. Определяне коефициент на сигурност.Изчисляваме коефициента на сигурност на сечение в т.К ( междинен вал ), където има сглобка Ø34 Н7/к6, валът е изработен от легирана стомана 18 ХГТ. От табл. 2.11 отчитам обединени коефициенти за концентрация : (Kσ)D = Kσ/ξσ ; (Kσ)D = 2,82 (Kт)D = Kт/ξт ; (Kт)D = 2,09От табл. 2.12 отчитам коефициент за влиянието на състоянието γσ = γ = 0,8.От табл. 2.13 отчитам механически характеристики за легирана стомана 18 ХГТ :σB=1150 MPa , Ψσ =0,15 MPaσs=950 MPa , Ψ = 0,1 MPa

s=665 MPa , σ0 = 905 MPaσ-1=520 MPa , 0 = 509 MPaτ-1=280 MPa , σms = 506 Mpа , ms = 383 MPa

- определяме нормални напрежения:

-определяме тангенциални напрежения – за реверсивни валове:

20

-изчисляваме коефициента на сигурност:

Коефициента на сигурност се получава по - голям от допустимия, но това е поради технологични и конструктивни съображения.11.Конструктивно оформяне на тялото:- основата и капака се изработват от СЧ 15Дебелина на стената на капака :δ1= 8 mm.Дебелина на стената на основата :δ=10 mm.Дебелина на пояса: h= 1,5δ=12 mm.Диаметър на фундаментални болтове : dф=12 mm.Диаметър на болтове между капака и основата и лагерните капачки :d1=6 mmБрой болтове на фундамента : n=6

.

21

red 7.4 origin

Documents