Помощь в написании студенческих работ
Антистрессовый сервис

Теоретическое и экспериментальное исследование статической нагруженности спироидной передачи

Диссертация: Теоретическое и экспериментальное исследование статической нагруженности спироидной передачи
ДиссертацияПомощь в написанииУзнать стоимостьмоей работы

Известно, что одной из ключевых задач при проектировании подавляющего большинства деталей силовых машин является обеспечение требуемой их прочности и жесткости в течение всего срока службы машины. При этом естественным считается стремление инженеров-конструкторов решать эту задачу на этапе проектирования, что требует создания соответствующих методов расчета, связывающих в единую равновесную… Читать ещё >

Теоретическое и экспериментальное исследование статической нагруженности спироидной передачи (реферат, курсовая, диплом, контрольная)

Содержание

  • 1. Подходы к исследованию статической нагруженности спироидных передач
    • 1. 1. Особенности сопряженных спироидных передач и факторы, действующие в реальных нагруженных спироидных передачах
    • 1. 2. Методы теоретического исследования статической нагруженности зубчатых передач
    • 1. 3. Методы экспериментального исследования статической нагруженности зубчатых передач
    • 1. 4. Задачи работы
  • 2. Модель спироидной передачи, находящейся под действием нагрузки. 34 ¦ 2.1. Оценка плотности прилегания рабочих поверхностей в нагруженной (реальной) передаче
    • 2. 2. Общий подход к моделированию нагруженности передачи
    • 2. 3. Модель нагруженного состояния валов и их опор
      • 2. 3. 1. Модель нагруженного состояния вала червяка
      • 2. 3. 2. Модель нагруженного состояния вала колеса
      • 2. 3. 3. Модель нагруженного состояния опор
    • 2. 4. Модель нагруженного состояния зубьев колеса и витков червяка
      • 2. 4. 1. Модель нагруженного состояния зубьев колеса
      • 2. 4. 2. Модель нагруженного состояния витков червяка
    • 2. 5. Метод расчета распределения нагрузки в спироидном зацеплении
  • 3. Моделирование напряженно-деформированного состояния спироидной передачи
    • 3. 1. Численное моделирование деформаций элементов передачи
      • 3. 1. 1. Общая постановка задачи численного моделирования
      • 3. 1. 2. Деформативность зубьев колеса
      • 3. 1. 3. Деформативность витков червяка
    • 3. 2. Натурное моделирование напряженно-деформированного состояния передачи
      • 3. 2. 1. Общая постановка задачи натурного эксперимента
      • 3. 2. 2. Особенности конструкции и изготовления спироидного привода
      • 3. 2. 3. Результаты эксперимента и их анализ
  • 4. Исследование влияния конструктивно-технологических факторов на нагруженность спироидной передачи
    • 4. 1. Аспекты программной реализации расчета нагруженности спироидной передачи
    • 4. 2. Исследование влияния погрешностей изготовления и монтажа на нагруженность спироидной передачи
    • 4. 3. Исследование влияния схемы расположения опор червяка на нагруженность спироидной передачи
    • 4. 4. Исследование влияния модификации рабочих поверхностей на нагруженность спироидной передачи
  • 5. Внедрение результатов работы при проектировании низкоскоростных редукторов запорно-регулирующей арматуры
    • 5. 1. Особенности проектирования низкоскоростных редукторов шаровых кранов и клиновых задвижек трубопроводной арматуры
    • 5. 2. Общие рекомендации по проектированию низкоскоростных спироидных редукторов

Известно, что одной из ключевых задач при проектировании подавляющего большинства деталей силовых машин является обеспечение требуемой их прочности и жесткости в течение всего срока службы машины. При этом естественным считается стремление инженеров-конструкторов решать эту задачу на этапе проектирования, что требует создания соответствующих методов расчета, связывающих в единую равновесную систему геометрические параметры (в том числе отклонения реальной геометрии деталей от номинальной) и свойства материала создаваемых деталей, а также множество сил, действующих на них. Для расчета многих деталей машин и их элементов, имеющих сравнительно простую форму (тела вращения — валы, оси, тонкостенные и толстостенные оболочки), имеются хорошо апробированные инженерные методы оценки их напряженно-деформированного состояния (НДС). Расчет объектов более сложной формы (например, корпусных деталей, элементов трансмиссий) нередко требует специального рассмотрения. К числу таких объектов можно отнести зубчатые передачи, качество которых во многом определяет качество машины в целом.

Проблема расчетной оценки НДС зубчатых передач длительное время находится в центре внимания как отечественных, так и зарубежных ученых и инженеров. Так, например, известны теоретические и экспериментальные исследования НДС цилиндрических [21, 113, 64, 65], конических [136], глобо-идных [81, 76, 78, 79, 80, 111, 25] и других видов передач зацеплением [104, 9 и др.]. В то же время рассматриваемая проблема практически не отражена в работах, посвященных исследованиям спироидной передачи, являющейся разновидностью передач типа червячных и обладающей в сравнении с аналогом улучшенными эксплуатационными характеристиками [33, 42, 43, 45, 96, 115, 119], такими, например, как повышенные нагрузочная и перегрузочная способность, долговечность, стойкость к динамическим нагрузкам, низкая виброактивность. При этом можно утверждать, что проблема исследования нагруженности спироидной передачи требует специального исследования, поскольку она имеет ряд принципиальных особенностей [45, 43, 33, 36 и др.] (в большой мере обусловливающих ее преимущества), главные из которых состоят в следующем: многопарность зацепления (коэффициент перекрытия, как правило, свыше 3) — пространственный характер зацепления и большая протяженность поля зацепления, что обусловливает значительное изменение геометрических параметров рабочих поверхностей в пределах зоны зацеплениявысокая плотность прилегания боковых поверхностейвозможность и в ряде случаев предпочтительность применения для обоих звеньев высокопрочных и высокотвердых материалов (например, высокопрочного чугуна или стали, имеющих твердость свыше 50HRC), затрудняющих сравнительно быструю приработку.

Заметим, что на условия обеспечения высокой нагрузочной способности спироидной передачи большое влияние оказывают неизбежные погрешности (например, погрешности изготовления и монтажа звеньев передачи, модификации боковых поверхностей, деформаций элементов привода, таких как валов и их опор), искажающие теоретически сопряженный контакт. Вместе с тем существующие подходы к силовому расчету спироидной передачи [119, 96, 42, 45, 72], а также недостаточная изученность вопроса о деформа-тивности ее элементов, имеющих принципиальные отличия от ее ближайших соседей — червячных и глобоидных передач, не позволяют выполнить подобную оценку, необходимую для качественного проектирования нагруженных передач.

Одной из областей, где объективные преимущества спироидной передачи в последние годы проявились особенно ярко, являются редукторы вы-соконагруженных низкоскоростных приводов кратковременного действия (например, запорные и запорно-регулирующие узлы трубопроводной арматуры) [44]. Для передач таких приводов проблема оценки нагруженности стоит особенно остро, поскольку одним из характерных предельных состояний этих передач является изгибно-сдвиговая поломка зубьев, на условия появления которой решающее влияние оказывает распределение нагрузки в зацеплении.

В связи с изложенным целью настоящей работы является обеспечение необходимого уровня несущей способности спироидных передач на стадии проектирования путем исследования их нагруженного состояния и разработки метода расчета их статической нагруженности, учитывающего особенности геометрии передач и технологии их изготовления.

Для достижения поставленной цели в работе поставлены и решены следующие задачи.

1. Разработка метода расчета распределения нагрузки в передаче с учетом влияния погрешностей изготовления и монтажа звеньев передачи, а также деформаций элементов привода.

2. Разработка расчетных моделей деформаций элементов спироидного редуктора, в том числе зацепляющихся элементов передачи и элементов конструкции редуктора.

3. Выполнение экспериментальных исследований нагруженности спиро-идных передач.

4. Реализация предложенных методов и алгоритмов оценки статической нагруженности в системе автоматизированного проектирования спироидных передач.

5. Численное моделирование нагруженных спироидных передач для оценки влияния различных конструкторско-технологических факторов на распределение нагрузки и деформативность зубьев.

6. Внедрение результатов работы в практику проектирования, исследования и изготовления спироидных передач, редукторов и мотор-редукторов, а также в учебный процесс.

Научная новизна работы заключается в разработке методологии оценки НДС реальной (с учетом погрешностей изготовления и монтажа и деформации звеньев) спироидной передачи, а именно:

— предложен метод расчета распределения нагрузки в спироидной передаче с учетом влияния погрешностей изготовления и монтажа звеньев передачипредложен алгоритм расчета деформаций звеньев передачи и элементов привода;

— уточнены модели контактной и изгибной деформации зубьев и витков спироидной передачина основании результатов экспериментального и численного исследований НДС спироидной передачи получены данные о распределении нагрузки в зацеплении и о влиянии ряда конструктивно-технологических факторов на характер контактного взаимодействия в передаче, находящейся под действием сил, и, в целом, на ее нагруженность.

Методы исследований. При решении задачи о расчете нагруженного многопарного контакта использованы методы теории зубчатых зацеплений, численного решения систем линейных уравнений высоких порядков, теории упругости и сопротивления материалов. При выполнении экспериментального исследования использованы методы физического моделирования нагру-женности деталей и элементов машин. При реализации предложенных моделей в рамках комплексной системы автоматизированного проектирования и исследования спироидных передач использованы методы процедурного и объектно-ориентированного программирования.

Практическая ценность работы: предложены рекомендации по проектированию нагруженных спироидных передач, полученные на основании численных исследованийразработаны программные модули системы расчета деформаций звеньев спироидных передачи и элементов привода, в частности модуль расчета распределения нагрузки, расчета валов и их подшипниковых опор на жесткость;

Работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка использованных литературных источников, содержащего 182 наименований, и пяти приложений. Диссертация содержит 75 рисунков и 17 таблиц. Общий объем работы — 212 страниц.

Основные результаты работы алгоритма при различных методах коррекции сил и коэффициентах сходимости * расчета Метод коррекции сил Тип процесса Значение коэффициента х* Число итераций, рад Число ячеек в контакте Площадь контакта, мм2.

1 соответствует зависимости (2.5.16) стационарный 1 1710/1812 0,2 761 / 0,2 709 1845/ 1230 40,6/23,9.

2 1500/3000 39/22 0,2 761 / 0,2 709 1823 / 1238 40,2 / 27,2.

3 2000 / 3500 -/26 -/0,2 709 -/1241 -/27,4.

4 нестационарный V=l, 7/ 1,6 31/20 0,2 761 /0,2 709 1790/ 1252 39,5 / 24,3.

5 V= 1,8/1,7 37/20 0,2 760 / 0,2 709 1872/ 1246 39,5/27,6.

6 соответствует зависимости (2.5.17) стационарный 1 1511/1456 0,2 761 /0,2 709 1855/ 1231 40,9 / 23,9.

7 100/150 55/18 0,2 761 / 0,2 709 1805/ 1244 39,9/24,1.

8 150/200 — - ;

9 нестационарный V = 1,7/1,6 31/19 0,2 761 / 0,2 709 1790/ 1252 39,5 / 24,3.

10 V = 1,8/1,7 37/20 0,2 760 / 0,2 709 1790/ 1246 39,6 / 24,2.

11 соответствует зависимости (2.5.18) стационарный 1 89 / 111 0,2 761 /0,2 708 1861 / 1228 41,1/23,9.

12 4 24/29 0,2 761 / 0,2 708 1861 / 1225 41,0/23.8.

13 5 — - ;

14 нестационарный V = 1,6 19/20 0,2 761 /0,2 709 1857/ 1219 41,0/23,7.

15 V = 1,7 20/21 0,2 759 / 0,2 708 1839/ 1218 40,6/23,8 В числителе указаны значения для левой поверхности, в знаменателе — для правой поверхности, прочерк означает отсутствие сходимости алгоритма для приведенных коэффициентов.

1 — коррекция сил по (2.5.16) — 2 — коррекция сил по (2.5.17) — 3 — коррекция сил по (2.5.17)—-для левой поверхности- — — для правой поверхности.

Рис. 2.5.1. Изменение величин условного внедрения поверхностей (а), максимального иодуля невязки (б) и максимального приращения дискретных сил (в) при отсутствии ускорения сходимости алгоритма.

I^Lax^.

1<4ах'РаД.

3.00Е-04 2.50Е-04 2.00Е-04 1,50Е-04 1.00Е-04 5.00Е-05 О. ООЕ+ОО.

10 15 20 25 30 35 а) стационарный процесс с использованием зависимости (2.5.16).

5,00Е-05 ————.

0,00Е+00.

25 б) не стационарный процесс с использованием зависимости (2.5.16) в) стационарный процесс с использованием зависимости (2.5.17).

Рис. 2.5.2. Изменение максимальных невязок по модулю (обозначения линий см. рис. 2.5.1): в числителе значения коэффициентов для левой поверхности, в знаменателе — для правой поверхности.

40 г) не стационарный процесс с использованием зависимости (2.5.17).

11 max' 3,00Е-04.

2.50Е-04 2,00 Е-04 1.50Е-04 1.00Е-04 5.00Е-05 О. ООЕ+ОО рад — till = 4.

Л — —- ;

1 ¦¦ йтах’Рад 3.50Е-04 3.00Е-04 2.50Б-04 2,00 Е-04 1.50Е-04 1,00 Е-04 5.00Е-05 0,00 Е+00.

10 15 20 25 30 35.

20 25 30 д) стационарный процесс с использованием зависимости (2.5.18) йшах’Рад шах 3,00 Е-04.

0,00Е-Ю0.

0 5 10 15 20 25 0 5 10 15 20 е) не стационарный процесс с использованием зависимости (2.5.18).

Продолжение рис. 2.5.2.

Сравнительно большей эффективностью обладает вариант использования нестационарного процесса, что обусловлено его зависимостью от совокупности невязок, возникающих на каждой итерации в сравнении с невязками на предыдущей итерации. При его использовании число итераций сокращается до 20−25. Преимуществом этого варианта также является его инвариантность по отношению к параметрам проектируемой передачи и степени дискретизации системы. Так, параметр V для большинства передач следует принимать равным 1,4. 1,6, что обеспечивает получение решения за число циклов, близкое к минимальному. Выполненные расчеты с высотной дискретностью 50, 40, 30 и 20 сеток рабочих поверхностей, а так же для нагрузочных моментов 1000, 1600 и 2500 показали приемлемость указанных значений множителя V для обеспечения высокой скорости сходимости алгоритма.

Заметны также различия в последовательности достижения результата по правой и левой контактирующим поверхностям при одинаковом значении коэффициента ускорения сходимости: при использовании зависимости (2.5.17) первым будет получено решение для правой поверхности, а затем для левой, и, наоборот, при использовании зависимости (2.5.18). Указанное можно объяснить тем фактом, что при наличии в контакте левых боковых поверхностей большего числа (см. таблицу 2.5.3) точек величина имеет большее k’m’eD значение в сравнении с той же величиной для правых боковых поверхностей. В то же время податливость правых боковых поверхностей выше (см. предыдущий параграф), чем левых. Следовательно, для выравнивания продолжительности расчета каждой поверхности при поиске решения следует задавать значения коэффициентов Тцуц Для каждой поверхности в отдельности — большие значения из указанного выше диапазона для левой поверхности и меньшие — для правой.

По мере замедления скорости уточнения решения при отсутствии ускорения сходимости расчетные параметры можно расположить в следующем порядке: дискретно приложенные силы, сближение, средняя величина невязок по модулю, средняя квадратичная величина невязки, максимальная величина невязки (2.5.11). При использовании приведенных выше методов ускорения сходимости алгоритма скорость уменьшения дискретно приложенных сил по числу итераций несущественно (на 2−3 итерации) отличается от соответствующего показателя максимальной величины невязки. В качестве критерия окончания итераций следует выбирать максимальную невязку по модулю, что автоматически обеспечивает получение точного значения по всем остальным критериям.

Еще одним параметром, влияющим на продолжительность расчета является величина предварительного внедрения, которая может быть задана любой в пределах от 0 до максимального зазора (после сближения звеньев) между поверхностями, и за первые 2−3 итерации (при условии, что коэффициенты Ti.ii.iii ^ 1) ее значение будет скорректировано до величины близкой к расчетной. Однако слишком большое значение внедрения приводит к большому числу расчетных точек на первых итерациях, что существенно замедляет расчет. Для уменьшения числа таких точек и снижения продолжительности расчета величина внедрения в рассмотренных примерах задавалась в 2−3 раза меньшей значения, получаемого в результате расчета. Однако указанная величина существенно зависит от величины нагрузочного момента и жесткости системы виток-зуб. Следовательно, для сокращения расчетного времени, а так же для удобства использования в практике проектирования и исследования передачи необходимо располагать некоторой функциональной зависимостью для определения указанной величины. Так при точечном или линейном начальном касании допустимо использовать следующие зависимости [12] соответственно:

A0)=i.l, 314 3.

0,19 «Рт]' 2/3 р) IxR2 5.

2.5.20).

А<�р{20)==1−8,388^, (2.5.21).

3 TiRl где R и р — главные радиусы кривизны контактирующих поверхностей- / — длина контактной линииrj = ^ (l — juf)/ - параметр, характеризующий уп1 ругие свойства материала спироидных червяка и колесаР — усилие, вычисленное в предположении о равномерном распределении нагрузок между площадками контакта. Константа 1/3 в зависимостях (2.5.20) и (2.5.21) введена для уменьшения расчетной величины Аср^ по приведенным выше причинам. Расчеты, выполненные при нагрузочных моментах 1000, 1600 и 2500 Нм, показали приемлемость приведенной зависимости.

ГЛАВА 3. МОДЕЛИРОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФЕОРМИРОВАН-НОГО СОСТОЯНИЯ СПИРОИДНОЙ ПЕРЕДАЧИ.

3.1. Численное моделирование деформаций элементов передачи.

3.1.1. Общая постановка задачи численного моделирования.

Задачей проводимого численного моделирования является уточнение вида зависимостей и численных значений коэффициентов, входящих в формулы (2.5.15)-(2.5.18) и (2.5.23)-(2.5.26). При этом в силу арочной (если говорить точнее — спиралевидной) формы зуба, а так же неравнобочности профиля зуба и витка, стоит ожидать, что результаты такого уточнения окажутся различными для разноименных боковых поверхностей (это, кстати говоря, также не учитывалось в ранее существовавших моделях).

При выборе метода моделирования для выполнения поставленной задачи предпочтение отдается численному методу — методу конечных элементов, преимуществом которого наряду с меньшей трудоемкостью выполнения (в сравнении с натурным моделированием) является простота реализации большого диапазона параметров передачи. При этом действительные размеры элементов передачи (зубьев и витков), в отличие от натурного моделирования, не имеют значения.

О допустимости выбора указанного метода свидетельствует ряд работ, посвященных этой тематике. Так, например, в работе [12] получено удовлетворительное совпадение (10−15%) численных результатов моделирования контактной задачи с экспериментальными данными, полученными в [158], а так же с результатами расчета по известным зависимостям Буссинеска для четверти пространства [130]. В другой работе [114] также получено удовлетворительное согласование численных и натурных экспериментов, выполненных для зубьев конических колес арочной формы, что подтверждает возможность использования МКЭ для анализа НДС элементов передачи наравне с натурным экспериментом.

3.1.2. Деформативность зубьев колеса.

Объектом для исследования податливости зубьев колеса и витков червяка была выбрана спироидная передача, параметры которой приведены в таблице 2.5.1. Численное моделирование состоит из следующих этапов.

1. Построение 3D модели зуба: а) с использованием САПР «SPDIAL+» [98] генерировался набор точек боковых поверхности зуба в виде массива {х2,у, У2у, Z2ij}, где i = 0.227 — продольный индекс,/= 0.50 — поперечный индекс (указанное число индексов соответствует размеру ячеек 0,121 мм) — б) в системе Компас 3D по координатам точек выполнялось построение продольных кривых поверхностей зубьев (см. рис. 3.1.1) и их сшивка в твердотельную модель зуба (см. рис. 3.1.2) — в) выполнялось создание массивного основания зуба в виде сектора, угол раствора которого выбирался таким, чтобы расстояние от зуба до края сегмента составляло не менее окружного полушага зубчатого венцадиаметральные размеры и толщина сектора принимались по размерам реальной передачи (как показала практика расчета, полученное при этом влияние конечности размеров основания зуба не превышало величин, меньших на полтора-два порядка значений деформаций зубьев в пределах площадок контакта).

2. Создание 3D сборки с цилиндрическим жестким штампом радиусом г (см. зависимость 2.5.2), размещенным в выбранной ячейке нагружения (см. рис. 3.1.3) и направленным по нормали к поверхности (центр глобальной системы координат сборки совпадает с центром нагруженной ячейки, а орт i оси X — с нормалью к поверхности). В показанном примере выбрана ячейка, расположенная на среднем радиусе Rcp = (Re2+Riill2 = 172,5 мм и средней высоте КР =(^тах +Ymin)/2 = 3,025 мм левой боковой поверхности. Радиус г жесткого штампа согласовывался с указанным размером длины грани конечных элементов на рабочей поверхности (см. далее).

Рис. 3.1.1. Продольные линии боковых поверхностей зуба в Компас 3D.

Рис. 3.1.2. Твердотельный зуб спироидного колеса в Компас 3D.

Рис, 3.1.3. Твердотельный зуб с упругим основанием спироидного колеса в Компас 3D.

3. Подготовка схемы расчета и проведение расчета в Cocmos/DesingStar. На данном этапе моделирование выполнялось в 5 шагов (см. рис. 3.1.4).

На первом шаге задаются свойства материала деталей: для зуба на упругом основании — цементируемая сталь с модулем упругости ?' = 2−101|Па и коэффициентом Пуассона //=0,3- для жесткого штампа —Е= 2*10 4Па,.

На втором шаге указывается схема закрепления и нагружения элементов конструкции. Здесь для зуба на упругом основании выбиралось жесткое закрепление по его основанию с ограничением перемещений точек по всем координатным осям. Для цилиндрического жесткого штампа дозволялась одна степень свободы в направлении нормали к поверхности в точке приложения силы. Усилие в ill равномерно распределялось по свободной поверхности штампа в направлении вдавливания штампа в нагружаемую поверхность.

S COSMOS®eslSnSTAR [L"R114:i5J rig in view Define Tools Jtky wndow.

U V i (c)e go.

3″ Lftl MJ25 у. Orignl ЙЖ1 «.Pfenel [kz Curves.

— X.

— Components [5.

— & iMtwec.

Bestiiint:2 Щ LMd: l.

— ContttlKlps Jf Content Р"г: I % Contact ® Mesh.

Ш n"h Control: I Щ MeshCortrd:2 f Mesh Cuntrd:4.

— Stress &Plot:1.

— ] ttsotacMinenl ffy Plot:;

— J Strain g> РЮ:-Э.

— ntforfnatiwi Fk=t:H Oesvi Check.

Рис. 3.1.4. Интерфейс программы Cosmos/DesingStar.

На третьем шаге задавалось сопряжение взаимодействующих поверхностей по типу Surface to Surface, при котором размеры площадки контакта уточняются в ходе расчета.

На четвертом шаге выполнялось разбиение объема тел на конечные элементы (см. рис. 3.1.5.а), имеющих вид тетраэдра с десятью характерными точками (см. рис. 3.1.5,6), используемыми при расчете НДС тела.

Заключительный шаг данного этапа — непосредственно расчет, результаты которого для рассматриваемого примера представлены на рис. 3.1.6.

Выбор дискретности разбиения (четвертый шаг), основным параметром которой является длина грани элемента (далее — «размер элемента»), производился нами из условия обеспечения достаточной точности расчета упругих перемещений. Для этого выполнялся ряд расчетов при нагружении единичной силой зуба по правой и левой его поверхностям в их срединной точке с варьированием размера элементов.

Были подготовлены 8 вариантов разбиения 3D модели на элементы (см. таблицу 3.1.1) с наложенными на се поверхности ограничениями по размеру элементов поверхностей: нагруженной поверхности зуба (правой или левой), не нагруженной поверхности зуба (левой или правой соответственно) и плоскость зубчатого венца, на которой «лежит» зуб. В таблице 3.1,1 приведены число элементов и их узлов, получающиеся в процессе разбиения, а так же продолжительность расчета. Разница между средними арифметическими величинами перемещений точек рабочих поверхностей, а так же максимальная разница между этими перемещениями для двух соседних (по размеру элементов) вариантов приведены на рис. 3.1.7.а-б. Величины относительных погрешностей расчета по средним величинам перемещений и максимальной разнице перемещений мы оценили как разницу между результатами для наиболее мелкого разбиения (вариант 1 в таблице 3.1.1) и результатов, полученных для текущего разбиения. График изображенный на рис. 3.1.7.г., демонстрирует, во-первых, сходимость результатов к некоторой предельной величи.

Рис. 3.1.5. К построению сетки конечных элементов: а) — ее общий видб) — конечный элемент типа SOL1D92 с 10ю характерными точками. не с уменьшением размера элемента (что соответствует увеличению числа элементов) при разбиении, а во-вторых, удовлетворительную относительную точность (до 5%) при относительно небольшой продолжительности (менее 2,5 часов) расчета для варианта № 2. Именно этот вариант принят нами при разбиении тела на элементы.

В заключение изложения настоящей работы, направленной на решение задачи разработки метода анализа статической нагруженности спироидных передач и имеющей значение для создания высоконагруженных компактных приводов на основе спироидных передач, можно сформулировать следующие выводы и основные результаты.

1. Предложенный в работе метод и алгоритм расчета распределения нагрузки в спироидной передаче позволяет адекватно учитывать влияние погрешностей изготовления и монтажа звеньев передачи, а также деформаций элементов редуктора.

2. Разработаны расчетные модели деформаций элементов спироидного зацепления (зубьев колес и витков червяков), позволяющие оценивать влияние на жесткость зубьев и витков таких геометрических параметров, как относительные длина и кривизна зуба, углы профиля, диаметр тела червяка, форма торца зуба.

3. Указанные метод и расчетные модели получили экспериментальное подтверждение при впервые выполненном натурном моделировании нагруженного спироидного зацепления с различными сочетаниями технологических погрешностей.

4. Предложенные модели оценки статической нагруженности реальных спироидных передач реализованы в комплексной системе автоматизированного проектирования и исследования спироидных передач САПР/АСНИ «SPDIAL+».

5. Численное моделирование нагруженности спироидной передачи и оценка влияния различных конструкторско-технологических факторов на распределение нагрузки и деформативность зубьев позволили установить, что:

— в статическом режиме наибольшее негативное влияние на степень концентрации нагрузки оказывают погрешности шага и профиля червяка;

— погрешности межосевого расстояния и межосевого угла в значительной степени компенсируются упругими деформациями зацепляющихся элементов передачи;

— в нагруженных реальных спироидных передачах высокий теоретический коэффициент перекрытия реализуется в широком диапазоне технологических погрешностей и деформаций элементов конструкции;

— наиболее неблагоприятными являются те сочетания погрешностей и деформаций, когда наибольшая концентрация нагрузки возникает на носках зубьевв этой связи поля допусков многих погрешностей (в частности, шага червяка углов профиля зубьев и витков, межосевого расстояния) следует выполнять асимметричными, снижая опасность возникновения указанного явления;

— выявлена несколько большая деформативность витков червяка в сравнении с деформативностью зубьев колеса при сопоставимых свойствах применяемых для звеньев материалов, что главным образом объясняется двумя факторами: арочной (спиралевидной) формой зуба и менее массивным основанием виткаиз этого свойства следует, что поля допусков профилей витков червяка и зубьев колеса необходимо выбирать таким образом, чтобы первоначальное касание было вероятнее на вершине витков (основании зубьев);

— схема расположения с разнесенными опорами червяка и схема с опорой, расположенной над венцом колеса, являются предпочтительными перед схемой с консольным червяком;

— с помощью модификации зубьев колеса можно в значительной степени (не менее чем на 30%) снизить наибольшую концентрацию нагрузки (возникающую, как правило, на носке зуба).

6. Разработанные расчетные модели и компьютерные программы внедрены в качестве инструментальных средств в практику проектирования спироидных редукторов и исследование нагруженности спироидных передач в Институте механики ГОУ ВПО ИжГТУ, ООО «Механик» и в учебный процесс. Полученные практические рекомендации использованы при проектировании спироидных низкоскоростных тяжелонагруженных редукторов приводов клиновых задвижек и шаровых кранов, серийно изготавливаемых в ООО «Механик».

Показать весь текст

Список литературы

  1. А.с. 1 059 325 СССР. Двухвенцовая неортогональная зубчатая передача с перекрещивающимися осями / В. И. Гольдфарб, И. П. Несмелов, А.Н. Те-терин. Опубл. в Б. И., 1983. № 45.
  2. А.с. 1 118 127 СССР. Гиперболоидная зубчатая передача с ротапринтной смазкой зацепления / Л. И. Клюев, В. Н. Анферов. Опубл. в Б. И., 1984. № 37.
  3. А.с. 201 864 СССР. Ортогональная червячно-коническая передача/ А. К. Георгиев. Опубл. в Б. И., 1967. № 18.
  4. А.с. 209 167 СССР. Спироидная передача / A.M. Фефер Опубл. в Б. И., 1968. № 4.
  5. А.с. 353 127 СССР. Неортогональная зубчатая передача с перекрещивающимися осями / В. И. Гольдфарб, И. П. Несмелов. Опубл. в Б. И., 1981. № 30.
  6. А.с. 690 212 СССР. Ортогональная червячно-коническая передача / А. К. Георгиев, В. А. Модзелевский. Опубл. в Б. И., 1979. № 37.
  7. А.с. 838 208 СССР. Гиперболоидная зубчатая передача с ротапринтной смазкой зацепления / А. К. Георгиев, В. Н. Анферов, С. В. Езерская. -Опубл. в Б. И., 1981. № 22.
  8. Абрамов А. И Теоретическое и экспериментальное исследование кинематической точности и виброактивности спироидных передач: Автореф. дисс. канд. техн. наук. Ижевск, 1996. — 17 с.
  9. Айрапетов Э. Л, Генкин М. Д. Статика планетарных механизмов. М. Ж Наука, 1976.-263с.
  10. Э.Л., Генкин М. Д., Мельникова Т. Н. Статика глобоидных передач. М.: Наука, 1981 г. — 198 с.
  11. Э.Л., Гольдфарб В. И., Новоселов В. Ю. Расчетная модель изгибной деформации зуба спироидного колеса // Proceedings of International XXXVIII Machine Parts Department Conference. — Bratislava (Slovakia), 1997.-p. 26−29.
  12. Э.Л., Состояние и перспективы развития методов расчета нагруженности и прочности передач зацеплением. Методические материалы. Ижевск-Москва, 2000 г., 116 с.
  13. Э.Л., Косарев О. И. Зубчатые муфты. М.: Наука, 1982. — 128с.
  14. А.Я., Ахметзянов М. Х. Поляризационно-оптичесие методы механики деформируемого тела. — М.: «Наука», 1973.
  15. В.Н. Износостойкость цилиндрических спироидных передач: Дисс.. канд. техн. наук. Курган, 1986. — 154 с.
  16. В.Н. Опыт контроля износа витков червяков и зубьев колес спи-роидных передач при помощи слепков // Механические передачи: Межвуз. сб. трудов. Ижевск, 1976. — С. 51−54.
  17. В.Н. Экспериментальное исследование напряженного и деформированного состояния модели зуба // Теория механизмов. Прочность машин и аппаратов: Сб. научных трудов. Курган, 1993. — С. 5559.
  18. А.Г., Голубков Н. С. Особенности конструкции подшипниковых узлов спироидных редукторов // Прогрессивные зубчатые передачи. Доклады международного симпозума, Ижевск, 1994. — С. 161−163.
  19. Н.С., Жидков Н. П., Кобельков Г. М. Численные методы. М.: БИНОМ. Лаборатория знаний, 2003. — 632 с.
  20. В.В., Решетов Д. Н., Маурин Н. И. Определение удельных нагрузок и напряжений зубьев прямозубых цилиндричеких колес // Вестник машиностроения, 1984, № 7, с.3−6.
  21. Р.Д., Цыпкин Б. В., Перель Л. Я. Подшипники качения. Справочник. Изд. 6-е, перераб. И доп. М., «Машиностроение», 1975, 572с.
  22. М.Ф. Исследование напряжений с использованием рассеянного света // Поляризационно-оптический метод исследования напряжений. Сборник статей. Издательство Акад. Наук СССР. Москва, 1956, с. 138−181.
  23. М.Ф. Установка ИММАШ для исследования напряжений на прозрачной модели в рассеянном свете (УРС) // Поляризационно-оптический метод исследования напряжений. Сборник статей. Издательство Акад. Наук СССР. Москва, 1956, с. 182−213.
  24. А.В., Статическая нагруженность глобоидного зацепления с учетом особенностей формообразования, погрешностей изготовления, монтажа и податливости элементов передачи. Дисс. канд. техн. наук. -Курган, 1987 г.
  25. И.Н., Семендяев К. А. Справочник по математике. — М.: Наука, 1986.-544 с.
  26. В.М. Основы численных методов. М.: Высшая школа, 2002.-840 с.
  27. А.Э. Анализ нагруженной зубчатой передачи с учетом одновременной работы трех пар зубьев // Проблемы машиностроения и надеж-но-сти машин. М., 2000. — № 6.
  28. А.Э. Повышение эффективности моделирования процессов фор-мо-образования и анализ работы конических и гипоидных зубчатых передач на стадии подготовки производства: Автореф. дисс.. докт. техн. наук. М., 2001.-49 с.
  29. В.А. Аналитическое и экспериментальное исследование спироидной передачи с эвольвентным червяком: Автореф. дис. канд. техн. наук. М.: СТАНКИН, 1971. 21 с.
  30. В.А. К синтезу эвольвентной спироидной передачи // Механика машин, вьш.31. М.: Наука, 1972. С. 50−54.
  31. А.К. Основные особенности, классификация и области эффективного использования спироидных передач // Перспективы развития и использования спироидных передач и редукторов. Доклады всесоюзного научно-технического совещания. Ижевск, 1979. С. 3−9.
  32. А.К. Элементы геометрической теории и некоторые вопросы проектирования и производства гипоидно червячных передач: Дисс. канд. техн. наук. Ижевск, 1965. 263 с.
  33. А.К., Анферов В. Н., Типишев Ю. К. К вопросу о влиянии на эксплуатационные показатели спироидных передач добавки в смазку дисульфида молибдена // Механические передачи. Вып. 2. Ижевск: ИМИ, 1977. С. 11−15.
  34. А.К., Анферов В. Н., Типишев Ю. К. Экспериментальные исследования механизма подъема со спироидно-цилиндрическим редуктором // Механические передачи. Вып. I. Ижевск: ИМИ, 1976. С. 3−8.
  35. А.К., Голубков Н. С. К определению действующих в зацеплении сил и КПД в наиболее общем случае спироидной передачи //В сб.: «Механические передачи». Ижевск: Удмуртия, 1972 С. 25−30.
  36. А.К., Гольдфарб В. И. Аспекты геометрической теории и результаты исследования спироидных передач с цилиндрическими червяками // Механика машин, вып. 31 М.: Наука, 1971. С.70−80.
  37. А.К., Гольдфарб В. И. К исследованию ортогональной спироидной передачи с цилиндрическим червяком, имеющим витки идеально-переменного шага// Механика машин, вып. 45 М.: Наука, 1974. С.91−99.
  38. А.К., Шубин В. А. К вопросу исследования неортогональных гипоидно червячных передач // Механические передачи. Теория, расчет, испытания. Ижевск: Удмуртия, 1967. С. 133−145.
  39. Н.С. Исследование червячно-спироидных передач: дисс.. канд.техн.наук. — Ижевск, 1962.- 168с.
  40. В.И. Исследование разновидностей ортогональной гипоидно-червячной (спироидной) передачи с цилиндрическим червяком: Дисс.. канд. техн. наук. — Ижевск, 1969. 163с.
  41. В.И. Опыт проектирования спироидных передач с использованием диалоговой САПР // Разработка и внедрение систем автоматизированного проектирования в машиностроении: Материалы научно-технического семинара. Ижевск: ИМИ, 1983. С.78−79.
  42. В.И. Основы теории автоматизированного геометрического анализа и синтеза червякчных передач общего вида // Дисс.. докт.техн.наук. Устинов, 1985 — 416 с.
  43. В.И., Анферов В. Н. Особенности выбора зон зацепления в спироидных передачах с ротапринтным способом смазки //
  44. В.И., Езерская С. И. К вопросу о выборе величины винтового параметра в ортогональной спироидной передаче с цилиндрическим червяком //Известия вузов. Машиностроение. 1975. № 2. С. 184−186.
  45. В.И., Кунивер А. С., Кошкин Д. В. К вопросу о локализации пятна контакта в спироидных передачах // Теория реальных передач и зацепления: Информационные материалы 6-го международного симпозиума. Курган: КГУ, 1997. С.29−31.
  46. В.И., Кунивер А. С., Мокрецов В. Н. Методология и результаты оценки нагрузочной способности спироидных передач // Теория реальных передач зацепления. Курган: КГУ, 1993. С.20−21.
  47. В.И., Кунивер А. С., Трубачев Е. С., Монаков А. В. Концепция САПР и результаты исследования спироидных передач и редукторов // Proceedings of the 4th World Congress on Gearing and Power Transmissions, Volume I. Paris, 1999, p.365−375.
  48. В.И., Лунин C.B., Трубачев E.C. Новый подход к созданию универсальных САПР зубчатых передач: Сборник докладов научно-технической конференции «Теория и практика зубчатых передач», Ижевск, 2004, с. 269−277.
  49. В.Л. Основы расчета нагрузок и напряжений, действующих в за-цеплении цилиндрических зубчатых передач // Вестник машиностроения. М., 1987. -№ 3.- С. 14−16.
  50. В.Л. Учет геометрических отклонений профиля зубьев в рас-че-тах цилиндрических передач // Вестник машиностроения. — М., 1986. -№ 12.-С. 11−12.
  51. В.И., Несмелов И. П. Выбор схем неортогональной зубчатой передачи с перекрещивающимися осями // Известия вузов. Машиностроение. 1982. № 10. С.31−35.
  52. В.И., Спиридонов В. М., Голубков Н.С. Разработка тяжелона-груженных низкоскоростных спироидных мотор-редукторов
  53. В.И., Трубачев Е. С. Прогнозирование качества контакта в спиро-идной передаче при действии ошибок // Надежность машин и технических сис-тем: Труды международной научно-технической конференции. Минск, 2001, Том 2. — С. 68.
  54. В.И., Трубачев Е. С. Синтез спироидного станочного зацепления с цилиндрической червячной фрезой // Передачи и трансмиссии: Научный журнал Технического комитета по зубчатым передачам IFToMM. -2001, № 1.-С. 35−43.
  55. ГОСТ 22 850–77. Передачи спироидные. Термины, определения и обозначения/Разработчики: Георгиев А. А., Гольдфарб В. И., Рудь J1.B.
  56. К. И. Егоров И.М. Исследование математической модели изнашивающегося зубчатого зацепления // Автоматизированное проектирование элементов трансмиссий: Тезисы докладов научно-технического семинара. Ижевск, 1987.-С. 20−21.
  57. К. И. Егоров И.М. Математическое моделирование процесса механического изнашивания зубчатых передач // Автоматизированное проектирование механических передач: Тезисы докладов научно-технической конференции. — Ижевск, 1982. — С. 11−12.
  58. Ю.И. Методы оптимизации: Учеб. Пособие для вузов. — М.: Сов. Радио, 1980.-272с.
  59. Ю.Н., Анферов В. Н. К расчету ресурса спироидных передач по износу // Расчетно-экспериментальные методы трения и износа. — М.: Наука, 1980.-С. 19−22.
  60. Ю.Н., Павлов В. Г., Пучков В. Н. Трение и износ в экстремальных условиях. Справочник. М.: Машиностроение, 1986. — 224 с.
  61. П.Ф., Леликов О. П. Конструирование узлов и деталей машин: Учеб. пособие для машиностроит. спец. вузов. М.: Высш. шк., 1985 -416с.: ил.
  62. С.В. Исследование спироидной передачи с двумя зонами зацепления: Автореф. дис. канд. техн. наук. Новосибирск, НЭТИ, 1975.24с.
  63. С.В. Некоторые вопросы геометрического расчета двухколесных спироидных передач с цилиндрическими червяками // Механические передачи. Вып.5. Ижевск: ИМИ, 1973. С.94−103.
  64. С.В., Быстрое М. М. Некоторые результаты исследования нагрузочной способности спироидных редукторов с двумя зонами зацепления // Механические передачи. Ижевск: ИМИ, 1976. С.37−44.
  65. С.В., Шпилькин И. А. Исследование поверхностей зацепления спироидных передач с архимедовыми червяками // Механические передачи. Вып.2 Ижевск: ИМИ, 1977. С.22−26.
  66. К.И. Жесткость зубчатых передач. К.: Техшка, 1967.
  67. К.И. Зубчатые передачи. Киев: Техника, 1977.
  68. К.И. Зубчатые передачи. Распределение нагрузки в зацеплении. К.: Техшка, 1977. — 208 с.
  69. К. И. Попель О.Е., Телис И .Я. Коэффициент неравномерности распределения нагрузки между зубьями глобоидной передачи. -Изв. вузов, сер. «Машиностроение», 1974, № 4.
  70. К. И. Попель О.Е., Телис И .Я. Определение распределения нагрузки между зубьями в глобоидном зацеплении. Изв. вузов, сер. «Машиностроение», 1971, № 7.
  71. К.И., Телис И. Я., Попель О. Е. Влияние осевого смещения червяка на распределение нагрузки в глобоидном зацеплении. Изв. вузов. сер. «Машиностроение», 1973, № 9.
  72. Зак П. С. Глобоидная передача. М. Машгиз, 1962.
  73. В.А. Результаты экспериментального исследования жесткости дета-лей узла вала колеса и корпуса спироидного редуктора механической топки // Механические передачи: Межвуз. сб. трудов. — Ижевск, 1976.-С. 27−30
  74. В.А., Езерская С. В., Матвеев В. И. Об исследовании нагрузочной способности низкоскоростной ортогональной гипоидно-червячной (спироидной) передачи наружного зацепления // Механические передачи: Сб. трудов. Ижевск, 1971.-С. 141−146.
  75. Като, Ямагути, Като Метод измерения контактного давления между металлическими поверхностями по изменению шероховатости // Труды американского общества инженеров-мехенников: «Конструирование и технология машиностроения», Москва, 1981, № 2, с.257−264.
  76. .С. Расчет деталей на местное сжатие. Харьков, изд. ХВКИУ, 1967,222с.
  77. В.Н., Андронов Н. Н. Распределение нагрузки между зубьями и по мгновенным площадкам контакта в конической передаче // Теория механизмов. Прочность машин и аппаратов: Сб. научных трудов. — Курган, 1993.-С. 30−36
  78. В.Н., Андронов Н. Н. Статика конической передачи с круговыми зубьями // Теория реальных передач зацеплением: Тезисы докладов пятого межгосударственного симпозиума. — Курган, 1993. — С. 78.
  79. Д.В. Взаимная компенсация погрешностей в спироидной передаче // Проблемы проектирования изделий машиностроения: сб. научных тру-дов. Ижевск, 1998. — С. 60−64.
  80. Д.В. Исследование влияния погрешностей и геометрическое моделирование локализованного контакта в спироидной передаче: Дисс.. канд. техн. наук. — Ижевск, 1999.
  81. А.С. Исследование формообразования зубьев колес цилиндрической спироидной передачи с локализованным контактом в зацеплении: Дисс.. канд. техн. наук. Ижевск, 1982.
  82. А.С. Методы регулирования пятна контакта в спироидной передаче // Информационные технологии в инновационных проектах: Труды IV Международной научно-технической конференции. Часть 3. — Ижевск: Из-дательство ИжГТУ, 2003. С. 53−55.
  83. А.С. Об особенностях притирки, контроля и сборки автомобильных спироидных главных передач // Перспективы развития и использования спироидных передач и редукторов: Доклады всесоюзного научно-технического совещания. — Ижевск, 1979. — С. 46−51.
  84. А.С. Об особенностях притирки, контроля и сборки автомобильных спироидных передач и редукторов. / Докл. Всесоюзного научно-технического совещания. Ижевск: ИМИ, 1979. С.46−51.
  85. А.С. Теоретические основы синтеза зацеплений модифицированных спироидных цилиндрических передач: Дисс.. докт. техн. наук. -Ижевск, 2001.-343 с.
  86. А.С. Теоретические основы синтеза зацеплений модифицированных цилиндрических спироидных передач: Автореф. дис.. докт. техн. наук. Ижевск, 2001. 32с.
  87. А.С., Кошкин Д. В. К выбору диаметра вершин зубьев спироидной фрезы // Теория и практика зубчатых передач: Труды международной кон-ференции. Ижевск, 1998. — С. 379−383.
  88. Ф.Л. Теория зубчатых зацеплений. М.: Наука, 1968. 584с.
  89. Г. А., Кабатов Н. Ф., Сегаль М. Г. Конические и гипоидные передачи с круговыми зубьями. Л.: Машиностроение, 1977. — 423 с.
  90. С.Д. Разработка и исследование спироидных передач с выборкой бокового зазора в зацеплении: Автореф. дис. канд. техн. наук. Курган. КМИ, 1982. 22с.
  91. В.И., Ивайкин В. А. Об жесткости вала червяка низкоскоростного тя-желонагруженного спироидного редуктора с разнесенными подшипниковыми опорами // Механические передачи: Сб. трудов. -Ижевск, 1972.
  92. В.И., Шевелева Г. И. Методв определения контактых и изгибных напряжений в зубчатых колесах // Проблемы машиностроения и надежности машин, 1993, № 6, с.35−40.
  93. Метод фотоупругости. В 3-х т./Под общ. ред. Н. А. Стрельчука и Г. Л. Хе-сина. М.: Стройиздат, 1975.
  94. В.А. Особенности конструкции и технологии изготовления спироидной передачи с коническим геликоидным червяком криво-линейно-го профиля: Автореф. дисс.. канд. техн. наук. Новосибирск: НЭТИ, 1977.-23 с.
  95. В.Ю. Тензометрическое исследование напряжений в зубе спироидного колеса // Проблемы проектирования изделий машиностроения: Сб. трудов. Ижевск, 1998. — С. 24−28.
  96. В.Ю. Экспериментальное исследование изгибных деформаций зуба спироидного колеса // Теория реальных передач зацеплением: Труды международного симпозиума. — Курган, 1997. С. 67−70.
  97. П.И. Основы конструирования: Справочно-методическое пособие. Изд. 3-е, испр.-М.: Машиностроение, 1988.-560 е.: ил.
  98. ПО.Перель Л. Я., Филатов А. А. Подшипники качения. Справочник. М.: Машиностроение, 1992 г.
  99. Сопротивление материалов / Под ред. акад. АНУССР Писаренко Г. С. -5-е изд., перераб. и доп. — К.: Вища шк. Головное издательство, 1986. — 775 с.
  100. В.Н. Синтез зацеплений цилиндрических передач с локализованным контактом: Дисс. докт. техн. Наук. Курган, 1989.
  101. К.В., Варшавский М. Р., Белобородое А. В. Оценка напряженного состояния арочных зубьев колес цилиндрических передач: .
  102. Е.С. Исследование пространства параметров неортогональных спироидных передач: Дисс.. канд. техн. наук. Ижевск, 1999. — 170 с.
  103. Е.С. Метод расчета параметров станочного зацепления с гели-коидной производящей поверхностью // В сб.: «Современные информационные технологии. Проблемы исследования, проектирования и производства зубчатых передач». — Ижевск, 2001. с. 163−169.
  104. Е.С. Определение предельного осевого угла профиля червяка спироидной передачи // Теория и практика зубчатых передач: Труды меж-дународной конференции. Ижевск, 1996. — С. 375−379.
  105. Е.С. Основы анализа и синтеза зацепления реальных спироидных передач // Дисс.. докт.техн.наук. Ижевск, 2004 — 348 с.
  106. Е.С., Береснева А. В. К разработке метода расчетной оценки точноксти, качества контакта и динамики спироидных передач // Надежность машин и технических систем: Труды международной научно-технической конференции. Минск, 2001, Том 2. С. 69−70.
  107. Е.С., Береснева А. В. Моделирование технологических ошибок при разработке норм точности спироидных передач // Теория и практика зубчатых передач: Труды международной конференции. — Ижевск, 2004. -С. 113−120.
  108. Е.С., Кузнецов Ан.С. Оценка влияния конструкторско-технологических факторов на нагруженное состояние спироидной передачи // Теория и практика зубчатых передач: Труды международной конференции. Ижевск, 2004.-С. 121−131.
  109. A.M. Некоторые вопросы точности зацепления, изготовления и монтажа гипоидно-червячных (спироидных) передач: Дисс.. канд. техн. наук. Ижевск, 1972.
  110. A.M. Определение предельного удаления рабочей части червяка спироидной передачи от межосевого перпендикуляра // В сб.: «Механические передачи. Теория, расчет и испытания». Ижевск: «Удмуртия», 1967.-С. 146- 150.
  111. A.M., Чекалкин Г. Т., Швецов В. В. Расчет на износ спироидных передач, работающих в условиях упругого контакта // Механические передачи. Вып. I. Ижевск: ИМИ, 1976. С. 62−67.
  112. A.M., Швецов В. В. К вопросу об оценке износостойкости зубчатых передач // Механические передачи. Вып. 7. Ижевск: ИМИ, 1975. С. 89−96.
  113. Г. И., Решение контактной задачи методом последовательного нагружения // Известия ВУЗов, Машиностроение, 1986, № 9, с. 10−15.
  114. Г. И., Теория формообразования и контакта движущихся тел. -М.: Издательство «Станкин», 1999. — 494 с.
  115. Г. И., Численный метод решения контактной задачи при сжатии упругих тел // Машиноведение, 1981, № 5, с. 90−94.
  116. В.А. Применение кинематического метода исследования зубчатых пар и способов их обработки // Известия ВУЗов. Машиностроение. -М., 1958.-Вып. 5.-С. 121−131.
  117. И.Я. Контактная задача теории упругости. М.: Гостехиздат, 1949, 270с.
  118. В.А. Исследование некоторых вопросов геометрии, кинематических показателей зацепления и нагрузочной способности гипоидно-червячных (спироидных) передач: Дисс.. канд. техн. наук. Ижевск, 1971.
  119. В.А. О результатах сравнительных испытаний спироидных и червячных редукторов общего назначения // Перспективы развития ииспользования спироидных передач и редукторов: Доклады всесоюзного научно-технического совещания. Ижевск, 1979. — С. 85−90.
  120. .М. Исследование напряженно-дефирмированного состояния конических зубчатых передач //Вестник машиностроения, № 12, 1990, с.26−28
  121. Экспериментальные методы исследования деформаций и напряжений: Спарвочное пособие / Б. С. Касткин, А. Б. Кудрин, Л. М. Лобанов и др. Киев: Наукова думка, 1981. — 584с.
  122. Blazakis С.А., D.R. Houser Finit element and exprimental analysis of the effects of thin-rimmed gear geometry spur gear fillet stress // International Gearing Conference, University of Newcastle upon Tyne, September, 1994. -C.41−46.
  123. Bolos V. Spiroid worm gearing. The hobbing of the plane wheels. — Tg. Mure§ (Romania): Editura Universita{ii «Petru Major», 2000. 264 p.
  124. C.Baret, G. Coccolo, F.A.Raffa 3D Stress analysis of spur gears with profile errors and modification using p-FEM models // International Gearing Conference, University of Newcastle upon Tyne, September, 1994. C.149−154.
  125. George D. Bibel, Robert Handschuh Messing of a spiral bevel gearset with 3D finite element anslysis // Proceedings of the 7th Power Transmission and Gearing Conference, De-vol, 88. C. 102−108.
  126. Goldfarb V.I., Abramov A.I. Vibration and accuracy of spiroid gears // Proceed-ings of International Conference on Mechanical Transmissions and Mechanisms (MTM'97). Tianjin (China), 1997. — P. 617−619.
  127. Goldfarb V.I., Lunin S., Trubachov E.S. Advanced computer modeling in gear engineering // Proceedings of ASME International Power Transmission and Gearing Conference. Chicago (USA), 2003.
  128. Goldfarb V.I., Trubachov E.S. Development and application of computer-aided design and tooth contact analysis of spiral-type gears with cylindrical worms // Pro-ceedings of AGMA Fall Technical Meeting 2002. St. Louis (USA), 2002/-P. 1−11.
  129. H6hn B.-R. Modern gear Calculation // Proceedings on the International Conference on Gears. Munich (Germany), 2002. — P. 23−43.
  130. Hohn B.-R., Steingrover K., Lutz M. Determination and optimization of the contact pattern of worn gears // Proceedings on the International Conference on Gears. Munich (Germany), 2002. — P. 341−352.
  131. J.P. de Vanjany, H.C.Kim, M. Guingand, D. Play EFFEts of rim ?? Web on stress of internal cylindrical gears // Proceedings of the 7th Power Transmission and Gearing Conference, De-vol, 88. C.73−79.
  132. T. J. Деформации и моменты в консоли бесконечной длины от сосредоточенной нагрузки. В Кн.: Сборник переводов по зубчатым зацеплениям. Ростов-на-дону, 1962.
  133. Litvin F.L. Development of Gear Technology and Gearing. Chicago (USA): University of Illinois at Chicago, 1998. — 113 p.
  134. Litvin F.L. Theory of Gearing. USA: NASA, 1989.
  135. Litvin F.L., De Donno M. Computerized design and generation of modified spiroid worm-gear drive with low transmission errors and stabilized bearing contact // Computer methods in applied mechanics and engineering. USA, 1998.-№ 162.-P. 187−201.
  136. Litvin F.L., De Donno M., Lian Q., Lagutin S.A. Alternative approach for determination of singularrities of envelopes to a family of parametric surfaces // Computer methods in applied mechanics and engineering. — USA, 1998. — № 167.-P. 153−165.
  137. Lunin S. New Method of Gear Geometry Calculation // Proceedings of the JSME International Conference on Motion and Power Transmissions — Fukuoka (Japan), 2001. P. 472−477.
  138. M. Vijakar Efge effects in gear tooth contact // Proceedings of the 7th Power Transmission and Gearing Conference, De-vol, 88. C.205−212.
  139. Nelson W.D. Spiroid gearing // Machine design. USA, 1961. — № 3. — P. 136−144.
  140. Nelson W.D. Spiroid gearing // Machine design. USA, 1961. — № 4. — P. 93 106.
  141. Nelson W.D. Spiroid gearing // Machine design. USA, 1961. — № 5. — P. 163−171.
  142. Nelson W.D. Spiroid gearing // The American society of mechanical engineers: Paper № 57-A-162. USA, 1957.
  143. Pat. 2 696 125 USA. Speed reduction gearing / O.E. Saari.
  144. Pat. 2 954 704 USA. Skew-axis gearing / O.E. Saari.
  145. S.Zhong, C. Huang, Z. Chen, T. Chao Study of the rigidity of z single tooth of a thingrimmed external spuregear by BEM // International Gearing Conference, University of Newcastle upon Tyne, September, 1994. C.53−56.
  146. Saari O.E. Gear finishing apparatus //Patent USA № 2 996 847, 1961.
  147. Saari O.E. Method of making Speed-Reduction Gearing, Patent USA № 2 731 886, 1955.
  148. Saari O.E. Multiply skew-axis gearing // Patent USA № 2 935 885, 1960.
  149. Saari O.E. Reduction gearing unit // Patent USA № 2 908 187, 1959.
  150. Saari O.E. Skew-axis Gearing and Method of making same, Patent USA № 2 776 578, 1955.
  151. Saari O.E. Skew-Axis Gearing with plane tooth gear, Patent USA № 2 896 467, 1959.
  152. Saari O.E. Speed-Reduction Gearing, Patent USA № 2 696 125, 1954
  153. Saari O.E. The mathematical background of spiroid gears // Industrial mathematics series. Detroit (USA): Detroit Wayne State University press, 1956. — P. 131−144.
  154. Siminiati D., Mracovcic T. Analysis of the concave-convex cjnact of cylindrical bodies. // Теория и практика зубчатых передач. Труды международной конференции, Ижевск, 1998. С. 79−84
  155. Simon V. Load distribution in cylindrical worm gears // Abstracts of the computer and information in Engineering conference. Baltimor (USA), 2000.-P. 520.
  156. Simon V. Load distribution of double developing worm gears // ASME Journal of Mechanical Design. Vol. 115. USA, 1998. — P. 496−501.
  157. Simon V. Optimal machine tool setting for hypoid gear improving load distribution // Abstracts of the computer and information in Engineering conference. Baltimor (USA), 2000. — P. 513.
  158. Song Y., Su D. Mesh stiffness and tooth stress calculation for worm gears using finite element method // Proceedings of the International Conference on Gearing, Transmissions and Mechanical Systems. Nottingham (UK), 2000. -P. 129−142.
  159. Su D., Song Y., Gentle C.R. Three-dimetsional loaded multi-tooth contact analysis of spiroid gears // Передачи и трансмиссии: Научный журнал Технического комитета по зубчатым передачам IFToMM. Nottingham (UK), 2001. -№ 3. — P. 83−90.
  160. Vijayakar M. Edge Effects in gear tooth contact //Procedings of the 7th International Power Transmission and Gearing Conference. De-vol.88
  161. Winter, H., Michaelis, K., Vollhuter, F.: Griibchen- und ZahnfuBtragfahigkeit von Kegelradern mit und ohne Achsversetzung. Teil I: Versuche zur Festigkeit und Beanspruchung. Antriebstechnik (1993), Nr. 6, s. 64−70.
  162. Результаты исследования податливости зуба спироидного колеса МКЭ
  163. Левая нагруженная поверхность
  164. Правая нагруженная поверхность1. W, мм1. W, мм05 1 1.5а) 7=0,9
Заполнить форму текущей работой

Сессия? Спокойно!