Коэффициент зависимость от контактного давления

Рис. 8.7. Зависимость коэффициента трения от контактного давления для различных режимов трения торцового уплотнения

Рве. 4. Зависимость коэффициента трения от контактного давления р, для пар трения (штриховыми линиями обозначены задиры) [c.11]

При охватывающей детали из Ст. 3 для различных пластмасс получены следующие уравнения для коэффициентов трения в зависимости от контактного давления р в Мн м . [c.83]

Рис. 1.5. Зависимость скорости изнашивания (а) и коэффициента трения (в) от контактного давления для различных композиционных материалов при трении без смазки по стали 45 при скорости скольжения 1 м/с

На рис. 5.52 показаны кривые зависимости коэффициента статического трения (трения покоя) резины по металлу от контактного давления, на рис. 5.53 — коэффициента трения прямоугольного резинового кольца. [c.517]

Рис. 5.53. График зависимости коэффициента трения уплотнительных прямоугольных колец от контактного давления

Граничные условия для задачи теплопроводности определяются следующим образом. На части границы L, задается тепловой поток, на границе La— условия теплообмена третьего рода (температура среды Too (L) и коэффициенты теплообмена а (L)). На части границы L , где может быть внедрение штампа, коэффициент теплообмена задается зависящим от контактного давления с помощью кусочно-линейной зависимости. Причем в случае отсутствия контактных давлений коэффициент теплообмена может резко изменяться. [c.89]

Рис. 1.25. Зависимости утечек Q через торцовое УВ от контактного давления (а), коэффициента нагруженности (б) и давления в полости (в, г)

В тех случаях, когда модель состоит из значительного числа деталей, имеющих большое количество контактных поверхностей, применение органического стекла в качестве материала модели может оказаться недостаточным, так как возникают трудности с выполнением условий подобия сил трения. Это потребовало изучения в модели из органического стекла влияния сил трения, которые могут действовать в траверсе. Результаты проведенных исследований по коэффициентам трения органического стекла, применяемого для изготовления моделей, в зависимости от удельного давления и состояния трущихся поверхностей, приведены в табл. УИ. 6. [c.554]

Экспериментальные данные зависимости коэффициента трения и линейной интенсивности износа указанных пар трения от контактного давления и скорости скольжения были получены при [c.253]

Рис.4. Слева -зависимости отношения Т /То от контактного давления для пары стальной ролик-бронзовая фольга, fo коэффициент трения в базовом масле И-40А, Г - коэффициент трения в том же масле с ЖК присадкой. Справа -схема определения времени до задира

Допускаемое давление д принимают в зависимости от материала катков например, у текстолита по стали или чугуну [д] =40. . . 80 кН м у фибры по стали или чугуну [( ] = 35. ... .. 40 кН/м. Для металлических колес (коэффициент Пуассона v==0,3) контактные напряжения определяют по формуле Герца [c.258]

В зависимости от ответственности соединения полученное минимально необходимое значение увеличивают, умножая его на коэффициент запаса сцепления =1,5...3. По найденному расчетному контактному давлению р = Кр определяем расчетный натяг Л р, пользуясь выводимой в вузовских курсах сопротивления материалов формулой Ляме для расчетов толстостенных цилиндров (цилиндр считается толстостенным, если его средний радиус превышает толщину стенки не более чем в пять раз) [c.29]

Рис. 1.3. Зависимость интенсивности изнашивания (а) и коэффициента трения 6 от величины контактного давления для различных композиционных материалов

Рис, 195, Зависимость коэффициента трения при запрессовке от удельных давлений на контактной поверхности при различной чистоте обработки посадочных поверхностей (по опытам А. Б. Корона) [c.249]

Определенные с помощью построенных /d-диаграмм значения температуры мокрого термометра (предельной температуры контактного подогрева воды) в зависимости от температуры, влагосодержания и общего давления дымовых газов, а также коэффициента избытка воздуха приведены на рис. 18, 19, 20. Как видно из приведенных дан- [c.29]

Рис. 1-5. Зависимость предельной температуры контактного нагрева воды продуктами полного сгорания природного газа от их давления, температуры и коэффициента избытка воздуха.

В результате экспериментальных исследований удалось определить 1) распределение контактного давления для различных типов уплотнений 2) наличие масляной пленки на поверхности штока средней толщиной до нескольких десятых долей микрона независимо от наличия или отсутствия утечек 3) зависимость коэффициента трения от критерия режима s в определенной области, подобную зависимости, рассмотренной в 28 4) зависимость толщины масляной пленки, утечек и трения от сочетания направ-15 227 [c.227]

Дефекты уплотнений, выявляемые при приемно-сдаточных испытаниях и в начале эксплуатации, носят случайный характер и определяются в основном культурой производства предприятия и конструктивным совершенством гидропривода. Введем понятие коэффициента герметичности г) = т/и, равного отношению числа испытаний т, в которых обнаружена полная герметичность, к общему их числу п. Необходимо обеспечить т) = 1. Для выявления факторов, снижающих герметичность, представляют интерес испытания, при которых г < 1. Влияние параметров кольца на герметичность отражают зависимости (рис. 3.13), построенные по результатам испытаний при циклическом изменении давления от ртах до 0. Каждому сечению кольца (каждому d) соответствует определенная минимальная деформация сжатия бкр, зависящая от Rz канавки. При снижении температуры эксплуатации Екр возрастает (рис. 3.14, а). Процессы старения ухудшают герметичность (рис. 3.14, б). Для обеспечения герметичности необходима минимальная ширина контакта /о > 1>5 мм. Контактное давление рко следует обеспечить при установке кольца, во время эксплуатации оно уменьшается вследствие понижения температуры и старения. [c.117]

Для конкретного торцового уплотнения и определенной жидкости при постоянной частоте вращения вала в качестве переменного критерия режима можно принять величину, обратную контактному давлению в паре трения (рис. S.7). Кривая /(1/рк) приближенно отражает зависимость, соответствующую трению пары углеграфит — металл на воде. Работа пары трения в режимах левой ветви (при трении без смазочного материала) неустойчива, так как увеличение контактного давления (случайное или закономерное) приводит к резкому увеличению коэффициента трения, в режимах правой ветви (от граничной до жидкостной смазки) — устойчива, так [c.251]

При весьма общей зависимости коэффициента трения f(p), интенсивности изнашивания и закона смятия шероховатостей от p(t), определены закономерности изменения во времени контактного давления и темпера- [c.484]

При плоскопараллельном зазоре в паре трения утечка определяется величиной зазора, создаваемого контактным давлением в паре. С повышением контактного давления уменьшается зазор и утечки через него, но при этом растет сила трения в паре и, следовательно, потребляемая уплотнением мощность. На рис. 16 приведены зависимости утечки О и коэффициента трения Г от отношения контактного давления р к давлению уплотняемой среды р. Результаты получены при исследовании герметичности пары трения углеграфит по силицированному графиту (р = = 1,0 МПа V = 2 м/с смазочная жидкость - ацетон, бензол, толуол р = 0,3 2,5 МПа). С увеличением р (уменьшением р /р) коэффициент трения уменьшается, а утечка возрастает. [c.29]

Вследствие малой величины коэффициента пропорциональности в зависимости контактного давления от давления герметизируемой среды влияние точности изготовления разгруженных герметизаторов на контактное давление весьма существенно. Однако даже при минимальных значениях коэффициента нагруженности = 0,6 изготовление таких герметизаторов по 3-му [c.233]

Уменьшение износа при экстремальном падении силы резания с увеличением скорости объясняется снижением сил трения в зоне пластических деформаций. Это обусловлено уменьшением контактных давлений, размягчением материала заготовки с ростом температуры, изменением коэффициента трения в зависимости от скорости резания. Учитывая эти зависимости, целесообразно осуществлять резание с максимальной скоростью, соответствующей минимальной динамической силе резания в интервале скоростей, определяющем целесообразную стойкость для данной пары инструмент-заготовка [A. . 622579 (СССР)]. [c.37]

При расчете несущей способности соединения с гальваническим покрытием определяется контактное удельное давление р по формулам (32)—(37) или (38)—(40) в зависимости от натяга, материала и размеров деталей. Затем, учитывая материал покрытия и давление р. по графикам рис. 56 определяется коэффициент трения /. Зная р и /, по формулам (45), (46) определяются передаваемый крутящий момент и усилие запрессовки. [c.112]

С учетом слабой зависимости решения от радиуса валков (т.. е. от a/R) коэффициент трения качения P/ ka) и коэффициент сопротивления вращению M/ ka ) нанесены на рис. 10.10 едиными кривыми в зависимости от h/a. Минимальные значения обеих характеристик достигаются при отношении h/a, примерно равном единице. При тонких полосах трение на поверхностях контакта вызывает пластическое течение в центре области обжатия благодаря высокому гидростатическому давлению при толстых полосах для реализации пластического течения требуется большее контактное давление. При дальнейшем увеличении толщины полосы достигается ее критическое значение, при котором давление, требуемое для реализации пластического течения в сечении полосы, больше, чем то, которое нужно для возникновения пластического течения в поверхностных слоях, как это было рассмотрено в 9.3. Если распространить поле линий скольжения, показанное на рис. 9.9(a), в тело, то можно определить, что критическое значение толщины есть 8.8а. [c.370]

Рассмотрим сначала теплообмен, не осложненный массообменом, в теплообменнике любого типа (поверхностном или контактном) независимо от его конструктивных особенностей, схемы движения газа и жидкости (прямоток, противоток, перекрестный или смешанный ток). Будем считать постоянными расходы, начальные температуры и давления газа и жидкости, а также их теплоемкости. Представим ряд теплообменников с различной поверхностью контакта, в которых коэффициент теплообмена а является одинаковым. Построим для этого ряда зависимость средних за весь процесс температур сред от площади поверхности контакта F. Для определенности рассмотрим случай охлаждения жидкости газом. Первым в ряду будет такой (мысленно представленный) теплообменник, в котором / =0. В этом случае, естественно, теплообмена не происходит и температуры газа и жидкости равны их начальным значениям и ж. к. Средний за весь процесс температурный напор, равный в данном случае разности этих температур = — [c.52]

Для сравнения расчетных и экспериментальных данных были использованы результаты, полученные при выдавливании чистого свинца [5]. Расчетная кривая зависимости удельного давления от степени деформации (рис. 6) идет несколько ниже опытных данных. Это можно объяснить тем, что решение получено при постоянном контактном касательном напряжении т = ст . В действительности касательное напряжение на контактной поверхности будет больше, так как при малых коэффициентах трения будет более правильным использовать закон Кулона, т. е. = = [c.70]

Согласно существующим представления.м [34, 18] установлено качественное описание зависимости коэффициента трения скольжения от нормальной удельной силы, шероховатости поверхности и скорости скольжения. В условиях ковки и штамповки на контактных поверхностях возникают весьма значительные нор.мальные удельные силы, а обрабатываемый материал деформируется пластически. При этом определяющее влияние на силы контактного трения оказывает деформационное взаимодействие трущихся поверхностей штамповой оснастки и заготовки. При оценке влияния сил трения на характер деформирования в процессах обработки давлением установлена возможность использования экспериментальных данных, полученных при исследованиях трения в деталях машин. Одновременно исследователи [34] указывают на отличительные особенности трения. Эти различия сравниваемых условий трения приведены в табл. 2.1. [c.21]

В чистом виде полиимиды обладают плохими антифрикционными свойствами (коэффициент трения 0,6-0,7), которые резко улучшаются при введении твердосмазочных наполнителей - коэффициент трения снижается в 5-10 раз. На рис. 1,3 приведены зависимости коэффициента трения и интенсивности изнашивания от контактного давления для композиционных материалов ПАМ15-69 и ПАМ50-69 при температуре 180°С. Коэффициенты трения с увеличением нагрузки снижаются, достигая минимума при давлении 7-8 МПа, затем незначительно увеличиваются. Интенсивность изна1иивания монотонно повышается с увеличением контактного давления, повышение скорости скольжения также вызывает увеличение интенсивности изнашивания. Коэффициент трения материалов на основе полиимидов с увеличением скорости скольжения снижается. [c.32]

Широкое распространение в практике получили пары трения, в которых использован принцип термогидродинамического расклинивания поверхностей трения. В гл. 8 приведен метод расчета таких пар трения и конструкции колец с канавками различной формы (см. рис. 8.32). Анализ зависимостей коэффициента трения уплотнения от контактного давления при различньгх отношениях а/Ь (рис. 9.13) показывает, что наличие канавок приводит к резкому снижению коэффициента трения, т. е. [c.303]

Анализ результатов исследований зависимости коэффициента теплопроводности горных пород некоторых месторождений от всестороннего давления рве приводит к выводу, что влиянием рве на Аэ известняков и мелкозернистых песчаников можно пренебречь (рис. 14.12). Коэффициент теплопроводности Аэ высокопористых крупнозернистых песчаников увеличивается на 25% нефтенасыщенных, на 40—70% воздухонасыщенных (сухих) в исследованном интервале изменения давления (рис. 14.13). Влияние рве на Аэ горных пород может быть объяснено изменением контактного сопротивления на границе зерен скелета при теплообмене. [c.209]

В условиях эксплуатации в отличие от условий эксперимента, при котором получены зависимости, приведенные на рис. 1.2, одновременно могут изменяться нагрузка (контактное давление Р), скорость скольжения V и температура Т. Поэтому для надежного прогноза поведения узла трения в эксплуатации необходимо знать зависимости интенсивности изнапшвания и коэффициента трения от названных внешних факторов. Для получения таких зависимостей проводят многофакторные эксперименты с исггользованием математических методов планирования эксперимента (испытаний материалов ка трение и износ). Такие экспериментальные исследования осуществлялись для исследования свойств материала криолон-3. Был проведен полный факторный эксперимент типа N = S - при количестве варьируемых факторов К = 3 [c.29]

Выбор области контактных давлений, охватывающей интервал Os < (/max НВ, обусловлен нреждв всего ее практической неизученностью. В настоящее время точное определение деформаций и напряжений в реальных условиях трения не представляется возможным как вследствие локальности процесса, так и из-за значительного их градиента по глубине. Аналитическое решение этой задачи, основанное на достижениях теории упругости и теории пластичности, получено соответственно только для областей упругого и пластического контактов [20, 22]. Область упругопластических деформаций пока не поддается аналитической оценке. Предложенные в Гб] критерии перехода от упругого контакта к пластическому через глубину относительного внедрения являются в достаточной степени условными, так как не учитывают сил трения. При трении, как и при статическом вдавливании индентора, до сих пор нет однозначного критерия пластичности, который указывал бы на условия наступления пластической деформации [96]. Если при одноосном нагружении пластическая деформация металла начинается при напряжениях, равных пределу текучести, то при трении вследствие сложного напряженного состояния несущая способность контакта повышается и пластическая деформация начинается при значениях q = ds, где Ts — предел текучести с — коэффициент, который в зависимости от формы индентора, упрочнения и т. д. может меняться в значительных пределах (от 1 до 10) [6, 97]. В связи с тем что структурные изменения являются комплексной характеристикой состояния поверхностного слоя, представляется целесообразным их исследование именно в унругопластической области, где они могут служить критерием степени развития пластической деформации, критерием перехода от упругого контакта к пластическому. [c.42]

При определении коэффициента внешнего трения необходимо исходить из напряженного состояния в зонах фактического касания. В общем случае вследствие распределения вершин микронеровностей по высоте микроиеров-ности в зависимости от глубины внедрения могут деформировать материал поверхности менее жесткого тела упруго, упругоиластнчески или пластически. Границы между каждым из Ердов деформирования определяют, решая соответствующие контактные задачи теорий упругости и пластичности. Однако в ряде случаев (например, при трении резин, а также металлов при небольших контурных давлениях) в зонах касания возникают упругие деформации. Как показывает анализ, при внедрениях, соответствующих пластическим деформациям, в зонах касания поверхностей с наиболее распространенными Б инженерной практике параметрами шероховатостей основные силовые взаимодействия приходятся ia микронеровности, деформирующие материал поверхностного слоя менее жесткого тела пластически. Поэтому в настоящее время принято оценивать взаимодействие твердых тел при упругих и пластических деформациях в зонах касания. Теория взаимодействия твердых тел ири упругопластических деформациях пока ещё не разработана. [c.192]

Машины для определения параметров шероховатости поверхностей трения. Для экспериментального определения зависимостей расстояния между поверхностями детали и контробразца, а также коэффициентов внешнего трения покоя от контурного давления п — / (рс) п f= f (рс) применяют трибометр (рис. 9). Трибометр включает в себя корпус-основание / стойку 2 с кронштейнами 3, 8 устройство нагружения 9 устройство измерения контактных сближений, содержащее датчик контактных сближений 15 и вспомогательные детали крепления датчика направляющую 16 с установочным винтом /7 трубку 14 и иглу 12 привод вращения образца 10 относительно контр-образца 11, состоящий из электродвигателя 4, ведущего 5 и ведомого 6 шкивов, соединенных передачей (ременной, цепной и т. п.) устройство измерения сил трения, [c.227]

Зависимость предельной темпера Зависимость точки росы продуктов туры контактного нагрева воды про- полного сгорания природного газа дуктами полного сгорания природ- -ftp от коэффициента избытка воз-ного газа от их давления, темпера- духа а. туры и коэффициента избытка воздуха. [c.12]

Трение. В реальных условиях обычно бывает смешанное трение — сочетание жидкостного и граничного или граничного и сухого. Внешним проявлением режима трения являются сила трения, утечки, износ. Рассмотрим результаты ряда работ по экспериментальному исследованию трения в торцовых уплотнениях. Момент трения является чувствительной функцией состояния смазочного слоя и поддается измерению. Для этого на испытательном стенде корпус уплотнения устанавливают на подшипники, а момент трения замеряют динамометром или осциллографируют тензодатчиком. Зависимость коэффициента трения / от скорости для уплотнения, показанного на рис. 70, б, дана на рис. 75, е. При низких контактных давлениях (р < 10 кПсм ) кривые для различных масел оказались близкими по форме и близко расположенными. Такие кривые f = F v, р, р,) с крутопадающей ветвью в области низких скоростей скольжения и слабовозрастающей ветвью в зоне больших скоростей скольжения характерны для многих исследованных уплотнений. Они аналогичны кривым для подшипников с жидкостной смазкой. На рис. 82, а результаты испытания уплотнения на минеральных маслах и на их основе представлены в функции безразмерного критерия режима s = [c.160]

Максимальные контактные давления и коэффициенты трения в резьбе (материал болта и гайки — сталь Х16Н6) в зависимости от СМ [c.342]

Задача решена при геометрических размерах L = R=2Rm, где L— длина цилиндра, R— радиус цилиндра, Rm— радиус штампа. График сдвиговой функции релаксации материала цилиндра представлен на рис. 9.4.1 (G=G(0), коэффициент Пуассона v = 0,3). На рис. 9.4.1 представлены также заданная зависимость глубины б внедрения штампа и полученная зависимость главного вектора F контактных усилий от времени. На рис. 9.4.2 приведены графики распределения контактного давления. При решении применялся шаговый процесс с шагом А(. Дискретизация меридионального сечения границы осуществлялась так верхнее основание—20 равных отрезков, боковая поверхность — 10 равных отрезков, нижнее основание — 10 равных отрезков. Аппроксимация перемещений — кусочно-линейная, поверхностных сил — кусочнопостоянная. [c.253]

Коэффициенты системы (3.29) и уравнения (3.30) зависят сложным образом от параметра р, опреде-чяющего протяженность зоны контакта. Поэтому удобно задать параметр а нагрузку Р считать неизвестной. Тогда получим систему линейных уравнений порядка 0,5 [ + ]+1, в результате решения которой найдем Р и р , к= , 2, п. Таким способом, особенно удобным при использовании ЭВМ, в работе [153] получены зависимости угла контакта 0 от параметра нагрузки /2(11 (/ — )) для цилиндров с радиусами отверстия р=0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 (фиг. 3, кривые 6 соответственно) и эпюры контактных давлений- [c.142]

Фактический натяг при прессовой посадке определяется по номиваяьным размерам вала и втулки без учета шероховатости поверхиостн, микронеровности которой сминаются под действием давлений на сопрягаемых поверхностях и уменьшают величину натяга. Таким образом, при механической запрессовке происходит как бы сглаживание неровностей сопрягаемых поверхностей, вызывающее ослабление посадки и уменьшение по этой причине удельного давления. Необходимо отметить, что при выборе коэффициента трения, необходимого для подсчета силы запрессовки нлн рас-прес-совки, следует учитывать его зависимость от материала деталей, шероховатости поверхностей сопрягаемых деталей, удельного давления на контактной поверхности, а также от наличия и характера смазки. При запрессовке труб или колец (наиболее общий случай) величина иатяга N складывается из деформации сжатия внутренней трубы и деформации трубы (рис. 9), т. е. N — [c.93]

ИЗ железного порошка (точками обозначены экспериментальные значения). Коэффициент бокового давления зависит также от дисперсности и формы частиц, состояния их поверхности и химической чистоты порошка. Это согласуется с представлениями о зависимости от величины коэффициента межчастичного контактного трения, при уменьшении которого коэффициент бокового давления возрастает. Боковое давление уменьшается по высоте прессуемых брикетов, так как силы трения, возникающие между перемещающимися частицами порошка и стенками прессформы, уменьшают величину осевого давления прессования. [c.231]

Кроме способов непрерывного осесимметричного уплотаения, при намотке существуют способы локального уплотнения, например прикатка роликом и т. д. Так как давление в зоне контакта практически всегда превышает а, то намотка с одновременной прнкаткой ведется как линейно-упругая с анизотропией к= т. Кроме того, большой локальный градиент давления способствует более однородному распределению коэффициента армирования по объему и меньшей релаксации заданного усилия натяжения. Решение контактной задачи, а также эксперимент (41 указывают на слабую зависимость эффектов от радиуса прикатывающего ролика в реальных пределах его изменения. Основными факторами, определяющими процесс намотки с прнкаткой роликом, являются усилие натяжения и усилие прижима ролика. Усилие прижима не должно быть слишком большим, чтобы не возникало повреждения арматуры или чрезмерное удаление смолы. Поэтому наилучший результат достигается при убывающей программе изменения усилия прижима ролика с ростом текущего радиуса изделия. [c.476]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...