Расчет коэффициента внешнего трения

РАСЧЕТ КОЭФФИЦИЕНТА ВНЕШНЕГО ТРЕНИЯ, ИНТЕНСИВНОСТИ ИЗНАШИВАНИЯ И КОНТАКТНОЙ ЖЕСТКОСТИ ПРИ УПРУГОМ КОНТАКТЕ [c.85]

Расчет коэффициента внешнего трения [c.85]

Экспериментальная проверка формул расчета коэффициента внешнего трения [c.88]

Теория Крагельского—Демкина находит непосредственное применение при расчетах коэффициента внешнего трения ). [c.176]

Контакт пластический насыщенный 34. 166 — Условия достижения 34 — Формулы для расчета коэффициента внешнего трения и силы трения 34 [c.278]

Проблема повышения износостойкости и прочности деталей является составной частью проблемы повышения надежности машин. Решить сложные проблемы надежности современных машин невозможно без глубокого теоретического изучения физической природы процессов износа и разработки на этой базе практических рекомендаций по расчету деталей на износ и коэффициентов внешнего трения без получения материалов и смазок для различных условий износа, а также без разработки конструктивных и технологических мероприятий, обеспечивающих требуемую износостойкость и прочность деталей и узлов различных машин. [c.277]

В первой части книги приведены материалы по определению величины сил контактного трения при ковке и штамповке, прокатке, волочении и прессовании. Эти данные необходимы для разработки режимов деформации, расчетов оборудования на прочность и потребной мощности. Чаще всего величину сил трения определяют через коэффициент трения. Поэтому для решения технологических и конструкторских задач требуется с достаточной степенью достоверности выбрать среднюю величину коэффициента внешнего трения в зоне деформации. При этом надо правильно учитывать влияние основных факторов трения, выделяя их среди многих второстепенных. Теоретический анализ процессов обработки металлов давлением во многих случаях требует знания не только средних значений сил трения, но и распределения их по контактной поверхности. Этому сложному вопросу также уделено значительное внимание. [c.6]

На основании предположения о диффузионно-вакансионном механизме формоизменения в контактной зоне при внешнем трении получено выражение для расчета молекулярной составляющей силы трения т , аналогичное уравнению для расчета коэффициента внутреннего трения (Мура и Эйринга) [c.115]

Обратимым принято называть такой процесс, который в условиях изолированной системы, т. е. без внешнего воздействия, допускает возврат системы в исходное состояние. Естественно, что в обратимом процессе исключены все виды необратимых явлений (трение, диффузия и т. п.), поэтому он наиболее идеализирован. Обратимые процессы значительно облегчают анализ термодинамической системы при ее изменении, а переход к реальным процессам осуществляется введением в расчеты коэффициентов, характеризующих необратимые явления. [c.9]

Демпфирующие свойства системы, а следовательно, и ее виброактивность зависят от внутреннего и внешнего трения элементов. Внутреннее трение в материале элементов системы особенно существенно влияет на уровни вибрации в области средних и высоких частот. Возникающие при этом напряжения в элементах механизмов и фундаментов, как правило, не превышают 10— 20 кгс/см , поэтому для расчета может быть использована гипотеза вязкоупругости с независящими от амплитуды напряжений коэффициентами. При гармоническом возбуждении можно считать, что коэффициенты вязкоупругости зависят от частоты. [c.22]

Теперь легко определить линеаризованные коэффициенты внутреннего и внешнего аэродинамического трения в системе по соотношениям (11). Соотношение т) между коэффициентами внутреннего и внешнего трения в первом приближенном расчете необходимо оценить по данным, взятым, например, из работ 12, 4, 6]. [c.175]

Аналогичный расчет коэффициента трения приводит к такому же результату, если все физические свойства, входящие в выражения для коэффициента трения и числа Рейнольдса, определяются при температуре внешнего течения [c.320]

В работе 62 ] рассмотрены движение и взаимодействие дислокаций в тонких поверхностных объемах при трении кристаллических тел. На основе анализа изменения дислокационной структуры при внешнем трении кристаллических материалов сформулирована гипотеза, что сила трения связана с изменениями дислокационной структуры, возникающими на поверхностях трения, причем внешняя работа при трении соответствует внутренней работе по изменению дислокационной структуры. Сделана попытка расчета силы и коэффициента трения кристаллических тел на основе дислокационной модели внешнего трения. Зависимость силы и коэффициента трения от плотности дислокаций представлена следующими соотношениями [c.53]

Назаренко П. В. Расчет силы и коэффициента трения кристаллических тел на основе дислокационной модели внешнего трения. — В кн. Проблемы трения и изнашивания. Киев Техника, 1973, № 3, с. 6. [c.207]

Решение тепловой задачи для упругой муфты с резиновой звездочкой базируется на результатах расчета напряженно-деформированного состояния. Отличительной особенностью этой муфты является наличие значительной по величине массы металлических деталей, непосредственно контактирующих с резиновым упругим элементом и во многом определяющих его температурный режим. Эксперименты показывают, что при работе муфты в условиях компенсации радиальной несоосности или при передаче переменного вращающего момента наблюдается значительный разогрев металлических деталей муфты и прилегающих к ним элементов валопровода. Теплообразование в резиновом упругом элементе муфты происходит за счет работы сил внутреннего и внешнего трения и определяется в соответствии с зависимостями (1.55) и (1.56). Экспериментальные исследования температурного состояния резиновых элементов этой муфты производились на стенде, моделирующем условия работы муфты при крутильных колебаниях и при компенсации радиальной несоосности валов. В последнем случае испытания проводились при вращающейся муфте. Целью экспериментов было получение температурной зависимости для коэффициента диссипации г з, определение установившейся температуры металлических деталей муфты, а также времени выхода муфты на стационарный температурный [c.131]

Практически расчет подшипника выполняют как проверочный по заданной внешней нагрузке Р и угловой скорости со размеры dud назначают конструктивно в соответствии с размерами вала, а величину 1 определяют в зависимости от марки масла (с последующим уточнением влияния температуры смазочного слоя). Из формулы (4) определяют значение коэффициента несущей силы, при котором должно выполняться условие жидкостного трения [c.439]

Расчет винтов (болтов), устанавливаемых с зазором. Если соединение выполнено так, как показано на рис. 14.12, в, то вся внешняя нагрузка передается с детали 1 на деталь 2 только посредством трения в плоскости разъема. Полагая, что сила трения распределяется между отдельными участками поверхности разъема так же, как нагрузка между винтами, работающими на срез, получим, что сила трения Е,, наиболее нагруженной зоны должна быть больше Е ], т. е. Ff = nF i, где п > 1 —коэффициент запаса. Так как F = /fou. где / — коэффициент трения, а foe — сила начальной затяжки винта, то [c.372]

Формулы (10-60) и (10-61) вместе с данными измерений, [Л. 84] использованы для оценки интегрального члена в правой части уравнения (1-101). Результаты расчета показаны на рис. 10-14. За масштаб длины принято / = 3,048 м, а в качестве масштаба скорости выбрана скорость внешнего потока в начале течения с йр/йхУ>0. Распределения Н х) и Дх) приняты по [Л. 84]. Коэффициент трения вычисляется по формуле (10-32). Обе формулы (10-60) и (10-61) дают почти одинаковые значе- [c.301]

Расчет пограничного слоя ведется в следующей последовательности. При заданных распределении скорости внешнего потока и х) и числе Рейнольдса набегающего потока Цоо/+ вычисляются коэффициент трения при обтекании турбулентным потоком пластины с соответствующим значением числа Рейнольдса и постоянная интегрирования С 1 по (10-90) при т = 6. Коэффициент трения на пластине при 5-105< (Ноо//т) <10 можно вычислять цо формуле [c.313]

Для определения внешнего сопротивления силовой установки, как видно, требуется знать распределение давлений и касательных напряжений трения по ее поверхности. В некоторых случаях с известной степенью точности они могут быть найдены на основе теоретических методов расчета. Чаще всего для этих целей пользуются экспериментальными значениями аэродинамических коэффициентов давления и трения при наличии которых соответствующее сопротивления определяются по формулам [c.248]

Расчет таких соединений сводится к тому, чтобы обеспечить равновесие между внешними силами Р, передающимися через соединение, и силами трения, развивающимися между соединяемыми элементами. Обозначив силу натяжения каждого болта через N, а коэффициент трения через /, получим условие прочности для соединения [c.153]

При работе зубчатых передач возникают силы, знание которых необходимо для расчета на прочность зубьев колес, а также валов и их опор. Силы определяют при максимальном статическом нагружении внешними нагрузками, без учета динамических нагрузок, вызванных ошибками изготовления и деформацией деталей. Эти факторы учитывают соответствующими коэффициентами при определении расчетной нагрузки на передачу. Силами трения также пренебрегают вследствие их малого влияния. Силы в зацеплении определяют в полюсе зацепления Я (см. рис. 11.10) в предположении, что вся нагрузка передается одной парой зубьев. [c.245]

Пограничный слой при осесимметричном закрученном течении газа в канале является пространственным в том смысле, что все три составляющие скорости отличны от нуля. Его параметры, однако, зависят лишь от двух независимых переменных. Для несжимаемой жидкости в [1-4] проведены исследования пограничного слоя, основанные на использовании интегральных соотношений. Пограничный слой в сжимаемом газе при наличии закрутки внешнего потока, числе Прандтля Рг = 1 и линейной зависимости коэффициента вязкости от температуры исследовался численными методами в [5, 6], но эти исследования ограничивались рассмотрением автомодельных течений. Поэтому определенный интерес представляет расчет неавтомодельного сжимаемого пограничного слоя при наличии закрутки внешнего потока. Этот случай имеет большое практическое значение для определения потерь на трение и тепловых потоков в соплах. При этом для определения параметров внешнего течения могут быть использованы разработанные в последнее время эффективные методы расчета [7]. [c.533]

Для расчета решающее значение имеют сечения наружного и внутреннего колец и расстояние их центров тяжести от оси пружины, число внешних и внутренних колец, число конических поверхностей, угол Р (фиг. 18) между осью пружины и образующей конической поверхности кольца, объем пружины V и коэффициент трения. [c.509]

Расчет сил закрепления сводится к задаче статики на равновесие изделия под действием приложенных к нему внешних сил. Найденная сила закрепления должна быть меньше или равна предварительно определенной из условий допустимой деформации базовой детали изделия. В связи с этим выбор. мест приложения сил закрепления имеет большое значение. Силы закрепления необходимо передавать через закрепляемые детали на жесткие опоры приспособления, избегая деформаций изгиба и скручивания. При расчете сил закрепления учитывают наибольшие значения сдвигающих сил и моментов, а также коэффициент запаса к. Его величину берут в пределах 1,5 —2,5 в зависимости от схемы усгановки и закрепления. При установке базовой детали на достаточно большие участки чисто обработанной поверхности коэффициент трения берут 0,16. [c.336]

Более точный выбор посадки можно осуществить, проводя расчет с учетом рассеяния характеристик материала деталей, внешней нагрузки, длины соединения и коэффициента трения. [c.104]

Внешнее трение прессуемого порошка о стенки пресс-формы определяет усилие, необходимое для выталкивания брикета после его спрессовывания и называемое лением выталкивания. Весьма важно знать величину давления выталкивания для решения практических вопросов прессования порошков, в частности для правильного расчета и конструирования прессинструмента. Давление выталкивания пропорционально давлению прессования и зависит от коэффициента внешнего трения и коэффициента Пуассона прессуемого порошка. Давление выталкивания принимают равным 0,2—0,35 от давления прессования и оно тем больше, чем выше прессуемый брикет и меньше площадь его поперечного сечения. [c.236]

Сравиите схемы расчета коэффициентов теплоотдачи и трения для ламинарного иолраничного слоя с постоянной скоростью на внешней границе при нагревании и охлаждении по определяющей температуре и по фактору свойства , используя табличные зяаче-ния физических свойств воздуха. [c.326]

На четырехшариковой машине, предназначенной для оценки противоизносных свойств, определяются величина износа и коэффициент трения. Три нижних неподвижных шарика связаны с устройством, которое позволяет измерить вращательный момент, передаваемый им верхним вращающимся шариком, и использовать полученный результат для расчета коэффициента трения. Испытания проводят при постоянных температуре, нагрузке и скорости шарики изготовляют из металлов определенного состава. В конце испытания под микроскопом на нижних трех шариках измеряют диаметр пятен износа. Записывают средний диаметр в мм, который и является мерой износа в данных условиях. Фиксируют также внешний вид пятен износа, что позволяет установить вид износа. Испытания проводят при самых различных условиях, поскольку стандартные условия испытания не разработаны. Обычно в этих испытаниях варьируются нагрузка, действующая на шары, рабочая температура, скорость вращения, длительность испытания, материал, из которого изготовляют шарики, внешняя среда и испытуемая жидкость [118]. [c.72]

Пусть внешнее трение подчиняется закону Кулона, причем для простоты расчета примем, что коэффициент трения / не зависит от плотности /= onst. Тогда [c.83]

С увеличением скорости скольжения коэффициент трения быстро уменьшается (участок 1—2), при этом трение переходит в полужид-костное, характеризующееся тем, что поверхности скольжения еще не полностью разде /ены слоем смазки, так что выступы неровностей соприкасаются. В точке 2 начинается участок 2—3 жидкостного трения толщина смазочного слоя возрастает от минимальной, достаточной лишь для покрытия всех выступов, до избыточной, перекрывающей все неровности с запасом. При жидкостном трении рабочие поверхности полностью отделены друг от друга, и сопротивление относительному движению их обусловлено не внешним трением контактирующих элементов, а внутренними силами вязкой жидкости. Теоретически наилучшие условия работы подшипника обеспечиваются в точке 2 — здесь сопротивление движению и соответствующее тепловьще-ление наименьшие, но нет запаса толщины слоя поэтому практически оптимальные условия будут в зоне справа от точки 2. Расчет подшипника, работающего в режиме жидкостного трения, выполняется на основе гидродинамической теории смазки. Однако такой режим может быть осуществлен лишь при достаточно большом значении характеристики режима к > Якр, где — значение характеристики режима в точке 2. Для опор тихоходных валов это условие в большинстве случаев не выполняется, а для быстроходных оно нарушается в периоды пуска и останова, когда частота вращения вала мала. [c.244]

Произвести проверочный расчет подшипника с кольцевой смазкой, параметры которого приведены в предыдущей задаче, при п = 40 об1мин коэффициент трения, соответствующий точке Ь (граничное трение) / = 0,1 коэффициент теплопередачи от корпуса подшипника во внешнюю среду k = 2 вт м град температура в помещении = 20°. [c.240]

Уравнения регрессии (1.1), (1.2) адекватно, т.е. достаточно достоверно, описывают зависимости J и/ от Р, V, Т и могут быть использованы для расчетов величины износа и коэффициента трения при любых значениях внешних факторов в исследованной области давления от 1 до 3 МПа скорости скольжения от 0,5 до 1,2 м/с температуры от - 100 до -ь100°С. [c.30]

Правая часть этого соотношения представляет собой функцию двух параметров задачи. Значения этой функции даны па рис. 5-7. Кривые на этом рисунке похожи на кривые для функции f"u, вследствие относительно небольшого диапазона изменения численных значений 5 и,/5я, по сравнению с Р ,,,. Из рис. 5-7 видно, что значение функции С/Кезс/Мнж изменяется от О до 7,4 при температуре поверхности, в 2 раза превышающей температуру торможения внешнего потока, и от О до 2,8 при температуре поверхности, равной абсолютному нулю. Отсюда следует, что в определении коэффициента трения или коэффициента теплоотдачи при градиентном течении допускается грубая ошибка, если расчет ведется [c.143]

В [Л. 119] исследована точность расчета пограничного слоя на основе преобразований Коулса. Показано, что в части слоя, где сохраняется логарифмический закон стенки, расчетные профили скорости хорошо согласуются с экспериментальными до чисел Моо б во внешней части слоя расхождения расчетного и измеренного профилей скорости увеличиваются. Однако подбором соответствующего значения коэффициента трения в несжимаемом течении с / можно достигнуть лучшего согласования профилей скорости. Такой искусственный прием не позволяет получить объективную оценку справедливости преобразования в пристеночной части слоя и удовлетворить закон соответственных состояний Коулса fRe = f Re%.. [c.403]

Пусть внешние нагрузки на привод малы и ими можно пренебречь (т = О, Сш = О и = 0). В этом случае динамические" характеристики привода могут существенно зависеть не только от постоянных времени и коэффициента добротности линейной передаточной функции, но также и от таких нелинейностей, как сухое трение в золотнике и силовом поршне и ограничение гидравлической проводимости (расхода) в дроссельном приводе.. Следует учитывать, что влияние этих нелинейностей проявляется по-разному в зависимости от величины и вида управляющего сигнала. В переходных процессах, когда изменения знака скорости не происходит, сухое трение в основном определяет запаздывание в срабагывании привода, а ограничение скорости проявляется только при сигналах управления, превышающих сигнал рассогласования. В соответствии с этим уравнения движений для расчета переходных процессов в следящем приводе на основании выражения (6.100) при т = О, = О, = О, ф = 1 запишутся в таком виде [c.469]

Внешний момент (от груза Q) Мкр = Qb при работе соединения должен уравновешиваться моментом сил трения Мтр == Nfd следовательно, для работы соединения необходимо условие Мкр < Л1тр. При расчете в уравнение обычно вводят коэффициент запаса Р = 1,2, Поэтому принятое нами условие можно переписать так [c.125]

Для зубчатой передачи, размеры которой известны, КПД можно определить по формуле ч] = 1 —2,3/з ( 1гх 1г, , где знак плюс для внешнего, а минус — для внутреннего зацеплений. Коэффициент трения в зацеплении /з = 1,25/ f находят в зависимости от скорости скольжения Уск 2и 51пагг,. В расчетах можно принимать / = 0,1 при Уск до 3 м/с / = 0,063 при (3...5) м/с / = 0,06 при Уск = (5...10) м/с f = 0,05 при = (10...20) м/с. [c.92]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...