Реферат: Расчет и проектирование привода лебедки

Министерство сельского хозяйства и продовольствия Республики Беларусь

УО «Белорусская государственная сельскохозяйственная академия»

Расчетно-пояснительная записка

к курсовому проекту по «Деталям машин и основам конструирования»

Тема: Расчет и проектирование привода лебедки

Выполнил:

студент гр.

специальность

Проверил:

2009

Содержание

Введение

1. Кинематический и силовой расчет

2. Расчет косозубой передачи

3. Расчет шевронной передачи

4. Расчет валов редуктора

5. Расчет и конструирование подшипниковых узлов

6. Подбор и проверочный расчет шпонок

7. Определение конструктивных размеров зубчатой передачи

8. Определение конструктивных размеров корпуса

9. Определение конструктивных размеров крышек подшипников

10. Выбор масла, смазочных устройств

16. Выбор и проверочный расчет муфт

17. Сборка редуктора

18. Техника безопасности

Список использованной литературы

Введение

В создании материально-технической базы значительная роль отводится подъемно-транспортному машиностроению, перед которым поставлена задача широкого внедрения во всех областях народного хозяйства комплексной механизации и автоматизации производственных процессов, ликвидации ручных погрузочно-разгрузочных работ и исключения тяжелого ручного труда при выполнении основных и вспомогательных производственных операций. Современные поточные технологические и автоматизированные линии, межцеховой и внутрицеховой транспорт, погрузочно-разгрузочные операции органически связаны с применением разнообразных грузоподъемных машин и механизмов, обеспечивающих непрерывность и ритмичность производственных процессов.

Правильный выбор грузоподъемного оборудования является основным фактором нормальной работы и высокой эффективности производства. Нельзя обеспечить устойчивый ритм производства на современной ступени его интенсификации без согласованной и безотказной работы современных средств механизации внутрицехового и межцехового транспортирования сырья, полуфабрикатов и готовой продукции на всех стадиях обработки и складирования. Успешно осуществляется переход от применения отдельных видов подъемно-транспортной техники к внедрению высокопроизводительных комплексов. Создаются принципиально новые системы грузоподъемных машин для комплексной механизации и автоматизации погрузочно-разгрузочных, транспортных и складских работ. Современные высокопроизводительные грузоподъемные машины, имеющие высокие скорости и большую грузоподъемность, появились в результате постепенного совершенствования машин в течение долгого времени.

В грузоподъемных машинах применяют электропривод с двигателями постоянного и переменного тока. Основным преимуществом двигателей постоянного тока является возможность регулирования скорости в широких пределах и получения механических характеристик, наиболее полно удовлетворяющих требованиям, предъявляемым к работе грузоподъемных машин. Кроме того, двигатели постоянного тока обладают большей перегрузочной способностью и более напряженным режимом работы.

Электропривод с двигателем переменного тока по сравнению с приводом постоянного тока обладает более низкой стоимостью и меньшими затратами при эксплуатации, вследствие более простой и надежной конструкции. Кроме того, электродвигатели переменного тока получают электроэнергию непосредственно из сети, а для электродвигателей постоянного тока требуются индивидуальные или цеховые преобразовательные устройства.

Примерный вид привода лебедки приведен на рис.1

Рис.1 Примерная схема привода лебедки

где: 1-двухступенчатый редуктор, 2-электродвигатель, 3-ограничитель подъема.

Кинематическая схема заданного привода лебедки приведена на рис.2.

Вращение привода передается от вала электродвигателя 1 к выходной муфте 4 через входную муфту 2 и двухступенчатый редуктор 3.

Рис.2 Кинематическая схема привода лебедки.

1. Кинематический и силовой расчет

Исходные данные:

- вращающий момент на выходном валу Т₃ =1260Нм;

- угловая скорость выходного вала ω₃ =4с^-1 ;

Определяем мощность на выходном валу Р₃ = Т₃ х ω₃ =1260х4=5040Вт.

Определяем общий КПД привода по схеме привода

η_общ =η_кп η_шп η_м η_п (1.1)

где [1, с.5, табл.1.1]: η_кп =0,97- КПД косозубой передачи;

η_шп =0,97 - КПД шевронной передачи;

η_м =0,98² – потери в муфтах;

η_п =0,99³ - коэффициент, учитывающий потери на трение в подшипниках 3-х валов.

Сделав подстановку в формулу (2.1) получим:

η_общ. =0,97*0,97*0,98² *0,99³ =0,877

Определяем мощность, необходимую на входе [1,с.4]

Р_тр =Р₃ /η_общ. (1.2)

где Р_тр – требуемая мощность двигателя:

Р_тр =5,04/0,877=5,75кВт

Выбираем электродвигатель [1,с.390,табл. П1,П2]

Пробуем двигатель 4А132М6У3:

Р_дв. =7,5кВт;

n_с =1000об/мин;

S=1,3%

d_дв. =38мм.

Определяем номинальную частоту вращения электродвигателя по формуле (1.3) [1,c.6]:

n_ном =n_c ·(1-S); n_ном =1000·(1-0,013);

n_ном =870 об/мин

По формуле (2.4) определяем угловую скорость вала двигателя

ω_дв =πn_дв /30=π*870/30=91,1рад/с;

Определяем общее передаточное число привода

U=ω_дв. /ω₃ =91,1/4=22,8

Производим разбивку передаточного числа по ступеням. По схеме привода

U_общ. =U₁ · U₂ ; (1.3)

Назначаем по рекомендации [1,табл.1.2]:

U₁ =5;

тогда

U₂ = U_общ. /U₁ ;

U₂ =4,56, что входит в рекомендуемые пределы

Принимаем U₂ =4,5.

Тогда уточняем передаточное число привода по формуле (2.3):

U_общ. =5х4,5=22,5

Принимаем окончательно электродвигатель марки 4А136М6 с d_вых =38мм.

Угловые скорости определяем по формуле

ω=πn/30 (1.4)

По схеме привода (рис.2) и формуле (1.4) определяем частоты вращения и угловые скорости каждого вала

n₁ = n_дв

n₂ = n_дв /U₁ =870/5=174об/мин;

ω₂ =πn₂ /30=π*174/30=18,2 рад/с;

n₃ = n₂ /U₂ =174/4,5=38,7 об/мин;

ω₃ =πn₃ /30=π*38,7/30=4 рад/с.

Определяем мощность на каждом валу по схеме привода

Р₁ =Р_дв η_м =7,5*0,98=7,35 кВт;

Р₂ =Р₁ η_кп η_п =7,35*0,97*0,99² =7,06 кВт;

Р₃ =Р₂ η_шп η_п =7,06*0,97*0,99=6,78 кВт.

Определяем вращающие моменты на каждом валу привода по формуле

(Нм) (1.5)

;

;

;

.

Все рассчитанные параметры сводим в табл.1.

Параметры кинематического расчета Таблица 1

2. Расчет косозубой передачи

2.1 Исходные данные

Мощность на валу шестерни и колеса Р₁ =7,35 кВт

Р₂ =7,06 кВт

Вращающий момент на шестерне и колесе Т₁ =80,7 Нм

Т₂ =388 Нм

Передаточное число U=5

Частота вращения шестерни и колеса n₁ =870 об/мин

n₂ =174 об/мин

Угловая скорость вращения шестерни и колеса ω₁ =91,1 рад/с

ω₃ =18,2 рад/с

Угол наклона зубьев β₁ =13˚

Расположение колес относительно опор симметричное.

2.2 Расчет параметров зубчатой передачи

Выбираем материал для шестерни и колеса по табл.3.3 [1,c.34]:

шестерня – сталь 40Х, термообработка – улучшение 270НВ,

колесо - сталь 40Х, термообработка – улучшение 250НВ.

Определяем допускаемое контактное напряжение по формуле (3.9) [1,c.33]:

(2.1)

где σ_Hlimb – предел контактной выносливости при базовом числе циклов;

К_HL – коэффициент долговечности;

[S_H ] – коэффициент безопасности;

по [1,c.33]: К_HL =1; [S_H ] =1,1.

Определяем σ_Hlimb по табл.3.2 [1,c.34]:

σ_Hlimb =2НВ+70; (2.2)

σ_{Hlimb 1} =2×270+70; σ_{Hlimb 1} =610МПа;

σ_{Hlimb 2} =2×250+70; σ_{Hlimb 1} =570МПа.

Сделав подстановку в формулу (3.1) получим

; МПа;

; МПа.

Определяем допускаемое расчетное напряжение по формуле (3.10) [1,c.35]:

(2.3)

;

МПа.

Определяем межосевое расстояние передачи по формуле (3.7) [1,c.32]:

(2.4)

де К_а – числовой коэффициент;

К_Hβ – коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки по ширине венца;

- коэффициент ширины;

Т₂ – вращающий момент на колесе

Выбираем коэффициенты:

К_а =43 [1,c.32];

К_Hβ =1,1 [1,c.32,табл.3.1];

=0,315 назначаем по ГОСТ2185-66 с учетом рекомендаций [1,c.36];

Т₂ =388Нм.

Подставив значения в формулу (3.4) получим:

; мм;

Принимаем окончательно по ГОСТ2185-66 [1,c.36]

мм.

Определяем модуль [1,c.36]:

(2.5)

;

;

Принимаем по ГОСТ9563-60 модуль m_n =2,0мм [1,c.36]

Определяем суммарное число зубьев по формуле (3.12) [1,c.36]:

(2.6)

Так как β=13º (β=8º…12º), тогда cosβ=0,974

; ;

Принимаем зуба.

Определяем число зубьев шестерни и колеса по формулам (3.13) [1,c.37]:

;

; ;

;

; .

Уточняем фактическое передаточное число

;

;

Отклонения передаточного числа от номинального нет.

Определяем делительные диаметры шестерни и колеса по формуле (3.17) [1,c.37]:

(2.8)

; мм;

; мм.

Проверяем межосевое расстояние

(2.9)

; мм.

Определяем остальные геометрические параметры шестерни и колеса по формулам:

; ;

; ; (2.10)

; (2.11)

мм;

; мм;

; мм;

; мм;

; мм;

; мм;

; мм

; мм;

; мм;

; мм.

Проверяем соблюдение условия (т.к. Ψ_ba <0,4)

;

; ;

0,315>0,223

Значит, условие выполняется.

Определяем окружные скорости колес

; м/с;

;

; м/с;

м/с.

Назначаем точность изготовления зубчатых колес – 8В [1,c.32].

Определяем фактическое контактное напряжение по формуле (3.6) [1,c.31]

(2.12)

где К_Н – коэффициент нагрузки:

К_Н =К_Нά × К_Нβ × К_{Н u} ;

К_Нά – коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки между зубьями;

К_Нβ - коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки по ширине;

К_{Н u} - коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку в зацеплении.

Уточняем коэффициент нагрузки

К_Нά =1,01; [1,c.39, табл.3.4]

К_{Н u} =1; [1,c.40, табл.3.6]

; ; ,

тогда К_Нβ =1,09; [1,c.39, табл.3.7]

К_Н =1,01×1,09×1; К_Н =1,1.

Сделав подстановку в формулу (3.12) получим

;

МПа.

Определяем ∆σ_Н

;

; недогрузки,

что допускается.

Определяем силы в зацеплении

- окружная

; (2.13)

; Н;

- радиальная

; (2.14)

; Н;

- осевую

; (2.15)

; Н.

Практика показывает, что у зубчатых колес с НВ<350 выносливость на изгиб обеспечивается с большим запасом, поэтому проверочный расчет на выносливость при изгибе не выполняем.

Все вычисленные параметры заносим в табл.2.

Таблица 2. Параметры закрытой зубчатой передачи

3. Расчет шевронной передачи

Исходные данные:

Мощность на валу шестерни и колеса Р₁ =7,06 кВт

Р₁ =6,78 кВт

Вращающий момент на шестерне и колесе Т₁ =388 Нм

Т₂ =1964 Нм

Передаточное число U=4,5

Частота вращения шестерни и колеса n₁ =174 об/мин

n₂ =38,7 об/мин

Угловая скорость вращения шестерни и колеса ω₁ =18,2 рад/с

ω₃ =4 рад/с

Угол наклона зубьев β=45˚

Расположение колес относительно опор симметричное.

Материал зубчатых колес сталь 45 с термообработкой – улучшение; для колеса твердость 235…262 НВ₂ (248 НВ_2ср ), s_Т = 540 Н/мм² , наибольшая толщина сечения заготовки ; для шестерни 269…302 НВ₁ (285 НВ_1ср ), s_Т = 650 Н/мм² , при диаметре заготовки шестерни .

При этом обеспечивается прирабатываемость зубьев: .

Интерполированием, т.е. находим промежуточные значения функции по известным ее частным значениям, [1,табл.4.15] находим число циклов напряжений, соответствующее пределу выносливости:

для колеса – N_{HO 2} = 16,2´10⁶ ,

для шестерни – N_{HO 1} = 22,5´10⁶ .

Рекомендуется N_{F 0} = 4´10⁶ – наработка.

Находим число циклов нагружения зубьев (колеса и шестерни) за весь срок службы:

;

;

;

;

где - ресурс (срок службы) передачи, примерно три года при двухсменной работе.

Принимаем значения коэффициентов:

K_HL = 1, учитывает влияние срока службы и режима нагрузки передачи,

K_FL = 1, учитывает долговечность работы.

Определяем допускаемые контактные напряжения [s]_HO и напряжения изгиба [s]_FO , соответствующие числу циклов напряжений N_HO и N_FO [3, табл. 4.6] для материалов зубьев колеса и шестерни:

;

;

;

;

;

;

Определяем допускаемые напряжения с учетом ресурса (срока службы) передачи:

;

;

;

;

;

;

Чтобы рассчитать межосевое расстояние, принимаем расчетные коэффициенты: – коэффициент ширины венца [1,табл. 4.6], , – коэффициент неравномерности нагрузки по длине зуба (табл. 4.18; 4.20).

Тогда межосевое расстояние передачи равно:

где К_а =43 – числовой коэффициент для шевронной передачи;

Т₂ =232Нм.

Подставив значения в формулу (5.1) получим:

; мм;

Принимаем окончательно по ГОСТ2185-66 [1,c.36]

мм.

Определяем модуль [1,c.36]:

;

;

Принимаем по ГОСТ9563-60 модуль m_n =4,0мм [1,c.36]

Определяем суммарное число зубьев по формуле:

β=45º, тогда cosβ=0,707

; ;

Принимаем зуба.

Определяем число зубьев шестерни и колеса по формулам [1,c.37]:

;

;

;

; .

Уточняем фактическое передаточное число

;

;

Отклонения передаточного числа от номинального нет.

Определяем делительные диаметры шестерни и колеса по формуле (3.11):

; мм;

; мм.

Проверяем межосевое расстояние

; мм.

Определяем остальные геометрические параметры шестерни и колеса по формулам (2.10)

; ;

; ; ;

мм;

; мм;

; мм;

; мм;

; мм; принимаем b₂ =80мм;

; мм;

; мм

; мм;

; мм;

; мм.

Проверяем соблюдение условия (т.к. Ψ_ba <0,4)

;

; ;

0,315>0,056

Значит, условие выполняется.

Определяем окружные скорости колес

; м/с;

;

; м/с;

Принимаем для расчетов м/с.

Определяем силы в зацеплении

- окружная

; ; Н;

- радиальная

; ; Н;

- осевого усилия нет.

Принимаем 9-ую степень точности изготовления колес [1,табл.4.5].

Принимаем коэффициенты динамической нагрузки: K_HV =1,2 (Н≤350HB); К _FV =1,02 [1,табл. 4 .13]. Принимаем коэффициенты формы зуба некорригированного зацепления: для шестерни z₁ = 16, Y_{F 1} = 4,4; а для колеса z₂ = 72, Y_{F 2} = 3,61. Проверяем зубья колеса по контактным напряжениям и по напряжениям изгиба:

Расчетное контактное напряжение:

;

;

Определяем ∆σ_Н

;

; недогрузки, что допускается.

Расчетные напряжения изгиба в основании ножки зубьев колеса и шестерни:

;

;

;

;

Прочность зубьев на изгиб обеспечивается

Все вычисленные параметры заносим в табл.3.

Параметры закрытой шевронной передачи Таблица 3

4. Расчет валов редуктора

По кинематической схеме привода составляем схему усилий, действующих на валы редуктора. Для этого мысленно расцепим шестерню и колесо редуктора. По закону равенства действия и противодействия:

F_a1 = F_a2 = F_a1 ;

F_t1 = F_t2 = F_t1 ;

F_r1 = F_r2 = F_r1 ;

F_t3 = F_t4 = F_t2 ;

F_r3 = F_r4 = F_r2 .

Схема усилий приведена на рис.3.

Так как на валу промежуточного вала находится 3 зубчатых колеса, этот вал будет определяющим для внутренней ширины корпуса редуктора и расчет валов начнем с него.

4.1 Расчет промежуточного вала

Исходные данные выбираем из табл.1,3 с округлением до целых чисел:

Схема усилий действующих на валы редуктора

F_{a 1} = F_{a 2} = F_{a 1} =251Нм;

F_{t 1} = F_{t 2} =F_{t 1} = 2906Нм;

F_{r 1} = F_{r 2} = F_{r 1} = 1086Нм;

F_{t 3} = F_{t 4} = F_{t 2} =9592Нм;

F_{r 3} = F_{r 4} = F_{r 2} =4938Нм;

Нм;

Нм.

Рис.4 Схема усилий, действующих на валы редуктора

d1=53мм;

d2=267мм;

d3=90,5мм;

Т₁ =81Н;

Т₂ =388Н;

Т₂ =388Н;

b₁ =54мм;

b₂ =50мм;

b₃ =82мм;

Назначаем материал вала. Принимаем сталь 40Х, для которой [1, табл.8.4]

σ_в =730Н/мм² ; Н/мм² ; Н/мм² ; Н/мм² .

Определяем диаметр выходного конца вала под подшипником из расчёта на чистое кручение

где [τ_к ]=(10…20)Мпа [1,c.161]

Принимаем [τ_к ]=30Мпа.

; мм.

Принимаем окончательно с учетом стандартного ряда размеров R_а 40:

мм.

Намечаем приближенную конструкцию промежуточного вала редуктора (рис.4), уменьшая диаметр ступеней вала на 5…6мм

Рис.5 Приближенная конструкция промежуточного вала

d_в =52мм;

Lст1=в₁ =54мм;

Lст3=в₃ =82мм;

х=8мм;

W=50мм;

r=2,5мм;

f=1,2мм;

d_ст = d_в -3f=48мм;

d_п ≥ d_ст -3r=40мм;

l=2Lст1+Lст3+4х+W=326мм.

Так как осевые силы от двух косозубых колес взаимно компенсируются, их можно не учитывать в расчетах, поэтому предварительно назначаем предварительно подшипники шариковые радиальнные однорядные средней серии по мм подшипник №308, у которого D_п =90мм; В_п =23мм [1,c.394, табл.П3].

Заменяем вал балкой на опорах в местах подшипников.

Рассматриваем вертикальную плоскость (ось у)

Изгибающий момент от осевой силы Fа будет:

m_а =[Fa×d/2]:

m_а =251·267×10^-3 /2;

m_а =33,5Н×м² .

Определяем реакции в подшипниках в вертикальной плоскости.

1åm_{F у} =0

-R_Ку ·0,272-F_{t 1} ·0,0,06+F_{t 3} ·0,06+ m_а –F_{t 1} ·0,212=0

R_{К y} =(4938·0,06-1086·0,212-1086·0,0,06)/ 0,272;

R_{К y} ==60Н

Учитывая симметричность нагрузок:

R_Fy =60Н

Назначаем характерные точки 1, 2, 3, 4 и 5 и определяем в них изгибающие моменты:

М_1у =0;

М_{2у(слева)} =-R_Fy ·0,06;

М_{2у(слева)} =-3,5

М_{2у(справа)} = М_2у -m_а ;

М_2у =-37;

М_3у =-F_{r 3} ·0,076;

М_3у =-412,5Нм² ;

М_{4у(слева)} = М_{2у(справа)} =-37;

М_{4у(справа)} = М_{2у(слева)} =-3,5;

М_4у =0;

Строим эпюру изгибающих моментов М_у , Нм (рис.6)

Определяем реакции в подшипниках в горизонтальной плоскости.

1åm_{F х} =0

R_Кх ·0,272-F_{r 1} ·0,0,06- m_а +F_{r 3} ·0,06+ m_а -F_{r 1} ·0,212=0

R_Кх =(-4938·0,06+1086·0,212+1086·0,06)/ 0,272;

R_Кх ==34,5Н

Рис.6 Эпюры изгибающих и крутящих моментов промежуточного вала.

Учитывая симметричность нагрузок: R_{F х} =34,5Н

Назначаем характерные точки 1, 2, 3, 4 и 5 и определяем в них изгибающие моменты:

М_1у =0;

М_2у =-Т₂ /2;

М_3у =-F_{r 3} ·0,076;

М_3у =-194Нм² ;

М_4у =-Т_2;

М_4у =-388;

М_4у =0;

Строим эпюру изгибающих моментов М_у , Нм (рис.6)

Крутящий момент

Т_1-1 =0;

Т_2-2 =-T₂ /2=-194Нм² ;

Т_{3-3(слева)} =-T₂ /2=-194Нм² ;

Т_{3-3(справа)} =T₂ /2=194Нм² ;

Т_4-4 =T₂ /2=194Нм² ;

Т_5-5 =0.

В соответствии с рис.6 наиболее опасным является сечение 3-3, в котором имеются концентраторы напряжений от посадки зубчатого колеса с натягом, шпоночного паза и возникают наибольшие моменты.

Исходные данные для расчета:

М_3х = 388Нм² ;

М_3у =412,5Нм² ;

Т_3-3 =388Нм² ;

d=52мм;

в=16мм – ширина шпонки,

t=6мм – глубина шпоночного паза,

l=45мм – длина шпонки.

При расчете принимаем, что напряжения изгиба изменяются по симметричному циклу, а напряжения кручения – по отнулевому циклу.

Определяем результирующий изгибающий момент:

Нм² .

Эквивалентный момент:

Нм² .

Определяем диаметр вала в рассчитываемом сечении при допускаемом напряжении при изгибе [σ_-1 ]_и =60МПа:

мм.

Условие соблюдается.

Определяем напряжения изгиба:

σ_и =М_и /W;

где W – момент сопротивлению изгибу. По [1,табл.22.1]:

мм³

σ_и =627000/7611=53,7Н/мм² .

При симметричном цикле его амплитуда равна:

σ_а = σ_и =53,7Н/мм² .

Определяем напряжения кручения:

τ_к =Т_3-3 /W_к ;

где W_к – момент сопротивлению кручению. По [1,табл.22.1]:

мм³

τ_к =338000/16557=13,2Н/мм² .

При отнулевом цикле касательных напряжений амплитуда цикла равна:

τ_а = τ_к /2=13,2/2=6,6 Н/мм² .

Согласно примечанию к табл. 0.2 [3] в расчет принимаем концентрацию напряжений от посадки зубчатого колеса, для которой по табл.0.5 [3] (интерполируя) К_σ /К_ν =3,9; К_τ /К_d =2,8.

По табл. 0.3…0.4 [3]: К_F =1,0 – для шлифованной посадочной поверхности; К_ν =1,0 – поверхность вала не упрочняется.

Определяем коэффициенты концентрации напряжении вала:

(К_σ )_D =( К_σ /К_ν + К_F -1)/ К_ν =(3,9+1-1)/1=3,9;

(К_τ )_D =( К_τ /К_ν + К_F -1)/ К_ν =(2,8+1-1)/1=2,8.

Определяем пределы выносливости вала:

(σ_-1 )_D =σ_-1 /(К_σ )_D =370/3,9=94,9 Н/мм² ;

(τ_-1 )_D =τ_-1 /(К_τ )_D =200/2,8=71,4 Н/мм² .

Определяем коэффициенты запаса прочности:

s_σ =(σ_-1 )_D / σ_а =94,9/53,7=1,8;

s_τ =(τ_-1 )_D / τ_а =71,4/6,6=10,8.

Определяем расчетный коэффициент запаса по нормальным и касательным напряжениям:

Сопротивление усталости вала в сечении 3-3 обеспечивается, расчет вала на жесткость не проводим.

4.3 Расчет ведомого вала редуктора

Исходные данные выбираем из табл.1,3 с округлением до целых чисел:

Схема усилий действующих на валы редуктора представлена на рис.3

F_{t 4} = 9592Н;

F_{r 4} =4938Н;

d4=267мм;

Т₄ =1964Н;

b₄ =82мм;

Назначаем материал вала. Принимаем сталь 40Х, для которой [1, табл.8.4] σ_в =730Н/мм² ; Н/мм² ; Н/мм² ; Н/мм² .

Определяем диаметр выходного конца вала под полумуфтой из расчёта на чистое кручение

где [τ_к ]=(20…25)Мпа [1,c.161]

Принимаем [τ_к ]=20Мпа.

; мм.

Принимаем окончательно с учетом стандартного ряда размеров R_а 40:

мм.

Намечаем приближенную конструкцию ведомого вала редуктора (рис.5), увеличивая диаметр ступеней вала на 5…6мм, под уплотнение допускается на 2…4мм и под буртик на 10мм.

Рис.7 Приближенная конструкция ведомого вала

мм;

мм – диаметр под уплотнение;

мм – диаметр под подшипник;

мм – диаметр под колесо;

мм – диаметр буртика.

Учитывая, что осевых нагрузок на валу нет назначаем подшипники шариковые радиальные однорядные средней серии по мм подшипник №318, у которого D_п =190мм; В_п =43мм [1,c.394, табл.П3].

Из расчета промежуточного вала принимаем l=326мм, остальные размеры:

W=65мм;

l_м =105мм (длина полумуфты МУВП на момент 2000Нм;

l₁ =35мм.

Определим размеры для расчетов:

l/2=163мм;

с=W/2+ l₁ + l_м /2=170мм – расстояние от оси полумуфты до оси подшипника.

Проводим расчет ведомого вала на изгиб с кручением.

Заменяем вал балкой на опорах в местах подшипников.

Определяем реакции в подшипниках в вертикальной плоскости.

-R_{Е y} ·0,326+F_{r 4} ·0,163=0

R_{Е y} = 4938·0,163/ 0,326;

R_{Е y} = R_{С y} =2469Н

Рис.7 Эпюры изгибающих и крутящих моментов ведомого вала

Назначаем характерные точки 1,2 и 3 и определяем в них изгибающие моменты:

М_1у =0;

М_2у = -R_{С y} ·0,168;

М_2у =-400Нм² ;

М_3у =0;

Строим эпюру изгибающих моментов М_у , Нм² (рис.8)

Рассматриваем горизонтальную плоскость (ось х)

1åm_Ех =0;

-R_Сх ·0,336+ F_t ·a=0;

R_Сх =(5540·0,476+9592·0,168)/0,11;

R_Сх =38622Н

2åm_Сх =0;

-R_Ех ·0,336+F_t ·0,168+F_М2 ·0,140= 0;

R_Ех =(9592×0,0,168+5540×0,14)/0,336;

R_Ех =7104Н

Назначаем характерные точки 1,2,3 и 4 и определяем в них изгибающие моменты:

М_1х =0;

М_2х = - F_М2 ·0,14

М_2х =-7104·0,14;

М_2х =994Нм;

М_3х =-R_Сх ·0,168;

М_3х =38622·0,168;

М_3х =6488Нм

М_4х =0;

Строим эпюру изгибающих моментов М_х .

Крутящий момент

Т_1-1 = Т_2-2 = Т_3-3 = T₁ =1964Нм;

T_4-4 =0.

Исходные данные выбираем из табл.1,3 с округлением до целых чисел:

Схема усилий действующих на валы редуктора представлена на рис.3

F_{t 1} = 2906Н;

F_{r 1} =1086Н;

F_а1 =250,7Н;

d₁ =267мм;

Т₁ =80,7Н;

b₁ =54мм;

Назначаем материал вала. Принимаем сталь 40Х, для которой [1, табл.8.4] σ_в =730Н/мм² ; Н/мм² ; Н/мм² ; Н/мм² .

Определяем диаметр выходного конца вала под полумуфтой из расчёта на чистое кручение

где [τ_к ]=(20…25)Мпа [1,c.161]

Принимаем [τ_к ]=20Мпа.

; мм.

Диаметр выходного конца двигателя по произведенному расчету в п.1равен 38мм.

Принимаем окончательно с учетом стандартного ряда размеров R_а 40:

мм.

Намечаем приближенную конструкцию ведущего вала редуктора (рис.9), с учетом того, что уже известны межосевые расстояния между подшипниками и между шестернями.

Рис.9 Приближенная конструкция ведущего вала

d_в =32мм;

Lст1=в₁ =54мм;

х=8мм;

W=50мм;

r=2,5мм;

f=1,2мм;

d_у =35мм-ближайшее большее стандартное значение диаметра под уплотнение

d_п ≥ d_у принимаем ближайшее большее стандартное значение диаметра под подшипник dп =40мм;

d₃ = d_п +2r=50мм;

Примем d_ст =d₁ =50мм, облегчение прохода шестерни через диметр d₁ при сборке обеспечим заданием допуска d10(-0,08/-018) на размер d₁ .

d_ст = d₃ +5f=63мм;

l=2Lст1+Lст3+4х+W=326мм.

l_м =58мм – принимаем для муфты МУВП с диметрами отверстий 32 и 36 мм;

l₁ =52мм – принимаем предварительно.

Так как осевые силы от двух косозубых колес взаимно компенсируются, их можно не учитывать в расчетах, поэтому предварительно назначаем подшипники шариковые радиальные однорядные средней серии по dп =40мм подшипник №308, у которого D_п =90мм; В_п =23мм [1,c.394, табл.П3].

Производим расчет ведущего вала на изгиб с кручением.

Заменяем вал балкой на опорах в местах подшипников.

Рассматриваем вертикальную плоскость (ось у)

Определяем реакции в подшипниках в вертикальной плоскости.

1åm_Ау =0

R_By ·0,172-F_r ·0,06-F_r ·0,212 =0

R_By =1086·0,384 /0,172;

R_By =2224Н

R_{А y} = R_By =2224Н

Назначаем характерные точки 1,2,3 и 4 и определяем в них изгибающие моменты:

М_1у =0;

М_2у = R_{А y} ·а;

М_2у =2224·0,06;

М_2у =133,5Нм;

М_3у = М_2у =133,5Нм;

М_4у =0;

Строим эпюру изгибающих моментов М_у , Нм (рис.10)

Рассматриваем горизонтальную плоскость (ось х)

1åm_Ах =0;

F_М1 ·0,327-R_Вх ·0,272-F_t ·0,06-F_t ·0,212=0;

R_Вх =(2906(0,272+0,212)-718·0,327)/0,272;

R_Вх »1019Н

2åm_Вх =0;

R_Ах ·0,272-F_t ·0,212-F_t ·0,06+F_{М 1} ·0,055= 0;

R_Ах =(2906(0,212+0,06)-718·0,055)/0,272;

R_Ах »395Н

Рис.10 Эпюры изгибающих и крутящих моментов ведущего вала

Назначаем характерные точки 1,2, 3, 4, 5 и определяем в них изгибающие моменты:

М_1х =0;

М_2х = -R_Ах ·0,06;

М_2х =-395·0,06;

М_2х =-23,7Нм;

М_3х = -R_Бх ·0,06;

М_3х = -1019·0,06=-61,1Нм;

М_4х =F_М1 ·0,055;

М_4х =-718·0,055=-39,5Нм;

М_5х =0;

Строим эпюру изгибающих моментов М_х .

Крутящий момент

Т_1-1 =0;

Т_1-1 =T₁ /2=80,7/2=40,35Нм;

Т_2-5 = T₁ =80,7Нм.

5. Расчет и конструирование подшипниковых узлов

Предварительно выбранные подшипниками с действующими на них радиальными нагрузками приведены в табл.5.

Таблица 5. Параметры выбранных подшипников

Подшипники устанавливаем по схеме «враспор». Определяем долговечность подшипников ведомого вала, имеющего наибольшую радиальную нагрузку.

Определяем эквивалентную динамическую нагрузку

F_э =(ХV×F_{r А} +Y×F_аА ) K_d ×K_τ ; [1,c.212];

где K_d - коэффициент безопасности;

K_d =1,3…1,5 [1,c.214, табл.9.19];

принимаем K_d =1,3;

F_аА =0;

Х=1 для шариковых подшипников;

V – коэффициент вращения, при вращении внутреннего кольца V=1

K_τ – температурный коэффициент;

K_τ =1 (до 100ºС) [1,c.214, табл.9.20];

F_э =1х1х4938х1,3х1=6,4кН<C=143кН

Определяем номинальную долговечность подшипников в часах

[1,c.211];

; ч.

Долговечность обеспечена.

6. Подбор и проверочный расчет шпонок

Выбор и проверочный расчет шпоночных соединений проводим по [3]. Обозначения используемых размеров приведены на рис.11.

Рис.11 Сечение вала по шпонке

6.1 Шпонки ведущего вала

Для выходного конца быстроходного вала при d=32 мм подбираем призматическую шпонку со скругленными торцами по ГОСТ23360-78 bxh=10x8 мм² при t=5мм (рис.11).

При длине ступицы шкива l_ш =58 мм выбираем длину шпонки l=50мм.

Материал шпонки – сталь 40Х нормализованная. Напряжения смятия и условия прочности определяем по формуле:

(7.1)

где Т – передаваемый момент, Н×мм; Т₁ =80700 Н×мм.

l_р – рабочая длина шпонки, при скругленных концах l_р =l-b,мм;

[s]_см – допускаемое напряжение смятия.

С учетом того, что на выходном конце быстроходного вала устанавливается полумуфта из ст.3 ([s]_см =110…190 Н/мм² ) вычисляем:

Условие выполняется.

Для шестерен быстроходного вала при d=50 мм подбираем призматическую шпонку со скругленными торцами bxh=14x9 мм² при t=5,5мм, t₁ =3,8мм (рис.10).

При длине ступицы шестерни l_ш =54 мм выбираем длину шпонки l=45мм.

Материал шпонки – сталь 45 нормализованная. Проверяем напряжение смятия, подставив значения в формулу (10.1):

Проверим толщину тела шестерни между впадиной зуба и пазом для шпонки (см. рис.12). Для изготовления шестерни отдельно от вала должно соблюдаться условие:

s≥2,5m, где m – модуль зубчатой передачи.

Рис.11 Схема для проверки возможности изготовления отдельной шестерни

s=[d_f – (d_к + 2t₁ )]/2=[48 – (50+2х3,3)]/2=-8,6<0,

т.е. шестерню невозможно изготовить отдельно, необходимо изготовление вала-шестерни.

6.2 Шпонки промежуточного вала

Для зубчатых колес промежуточного вала при d=48 мм подбираем призматическую шпонку со скругленными торцами bxh=14x9 мм² при t=5мм, t₁ =3,3мм (рис.10).

При длине ступицы шестерни l_ш =54 мм выбираем длину шпонки l=45мм. Т₂ =388Нм=388000Нмм. С учетом того, что на промежуточном валу устанавливаются шестерни из стали 45 ([s]_см =170…190 Н/мм² ) вычисляем по формуле (7.1):

Для шевронной шестерни вала при d=52 мм подбираем призматическую шпонку со скругленными торцами bxh=14x9 мм² при t=5мм, t₁ =3,3мм (рис.11).

При длине ступицы шестерни l_ш =82 мм выбираем длину шпонки l=70мм.

Условие выполняется.

Проверим толщину тела шестерни между впадиной зуба и пазом для шпонки (см. рис.12). Для изготовления шестерни отдельно от вала должно соблюдаться условие:

s≥2,5m, где m – модуль зубчатой передачи.

s=[d_f – (d_к + 2t₁ )]/2=[80,5 – (52+2х5,5)]/2=11,5>10,

т.е. шестерню можно изготовить отдельно.

6.3 Подбор и проверочный расчет шпонок ведомого вала

Передаваемый момент Т=1964Нм=1964000Нмм.

Для выходного конца ведомого вала при d=80 мм подбираем призматическую шпонку со скругленными торцами bxh=22x14 мм² при t=9мм.

При длине ступицы полумуфты l_М =105 мм выбираем длину шпонки l=100мм.

Для зубчатого колеса ведомого вала при d=82 мм подбираем призматическую шпонку со скругленными торцами bxh=25x14мм² при t=9мм.

При длине ступицы шестерни l_ш =82 мм выбираем длину шпонки l=70мм.

условие выполняется.

Таблица 6. Параметры шпонок и шпоночных соединений

7 . Определение конструктивных размеров зубчатых передач

Так как зубчатые колеса имеют относительно небольшие диаметры, изготовление их планируем из круглого проката. Конструкцию колес принимаем стандартную, т.е. зубчатое колесо состоит из обода, диска и ступицы, а шестерня – из обода и ступицы. Определяем конструктивные размеры каждой из частей (см. рис.12).

Диаметр и ширина обода равны соответственно диаметру вершин зубьев и ширине зубчатого колеса.

Определяем толщину обода зубчатых колес:

S₁ =2,2m + 0,05b₂ =2,2х2 + 0,05х54=7,1мм.

S₂ =2,2m + 0,05b₂ =2,2х5 + 0,05х82=15,1мм.

Длины ступиц и внутренние диаметры определены ранее. Наружные диаметры ступиц определяем по формуле:

d_ст =1,55d;

d_ст1 =1,55х48=62мм, d_ст2 =1,55х52=81мм, d_ст3 =1,55х95=147мм.

Рис.12 Конструктивные размеры зубчатых колес

Из ряда Rа40 линейных размеров (по ГОСТ6636-69) выбираем d_ст1 =63мм, d_ст2 =85мм, d_ст3 =150мм.

Определяем толщину дисков С≥b /4.

С₁ =54/4=13,5мм. Принимаем С₁ =15мм,

С₂ =82/4=20,5мм. Принимаем С₂ =21мм,

Радиус R=2мм.

Размеры фасок обода и ступицы выбираем в зависимости от их диаметров 2,5…4мм

Принимаем α=45º, γ=0°

Все рассчитанные и выбранные значения сводим в табл.7.

Таблица 7. Конструктивные размеры зубчатых колес

8. Определение конструктивных размеров корпуса

Принимаем за основу разъемную конструкцию чугунного корпуса, приведенную на рис.13.

Рис.13 Конструкция корпуса редуктора

Используя ориентировочные соотношения, определяем основные размеры корпуса.

Толщина стенки основания корпуса:

где Т₃ момент на тихоходном валу редуктора, Т₃ =1964Нм;

Принимаем δ_кор =8мм.

Толщина стенки крышки корпуса δ_кр =0,9δ_кор =7мм.

Толщина ребра в основании δ_реб =δ_кор =8мм.

Толщина подъемного уха в основании δ_у =2,5δ_кр =18мм.

Диаметр подъемного уха d_у =20мм.

Принимаем d_б =10мм.

Диаметр штифтов d_шт =(0,7…0,8)d_б =8мм.

Толщина фланца по разъему δ_фл = d_б =10мм.

Диаметр фундаментного болта:

Принимаем d_ф =16мм.

Ширина фланца b_ф ≥1,5 d_ф =25мм.

Толщина лапы фундаментного болта δ_ф =1,5 d_ф =24мм.

Высота центров редуктора Н_о =(1…1,12)а_w =250мм.

Расстояние между торцом шестерни (вдоль оси) и выступающими элементами внутренней части корпуса Δ₁ =0,8δ_кор =6мм.

Расстояние между зубьями колеса в радиальном направлении и торцом фланца, днищем основания Δ₂ =1,2δ_кор =10мм.

Диаметр горловин корпуса под подшипник (см. разрез Б-Б на рис.13):

D=1,25d_подш +10.

D₁ =1,25х90+10=122,5мм. Принимаем D₂ =125мм.

D₂ =1,25х190+10=247,5мм. Принимаем D₂ =250мм.

Дно корпуса делаем наклонным в сторону сливного отверстия. Угол уклона 1º.

Остальные размеры определяем по месту при разработке чертежа.

9. Определение конструктивных размеров крышек подшипников

Так как плоскость разъема корпуса проходит по осям валов крышки подшипников делаем закладными (рис.14).

Рис.14 Конструкция крышек подшипников

Определяем основные размеры крышек подшипников и заносим результаты в табл.8.

Таблица 8. Основные размеры крышек подшипников

Остальные размеры определяем конструктивно при построении чертежа.

10. Выбор масла, смазочных устройств

Используем картерную систему смазывания. В корпус редуктора заливаем масло так, чтобы венец зубчатого колеса был в него погружен на глубину h_м (рис.15):

Рис.15 Схема определения уровня масла в редукторе

h_{м max} £ 0.25d₂ = 0.25×166,67 = 42мм;

h_{м min} = 2×m = 2×2 = 4мм.

При вращении колеса масло будет увлекаться его зубьями, разбрызгиваться, попадать на внутренние стенки корпуса, откуда стекать в нижнюю его часть. Внутри корпуса образуется взвесь частиц масла в воздухе, которым покрываются поверхности расположенных внутри корпуса деталей, в том числе и подшипники.

Объем масляной ванны принимаем из расчета 0,5 л на 1кВт передаваемой мощности V = 0,5×P_II = 0,5×5,335 = 2,7 л.

Контроль уровня масла производится жезловым маслоуказателем, который ввинчивается в корпус редуктора при помощи резьбы. Для слива масла предусмотрена сливная пробка. Заливка масла в редуктор производится через съемную крышку в верхней части корпуса.

Выбираем смазочный материал. Для этого ориентировочно рассчитаем необходимую вязкость:

где ν₅₀ – рекомендуемая кинематическая вязкость смазки при температуре 50°С;

ν₁ =170мм² /с – рекомендуемая вязкость при v=1м/с для зубчатых передач с зубьями без термообработки;

v=2м/с – окружная скорость в зацеплению

Принимаем по табл.8.32 118мм² /с. По табл.8.34 выбираем масло И-100А.

И для шестерни, и для зубчатого колеса выберем манжетные уплотнения типа 1 из ряда 1 по ГОСТ 8752-79. Установим их рабочей кромкой внутрь корпуса так, чтобы обеспечить к ней хороший доступ масла.

11. Выбор и проверочный расчет муфт

По задания – муфты упругие втулочно-пальцевые.

Исходя из отверстий в полумуфтах под валы и моментов на валах выбираем муфты: входную 250-32-1.1-38 11.2-У3 ГОСТ21424-75 с отверстиями 32 и 38мм, Т₁ =81Нм;

выходную 2000-75-1.1- 80-11.2-У3 ГОСТ21424-75 с отверстиями 75 и 80мм, Т₃ =1964Нм. Выходная муфта выполнена со шкивом, для торможения плоским ремнем.

Проводим проверочный расчет упругих элементов на смятие по формуле:

σ_см =2Т/(zDld)≤ [σ_см ] (11.1)

и проверочный расчет пальцев на изгиб:

σ_и =Тl/(0,1d² zD)≤ [σ_и ] (11.2)

где D-диаметр окружности расположения центров пальцев,

z-число пальцев,

d- диаметр пальца под резиновой втулкой,

[σ_см ] =2…4МПа - допустимое напряжение на смятие для резины.

[σ_см ] =60…80МПа - допустимое напряжение на изгиб для пальца.

Из справочника выбираем данные для входной 1 и выходной муфт:

Т₁ =250Нм; Т₂ =2000Нм; D₁ =100мм; D₂ =200мм; d₁ =14мм; d₂ =24мм; l₁ =121мм; l₂ =218мм; z₁ =6; z₂ =8.

Подставив значения в формулы (11.1) и (11.2) получим:

σ_см1 =2·250/(6·100·121·14)=0,49МПа≤ [σ_см ]

σ_см2 =2·2000/(8·200·218·24)=0,47МПа ≤ [σ_см ]

σ_и1 =250·121/(0,1·14² ·6·100)=0,025МПа≤ [σ_и ]

σ_и2 =2000·218/(0,1·24² ·8·200)=0,004МПа≤ [σ_и ]

Условия выполняются.

12. Сборка редуктора

Перед сборкой внутренние части корпусных деталей очищают и покрывают маслостойкой краской. Перед общей сборкой собираются валы с насаженными деталями. Подшипники перед сборкой нагреваются в масле. На ведущий вал-шестерню устанавливаются подшипники. В сквозную крышку подшипника устанавливается манжета. На вал-шестерню устанавливаются подшипниковые крышки и собранный вал устанавливается в корпус редуктора. На промежуточный вал надевается шевронная шестерня и 2 косозубых колеса. На промежуточный вал устанавливаются подшипниковые крышки и собранный вал устанавливается в корпус редуктора. На выходной вал надевается шевронное колесо, устанавливаются подшипниковые крышки и собранный вал устанавливается в корпус редуктора. Регулировка подшипников производится набором регулировочных прокладок, устанавливаемых между корпусом и подшипниковыми крышками. Сверху устанавливается крышка корпуса и прикрепляется к основанию. Устанавливается пробка для слива масла и жезловый маслоуказатель. В собранном редукторе быстроходный вал должен свободно проворачиваться. Собранный редуктор заливается маслом и обкатывается.

13. Техника безопасности

Вращающиеся детали (входные и выходные концы валов, муфты) должны иметь защитный кожух. Электрические провода должны иметь защитный экран (пропущенычерез трубку).

Концы проводов (подвод к электродвигателю) должны быть изолированы и закрыты крышкой.

Установка должна быть заземлена.

Рама после слесарной обработки и сварки не должна иметь заусенцев.

Проводить осмотр зацепления, регулировки, устранение неисправностей и сборочно-разборочные работы необходимо только при выключенном электродвигателе.

При работе не прикасаться к вращающимся деталям. Техническое обслуживание производить при полной остановке электродвигателя.

Регулярно контролировать уровень масла в редукторе и следить за наличием смазки в подшипниках.

Не допускать к работе лиц, которые не прошли инструктаж по технике безопасности и обслуживанию редукторной установки.

При обслуживании, монтаже и демонтаже пользоваться только исправными инструментами.

Не допускать грубых ударов по деталям во избежание их порчи.

При хранении все открытые детали должны иметь антикоррозийную окраску или смазку. Нельзя хранить детали в сырых помещениях.

Список использованной литературы

1. Дунаев П.Ф., Детали машин, Курсовое проектирование. М.: Высшая школа, 1990.

2. Скойбеда А.Т., Кузьмин А.В., Макейчик Н.Н., Детали машин и основы конструирования, Минск: «Вышейшая школа», 2000.

3. Шейнблит А.Е. Курсовое проектирование деталей машин: Учеб. пособие. – М.: Высш. шк., 1991

4. Чернин И.М. и др. Расчеты деталей машин. – Мн.: Выш. школа, 1978

5. Анурьев В.И. Справочник конструктора-машиностроителя: В 3 т. -8-е изд. перераб. и доп. Под ред. И.Н.Жестковой. – М.: Машиностроение, 1999

Расчет редуктора

Продольно-резательный станок производительностью 350 т/сутки

Расчет редуктора

Расчет поворотного крана на неподвижной колонне

Расчёт зубчатых и червячных передач

Проектирование механического привода с цилиндрическим соосным редуктором

Расчет двухступенчатого редуктора

Расчет цепного конвейера

Расчет и проектирование коническо-цилиндрического редуктора

Расчет одноступенчатого цилиндрического редуктора в приводе к мешалке

Проектирование электродвигателя

Привод цепного конвейера

Размерный анализ сборочной единицы (тихоходного вала редуктора)

Проектирование приводной станции к кормораздатчику

Коленчатый вал

Привод ленточного транспортера, состоящего из электродвигателя, цилиндрического двухступенчатого редуктора и соединительных муфт

Проектирование привода пресс-автомата с плавающим ползуном

Энергетический и кинематический расчет привода