БИБЛИОТЕКА
конструкта ра
В’А-ВОСКРЕСЕНСКИЙ
в-и-дьяков
РАСЧЕТ
И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ОПОР
СКОЛЬЖЕНИЯ
ББК 34.42
В76
УДК 621.81.001.2 (031)
Рецензент М. В. Коровчинский
Воскресенский В. А., Дьяков В. И.
В76 Расчет и проектирование опор скольжения (жидкостная
смазка): Справочник. — М.: Машиностроение, 1980. —
224 с., ил. (Б-ка конструктора)
В пер.: 1 р. ЦО к.
В справочнике кратко изложены основные положения гидродинамиче*
ской теории смазки, приведен материал для расчета и проектирования опор
скольжения машин и агрегатов, работающих в условиях жидкостной смазки,
а также данные по антифрикционным материалам и смазочным маслам. Даны
методы расчета и таблицы безразмерных параметров, позволяющих свести
сложный расчет к простому, приведены алгоритмы расчета опор скольжения
различных типов и конструкций. Справочник предназначен для инженеров-
конструкторов всех отраслей машиностроения.
ББК 34.42
6П5.2
© Издательство «Машиностроение», 1980 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Основная задача справочника — предоставить инженерам-конструкторам
достаточно полный материал для расчета и проектирования опор скольжения
современных машин и агрегатов, работающих в сложных эксплуатационных ус-
ловиях, дать методы расчета и таблицы безразмерных параметров, позволяющих
свести сложный гидродинамический расчет к простым вычислениям.
При составлении справочника авторы встретились со значительными труд-
ностями, вытекающими в первую очередь из того, что наличие большого коли-
чества исследований в области гидродинамической теории смазки приводит к раз-
личным методическим построениям расчетных алгоритмов, в то время как для упро-
щения работы со справочником необходима известная унификация методик
расчета опор скольжения различных типов и конструкций с максимально возмож-
ным учетом специфики условий эксплуатации опор. Это обстоятельство потребо-
вало определенной переработки части заимствованного материала, отвечающей
задачам создания справочника.
В процессе составления справочника авторы использовали свой многолет-
ний опыт участия в исследовании опор скольжения и создании методов их расчета.
Так, в главе, посвященной расчету радиальных подшипников, работающих в эк-
стремальных режимах, в основном использованы разработки авторов с учетом
некоторых идей, способствовавших их дальнейшему развитию. В частности, ис-
пользованы некоторые моменты эластогидродинамической теории смазки, из-
ложенной в монографии Д. С. Коднира. По такому же принципу изложен ма-
териал последней главы, в основу которой положен разработанный авторами гра-
фоаналитический метод расчета устойчивости движения шипа в подшипниках
скольжения.
В основу глав, посвященных расчету статических характеристик опор, рабо-
тающих в режиме трения с жидкостной смазкой, положены результаты иссле-
дований, проведенных А. К- Дьячковым, М. В. Коровчинским, Э. Л. Позняком,
И. Я. Токарем, О. Пинкусом, Б. Штернлихтом и другими советскими и зару-
бежными учеными. В разделе по упорным подшипникам использованы материалы,
полученные И. Д. Усачевым под руководством И. Я- Токаря.
Авторы приносят глубокую благодарность рецензенту М. В. Коровчинскому за
ценные замечания и работнику НИИ завода «Электротяжмаш» им. В. И. Ленина
Н. Е. Каширской, оказавшей большую помощь в работе над рукописью.
Все замечания и предложения, которые возникнут при пользовании спра-
вочником, просьба направлять по адресу: 107885, г. Москва, ГСП-6, 1-й Бас-
манный пер., д. 3, издательство «Машиностроение».
1*
УСЛОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
А — характеристическое число осевого подшипника при расчете де-
формаций колодок;
А — характеристическое число осевого подшипника при гидродина-
мическом расчете;
А' — константа, зависящая от относительного зазора радиального
подшипника;
At — вязкостно-температурный коэффициент, Па-с;
А3 — эксплуатационный показатель;
а — концентрация воды в масле;
Б — безразмерный параметр осевого подшипника;
В — характеристический коэффициент радиального подшипника;
6Х — эмпирический коэффициент модуля упругости жидкости;
Ь — характерный линейный размер опоры трения, длина колодки
осевого подшипника, м;
Д — объемное содержание нерастворимого газа в масле;
П — упругость паров воды в воздухе;
Ск — емкость конденсатора, Ф;
ст—удельная теплоемкость, кДж(кг-°С);
D — диаметр вкладыша радиального подшипника, м;
Dx — внутренний диаметр осевого подшипника, м;
О2—наружный диаметр осевого подшипника, м;
d — диаметр шейки вала, м;
Е — модуль упругости, Па;
Е* — параметр упругости;
Е — относительный модуль упругости;
Ev — модуль объемной упругости;
Et — градусы Энглера;
е — эксцентриситет радиального подшипника, м;
ех— тангенциальный эксцентриситет колодки осевого подшипника, м;
ег — радиальный эксцентриситет колодки осевого подшипника, м;
В — сила вязкого сопротивления, Н.
F — сила трения, Н;
f — коэффициент трения;
/0 — безразмерный коэффициент силовой деформации колодки осе-
вого подшипника;
fw— силовая деформация колодки осевого подшипника, м;
ft — тепловая деформация колодки осевого подшипника, м)
g—ускорение свободного падения, м/с2;
Н — характерная толщина смазочного слоя, м;
И' — глубина выборки в ступенчатом подшипнике, м;
Условные обозначения
5
Н* — безразмерная толщина смазочного слоя;
Нв — толщина основания колодки осевого подшипника, м;
— толщина кольца, м;
h— толщина смазочного слоя, м;
йкр — критическая толщина смазочного слоя, м;
/imin — минимальная толщина смазочного слоя, м;
ho — максимальная толщина смазочного слоя деформированной ко-
лодки осевого подшипника, м;
hB mm — минимальная толщина смазочного слоя при переходной ско-
рости, м;
—коэффициенты, характеризующие дополнительную реакцию сма-
зочного слоя, возникающую при малых перемещениях ротора
около центра подвижного равновесия;
k — приведенный коэффициент теплопередачи;
kh — коэффициент влияния деформации колодки осевого подшипника
на минимальную толщину смазочного слоя;
kf — приведенный коэффициент деформации колодки осевого подшип-
ника;
т — масса, кг;
zn* — коэффициент формы расточки радиальных подшипников;
М—момент сил, Н-м;
N — мощность, кВт;
п — количество;
I — осевая длина вкладыша радиального подшипника; тангенциальная
ширина колодки осевого подшипника, м;
р — давление, Па;
ре — давление подачи смазки, Па;
Рт — удельная нагрузка, Па;
р — частота автоколебаний шипа на смазочном слое, 1/с;
Q— расход, м3/с;
qx — безразмерный коэффициент торцового расхода смазки;
</2 — безразмерный коэффициент расхода смазки через зазор верхней
половины вкладыша;
qs—безразмерный коэффициент расхода через карман при подаче
смазки в рабочую зону подшипника через верхнюю половину;
б/4 — безразмерный коэффициент расхода через карман при подаче
смазки непосредственно в рабочую зону;
qB — безразмерный коэффициент окружного расхода смазки;
qa —безразмерный коэффициент окружного расхода, определяемый
толщиной налипшего слоя смазки на шейку вала;
S — площадь опорной поверхности, м2;
S9 — эффективная площадь опорной поверхности, м3;
So — число Зоммерфельда;
Т — время, период, с;
t— температура, °C;
tB — температура вспышки, °C;
UB—характерная скорость, м/с;
V — объем, м3;
v— скорость, м/с;
W— несущая способность, нагрузка, Н;
IF* — безразмерная характеристика нагрузки;
х — координата, совпадающая с направлением относительного пере-
мещения;
г — координата, перпендикулярная направлению относительного пе-
ремещения;
а — угол охвата подшипника, рад;
at — вязкостно-температурная постоянная, 1/°С;
е
Условные обозначения
а — температурный коэффициент линейного расширения, 1/°С;
— отношение частот вращения плавающей втулки и шейки вала;
ат — коэффициент теплоотдачи, Вт/(мг-°С);
ап — приведенный коэффициент теплоотдачи;
ah — угловой размер кармана;
|5 — коэффициент объемного расширения;
Рсж — коэффициент сжатия масла;
(jB — пьезокоэффициент вязкости;
Р/( — коэффициент уклона колодки осевого подшипника;
у — отношение зазоров в подшипнике с плавающей втулкой;
Yi — относительный приведенный коэффициент теплоотдачи;
Л — радиальный зазор, м;
6 — толщина, м;
в — смещение центра расточки вкладыша относительно геометрического
центра подшипника, м;
еп — диэлектрическая проницаемость;
£— безразмерный коэффициент нагруженности;
6 — угол раствора колодки осевого подшипника;
0о — угол подвижного равновесия;
х — безразмерный тангенциальный эксцентриситет опоры колодки
осевого подшипника;
xL — коэффициент, учитывающий уменьшение площади опорной по-
верхности;
X—коэффициент теплопроводности, кДж/(м-с-сС);
Xj — характеристика режима работы подшипника;
р — динамическая вязкость, Па-с;
v— кинематическая вязкость, м2/с;
£ — безразмерный коэффициент сопротивления шипа вращению; без-
размерный коэффициент гидродинамических потерь в осевом
подшипнике;
р—плотность, кг/м3;
о— нормальные напряжения, Па;
т— касательные напряжения, Па;
Фо—пороговое значение параметра устойчивости;
<р — угловая координата;
<рх — параметр устойчивости;
ср0— угол между вектором нагрузки и линией центров, рад;
% — относительный эксцентриситет;
ф — относительный зазор;
фр, Фм — рабочий и монтажный относительные зазоры;
<о—угловая скорость, 1/с.
Глава I
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
ТРЕНИЕ В ОПОРАХ СКОЛЬЖЕНИЯ
В подшипниках скольжения в зависимости от вида смазки различают коэффи-
циенты трения при жидкостной, полужидкостной и граничной смазках.
При жидкостной смазке поверхности вала и подшипника разделены сплош-
ной масляной пленкой; непосредственное трение между металлическими поверх-
ностями вала и подшипника отсутствует. Коэффициент трения при жидкостной
смазке незначителен (0,005—0,0005), потери на трение и тепловыделение в под-
шипнике невелики. Износа металлических поверхностей при этом не происходит.
Поэтому жидкостная смазка является наиболее благоприятной для работы под-
шипника.
Обязательным условием жидкостной смазки является непрерывная обильная
подача масла в подшипник. Давления в масляной пленке, необходимые для вос-
приятия действующих на подшипник нагрузок и предупреждения контакта между
металлическими поверхностями, создаются при эксцентричном положении вала
в подшипнике в результате непрерывного нагнетания вращающимся валом масла
в суживающуюся часть зазора. Этот самоподдерживающпйся процесс создания
давления в масляной пленке носит название гидродинамической смазки.
При полужидкостной смазке сплошность масляной пленки нарушена и поверх-
ности вала и подшипника соприкасаются своими микроиеровностями на участках
большей или меньшей протяженности. Этот вид смазки встречается при недоста-
точной подаче масла или при отсутствии механизма гидродинамической смазки,
например в подпятниках с плоскими несущими поверхностями. Полужидкостная
смазка может возникнуть в подшипниках с гидродинамической смазкой, если
толщина масляной пленки недостаточна для предотвращения соприкосновения
микронеровностей вала и подшипника.
Коэффициент трения при полужидкостной смазке значительно выше, чем при
жидкостной, тепловыделение в подшипнике больше. Поэтому возникновение
полужидкостной смазки, особенно в подшипниках, работающих при больших
частотах вращения, сопряжено с опасностью перегрева и выхода подшипника
из строя.
При граничной смазке поверхности вала и подшипника соприкасаются пол-
ностью пли на участках большой протяженности. Масляный слой, разделяющий
поверхности трения, отсутствует. Масло находится на металлических поверх-
ностях только в виде адсорбированной пленки. Благодаря наличию адсорбиро-
ванного масла коэффициент трения при граничной смазке меньше, чем без смазки,
но значительно больше, чем при полужидкостной и тем более жидкостной смазке.
Граничная смазка наступает при недостаточной подаче масла и встречается,
например, в подшипниках с периодической или недостаточной подачей смазки,
но может возникнуть также в подшипниках скольжения при нарушении механизма
гидродинамической смазки.
В тяжелонагруженных многооборотных подшипниках возникновение гра-
ничной смазки вызывает перегрев, расплавление заливки, схватывание п заеда-
ние подшипника.
8
Общие сведения
Для иллюстрации изменения процесса трения в подшипниках скольжения
на рис. 1 приведена диаграмма Герси—Штрибека, показывающая зависимость
коэффициента трения / от характеристики режима работы подшипника
При малой скорости скольжения (порядка 0,1 мм/с) и тонком слое смазки
(порядка КГ4 мм) имеет место граничное трение; коэффициент трения f почти не
изменяется при возрастании скорости до некоторого предела. Этот режим работы
изображен на кривой участком f — 1. При дальнейшем возрастании скорости
скольжения коэффициент трения быстро уменьшается; поверхности скольжения
отдаляются друг от друга, ио не на столько, чтобы исключить возможность со-
прикосновения отдельных выступов шероховатых поверхностей. Следовательно,
возникает режим полужидкостной смазки
(см. рис. 1, участок I—2 кривой), причем
зависимость f от Zx линейная.
Область трения при полужидкостной
смазке является неустойчивой. Если под-
шипник переходит в эту область, то
всякий фактор, способствующий сниже-
нию \ (уменьшение вязкости смазки,
увеличение нагрузки, снижение частоты
вращения шипа), вызывает повышение
коэффициента трения и, следовательно,
увеличение температуры рабочей повер-
хности вкладыша подшипника. Процесс
завершается возникновением граничной
смазки.
В области полужидкостной смазки
с увеличением частоты вращения и
Рис. 1. Диаграмма Герси—Штрибека
коэффициент трения резко падает и режим
работы подшипника переходит в область
жидкостной смазки. Этим объясняется сравнительно безопасный переход режима
работы подшипников через область полужидкостной смазки в пусковые периоды
при достаточном количестве подаваемой смазки.
Коэффициент трения / достигает минимума в тот момент, когда смазочный слой
лишь покрывает шероховатости поверхностей скольжения. С дальнейшим возра-
станием Z| толщина смазочного слоя увеличивается и все неровности и шерохова-
тости поверхностей скольжения покрываются с избытком и непосредственный
контакт их полностью исключается; наступает режим трения при жидкостной
смазке (см. рис. 1, участок 2—3 кривой).
При жидкостной смазке подшипники скольжения устойчиво работают в ши-
роком диапазоне эксплуатационных режимов. Это объясняется их способностью
приспосабливаться к различным условиям работы благодаря свойству смазочных
масел увеличивать вязкость при понижении температуры.
Большие зазоры ухудшают несущую способность подшипника, но способ-
ствуют уменьшению трения и увеличению прокачки масла через него. Поэтому
температура масла подшипников с большим зазором понижается. Повышенная
благодаря этому вязкость масла компенсирует их малую несущую способность,
Этим объясняется способность подшипников скольжения работать даже при зна-
чительных износах.
Подшипники с малым зазором вследствие повышенного тепловыделения ра-
ботают при высокой температуре; однако уменьшение вязкости масла при этом
компенсируется свойственной им повышенной несущей способностью.
Аналогичную способность саморегулирования подшипник проявляет и при
колебаниях рабочего режима. Если, например, возрастает удельная нагрузка,,
Трение в опорах скольжения
9
то при этом уменьшается минимальная толщина масляного слоя; подшипник при-
ближается к режиму трения при полужидкостноп смазке. Однако с понижением /.j
одновременно падает коэффициент трепня и снижается тепловыделение. В резуль-
тате повышается вязкость масла, режим работы подшипника полностью или
частично восстанавливается и переходит в состояние устойчивого равновесия.
Если температура в рабочей зоне подшипника повышается (например, из-за
временного уменьшения подачи масла), то вязкость масла падает, толщина мас-
ляного слоя уменьшается и может произойти заедание. Однако с понижением
вязкости падает коэффициент трения и уменьшается тепловыделение. В резуль-
тате устанавливается новое состояние равновесия, хотя значение может быть
ниже первоначального.
~	UCO
Таким образом, вязкость смазки в выражении —— играет роль регулятэра,
Рт
который стремится при изменении режима работы подшипника восстановить ее
первоначальное значение.
Главное условие заключается в том, чтобы механизм восстановления рав-
новесия мог действовать во всем диапазоне возможных колебаний режима без
перехода опасных значений ftmin. Для этого необходимо, чтобы подшипник был
рассчитан с достаточным коэффициентом надежности и работал в области не-
больших эксцентриситетов.
Однако безразмерная характеристика режима работы /.[ может служить
только для ориентировочной оценки работы подшипника, работающего в режиме
жидкостного трения. Для достаточно точного-расчета подшипника должна быть
установлена взаимосвязь целого ряда различных параметров: конструктивных
размеров опоры, зазора между трущимися поверхностями, свойств смазывающей
жидкости, нагрузки, скорости скольжения, способов теплоотвода и т. д. [18,
34]. Решение соответствующих уравнений гидродинамики дает возможность оп-
ределить основные характеристики подшипника скольжения, работающего в ре-
жиме жидкостной смазки, например, несущую способность
потери мощности на преодоление гидродинамического трения в смазочном
слое
N==FU0=-^- g,	(3)
расход смазки в направлении относительного перемещения подвижного эле-
мента (окружной расход)
Qx=Xo =	(4)
расход на одном торце опорной поверхности
В выражениях (2)—(5) безразмерные коэффициенты g, g, qe и qt — функции
геометрии опоры. Определение нх является основной целью гидродинамической
теории смазки. При создании методики расчета опор скольжения функции £,
I, Qo и <7г табулируются или задаются в виде графиков в зависимости от какого-
нибудь универсального геометрического параметра, характеризующего, как пра-
вило, форму и размеры смазочного слоя, например, от относительного эксцен-
триситета в радиальных подшипниках скольжения. Перечисленные выше безраз-
мерные коэффициенты в специальной литературе имеют различные наименова-
ния. Будем называть их так, как это принято в отечественной литературе. Так,
10
Общие сведения
5—	безразмерный коэффициент нагруженности; § — безразмерный коэффициент
сопротивления перемещению; q(l и qY — безразмерные коэффициенты расхода
в окружном и торцовом направлениях соответственно.
ВЫБОР ТИПА ОПОР
Долговечность, экономичность, надежность, а во многих случаях и габарит-
ные размеры машин зависят от конструкции опор трения, поэтому к подшипни-
ковым узлам предъявляют повышенные требования, обусловленные увеличением
частот вращения, статических и динамических нагрузок и необходимостью зна-
чительного увеличения надежности подшипниковых узлов.
В настоящее время наиболее широкое распространение получили подшипники
скольжения:
Рис. 2. Схематические зависимости допустимой нагрузки от частоты вращения в раз-
личных типах опор одинакового размера:
а — подшипник трения без смазки: 1 — предел по допустимой нагрузке, исходя из усло-
вия разрушения подшипника; 2 — предел по б — гидростатические подшипники;
в — гидродинамические опоры; г — опоры из пористых материалов: 1 — предел по удель-
ной нагрузке; 2 — предел по 3 — предел по условиям теплоотвода; о — подшипник
качения
1)	не требующие смазки; обычно их изготовляют из неметаллических мате-
риалов, обладающих низким коэффициентом трения и хорошей износостойкостью;
2)	из пористых материалов, полученных, например, методом спекания;
эти материалы обладают хорошими антифрикционными качествами и пропитаны
смазкой;
3)	жидкостного трения, работающие в гидродинамическом режиме смазки;
4)	гидростатические подшипники скольжения.
При выборе подшипника для каждого конкретного случая необходимо учи-
тывать совокупность многих факторов [36, 39]. Наиболее важными характеристи-
W-10~7,H
Рис. 3. Предельные кривые нагрузок для подшипников ка-
чения (сплошные линии); гидродинамических подшипников
скольжения (штрихпунктирные линии), пористых подшип-
ников (штрихпунктирные линии с двумя точками), подшип-
ников трения без смазки (штриховые линии):
I — предельная граница для подшипников качения; I* — для
высокоскоростных роликоподшипников; II — для пористых
подшипников и подшипников трения без смазки; III —цля
гидродинамических подшипников, исходя из условия повреж-
дения вала; У//* — для гидродинамических подшипников»
исходя из условий допустимой критической толщины мас-
ляной пленки
Рис. 4. Предельные кривые нагрузок для различных типов
осевых подшипников (обозначения см. рис. 3)
12
Общие сведения
Рис. 5. Примерная зависимость момента тре-
ния от угловой скорости для подшипников оди-
накового размера:
1 — гидродинамические подшипники; 2 —
гидростатические подшипники; 3 — подшип-
ники качения
ками подшипников являются их нагру-
зочно-скоростные характеристики. В под-
шипниках скольжения, не требующих
смазки, ограничения предельной частоты
вращения вала и нагрузки обусловлены
опасностью перегрева или разрушения
подшипника, а также чрезмерным изно-
сом. Выделение тепла на рабочих поверх-
ностях при заданной скорости скольже-
ния Uо и нагрузке на единицу площади
проекции подшипника рт пропорциона-
льно fUврт. Износ подшипника трения без
смазки пропорционален pinU0. Таким образом, с увеличением частоты вращения
Допустимая нагрузка на подшипник уменьшается (рис. 2, а}.
Несущая способность гидростатических подшипников определяется в основ-
ном давлением подводимой смазки. При больших частотах вращения уменьша-
ется вязкость смазки. Это приводит к некоторому уменьшению несущей способ-
ности, что характеризуется наклонным участком на рис. 2, б.
Несущая способность гидродинамических подшипников (рис. 2, в) повыша-
ется по мере увеличения частоты вращения при достаточном количестве подводи-
мой смазки. Однако при высоких частотах вращения в результате интенсивного
тепловыделения значительно уменьшается вязкость смазки и, следовательно,
несущая способность. В общем случае несущая способность ограничена мини-
мально допустимой толщиной смазочной пленки и критической температурой
смазки.
Несущая способность подшипников, изготовленных из пористых материалов,
при увеличении частоты вращения уменьшается (рис. 2, г). Основными факто-
рами, вызывающими уменьшение предельной несущей способности подшипников
качения (рис. 2, д'), являются брннеллирование при малых частотах вращения
и усталостная прочность при больших.
Подшипники скольжения конкурируют с подшипниками качения во многих
отраслях машиностроения. В ряде случаев предпочтение должно быть отдано
подшипникам скольжения, так как они обладают стойкостью в химически актив-
ной среде, работоспособностью в широком температурном диапазоне, виброустой-
чивостью, бесшумностью, сохранением работоспособности при недостаточной
смазке.
Область применения опор скольжения не только не сужается, но даже имеет
определенную тенденцию к расширению, особенно в машинах с быстровращаю-
щимися валами (в сепараторах, центрифугах, газовых турбинах, шлифовальных
станках и др.), частота вращения которых измеряется десятками тысяч оборотов
в минуту. В таких случаях малейшее нарушение балансировки ротора может
вызвать разрушение подшипника качения и аварию машины, а подшипники
скольжения оказываются виброустойчивыми благодаря демпфирующим свойст-
вам смазочного слоя. Незаменимыми являются подшипники скольжения для па-
ровых турбин и турбогенераторов, работающих длительное время без остановки,
где подшипники качения оказываются недостаточно долговечными. Опоры сколь-
жения в условиях жидкостной смазки практически не подвержены износу.
Графики, по которым можно предварительно выбрать тип подшипника для
заданного режима работы, приведены на рис. 3 и 4 (долговечность 10 000 ч). Для
пористых подшипников долговечность определяется объемом масла, находящимся
Выбор типа опор
13
в порах материала. На графиках указаны значения диаметров втулки и предель-
ные кривые максимальной скорости для подшипников качения (кривая /), для
высокоскоростных роликоподшипников (кривая /'), для подшипников трения без
смазки и пористых подшипников (кривая II) и для подшипников с жидкостной
смазкой, исходя из условия повреждения вала (кривая III).
Характеристики радиальных подшипников скольжения получены для
I ,
отношения длины к диаметру -j- = 1, а для осевых подшипников — исходя из
отношения наружного и внутреннего диаметров = 2. Принятая при этом
динамическая вязкость масла 0,015—0,05 Па-с при 50° С. Приведенные на гра-
фиках данные являются приближенными, но дают возможность сделать некоторые
выводы. Например, как следует на рис. 3, подшипники скольжения, работающие
без смазки, пригодны лишь для низких частот вращения, причем допустимая
частота вращения существенно снижается с увеличением нагрузки.
Подшипники скольжения с гидродинамической смазкой и подшипники
качения работают в широком диапазоне нагрузок и скоростей, причем область
применения подшипников с гидродинамической смазкой сдвинута в сторону
больших частот вращения. Гидростатические подшипники можно применять во
всем диапазоне нагрузок и скоростей, охватываемых диаграммой.
Для опор, воспринимающих осевые силы (рис. 4), пористые подшипники и
подшипники, не требующие смазки, можно применять для средних нагрузок и
при относительно низких частотах вращения. На рис. 4 отчетливо видно резкое
снижение допустимых нагрузок при увеличении частоты вращения. Кривые для
подшипников скольжения с гидродинамической смазкой и подшипников качения
имеют противоположный характер.
Важным фактором при выборе типа подшипника являются потери на трение.
Примерная зависимость момента трения от скорости приведена на рис. 5. На гра-
фике видно, что наименьшие пусковые моменты имеют место при использовании
гидростатических подшипников. Однако здесь не учитывается мощность, затра-
чиваемая на создание давления смазки в камерах подшипника.
При выборе типа подшипника существенным фактором является стоимость,
в которую входят стоимость изготовления и стоимость технического обслужива-
ния подшипника и сопряженных с ним деталей. Разработка нормализованных под-
шипников скольжения, централизованное производство их и систем смазки зна-
чительно сократит стоимость и расширит сферу применения подшипников сколь-
жения.
Глава 2
СМАЗОЧНЫЕ ВЕЩЕСТВА И ИХ ФИЗИКО-
ХИМИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ
Смазка в подшипниках скольжения должна снижать потери на трепне, умень-
шать износ рабочих поверхностей, способствовать отводу тепла из зоны трения,
создавать прочный адсорбированный слои па поверхностях трения и т. д. Таким
требованиям в той пли иной мере отвечают жидкие масла, полученные из нефтя-
ных продуктов или синтезированные из неорганических веществ. Иногда при-
меняют растительные или животные масла.
ГЛкнеральвые масла. Большинство современных масел представляет собой
смесь минеральных масел с присадками, улучшающими их эксплуатационные
свойства, а в некоторых случаях — с синтетическими маслами.
Способ очистки, назначение и некоторые другие данные нефтяных масел
указаны в маркировке. Ниже приведены некоторые буквенные обозначения ми-
неральных масел.
1.	По свойствам: Л — легкое (маловязкое); С—среднее (маловязкое);
Т — тяжелое (высоковязкое); У — улучшенное.
2.	По способу очистки: А—адсорбционной очистки; В—выщелоченное
(обработанное только раствором щелочи); Г— гидроочищенное; К— кислотной
очистки; С — очищенное с применением селективных растворителей; П — с при-
садками.
3.	По назначению: Д — дизельное; И — индустриальное; М — моторное;
Т— турбинное, трансформаторное; П— приборное.
Примеры маркировки минеральных масел:
ТК—трансформаторное кислотной очистки; ТКП—трансформаторное ки-
слотной счистки с присадкой: Тп - 22 — турбинное селективной очистки с при-
садкой вязкостью v = 22-10 « м'2/с.
Синтетические масла, предназначенные для смазки машин и приборов,
работающих в широком диапазоне температур, делят на пять основных групп.
Маста на основе эфиров карболовых кислот и многоатомных спиртов имеют
попшую вязкостно-температурную кривую, т. е. малый температурный коэффи-
циент вязкости (ТКВ). Они сохраняют смазочную способность в интервале тем-
ператур от—G5 до +120° С. При наличии специальных присадок их предельная
температура повышается до 200° С. Они растворимы в нефтяных маслах и могут
применяться для получения комбинированных масел с промежуточными свой-
ствами.
Гликоли отличаются хорошими смазочными свойствами и малым ТКВ в ши-
роком интервале температур (от —70_до +200° С), однако при I 100° С имеют
склонность к окислению. Благодаря относительной дешевизне исходных продуктов
и технологического процесса получения их стоимость ниже стоимости других
синтетических масел. Гликоли применяют в авиационных приборах, двигателях,
компрессорах, вакуум-насосах и т. д. Присадки, повышающие стабильность при
высокой температуре, делают их пригодными для смазки газовых турбин. С не-
фтяными маслами гликоли смешиваются плохо.
Вязкость, плотность сжимаемость
15
Огнестойкие турбинные масла. В настоящее время применяют огнестойкие
масла: иввиоль-3 и ОМТИ. Иввиоль-3 несколько токсично, ОМТИ практически
нетоксично. По физико-химическим свойствам они почти не отличаются друг от
друга. Эти масла применяют в основном в системах регулирования паровых тур-
бин и для смазки подшипников турбоагрегатов. Они имеют малый ТКВ.
Силиконы. Отличительной особенностью силиконов является пологая вязко-
стно-температурная кривая, малый ТКВ по сравнению с остальными синтетиче-
скими и многими нефтяными маслами. Однако по смазочной способности силиконы
уступают минеральным маслам. Термическая и химическая стабильность сили-
конов сохраняется в широком диапазоне температур (от—70 до 4-200° С), а с по-
мощью специальных присадок верхний температурный предел может быть поднят
до 300—350° С. Основное применение силиконы находят в гидравлических пере-
дачах, амортизаторах и в меиьшей степени как смазочные масла вследствие огра-
ниченной смазочной способности.
Фтороуглероды и хлорфторуглероды обладают высокой термической устой-
чивостью. Верхний предел рабочей температуры доходит до 300° С, но нижний
предел выше, чем у силиконов (температура застывания от —10 до —30° С).
Очень велик ТКВ, поэтому они уступают другим синтетическим и минеральным
маслам. Фтор- и хлорфторуглероды обладают специфической особенностью —
они негорючи, стойки в кислотах и щелочах, что делает их особо ценными для при-
менения в специальных компрессорах, вакуумных и других машинах химической
промышленности.
Животные и растительные масла в настоящее время почти полностью вытес-
нены минеральными маслами и применяются преимущественно в виде примесей
(касторовое, горчичное) к нефтяным маслам (компаундированные масла и конси-
стентные смазки). Хотя как смазочные материалы животные и растительные
масла ценны, онн обладают малой устойчивостью в рабочих условиях и очень
дефицитны.
Консистентные смазки для подшипников скольжения применяют сравни-
тельно редко — главным образом в опорах, несущих большую нагрузку, работа-
ющих с малой скоростью скольжения, с перерывами или переменной направле-
ния движения, когда нельзя обеспечить жидкостной режим смазки.
Вода как смазочный материал применяется в основном для смазки подшип-
ников из натуральной и пластифицированной древесины, из древеснослоистых
пластиков, текстолитовых и вулколановых подшипников. Подшипники с рези-
новыми обкладками смазываются водой. Воду используют также в эмульсионных
смазках.
Для режима жидкостной и полужидкостной смазки большое значение имеет
вязкость смазочного вещества и изменение ее в зависимости от температуры и дав-
ления.
вязкость, ПЛОТНОСТЬ, СЖИМАЕМОСТЬ
Под вязкостью понимают способность смазывающего вещества сопротив-
ляться сдвигу под действием приложенной силы. Вязкость механически проявля-
ется в виде касательных усилий на поверхности, проведенной внутри некоторого
объема жидкости, при изменении его формы и задается в виде зависимости между
касательным напряжением т на какой-либо площадке внутри движущейся жид-
кости и поперечной производной скорости v по нормали Н к этой площадке:
dv
где р — динамическая вязкость жидкости.
Различают динамическую и кинематическую вязкость. Динамическую вяз-
кость применяют для выражения абсолютных сил сдвига, действующих между
16
Смазочные вещества
слоями смазывающей жидкости. Единицей динамической вязкости в междуна-
родной системе единиц СИ служит сила, выраженная в ньютонах, необходимая для
перемещения слоя жидкости поверхности 1 м2 со скоростью 1м/с относительно
другого слоя жидкости с той же поверхностью, отдаленного от смещаемого слоя
на расстояние 1 м. Размерность этой единицы Н-с/м2 = Па-с. На практике ди-
намическую вязкость часто выражают в пуазах (П) или чаще в сантипуазах (сП) *.
Соотношения между единицами динамической вязкости в системах СИ,
МКГСС и СГС приведены ниже.
Система	Единица измерения	Значение
си МКГСС СГС	Па-с кг-с/м2 П	1 0,102 10
Кинематическую вязкость приме-
няют для выражения сил сопротив-
ления при скольжении слоев жидкости
под действием собственной силы тяже-
сти и представляют как отношение
коэффициента динамической вязкости
к плотности при той же температуре
и атмосферном давлении:
v =	.
Р
Единицей измерения кинематической вязкости в системе СИ является метр
квадратный на секунду; в СГС—стокс (см2/с); (1 м2/с=104 Ст). Обычно используют
дольную единицу сантистокс, 1 сСт — 0,01 Ст**.
При технических измерениях вязкость жидкостей иногда выражают в гра-
дусах Энглера (°Е). Эта условная единица представляет собой отношение времени
истечения в секундах из калиброванного отверстия вискозиметра 200 см3 испы-
туемого нефтепродукта при температуре испытания к времени истечения в се-
кундах того же количества дистиллированной воды при 20° С. Кинематическая
вязкость в квадратных метрах на секунду связана с условной в градусах Эн-
глера формулой
= (o,O7319°Ez — °;^31-) Ю4.
В зарубежных спецификациях на смазочные вещества кинематическая вяз-
кость выражается в градусах Энглера (в основном в ГДР), в секундах Редвуда
(в Англии), в секундах Сейболта (в США).
Для выражения вязкостей в различных единицах можно пользоваться дан-
ными табл. 1.
Кинематическая вязкость смесей нефтепродуктов
__ (Я1 ~Ь ка) viv2
+ n2v2 ’
где /г, и /г2 — содержание компонентов в долях единицы; т, и v2 — кинемати-
ческие вязкости компонентов.
Для приближенного определения вязкости смесей нефтепродуктов можно
пользоваться номбграммой Е. Г. Семенидо [26].
Имеется тенденция выражать вязкость в абсолютных единицах, а не в услов-
ных. Действующий в настоящее время стандартный метод определения вязкости
турбинных масел состоит в установлении истечения определенного объема масла
через круглый калиброванный капилляр под действием силы тяжести. Примени4
емые в этом случае приборы типа Пинкевича или типа ВПЖ-2 позволяют сразу
определить кинематическую вязкость в сантистоксах (1 сСт = 10'6 м2/с). Зна-
чения кинематической вязкости в диапазоне температур 0—100 С некоторых
масел приведены в табл. 2.
* Динамическая вязкость воды при 20° С равна 1,005 сП.
** Кинематическую вязкость 1 сСт имеет дистиллированная вода при 20 С,
Вязкость, плотность, сжимаемость
17
1. ТАБЛИЦА ДЛЯ ВЫРАЖЕНИЯ ВЯЗКОСТИ В РАЗЛИЧНЫХ ЕДИНИЦАХ
v. 10s, м!/с		>> о	о ‘Н7	Su, с	о/гн ‘эОI 'А	>>	с	Su, с	Э/.И ‘.ОТ "А	>> CQ о	о ‘1&	Su. с
1,0		1,00	28,5			13,0	2,12	61,0	69,6	29,0	3,95	121	1 136,5
1,5	*	1,06	30,0	—	13,5	2,17	63,0	71,5	30,0	4,10	125	140,9
2,0	*	1,12	31,0	32,6	14,0	2,22	64.5	73,4	31,0	4,20	129	145,3
2,5	*	1,17	32,0	34,4	14,5	2,27	66,0	75,3	32,0	4,35	133	149,7
3,0	*	1,22	33,0	36,0	15,0	2,32	68,0	77,2	33,0	4,45	136	154,2
3,5	*	1,26	34,5	37,6	15,5	2,38	70,0	79,2	34,0	4,60	140	158,7
4,0	*	1,30	35,5	39,1	16,0	2,43	71,5	81.1	35,0	4,70	144	163,2
4,5	*	1,35	37,0	40,7	16,5	2,50	73,0	83,1	36,0	4,85	148	167,7
5,0	*	1,40	38,0	42,3	17,0	2,55	75,0	85,1	37,0	4,96	152	173,2
5,5	*	1,44	39,5	43,9	17,5	2,60	77,0	87.1	38,0	5,10	156	176,7
6,0	♦	1,48	41,0	45,5	18,0	2,65	78,5	89,2	39,0	5,20	160	181,2
6,5		1,52	42,0	47.1	18,5	2,70	80,5	91,2	40,0	5,35	164	185,7
7,0	*	1,56	43,5	48,7	19,0	2,75	82,0	93,3	41,0	5,45	168	190,2
7,5	*	1,60	45,0	50,3	19,5	2,80	84,0	95,4	42,0	5,60	172	194,7
8,0	*	1,65	46,0	52,0	20,0	2,90	86	97,5	43,0	5,75	177	199,2
8,5	*	1,70	47,5	53,7	20,5	2,95	88	99,6	44,0	5,85	181	203,8
9,0	*	1.75	49,0	55,4	21,0	3,00	90	101,7	45,0	6,00	185	208,4
9,5		1,79	50,5	57,1	21,5	3.05	92	103,9	46,0	6,10	189	213,0
10,1		1,83	52,0	58,8	22,0	3,10	93	106,0	47,0	6,25	193	217,6
10,2		1,85	52,5	59,5	22,5	3,15	95	108,2	48,0	6,45	197	222,2
10,4		1,87	53,0	60,2	23,0	3,20	97	110,3	49,0	6,50	201	226,8
10,6		1,89	53,5	60,9	23,5	3,30	99	112,4	50,0	6,65	205	231.4
10,8		1,91	54,5	61,6	24,0	3,35	101	114,6	52,0	6,90	213	240,6
11,0		1,93	55,0	62,3	24,5	3,40	103	116,8	54,0	7,10	221	249,9
11,4		1,97	56,0	63,7	25,0	3,45	105	118,9	56,0	7,40	229	259,0
11,8		2,00	57,5	65,2	26,0	3,60	109	123,3	58,0	7,65	237	268,2
12,2		2,04	59,0	66,6	27,0	3,70	ИЗ	127,7	60,0	7,90	245	277,4
12,6		2,08	60,0	68,1	28,0	3,85	117	132,1	70,0			323,4
ную,		* Можно применять только для перевода кинематической а также для взаимного перевода условных вязкостей.								вязкости в услов-		
Примечал и е. Для более высоких вязкостей используют следующие  переводные коэффициенты: v-10-6 = 7,58° ВУ = 0,247/?1 == 0,216Su; °ВУ = = 0,132-v, 10-*6 = 0,03267?! = 0,028bSu; /?1 = 4,05-=» 30,7 °ВУ = 0,877Su; Su = 4,62-10~c,v = 35,11 °ВУ ==: 1.14Д1, где V—кинематическая вязкость, м2/с; °ВУ — условная вязкость в градусах; Д1 — вязкость в секундах Редвуда; Su — вязкость в секундах Сейболта (универсального).												
Вязкость обусловлена молекулярным строением вещества, поэтому зависит
от температуры. С понижением температуры масло постепенно загустевает, его
подвижность снижается, а вязкость повышается. Температура, при которой ох-
лажденное в пробирке масло загустевает настолько, что при наклоне пробирки
на 45° уровень масла в ней остается неподвижным в течение 1 мин, называется
температурой застывания. В табл. 3 приведены значения температуры застыва-
ния для некоторых масел.
С повышением температуры вязкость масел уменьшается. Степень пологости
вязкостно-температурных кривых масел оценивается индексом вязкости (ИВ).
Значения индекса вязкости выше 80—100 характеризуют хорошие вязкостно-
температурные свойства масла, значения ИВ, равные 50—60 и ниже, неудовлет-
ворительные.
Индексы вязкости для масел, имеющих кинематическую вязкость ниже
16,5-10“6 м3/с при 50° С и 4,5-10*® м2/с при 100° С, определены в работе [26].
Для масел индекс вязкости приведен в табл. 3.
18
Смазочные вещества
2. КИНЕМАТИЧЕСКАЯ ВЯЗКОСТЬ МАСЕЛ
Масло	ГОСТ	v.lO6 (м2/с) при температуре °C										
		0	10	20	30	40	50	60	70	80	90	100
Турбинное: Т -22	9972—74	476,0	213,0	100.0	55,5	33,16	21,80	15.16	11,0	8,12	6,80	5.88
т"-зо		863,0	359,0	161,0	84,6	48,40	30,00	20,56	14,0	10,60	8,00	6,49
Тп-46		1750,0	700,0	300,0	155,0	83,00	52,50	33,00	22,8	15,90	11,40	8,51
Индустриальное; И-12А		175,2	86,0	49,0	29,0	19,50	12,65	9,00	6,7	5,30	4,35	3,64
И-20А	20799 — 75	275,0	1 13,0	71,3	42,5	27,00	18,20	12,20	9,2	7,00	5,53	4,84
И-ЗОЛ		650,0	300,0	140,0	83,0	49,00	30,00	20,50	15,3	10,40	8,50	5,50
И-40А		11S0.0	501,0	229,0	120,0	68,00	42,30	27,00	19,0	13,50	10,50	8,12
И-50А		2280,0	833,0	330,0	160,0	88,0	49,0	36,0	23,0	15,5	11,5	8,46
Авиационное; МС-20	21743 — 76	8160,0	3080,0	1250,0	490,0	265,0	152,3	30,0	<58,0	39,0	27,5	20,90
МК-22		11,9	3880,0	1566,0	650,0	330,0	175,5	105,0	65,0	43,0	30,0	22,25
Цилиндровое 52	6411—76	—	—	—	—	—•	—	270,0	164,0	96,0	65,0	46,1
Полисилоксан овое	МРТУ 2-08-140	180	140	по	80,0	70,0	58,0	53,0	47,0	38,0	34,0	32,0
ОМТИ, иввиоль		—	—	93	57,3	37,9	23,3	15,4	10,9	8,1	6,2	5,7
3. ТЕМПЕРАТУРА ЗАСТЫВАНИЯ МАСЕЛ
Масло	Индекс вязкости ИВ	Температурный коэффициент вязкости ТКВ	Температура, °C		Температурно- вязкостный коэффициент CGt, 1/°С	Вязкостный коэффициент Ai, Па-с	Плотность р при 20° С, кг/м3
			засты- вания	вспышки			
Турбинное: Тп-22	60	5,40	— 15	180	— 0,0297	0,083	860—880
тп-зо	60	6,40	— 10	180	— 0,0336	0,139	890—916
Инду стр иальное: И-12А		4,48	— 30	165	— 0,0270	0,042	900
И-20 А	85	5,10	— 15	180	— 0,0302	0,070	881 —900
И-ЗОА	85	5,50	— 15	190	— 0,0316	0,125	886—916
И-40А	85	6,50	— 8	180	— 0,0348	0,207	886—936
И-50А	—.	9,40	— 20	200	—0,0362	0,262	886 — 926
Авиационное: МС-20			10,00	— 18	250	— 0,0428	1,110	891—901
МК-22	-—	11,00	— 14	230	— 0,0445	1,370	905
Цилиндровое 52	-—.	—	— 5	310	,—.	—	—
Полис илокса новое	—	1,70	—	,—.	— 0,0136	0,099	—•
ОМТИ, иввиоль	—	7,90	— 17	240	— 0,0380	0,104	1145—1 192
Вязкость, плотность, сжимаемость
19
Другим показателем пологости вязкостно-температурных кривых масел,
работоспособность которых должна сохраняться в широком температурном ин-
тервале (автотракторные и авиационные масла), служит отношение кинематиче-
ских вязкостей тГЛ/Т]оо и температурный коэффициент вязкости.
Исходными величинами для вычислений ТКВ смазочных масел служат
значения кинематической вязкости при 0, 20, 50 и 100° С. Температурный коэффи-
циент вязкости смазочных масел в пределах температур 20—100° С (ТКВ2О_1Оо)
вычисляют по формуле
Т КВ20_11>0 —
(v20 — vioo) 100
vM(100 —20)
1,25	"I-11»
v50
где v20, vs0, v100 — кинематические вязкости масла соответственно при 20, 50
и 100° С.
Значения ТКВ20_100 для некоторых масел приведены в табл. 3.
Для интерполирования вязкостно-температурных зависимостей масел в не-
большом температурном интервале применима формула
. att
Щ = Дхе 1 >
где Лх и at — коэффициенты, характеризующие пологость вязкостно-темпера-
турной зависимости смазывающей жидкости.
В табл. 3 приведены значения коэффициентов и а/ для масел при 40—
100° С
Вязкость масел возрастает с повышением давления, что заметно может ска-
зываться на характере течения смазки в слое.
С повышением давления значительно возрастает вязкость минеральных ма-
сел [14]. При давлении 1000-105 Па она возрастает в 8—40 раз. Вязкость расти-
тельных и животных масел возрастает в 2—6 раз. У масел, компаундированных
из минеральных и растительных, возрастание вязкости от давления занимает
промежуточное положение.
Для отечественных масел зависимость вязкости от давления (до 3- 10s Па)
выражается формулой
(фр
Ир = Рое ° ’
где Ир — динамическая вязкость масла при давлении р; Ро — динамическая вяз-
кость при атмосферном давлении; [ф, — пьезокоэффициент вязкости, представ-
ляющий собой константу, зависящую от химического состава масла и темпера-
туры. Для нефтяных масел пьезокоэффициент [ф = (1,5-5-4) 10-8 м2/Н, для расти-
тельных и животных масел [ф = (1:1,5) 10~8 м2/Н. Значения пьезокоэффициента
вязкости для некоторых масел приведены в табл. 4 [14].
В большинстве случаев масла с низким индексом вязкости имеют более вы-
сокий пьезокоэффициент вязкости, чем масла с высоким индексом, так как при
4. ПЬЕЗОКОЭФФИЦИЕНТ ВЯЗКОСТИ МАСЕЛ
Масло	р, кг/м3			ц, Па. с			Рв-10% 1/Па		
	14	20	30	14	20	30	14	20	30
МС грозненское вязкости: повышенной	8950	8916	8854	2,178	1,318	0,602	28,1	27,5	25,6
нормальной	8982	8937	8880	1,800	1,058	0,473	29,9	28,1	26,1
мэс	8900	8860	8805	1,088	0,6698	0,316	31,9	30,6	26,3
мк эмбонское	8950	8930	8660	1,749	1,050	0,482	39,1	34,9	25,9
Веретенное	8930	8890	8820	0,0607	0,0433	0,0249	25,1	23,1	21,8
Турбинное	8974	8940	8880	0,1256	0,0880	0,0462	27,4	25,9	24,1
20
Смазочные вещества
Рис. 6. Зависимость относительной вязкости
масел от давления:
1 — масло МС-20 при 20° С; 6 — масло вере-
тенное АУ прн 30° С; 3 — нефтяное масло
при 38 и 100° С; 4 — полисилоксановое масло
прн 24° С
повышении чувствительности вязкости
этих масел к нагреву повышается чув-
ствительность к давлению.
Зависимости вязкости масел от дав-
ления приведены па рис. 6. На рис. 7
показано, что с повышением температуры
масла вязкость его в меиьшей степени
зависит от давления. При более высоких давлениях вязкость масла возрастает
настолько, что жидкость теряет свои свойства и превращается в пластическое или
квазитвердое тело. На рис. 8 изображена кривая давлений, при которых наблю-
дается затвердевание нефтяного масла при различных температурах [24].
Рис. 8. Кривая давлений, при которых на-
чинают затвердевать нефтяные масла при
различных температурах
Рис. 7. Влияние температуры на отно-
сительную вязкость масел при р =
= 1500- 10й Па:
1 — депарафинированное нефтяное мас-
ло; 2 — веретенное масло; 3 — полиси-
локсановое масло
Вязкость масла, аэрированного воздухом, выше вязкости чистого масла.
При объемном содержании воздушных пузырьков Д С 15% вязкость смеси опре-
деляют по формуле [12]
Рем = И (1 + пД)>
где р — вязкость масла, не аэрированного воздухом; т) — эмпирическая кон-
стаита, т) = 0,015; Д — объемное содержание воздушных пузырьков, %.
Вода, эмульгироваииая в масле, влияет иа его вязкость. Вязкость масло-
водяной эмульсии (типа «вода в масле») выше вязкости воды и масла, взя-
тых отдельно. Например, содержание 5% (по объему) диспергированной воды
(в виде капель) увеличивает коэффициент динамической вязкости эмульсии на
15—20%.
Вязкость масла увеличивается за счет испарения летучих фракций в масле.
Вязкость, плотность, сжимаемость
21
Плотностью вещества р называют массу, приходящуюся на единицу его
объема,
т
₽~Т'
Единица измерения плотности в системе СИ — кг/м3. Для определения плот-
иссти нефтепродукта при заданной температуре пользуются формулой
Рао
20)’
где Рзо — плотность при 20° С; ky — температурный коэффициет объемного рас-
ширения. В табл. 5 приведены температурные коэффициенты объемного расшире-
ния смазочных масел при различных значениях р [26].
Изменение плотности различных смазочных масел минерального и органи-
ческого происхождения в пределах давлений до 3500-105 Па при постоянной тем-
пературе выражается формулой
Рр = Ро (1 + трпр2),
где р — давление, Па; тип — коэффициенты, зависящие от температуры масла
(табл. 6).
Сжимаемость масла характеризуется коэффициентом объемного сжатия рСж>
„	ДУ
равным относительному изменению объема масла -р- при воздействии перепада
давления Др.
Величина Еу, обратная коэффициенту объемного сжатия Рсж, называется
модулем объемной упругости. С увеличением температуры модуль объемной упру-
гости масла понижается, а с увеличением давления — повышается.
Модуль упругости жидкости, содержащей растворенные газы, определяется
по формуле [12]
£v = £y(l +ВА),
где Еу — модуль упругости вакуумированной жидкости; k2 — объемная кон-
центрация растворенных газов; Bt —эмпирический коэффициент.
Для турбинного масла Тп-22 при атмосферном давлении и температуре 20—
50° С коэффициент Вг = 0,324, максимальное значение Д2 = 0,12 и отношение
Еу
-Л- = 1.04.
£н
Б. ТЕМПЕРАТУРНЫЕ КОЭФФИЦИЕНТЫ
ОБЪЕМНОГО РАСШИРЕНИЯ МАСЕЛ
Плотность р» кг/м3	Средний коэффи- циент объемно- го рас- ширения kv- 10Б, 1/°С	Плотность р, кг/м3	Средний коэффи- циент объемно- го рас- ширения fcy.106, 1/°С
800—820	93,7	900—920	68,8
820—840	88,2	920—940	64,5
840—860	83,1	940 — 960	60,4
860—880	78,2	960—980	56,4
880—000	73,4	980—1000	52,6
6. ЗНАЧЕНИЯ
КОЭФФИЦИЕНТОВ,
ЗАВИСЯЩИХ ОТ
ТЕМПЕРАТУРЫ МАСЛА
Г» °C	т. Ю10, 1 Па	п- 10<в, (—)* V Па'
0	5,720	1,401
20	6,010	1,270
40	6,230	1,129
60	6,430	1,028
80	6,560	0,953
100	6.630	0.897
22
Смазочные вещества
Для турбинного масла Гп-22 зависимость модуля упругости от абсолютного
давления р и температуры t показана на рис. 9.
Нерастворенные газы в значительной мере влияют на упругость газомасля-
ной смеси. Коэффициент объемного сжатия такой смеси подчиняется закону адди-
тивности
₽сж = <' + (1+4)₽'=-^Г,
где Д — объемное содержание нерастворенных газов; Р ’ и [>' — коэффициенты
Рис. 9. Зависимость модуля
упругости масла от температуры
Рис. 10. Зависимость относи-
тельного модуля упругости смаз-
ки от давления при различном
содержании воздуха
Даже при незначительном содержании газа (0,1—0,5%) при атмосферном дав-
лении сжимаемость смеси повышается в сотни и тысячи раз. При повышении дав-
ления [12] сжимаемость газомасляной смеси снижается. На рис. 10 представлена
графическая зависимость относительного модуля упругости Е от давления при
различных значениях объемного содержания воздуха, измеренного при атмо-
сферном давлении.
ТЕПЛОЕМКОСТЬ И ТЕПЛОПРОВОДНОСТЬ
Теплоемкость (кДж/(кг-°С)] определяют по следующим эмпирическим фор-
мулам:
истинная теплоемкость при f С
Ct = (53,2 + 0,1070	;
V Р20
средняя теплоемкость в пределах температур от 0 до
Cj_2 = [53,2 4- 0,0535 (Zj /2)1 P20’5j
Старение смазки
23
средняя теплоемкость в пределах температур от 0 до t
сср = (53,2 + 0,0535/) Рго’5,
где Рго — плотность нагреваемого нефтепродукта при 20° С, кг/м3.
Теплоемкость смазочных масел зависит от температуры, она обычно лежит
в пределах 1,67—2,5 кДж/(кг-°С).
Теплосодержанием масел принято считать количество тепла, необходимое для
нагрева масла от 0 до температуры I. Теплосодержание масла в системе СИ вы-
ражается в джоулях на килограмм и определяется по эмпирической формуле
<?/ = (53,2 + 0,05350 -1=-.
' Рао
Теплопроводность вещества — способность вещества проводить теплоту.
Теплопроводность вещества характеризуется коэффициентом теплопроводности
grad I ’
где | <7 | — тепловой поток.
Коэффициент теплопроводности — это количество теплоты, которое про-
ходит в единицу времени через единицу площади изотермической поверхности
при температурном градиенте, равном единице. Для определения коэффициента
теплопроводности [Вт/м-°С] масел обычно пользуются формулой
117
=	(1 —0,000540,
РаО
где p2U — плотность масла при 20‘С, кг/м3.
СМАЗЫВАЮЩАЯ СПОСОБНОСТЬ
Смазывающая способность — способность создавать на трущейся поверх-
ности тонкие, но прочные адсорбированные слои смазочного вещества. Эффектив-
ность смазочного действия масла зависит от его свойств, природы твердых по-
верхностей, разделяемых этим маслом, и от характера взаимодействия молекул
смазки и твердого тела.
Тонкая пленка масла ведет себя как многослойное кристаллическое образо-
вание высокой упругости, способное выдерживать без разрушения большие нор-
мальные давления (модуль Юнга для адсорбированных пленок в 2 раза выше,
чем для стали). В тангенциальном направлении требуются весьма малые силы
для разрушения адсорбированных смазочных слоев. Эги свойства и обеспечивают
эффективную смазку поверхности при граничном трении.
Адсорбированный граничный слои на поверхности трения разрушается от
термических и механических воздействий При значительном повышении темпера-
туры кинетическая энергия адсорбированных молекул может превысить энергию
их связи с поверхностью, в результате чего происходит десорбция молекул в жид-
кую фазу. Существует критическая температура /кр, соответствующая темпера-
туре полной дезориентации граничного слоя масла, при которой смазка не спо-
собна защищать поверхности от непосредственного контакта.
СТАРЕНИЕ СМАЗКИ, КОРРОЗИОННЫЕ СВОЙСТВА
При контакте масла с воздухом происходит окисление, в результате чего
изменяются его физические и химические свойства. Окисление масла стимулиру-
ется каталитическим действием воды и металлов, с которыми соприкасается
масло, и быстро прогрессирует с повышением температуры. В результате окисле-
24
Смазочные вещества
ния масла повышается его вязкость, плотность, ухудшается деэмульгирующая
способность, образуются растворимые в масле и летучие кислые продукты, обу-
словливающие коррозионную агрессивность масла, плотные продукты окисления
выпадают в осадок. Появление осадка в масле приводит к его потемнению. Про-
дукты кисления служат катализатором старения масла, поэтому при смешении
свежего масла с окисленным и зашламленным окисление полученной смеси не
приостанавливается, а усиливается. На окисление масла в большей степени вли-
яет скорость диффузии кислорода в слой масла, которая зависит от парциаль-
ного давления кислорода и площади соприкосновения последнего с маслом. Рас-
пыление и барботирование масла способствуют увеличению площади соприкосно-
вения кислорода с маслом и, таким образом, ускоряют окисление масла.
Повышение температуры способствует существенному ускорению окисления
масла [12]. При повышении температуры на каждые 10° С свыше 110° С реакция
окисления масла ускоряется приблизительно в 2 раза, а при повышении темпера-
туры от 220 до 275° С скорость реакции увеличивается в 42 раза. При 310—350° С
происходит самовоспламенение масла в кислородной среде.
Способность масла противостоять окислительному воздействию кислорода
воздуха при повышенной температуре называется стабильностью. Основным по-
казателем стабильности является способность масла образовывать водораствори-
мые кислоты в начале старения. По расходу едкого кали (в мг), необходимого на
нейтрализацию водорастворимых кислот, извлеченных из 1 г масла в водную
вытяжку, судят о количественном содержании нелетучих низкомолекулярных
кислот. Если масло не содержит водорастворимых кислот, то реакция водной
вытяжки из такого масла нейтральная или даже слабощелочная. Общее содержа-
ние кислот в масле выражается кислотным числом, представляющим расход
(в миллиграммах) едкого калия (КОН), требующегося для нейтрализации 1 г
масла.
Коррозионная агрессивность смазочных масел оценивается потерей массы
металла (в г) с 1 м2 поверхности. Коррозия металлов в масле обусловлена воздей-
ствием на них перекисей и кислот. Вода, которая попадает в масло извне или об-
разуется в результате окисления масла, резко увеличивает коррозию. На интен-
сивность коррозии кроме воды влияют и другие факторы: температура, термо-
окислительная стабильность масла, характер продуктов окисления. При повы-
шении температуры масла ускоряется процесс окисления. Быстрое накопление
кислых продуктов вызывает повышение интенсивности их корродирующего воз-
действия на металлы. Особенно резко возрастает коррозия цветных сплавов при
температуре выше 100° С.
ОГНЕСТОЙКОСТЬ
Во время работы агрегатов масла нагреваются и наиболее летучие его фрак-
ции испаряются. По данным работы [18], турбинное масло Тп-22 при изотерми-
ческом испарении в атмосфере инертного газа, обеспечивающее бесконечно боль-
шой объем, за 20 мин теряет следующее количество паров:
Температура, °C...........•............ 70	100	120	160	185
Убыль масла, %....................... 0,85	1,0	2,0	6,3	17,0
Пары нагретого масла образуют с окружающим воздухом смесь, которая за-
горается при определенной температуре открытого источника огня.
Температурой вспышки обезвоженного масла называется такая температура,
при которой смесь испарившихся паров масла с воздухом при поднесении откры-
того огня загорается на 2—3 с, а затем гаснет. Температура вспышки масел ука-
зана в табл. 3.
Радиационная стойкость
25
Температуру вспышки смесей масла приближенно можно определить по фор-
муле [26]
t aA + bB — f(A—B)
100
где а и Ь — содержание масел в смеси, %; А и В —температуры вспышки
масел А и В, °C; f — коэффициент, определяемый по табл. 7.
7. ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА f
С. %	ь, %	f	а. %	Ь. %	г	а. %	Ь. %	f
и	100	0	35	65	19,4	70	30	30,3
5	95	3,3	40	60	21,7	75	25	30,4
10	90	6,5	45	55	23,9	80	20	29,2*
15	85	9,2	50	50	25,9	85	15	26,0
20	80	11,9	55	45	27,6	90	10	20,0
25	75	14,9	60	40	29,0	95	5	12,0
30	70	17,0	65	35	30,0	100	0	0
Температура, при которой загораются от поднесенного открытого источника
огня не только пары, но и нагретое масло и горит не менее 5 с, называется темпе-
ратурой воспламенения.
Температура вспышки и воспламенения масла определяется в открытом
тигле на специальном приборе. Температура воспламенения масла на 20—30° С
(а иногда н более) выше температуры вспышки. Интенсивное испарение летучих
фракций масла начинается при температуре на 65—85° С ниже температуры
вспышки. Таким образом, температура вспышки является важной характери-
стикой, поскольку она определяет испаряемость масла. Чем ниже температура
вспышки, тем больше испаряемость, тем большей пожарной способностью обла-
дает масло.
Низкую температуру вспышки сообщают маслу светлые нефтепродукты
(бензин, керосин и др.), попавшие в масло, а также бензол, толуол, иногда при-
меняемые как промежуточные растворители присадок. Температура вспышки
масла понижается в результате его термического разложения, происходящего
иногда из-за высокого местного нагрева. Опасность воспламенения масляных
паров возрастает при обогащении их кислородом.
Нефтяные масла могут воспламеняться в среде воздуха или чистого кисло-
рода и без поднесения открытого пламени. Наинизшая температура, при которой
масло загорается без постороннего источника зажигания, называется темпера-
турой самовоспламенения. Температура самовоспламенения для масла марки
7,,-22 при атмосферном давлении равна 310—350° С в кислородной среде и 370—
380° С в атмосферном воздухе. Температура самовоспламенения понижается в при-
сутствии катализаторов, например окислов металлов.
РАДИАЦИОННАЯ СТОЙКОСТЬ
Радиационное облучение минерального масла вызывает изменение его хими-
ческого состава, ускоряет процесс окисления и выделение газа, повышает вязкость,
увеличивает испаряемость, снижает температуру вспышки паров масла, скачко-
образно ухудшает смазывающие и охлаждающие свойства. Масло постепенно
темнеет, приобретает красно-коричневый оттенок. При больших дозах облучения
масло может превращаться в желеобразные и даже твердые продукты.
26
Смазочные вещества
При дозах облучения выше 105 Дж/кг возрастает тенденция масла к вспе-
ниванию, хотя стабильность пены при этом практически не изменяется. Антио-
кислптельиые присадки (типа ионила), антивспенивающие добавки (метилсило-
ксаны) и ингибиторы коррозии полностью разрушаются под влиянием излучения.
Под влиянием ядер кого излучения увеличивается коррозионная агрес-
сивность масла, хотя и не всегда сопровождающаяся резким возрастанием кислот-
ного числа.
При дозе облучения 104 Дж/кг (или меньше) наличие ядерного излучения
обычно не вызывает затруднений при эксплуатации нефтяных турбинных масел.
Однако при дозах примерно 5-104 Дж/кг и выше свойства турбинного масла за-
метно ухудшаются. Специально подобранные присадки могут снизить радиаци-
онное разрушение нефтяного масла, хотя большего эффекта можно добиться лишь
при использовании специальных радиационно-устойчивых масел.
На современных атомных электростанциях для смазки подшипников приме-
няется обычное турбинное масло с композицией присадок, поскольку уровень
радиации в машинном зале низкий.
ПРОЧИЕ СВОЙСТВА
Образование масловодяпых эмульсий стимулируется полярно-активными
веществами, которые в маслах могут содержаться в качестве естественных компо-
нентов, перешедших из сырой нефти. Масла селективной очистки обычно содер-
жат меньше полярных веществ, стимулирующих эмульгирование, чем масла ки-
слотной очистки.
Образованию эмульсии и сохранению ее устойчивости к разрушению способ-
ствуют примеси в масле металлической пыли, шлака, цемента и т. д.
Расслоение эмульгируемого масла на составляющие его компоненты назы-
вается деэмульсацией. Время деэмульсации зависит от концентрации и дисперс-
ности водяных капель, от степени чистоты и температуры масла. Степень деэмуль
сацин определяется временем полного отделения воды при 55° С после барботи-
рования пара в течение 10 мин через слой воды объемом 20 и 100 мл масла, на-
литых в цилиндр объемом 250 мл. Если четкий мениск появляется за время не
более 8 мин, то считают, что масло обладает удовлетворительной способностью
к деэмульсации. Для окисленного и зашламленного масла время деэмульсации
10—20 мин и более.
Для уменьшения времени деэмульсации применяют специальные деэмуль-
гирующие присадки, которыми можно уменьшить время деэмульсации до 1—2мии.
Объемная прочность масла характеризуется отрицательным давлением (на-
пряжение растяжения), при котором происходит разрыв сплошности однородной
среды и образуется газожидкостная смесь.
Объемная прочность эксплуатационного турбинного масла pv = —0,45- 105Па
для огнестойкого масла иввиоль-3, pv = —0,25-105 Па для масла марки Т^-22,
Р\, = —0,1-105 Па для масла марки Тп-22 с антипенными (0,001%) и деэмульги-
рующими (0,005%) присадками.
Диэлектрическая проницаемость определяется из равенства
с = ес*,
где с — емкость конденсатора; е — диэлектрическая проницаемость; с* — ем-
кость конденсатора в вакууме.
Диэлектрическая проницаемость масла трубинного 2,3—2,5; иввиоль 3—8;
воздуха 1; воды 79,5.
Для неполярных веществ, какими считают турбинные масла, с повышением
температуры значение е уменьшается (приблизительно на 0,1 при повышении
температуры от 20 до 100° С).
Прочие свойства
27
8. ФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ СИНТЕТИЧЕСКИХ СМАЗОЧНЫХ МАСЕЛ
Масло	Р при 20° С, г/см8	v. 106 при t °C, м2/с			Температура, °C	
		20	60	100	вспыш- ки	засты- вания
Фторуглеродное:						
легкое	2,00	I0	3,5	—	—а	— 29
среднее	2,06	1600	32,0	5,5		8
тяжелое	2,08	——	180	13	а»	21
Хлор фторуглеродное?	1,90					
легкое		14	3	—	—а	—60
среднее	1,96	350	36	5,5		— 15
тя желое	1,98	—	190	28	—-	18
Силиконовое:						
№ 3 (легкое)	0,92—0,95	12 — 32		—	125	— 70
№ 4 (приборное)	0,92—0,95	40—48	—		170	— 70
№ 5 (для высокой темпе- ратуры) Метиле иликоновое *1	0,99—1,02	200—450	—		250	— 70
	—,	37	-а»	90	—	—i.
	0,964	40		17	315	— 54
Метилхлорфенилсиликоно-	1,03	40	—в	16	302	— 73
вое *х						
С повышенной смазочной способностью.						
9. ФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ТУРБИННЫХ МАСЕЛ
О 0 -к-	р, кг/м9	и о ч я	%. 10», кДж/(м. с  °C)	с о	а.104, м2/ч	О о	р, кг/м8	1 с, кДж/(кг.°С)	X. 103, кДж/(м.с.°С)	сЗ С с А	S о с
	Турбинное Т -22						Турбинное Тп - 30				
10	902,0	1,810	0,1291	18,900	2,86	10	905,0	1,800	0,1292	30,060	3,19
20	895,5	1,850	0,1288	8,550	2,80	20	899,0	1,830	0,1282	14,500	3,45
30	888,5	1,880	0,1280	4,750	2,76	30	893,0	1,870	0,1279	7,400	3,73
40	882,5	1,920	0,1270	3,180	2,71	40	886,0	1,900	0,1270	4,320	4,00
50	876,0	1,960	0,1265	1,874	2,66	50	880,0	1,930	0,1261	2,720	4,24
60	869,5	2,000	0,1258	1,275	2,62	60	873,0	1,970	0,1235	1,790	4,51
70	863,0	2,030	0,1250	0,905	2,58	70	867,0	2,010	0,1250	1,265	4,74
80	856,5	2,060	0,1242	0,675	2,55	80	861,0	2.040	0,1241	0,920	4,98
90	850,0	2,100	0,123Й	0,513	2,50	90	854,0	2,080	0,1235	0,680	5,24
100	843,5	2,140	0,1230	0,400	2,46	100	848,0	2,120	0,1225	0,506	5,48
28
Смазочные вещества
10. ФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ
ОГНЕСТОЙКОГО МАСЛА
11. ФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ
МАСЛА МС-20
ИВВИОЛЬ-3
О о	р, кг/м3	О о X £ <s	га С о
45	1131,0	1,590	33,4
50	1127,5	1.600	27.0
55	1123,5	1,605	21,6
60	1120,0	1,610	17,0
65	1116,0	1,625	14,5
70	1112,6	1,640	12,0
75	1108,5	1,650	10,2
80	1105,0	1,660	8,8
85	1101,0	1,675	7,6
90	1097,5	1,690	6,5
95	1097,0	1,700	6.0
100	1090,0	1,710	5,2
О о	р, кг/м8	О о £ tx	О о о с<	К, Па.с	О’ S о а
— 10	909,0	1,95	0,1360	23,30000	2,79
0	903,6	1,98	0,1345	6,85000	2,73
10	898,0	2,01	0,1345	2,43000	2,68
20	892,5	2,04	0,1335	1,00000	2,63
30	886,5	2,07	0,1320	0,46500	2,59
40	881,0	2,10	0,1310	0,23500	2,55
50	875,5	2,13	0,1300	0,13150	2,52
60	869,6	2,16	0,1290	0,07850	2,47
70	864,0	2,20	0,1280	0,05000	2,43
80	858,5	2,23	0,1265	0,03390	2,40
90	852,5	2,26	0,1263	0,02380	2,36
100	847,0	2,29	0,1263	0,01725	2,32
110	841,5	2,31	0,1240	0,01305	2,29
120	835,5	2,35	0,1230	0,01010	2,25
130	830,0	2,37	0,1250	0,00805	2,22
140	824,5	2,41	0,1205	0,00650	2,19
150	818,5	2,44	0,1195	0,00538	2,16
12. физические параметры
МАСЛА МК-22 (ПО ДАННЫМ МЭИ)
t, °C	р, кг/м3	С, кДж/(кг. °C)	к. 10», кДж/(м  с  °C)	р, Па.с	а. 10*. м»/ч	|3, 1/°С
10	911,0	1,64	0,1505	3,55000	3,58	8,56
20	903,0	1,71	0,1480	1,86000	3,45	8,64
30	894,5	1,76	0,1455	0,62000	3,34	8,71
40	887,5	1,81	0,1435	0,30300	3,23	8,79
50	879,0	1,85	0,1410	0,16400	3,13	8,86
60	871,5	1,89	0,1385	0,09600	3,02	8,95
70	864,0	1,94	0,1360	0,06050	3,93	9,03
80	856,0	1,99	0,1340	0,04000	2,84	9,12
90	848,2	2,04	0,1310	0,02730	2,74	9,20
100	840,7	2,08	0,1285	0,02050	2,64	9,28
110	833,0	2,12	0,1260	0,01450	2,56	9,37
120	825,0	2,17	0,1235	0,01105	2,49	9,46
130	817,0	2,22	0,1210	0,00875	2,41	9,54
140	809,2	2,27	0,1180	0,00705	2,35	9,65
150	801,6	2,31	0,1160	0,00570	2,25	9,73
13. ФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ МАСЛА АМГ-10
t, °C	р, кг/м3	с, кДж/(кг-°С)	Л. 10», кДж/(м.с.°С)	V.10®, м»/с
20	835,6	1,84	0,1190	21,00
40	821,8	1,94	0,1160	12,62
60	808.4	2,02	0,1135	8,48
80	794,2	2,13	0,1105	6,13
100	780,2	2,23	0,1085	4,68
Выбор сорта смазки
29
14. ФИЗИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ВОДЫ НА КРИВОЙ НАСЫЩЕНИЯ
t, °с	р, кг/м8	кДж/(кг- *’С)	Z.108, кДж/(м.с.°С)	ц. 10“, Па.с	а.10в, м!/с
0	999,9	4,212	0,560	1788,0	13,2
10	999,7	4,191	0,580	1306,0	13,8
20	998,2	4,183	0,597	1004,0	14,3
30	995,7	4,174	0,612	801,5	14,7
40	992,2	4,174	0,627	653,3	15,1
50	988,1	4,174	0,640	549,4	15,5
60	983,1	4,179	0,650	469,9	15,8
70	977,8	4,187	0,662	406,1	16,1
80	971,8	4,195	0,669	355,1	16,3
90	965,3	4,208	0,676	314,9	16,5
100	958,4	4,220	0,684	282,5	16,8
Диэлектрическая проницаемость масловоздушной смеси в условиях полного
расслоения компонентов подчиняется закону аддитивности
Кем = в' (1 — Дт) + е"Д1,
где в'', в", есм — диэлектрическая проницаемость масла, воздуха, смеси воздуха
и масла; Д — объемная концентрация воздуха.
При равномерном распределении воздушных пузырьков в масле (эмульси-
онная структура) кажущаяся диэлектрическая проницаемость смеси
Всм = е'---~е")>
где /г2 — экспериментальный коэффициент, зависящий от структуры потока?
k 2 = 1 в случае полного расслоения потока на две фазы. /г2 = 0,83 для эмуль-
сионной структуры полидисперсных смесей, характеризующихся следующий и
размерами пузырьков: модельный диаметр 0,1—0,2 мм, среднеарифметический
0,1—0,3 мм, среднеквадратичный 0,15—0,5 мм.
Кажущаяся диэлектрическая проницаемость обводненного масла прибли-
зительно подчиняется той же зависимости, причем коэффициент /г2 оказывается
равным 10—12 (для эмульсионного режима), т. е. в 12—13 раз больше, чем для
смеси масла и воздуха. Дополнительные сведения по физическим параметрам
некоторых широко применяемых смазочных материалов приведены в табл. 8—14.
ВЫБОР СОРТА СМАЗКИ
Основными критериями оценки жидких смазочных материалов являются два
показателя, обусловливающих работоспособность и долговечность опор сколь-
жения; смазочная способность и вязкость масла. Смазочная способность характе-
ризует свойство масла уменьшать потери на трение и снижать износ рабочих
поверхностей шипа и подшипника при граничном и отчасти полужидкостном
режиме смазки. Это свойство зависит от прочности тонкой адсорбированной
пленки, образующейся на смазываемой поверхности. Прочность этой пленки за-
висит от материалов трущихся деталей и сорта масла и в значительной степени
от температуры смазочного слоя [14]. При некоторой критической температуре
пленка разрушается, что влечет за собой возможность непосредственного кон-
такта отдельных участков поверхностей скольжения, повышенный износ и даль-
нейшее возрастание температуры, которое приводит к схватыванию и даже сва-
риванию соприкасающихся частиц поверхностей шипа и вкладыша подшипника.
Критические температуры некоторых сортов нефтяных масел приведены в табл. 15.
30
Смазочные вещества
В большинстве случаев критическая
температура значительно ниже темпе-
ратуры вспышки масла, причем раз-
ница эта возрастает с увеличением
вязкости масла. Поэтому важно, чтобы
максимальная температура смазки
в зазоре была ниже критической тем-
пературы.
Для улучшения смазочных свойств
нефтяных масел к ним добавляют спе-
циальные присадки, содержащие серу,
хлор, барий, фосфор и т. д.
Однако, выбирая смазку, необхо-
димо иметь в виду и множество допол-
нительных требований, вызываемых
эксплуатацией каждой машины. В од-
них случаях масло должно быть дос-
таточно эффектным охладителем,
в других — предохранять поверхности
от коррозии, уплотнять узел или слу-
жить одновременно гидравлической
15. КРИТИЧЕСКИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ
НЕФТЯНЫХ МАсЕЛ
Масло	Крити- ческая темпе- ратура t °C 1кр’
Турбинное: Тп-22 тп-зо Индустриальное: И-12А П-50Л Веденное АУ Авиационное: МС-20 МК-22 Цилиндровое 52 Вазел и н овое пр ибор н ос Тр я I. с фор м а тор, и се	130-140 105 170 j 117 227 220 350 100 180
жидкостью и т. д.
Физико-химические свойства (огнеопасность, химическая агрессивность,
загрязненность, склонность к нагарообразованпю и др.) смазки должны быть та-
кими, чтобы не усложнялась эксплуатация механизма.
Таким образом, выбор смазки должен производиться с учетом вязкостных
свойств, а также качеств, обеспечивающих нормальные условия работы, харак-
терные для определенной машины или агрегата.
Выбор смазки по критерию вязкости. Возможность жидкостного режима
работы опор скольжения в значительной степени определяется вязкостью выбран-
ного сорта смазки. При достаточной скорости относительного перемещения по-
верхностей трения п обильной подаче смазки в зазор между этими поверхностями
подвижная поверхность в результате гидродинамического эффекта всплывает на
клиновидном смазочном слое. Вязкость смазки в значительной мере зав-исит от
температуры и в меньшей степени от давления (при давлении в смазочном слое
до 5-Ю6 Па увеличение вязкости пренебрежимо мало и его можно не учитывать).
Следовательно, решающим фактором обусловливающим длительную рабо-
тоспособность опоры жидкостного трения, является средняя температура в сма-
зочном слое, которая в значительной мере при всех прочих равных условиях
зависит от правильно выбранного сорта смазки.
Можно рекомендовать следующую схему выбора сорта смазки при заданной
средней температуре в рабочей зоне радиального подшипника скольжения. Если
геометрические соотношения и нагрузка на подшипник известны, можно прибли-
женно определить кинематическую вязкость смазки
-v7 =
1,06-10~3
U71)’2
Ida [So] ’
где [So] — критерий Зоммерфельда, соответствующий границе между трением
при полужидкостной и жидкостной смазке. Значения [So] для подшипников с раз-
личными геометрическими соотношениями приведены в табл. 16 [34].
Для подпятников с самоустанавливающимися колодками (осевых подшип-
ников) вязкость (в м2/с) смазки [23] при фактической температуре в рабочей
зоне
. „ "“min
Т/ = 4,8-10 2-------
dnl3
Выбор сорта смазки
31
где Л min = 1,5 (#а + Т?г2) — наименьшая допустимая толщина пленки в зазоре;
7?л и Rn — среднеарифметические значения высоты шероховатостей, оставшихся
на поверхностях трения после механической обработки.
При малых удельных нагрузках и больших скоростях относительного сколь-
жения в узле ползун — направляющая удается достичь режима треиия при жид-
костной смазке; необходимая для этого вязкость смазки может быть определена
по формуле [23 ]
/1т1п[1 + (-^-)2]и710-а
Vm° = ’
где L—длина опорной части ползуна, м; В—ширина опорной части ползуна, м.
Вышеприведенные формулы позволяют иайти нижнее предельное значение
вязкости. Заметное превышение вязкости смазки над фактически необходи-
мой вязкостью смазки может привести к большому тепловыделению и, следова-
тельно, к потере вязкостных свойств при работе опоры.
Расчетных формул для выбора сорта масла, смазывающего подшипники,
работающие в условиях граничной смазки, ие существует. Известно, что у оста-
точных масел, например цилиндрового работоспособность при несовершенной
смазке выше, чем у хорошо очищенных. Однако в циркуляционных системах оста-
точные масла ие применяют из-за опасности отложения смол и загрязнения трубо-
проводов.
Выбор смазки в зависимости от условий эксплуатации. В зависимости от
специфических условий работы различных типов машин (электродвигатели,
компрессоры, турбины, станки и т. д.) выбирают смазку, отвечающую как усло-
вию вязкости, так и остальным условиям, необходимым для нормальной эксплу-
атации. Рекомендации по выбору некоторых жидких смазочных масел для смазки
подшипников скольжения приведены в табл. 17.
Консистентные смазки применяют для подшипников, работающих при окруж-
ных скоростях вращения вала, не превышающих 2 м/с, а также при повторно-
кратковременных режимах (втулки накидных блоков, рычажные механизмы
прессов и т. д.).
16. ЗНАЧЕНИЯ КРИТЕРИЯ ЗОММЕРФЕЛЬДА
Отно- шение 1 d	Значения LSo] при диаметре цапфы, мм								
	30	40	50	60	70	80	100	| 150	200
0,6	0,28	0,35	0,42	Р = 0,001 0,53	0,65	0,80	1,0	2,0	3,0
0,8	0,44	0,54	0,64	0,80	0,95	1,2	1,5	2,7	4,0
1,0	0,58	0,72	0,85	1,0	1,2	1,5	1,9	3,3	4,5
1.2	0,70	0,80	1,0	1,2	1,4	1,7	2,2	3,7	5,0
0,6	0,42	0,53	0,65	ф = 0,002 0,80	1,0	1,4	2,0	3,0	5,0
0,8	0,64	0,80	0,95	1,2	1,5	1,9	2,7	4,0	6,0
1,0	0,85	1,0	1,2	1,5	1,9	2,4	3,3	4,5	7,0
1,2	1,0	1,2	1,4	1,7	2,2	2,6	3,7	5,0	8,0
0,6	0,65	0,80	1,0	i|>= 0,003 1,4	2,0	3,0	4,0	5,0	6,0
0,8	0,95	1,2	1,5	1,9	2,7	4,0	5,0	6,0	8,0
1,0	1,2	1,5	1,9	2,4	3,3	4,5	6,0	7,0	9,0
1,2	1,4	1,7	2,2	2,6	3,7	5,0	6,5	8,0	10,0
82
Смазочные вещества
17. ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ СМАЗОЧНЫХ МАСЕЛ
Масло	гост	Область применения
Индустриальное: И-12А И-20 А	20799 — 75	Для подшипников очень быстроходных ма- шин (турбодетандеры, центрифуги)
Турбинное: Тп-22 Т„-30	9972—74	Для подшипников быстроходных машин (тур- богенераторы, турбины, компрессоры	: и т. д.)
Индустриальное; И-ЗОА И-40А И-50А	20799 — 75	Для подшипников электрических машин до 1000 об/мин с кольцевой смазкой, подшип- ников высокоскоростных, легконагружен- ных прокатных станов и т. д.
Авиационное МК-22 Масло ПС-28	21743—76 12672—67	Для тяжелонагруженных тихоходных под- шипников валков прокатных станов и дру- гого оборудования
18. МАРКИ МАСЕЛ,
ПРИМЕНЯЕМЫХ ДЛЯ СМАЗКИ
НАПРАВЛЯЮЩИХ
Направ- ляющие	Скорость перемеще- ния, м/с	Рекомендуемые масла для обору- дования	
		всех видов	кузнеч- но-прес- сового
Горизон- тальные	<0,5	Инду- стриаль- иое И-ЗОА	АС-6
	>0,5	Инду- стриаль- ное И-20А	ИНДУ- стриаль- ное И-40А
Верти-	<0.5	Инду-	Цилнн-
кальные		стриаль- ное И-40А	дровое 38
	>0,5	Инду- стриаль- ное И-ЗОА	АС-10
При работе подшипникового узла на открытом воздухе в средней климатиче-
ской зоне или в контакте с влажной средой применяют солидолы. В условиях
высоких температур (до 110° С) при малых удельных нагрузках и скоростях можно
применять натриевые смазки, которые,
однако, не пригодны для работы во
влажных средах.
Марки масел, применяемых для
направляющих при жидкостной или
граничной смазке, приведены в
табл. 18 [23]. В направляющих пре-
цизионных станков или узлах с мед-
ленным перемещением ползуна с помо-
щью смазки устраняют релаксацион-
ные колебания. Они проявляются
в скачкообразном перемещении нагру-
женного ползуна и сопровождаются
резким звуком. Для нейтрализации
этого явления вводят присадки поля-
рно активных веществ (растительное
или животное масло), которое обеспе-
чивают устойчивость процесса трения
несмотря на изменения скорости
скольжения. Промышленность выпус-
кает специальную смазку для
направляющих ВНИИ НП-401
(ГОСТ 11058—75), представляющую
собой очищенное минеральное масло
с присадками стеарата алюминия
и ПМС-200А.
Для увеличения износостойкости направляющих, например в прокатных
станах, применяют густые смазки, например солидол ИП-1-Л и ИП-1-3
(ГОСТ 3257—74).
Выбор системы маслоснабжения
33
При выборе сорта масла следует иметь в виду что по марке или названию
трудно судить о степени его пригодности. Необходимо руководствоваться опытом
эксплуатации аналогичных узлов и проверять работоспособность масла в лабо-
раторных или натурных испытаниях. Большинство сортов масел по качеству
регламентируются ГОСТ или ТУ.
ВЫБОР СИСТЕМЫ МАСЛОСНАБЖЕНИЯ
Выбор системы маслоснабжения подшипников скольжения является важным
аспектом проектирования опор скольжения, так как значительное количество
неполадок в работе опор происходит из-за ошибок в выборе той или иной системы
подачи смазки между трущимися поверхностями.
Выбор системы маслоснабжения сложен и связан с решением нескольких
вопросов, например о способе подачи смазки в подшипник, размерах и располо-
жении отверстия и канавок подачи, состоянии смазки у входа в подшипник,
давлении, температуре и т. д.
Выбор системы маслоснабжения считают правильным в том случае, когда
выполнены следующие условия: 1) подача смазки в количестве, необходимом
для нормальной работы опоры скольжения, обеспечивается равномерно и не-
прерывно; 2) потери смазки из системы исключены, а ее конструкция проста и
экономична: 3) исключается перерасход смазки и ее загрязнение; 4) система
маслоснабжения должна отвечать требованиям максимальной надежности и без-
опасности в эксплуатации, а ее составные части должны быть легкодоступны.
Кроме того, следует учитывать особенности эксплуатационных условий ра-
боты опоры, т. е. характер вращения подвижного элемента опоры (шипа, пяты),
частоту вращения подвижных элементов, удельную нагрузку на опорную поверх-
ность; особенности и возможности обслуживания системы маслоснабжения.
Количественно эксплуатационные условия работы радиального подшипника
скольжения могут быть оценены с помощью некоторого эксплуатационного пока-
зателя в виде следующей эмпирической зависимости:
Аэ = К 0,1рт&3-
Капельная и капиллярная смазки. Радиальные подшипники скольжения не-
больших размеров, работающие в легких условиях нагрузок и скоростей (/1s<j
<5 6-102), могут снабжаться смазкой простыми методами, основанными на ис-
пользовании силы капиллярности или силы тяжести для жидкой смазки. В слу-
чае, когда применяется пластичная смазка, используют специальные масленки,
встроенные в корпус подшипника.
Простейшей системой снабжения подшипников смазкой является капельная
смазка. Расход смазки небольшой и может изменяться в зависимости от уровня
масла в бачке; с помощью автоматического дозирующего устройства можно обес-
печить постоянство расхода. Такие системы используют в подшипниках мало-
мощных компрессоров, насосов, направляющих и т. д.
В машиностроении широкое применение нашли системы, работа которых
основана на использовании сил капиллярности. Эти системы различаются только
способом подачи смазки в подшипник (с помощью фитиля, подушки, войлочного
ролика и т. д.). На рис. 11 представлены графики, с помощью которых можно
определить часовой расход смазки, подаваемой в подшипник двумя фитильными
системами, в зависимости от вязкости смазки в ванне и расстояния между сво-
бодной поверхностью жидкости и точкой подвода смазки. Фитильную подачу
смазки используют для подшипников небольших электродвигателей, подшип-
ников некоторых типов станков и т. д. Подача смазки подушкой (система «поль-
стер») широко используется в тепловозостроении, станкостроении и т. Д. В слу-
чае подачи смазки подушками или войлочным роликом большое значение имеет
2 В. А. Воскресенский
34
Смазочные вещества
ширина подушки или ролика, так как расход смазки пропорционален этому
параметру.
Все эти системы имеют простую конструкцию, дешевы, а уход за ними не
сложен.
Рис. 11. Зависимость расхода от вязкости
смазки и расстояния между свободной по-
верхностью жидкости и точкой подвода
смазки [191:
а — подача снизу; б — подача сверху
Расход пластичных смазок в подшипниках скольжения не может быть опре-
делен расчетным путем. Однако в этом нет необходимости. Если подшипник снаб-
жен масленкой, достаточно знать периодичность его смазки в зависимости от
19. ПЕРИОДИЧНОСТЬ СМАЗКИ		
Условия работы	Угловая скорость вала, 1/с	।	Интервал смазки, сут- ки
Эпизодическая работа, малоответственные узлы	<20 >20	10 5
Работа с периодически- ми перерывами	<20 >20	5—7 3—5
Непрерывная работа при температуре сре- ды. °C: до 40 40—100	<20 >20 <20 >20	ЮСОСОСЧ 1111 СООЧСМ—<
условий работы. Сроки смазки под-
шипников скольжения густой смазкой
приведены в табл. 19 [23].
Системы с механической подачей
смазки. К этой категории относят
системы, подводящие смазку к тру-
щимся поверхностям подшипника
Рис. 12. Схема смазочного кольца
Выбор системы маслоснабжения
35
с помощью свободно висящих смазочных колец (рис. 12), дисков, укрепленных,
например, на торце шипа, а также системы, работа которых основана на
использовании центробежной силы.
Кольцевую смазку применяют для подшипников горизонтальных валов
в большом диапазоне частот вращения шипа. При этом если Аэ = 6-102-:-5' 103, то
смазка осуществляется легким маслом без искусственного охлаждения подшип-
ника.
Кольцевые системы обладают преимуществом — синхронизацией смазки
с работой машины, для которой они приспособлены. Простота конструкции, лег-
кость ухода, а также получаемые большие значения подачи смазки привели
к широкому распространению этой системы питания, применяющейся для под-
шипников электродвигателей, вентиляторов, компрессоров и т. д. Однако коль-
цевую систему подачи смазки не рекомендуется применять в случаях, когда под-
шипник работает при сильных вибрациях, которые могут влиять на контакт между
Рис. 13. Зависимость коэффициентов
Фх, Ф2 и k от критерия А
Рис. 14. Зависимость коэффициента
от зазора между валом и кольцом hQ
кольцом и шипом, а также если вал совершает реверсивное вращательное дви-
жение. При Аэ = 5’ 103-г-104 применение кольцевой смазки возможно, но требу-
ется искусственное охлаждение смазки в картере подшипника или обеспечение
циркуляции смазки,
Пример расчета кольцевой смазки радиальных подшипников. Целью настоящего
расчета является определение количества смазки, подающейся наружной и внутренней
поверхностями смазочного кольца при заданных его геометрических размерах, массе,
уровне масла в картере подшипника, вязкости и температуре смазки в картере, диаметре
и частоте вращения шейки вала. Расчет изложен в соответствии с методикой И. Б. Цесар-
ского. Относительные размеры колец (см. рис. 12), гидродинамические критерии Re
и Fr находятся в определенных пределах, допускающих применение вышеуказанной
методики, т. е. 2,5-108 < Re < 6,5-104, Fr <	♦ гДе Re =---— -
D1.6g0.5	v
Исходные данные для расчета: диаметр шейки вала d = 105 мм, частота вращения
вала о = 314 1/с; внутренний диаметр кольца = 200 мм; наружный диаметр D2 =
= 220 мм; средний диаметр Do — 0,5 (Dt D2) ==210 мм; ширина b — 24 мм; тол-
щина ft = 10 мм; число канавок на опорной поверхности кольца tn — 5; их ширина
с = 4 мм; глубина 6 — 1 мм; вес кольца G = 13,5 Н; расстояние от уровня масла
в картере до нижней точки внутреннего диаметра кольца — 68,5 мм; расстояние
от уровня масла в картере до нижней точки наружного диаметра кольца Н2 = 78,5 мм;
расстояние от уровня масла в картере до нижней точки среднего диаметра кольца Нс =
= 73,5 мм; кинематическая вязкость масла v ~ 0,2-1(Г4 м2/с; плотность масла р =
= 900 кг/м3. Коэффициенты Фх, Ф2 и k следует определять по рнс. 13,	— по рис. 14,
П — по рис. 15 Расчет дан в таблице ниже.
2*
36
Смазочные вещества
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результат
шах	_ 6»5-104v max - 1,6 0,5 &	3,86
Частота вращения кольца “к- ‘/с	Задается произвольно	24
Поправочный коэффициент г	£ = 0,85 прн F = (0,8-1) F. г	« шал	0,85
а	Е = 1,00 при Fr< 0,8Frrnax	
Момент сил сопротивления масла вращению кольца	мс = ьгбймо1'6^ (Л + г>) и	7,75.10-»
М , Н • м	ок о |е 1 ф	
Геометрический параметр а, 1/м	1	1 а~ d	D1	4,52.10-4
Расчетный критерий А	A	PVm lad + со D X	0,76
	Л 4a2cG	к 1)	
Коэффициенты 1g Фп 1g Ф2, 1g k	По рис. 14	—
Зазор между шейкой и кольцом Ао, мм	h0 = /гас2	3,45.10-»
Коэффициент	По рис. 15	1,16
Момент, движущий кольцо Л1д, Н.м	Мд кь	ФЛ°1)	7,77.10-»
Усредненная глубина кана- вок	мм		0,17
Толщина слоя масла, на- липшего на кольцо Ч1>2- мм		2,6
Поправочный коэффициент T)	По рис. 16	1,0
Подача масла поверхностью кольца, ма/с: внутренней QB	<2в = 2,21)<0кО16ЛТ1	7.10-»
наружной *» QH	<2Н = 2,2coKD26hT2	—
	,	S ( Н, \°.25 [ vo?1)0,29 QH= 0,163^4)	fee
	q" 4 2н> D3( V‘ V’25 х	
	’2“к 2 1, gD3 J x	
		
	(Fr = (0,7^-1) Fr \ \	max/	fe-
*‘ Подачу масла наружной поверхностью следует учитывать только при наличии специального скребка. Следует принимать меньшее значение расходов		
Qh» Рн, Рн* Итерационный процесс заканчивается при Мсг=7Ид-		
Выбор системы маслоснабжения
37
Системы питания смазкой под давлением. По принципу создания давления
системы питания смазкой под давлением могут быть разделены на две большие
категории.
1.	Смазочные устройства, в которых необходимое давление подачи смазки
обеспечивается в зависимости от типа агрегата и места его установки (с помощью
сжатого воздуха, конденсата, тепла, вибрации, пружин и т. д.) и которые могут
питать малое число подшипников (иногда один).
2.	Системы циркуляционной смазки, которые представляют собой центра-
лизованные системы, включающие насосы, устройства для охлаждения и очистки
смазки, сигнализацию и т. д. Они обеспечивают смазку большого числа подшип-
ников в установленных условиях и количествах.
Для гидродинамических подшипников циркуляционную смазку применяют
главным образом в высокооборотных машинах с удельными нагрузками на под-
Рис. 16. Зависимость внутренних диаметров подающих и сливных трубо-
проводов от расхода смазки через подшипник
шипиики, изменяющимися в широких пределах (турбоагрегаты, мощные компрес-
соры, электродвигатели и т. д.). При этом Аэ > 104.
Циркуляционную смазку применяют в тех случаях, когда к подшипнику нет
доступа дли контроля работы смазочных приспособлений. Гидростатические под-
шипники всегда включают в систему циркуляционной смазки.
Выбор внутренних диаметров подающих и сливных трубопроводов подшип-
ников скольжения, включенных в систему циркуляционной смазки, может быть
осуществлен с помощью рис. 16. При этом необходимо иметь в виду следующее:
1) если расход смазки через один подшипник ниже 0,85-10'4 м3/с, то диаметр
подающей трубы следует брать не меньше dy = 10 мм, диаметр сливной трубы
не меньше Dy = 25 мм;
2)	наклон сливной трубы должен быть не менее 2°;
3)	приведенными кривыми можно пользоваться при давлениях смазки в по-
дающей трубе не выше 5-105 Па;
4)	диаметры труб, определенные по кривым, следует рассматривать как ми-
нимально возможные.
Глава 3
АНТИФРИКЦИОННЫЕ МАТЕРИАЛЫ И СПЛАВЫ
ВЫБОР МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ ОПОР СКОЛЬЖЕНИЯ
Выбор материалов для подшипников, работающих в условиях полужидкост-
ной смазки, более сложен, чем для подшипников, работающих при жидкост-
ной смазке. Тем не менее для подшипников, работающих в режиме жидкостной
смазки, выбор антифрикционных материалов является ответственным этапом
в процессе проектирования опор скольжения, потому что материал вкладыша
определяет работу подшипника в периоды пуска или остановки.
Критерием выбора подшипниковых материалов является, как известно,
показатель pmv. Кривые рт в функции v могут оказаться полезными для при-
ближенной оценки работоспособности подшипников, особенно работающих без
смазки. Однако не рекомендуется применять этот показатель потому, что в нем
смешиваются механические эффекты (от давления) с термическими (от того же
давления и от скорости.) Показатель pmvможет вводить в заблуждение при работе
подшипников в режиме полужидкостной смазки, поскольку изменения значений
рт или v могут существенно влиять на долю несущей способности, обеспечиваемой
за счет масляного слоя.
В значительной мере обоснованным является выбор подшипниковых матери-
алов с помощью ряда системно зависимых и системно независимых критериев,
характеризующих материалы вала и вкладыша.
Некоторые основные свойства широко распространенных антифрикционных
подшипниковых материалов, работающих в паре со стальным валом, приве-
дены в табл. 20.
Для подшипников скольжения в основном используют металлы, пористые
металлы (полученные методами порошковой металлургии) и неметаллы.
Металлы обычно используют в узлах трения при смазке, осуществляемой за
счет подачи масла извне. При работе по стали наилучшей совместимостью и при-
рабатывасмостью обладают баббиты, однако их применение ограничено низкой
прочностью как при статических, так и при динамических нагрузках. Баббиты
широко применяют в двух- и трехслойных подшипниках. Промежуточный слой,
наносимый па стальную основу,— свинцовистая или алюминиевая бронза. На-
пример, известно строение слойного подшипника, на стальную основу которого
нанесен сплав медь—свинец толщиной 0,2 мм и слой баббита 0,025 мм.
Алюминиевые сплавы имеют преимущество перед баббитами и сплавами на
основе меди (более высокие несущая способность, теплопроводность, усталост-
ная прочность и коррозионная стойкость). Их прирабатываемость может быть
улучшена за счет нанесения слоя баббита.
Топкие серебряные покрытия имеют высокую размерную стабильность.
Их используют в основном при тяжелых динамических нагрузках. Применение
этих покрытий обеспечивает малый износ.
Пористые подшипниковые материалы при изготовлении насыщают смазкой
и используют в основном в тех случаях, когда нежелательно подводить смазку
извне. В большинстве конструкций применяют материалы, изготовленные на
базе металлокерамической бронзы или железа, которые могут работать при тем-
Выбор материалов для опор скольжения
33
ЕО. ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ АНТИФРИКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ,
РАБОТАЮЩИХ В ПАРЕ СО СТАЛЬНЫМ ВАЛОМ
Подшипниковый сплав	Твердость НВ при t, °C			Минималь- ная твер- дость вала НВ		Максималь- ная рабочая температура, °C		
	20	149						
Оловянистый баббит Свинцовый баббит Трехслойный материал с рабочим слоем из баб- бита Сплавы на кадмиевой основе Сплав медь—свинец Свинцовистая бронза Оловянная бронза Сплав алюминий + 6% олова Сплав алюминий 20% олова Серебряное покрытие	20 — 30 15—20 30—40 20 — 30 40—70 60—80 45—50 30—40 25	6—12 6—12 15 20—23 40—60 60 — 70 40—45 25		>150 >150 >230 200—250 300 300 300 — 400 200 — 300 200 300—400		150 150 107—150 260 177 232 260	I 121 260		
Подшипниковый сплав	Совме- стимость	Прира- батывае- мость	Корро- зионная стой- кость		Уста- лостная проч- ность		Влияние на окис- ление масла	
Оловянистый баббит Свинцовый баббит Трехслойный	материал с рабочим слоем из баб- бита Сплавы на кадмиевой основе Сплав медь—свинец Свинцовистая бронза Оловянная бронза Сплав алюминий +6% олова Сплав алюминий + 20% олова Серебряное покрытие	X X X X X X X X X X X X X X X X XXX X X X X X XXX XXX	X X X X X X X X X X X XXX XXX X X X X X X X X	X X X X X X X X X X X X XXX X X X X X X X X X X X X		X X X X X X X X XXX X X X X X X X X X X X X X X X X		X X X х X	1 X X X X X XXX XXX X X X X X X X X X X X X	
Обозначения: X — плохо; рошо; X X X X — отлично.		XX- удовлетворительно; XXX						— хо-
пературе до 65° С. Подшипники из металлокерамической бронзы могут работать
при более высоких скоростях, чем подшипники из металлокерамического железа.
Однако последние обладают более высокой несущей способностью (рт =
= 5,6-107 Па), чем бронзовые (рт — 3,8- 10г Па).
Подшипники с высокой пористостью, заполненные жидкостной смазкой,
применяют при высоких скоростях скольжения. Пористые подшипники, напол-
ненные графитом, используют при низких скоростях. Пористые подшипники
можно насыщать другими неметаллическими материалами.
Подшипники из неметаллических материалов используют обычно в случаях,
когда внешний подвод смазки недопустим. Исключение составляют резиновые
подшипники, которые смазываются водой. Они успешно работают при наличии
абразивных частиц и перекосов; хорошо поглощают шум. Однако резиновые под-
шипники имеют ограниченную несущую способность.
40
Антифрикционные материалы
Углеграфитовые материалы при работе в паре со стальным валом обеспечи-
вают тем более низкий коэффициент трения и износ, чем больше содержат гра-
фита. Углерод в форме графита часто используют в комбинации с политетра?
фторэтиленом и другими материалами. Например, графит с политетрафторэти-
леном работает при pmv — 7-105 Па-м/с. Углеграфиты работают при высоких
температурах, обладают высокой размерной стабильностью и химической стой-
костью.
Карбид вольфрама является подшипниковым материалом, обладающим наи-
большей прочностью и износостойкостью. Он используется в прецизионных кон-
струкциях при высоких частотах вращения в паре с закаленным стальным валом
при наличии хорошей смазки. Карбид вольфрама хрупок и разрушается при удар-
ных нагрузках.
Полиформальдегидпые смолы являются термореактивной пластмассой.
Для повышения несущей способности в них вводят наполнители: асбест, хлопок
и др. Полиформальдегидные смолы— химически стойкий материал, хорошо ра-
ботает при ударных нагрузках, но разбухает при наличии смазки, что требует
установки больших зазоров.
Подшипники из найлона можно изготовлять литьем, обеспечивая при этом
требуемые размеры с высокой точностью. Их используют при малых нагрузках.
В некоторых случаях найлон наносят на металлическую подложку, а также при-
меняют с наполнителем из MoS2 или графита.
Политетрафторэтилен обеспечивает низкие коэффициенты трения, но может
работать при ограниченных нагрузках и скоростях. Для повышения грузоподъ-
емности и скоростного ресурса его используют совместно с такими материалами,
как стекловолокно, углеграфити т. д. Например, широко используют подшип-
ники со слоем пористой бронзы толщиной 0,25—0,38 мм, нанесенным на стальную
основу. Пористая бронза пропитана политетрафторэтиленом, а также свинцом.
Описанный материал имеет высокую несущую способность и может работать при
температурах от —198 до -1-204° С.
Поликарбонатные и полиформальдегидные смолы имеют хорошие антифрик-
ционные свойства. Их используют в сочетании с другими материалами, например
с пористой бронзой или политетрафторэтиленом.
Поскольку многие свойства подшипниковых материалов являются системно-
зависимыми, их невозможно рассматривать в отрыве от условий применения.
Поэтому в определенной степени затрудняется выбор материалов с использова-
нием только данных об их свойствах, которые приведены в справочниках. В ряде
случаев оказывается необходимым выбрать материал (особенно на основе кри-
териев трибологического характера) по результатам лабораторных испытаний.
Методика таких испытаний описана в специальной литературе.
Ниже приведены более подробно физико-механические свойства основных
видов антифрикционных материалов и сплавов, нашедших широкое применение
в машиностроении.
ЧУГУНЫ
В опорах скольжения применяют следующие чугуны: серый литейный
СЧ15-32, СЧ 18-36, СЧ 21-40; антифрикционный легированный серый АЧС-1,
АЧС-2, АЧС-3 (по ГОСТ 1585—70*); антифрикционный высокопрочный АЧВ-1,
АЧВ-2 (по ГОСТ 1585—70*); антифрикционный ковкий АЧК-1, АЧК-2 (по
ГОСТ 1585—70*).
Чугуны являются более дешевым материалом по сравнению с антифрикци-
онными сплавами цветных металлов (рис. 17) [16]. При увеличении скорости
скольжения резко снижается допустимая нагрузка (рис. 18).
Сочетание этих особенностей с учетом износостойкости, прочностных харак-
теристик отдельных типов чугунов, их хорошие литейные свойства являются
исходным моментом при решении вопроса о выборе типа и марки чугуна для каж-
дого конкретного случая.
Чугуны
41
Серый литейный чугун пригоден для опор, несущих умеренную нагрузку
без ударов, работающих в режиме полужидкостной смазки. Антифрикционные
чугуны применяют для подшипников скольжения, работающих в значительно
более широком диапазоне скоростей и удельных нагрузок.
Для обеспечения долговечности чугунных опор скольжения должны быгь
выполнены некоторые специальные требования: тщательный монтаж, исключен)
щий перекосы; приработка опор на холостом ходу с постепенным повышением
нагрузки до расчетной; обильная бесперебойная качественная смазка; исключе-
ние возникновения искрения при прохождении подшипниковых токов или при
перерывах подачи смазки и резком повышении нагрузки. Характеристики различ-
ных марок антифрикционного чугуна и допустимый режим работы приведены
Рис. 17. Относительная стоимость раз-
личных антифрикционных материалов
Рис. 18. Режимы эксплуатации для раз2
личных марок антифрикционных чугунов
при граничном трении (участками кривых*
показанными штриховыми линиями, допу-
скается пользоваться при обеспечении тща-
тельности монтажа)
в табл. 21. Марку антифрикционного чугуна следует выбирать так, чтобы твер-
дость вкладыша была ниже твердости стальной цапфы на НВ 20—40. Края вкла-
дышей подшипников на рабочих поверхностях и смазочных канавках должны
быть закруглены во избежание задиров или разрыва масляной пленки. Рабочие
поверхности вкладышей должны быть тщательно пришабрены, а шейки валов —
отшлифованы.
Изготовление вкладышей) из титано-медистых чугунов приводит к уменьше-
нию износа па 15—20% как вкладышей, так и цапф по сравнению с чугунами дру-
гих марок. Однако эти чугуны обладают существенными недостатками: при недо-
статочной смазке они работают плохо, не выдерживают ударной нагрузки, об-
ладают плохой прнрабатываемостью.
Модифицированный чугун с шаровидным графитом обладает высокими ме-
ханическими свойствами; его износостойкость выше, чем серого чугуна и прибли-
жается к износостойкости ковкого чугуна. Ч\гун с шаровидной формой графита
н ковкий чугун могут работать при толчкообразной и ударной нагрузке.
42
Антифрикционные материалы
21 ХАРАКТЕРИСТИКИ АНТИФРИКЦИОННЫХ ЧУГУНОВ
Марка	Твер- дость НВ	Характеристика	Па	[о], м/с	Ы‘1С‘ Па • м/с
АЧС-1	180—262	Серый чугун, легированный хромом; для работы с закален- ным или нормализованным ва- лом	25,0 90,0	5,0 0,2	100.Q 18,0
АЧС-2	180—229	Легирован хромом, никелем, титаном и медью; для работы с закаленным или нормализо- ванным валом	1,0 90,0	3,0 0,2	3,0 18,0
АЧС-3	160—190	«Легирован титаном и медью; для работы с незакаленным ва- лом и термически обработанным валом	60,0	0,75	45,0
АЧС-4	180—229	Нормализованный чугун; для работы при повышенных скоро- стях	150,0	5,0	400
АЧС-5	140—180	Нормализованный чугун; для работы при особо высоких на- грузках	200,0 300,0	1,0 0,42	200 125
АЧС-6	100—120	Нормализованный чугун; для работы при температуре до 300° С	90,0	4,0	90
АЧВ-1	210—260	Высокопрочный перлитный чугун с шаровидной формой гра- фита; для работы с закаленным или нормализованным валом	10 200	8,0 1,0	80 200
АЧБ-2	167 — 197	Высокопрочный перлитио- фсрритный чугун с шаровидной формой графита; для работы с незакаленным валом	5 120	5,0 1,0	25 120
АЧК-1	1 87 — 262	Перлитный ковкий чугун; для работы с закаленным или нор- мализованным валом	200	2,0	200
АЧК-2	167 — 197	Феррито-перлитный ковкий чугун; для работы с незакален- ным валом	5 120	5,0 1,0	25 120
Примечания: 1. Приведенные для некоторых марок чугуна два пре-
дельных значения и соответственно [а] указывают допустимые сочетания
значений каждого из этих показателей.
2. Допускаемые значения [а] и [pmv] не относятся к режиму жидкостной
смазки
3 Для промежуточных значений v, не указанных в табл. 21, опре-
деляют интерполированием; например, для вкладыша из чугуна.АЧВ-1 прн v —
= 3 м/с
[pmv] = 25-10» + <120~25> 106.2 =72-10» Па-м/с, [рт] =	= 24-10» Па
ЦВЕТНЫЕ АНТИФРИКЦИОННЫЕ СПЛАВЫ
Бронзы. Основные характеристики и физико-механические свойства анти-
фрикционных бронз на медной основе приведены в табл. 22. Химический состав
бронзы можно определить по марке, буквенные обозначения которой указывают
па компоненты, входящие в сплав, цифры —на примерное содержание компонен-
тов в процентах. Значения букв: А — алюминий; Ж — железо; Мц— марганец;
О — олово; С — свинец; Ф — фосфор; Ц — цинк.
Оловянные бронзы (ГОСТ 5017—74) и оловянно-цинково-свинцовистые
бронзы (литейные) (ГОСТ 613—65) и бронзы безоловянные (ГОСТ 18175—78)
применяют для изготовления подшипников турбин, электродвигателей, центро-
бежных насосов, компрессоров, работающих с постоянной нагрузкой.
Цветные антифрикционные сплаеы
43
22. ХАРАКТЕРИСТИКИ АНТИФРИКЦИОННЫХ БРОНЗ НА МЕДНОЙ ОСНОВЕ
Параметр	БрОФЮ-1	БрОС8-12	OI-OIOQda	6рОЦС6-6-6	tO tO ю О О 1Д	о о СД	БрОЦЮ-2	БрСЗО	о OJ со 3 £ сх ю	8'I-SZ-SH3nwdg	БрАЖ9-4	ю 1О О * < ЬД	БрАЖН! 1-6-6
Плотность, кг/м3 Температура начала затвердева- ния, °C Предел прочности при растяже- нии, МПа Относительное удлинение при рас- тяжении, % Предел прочности при сжатии, Д’. Па Предел текучести при растяже- нии, МПа Твердость НВ Температурный коэффициент ли- нейного расширения а-10е, 1/°С Коэффициент теплопроводности /Х-10-2, кДж/(м-с.°С) Коэффициент трения при жидкост- ной смазке Допустимый режим работы: [П ] 10-\ Пэ kJ, м/с [Pmv] 10-*, Па-м/с *1 Верхняя критическая точг *2 Литой В КОКИЛЬ-	8760 934 200— 350 3—10 200 80—120 17 3,43 0,008 150 10 150 <а.	9100 940 ♦* 150— 200 3-8 100— 120 60—75 17,1 0,005 70 10	9000 1020 150— 180 3 70—100 4,15 0,007 75 15	8820 967 150— 200 18— 22 * 2 8—12 4 — 8 *2 80 — 100 60—75 17,1 9,35 0,009 50 3 100	8820 967 150— 200 18— 20 *2 8—12 4—8 *2 80— 100 60 17,1 9,36 0,009 80 3 120	9000 970 150— 180 7,5—13 80— 100 50— 60 17,5 0.010— 0,015 100 4 100	8800 980 ♦» 200— 250 2—10 180 80— 90 18,3 5,5 0,006	9400 980 60—90 4—5 170— 200 38 25 18,4 14,2 0,004 250 12 300	8830 885 170 12 100 52 18,5 2,3 0,013 150 7 600	9090 924 160 8 90 52 18 32,2 0,019	7500 1040 300 — 500 10—20 740 350 1 го- мо 16,2 5,85 0,004 150 4 120	7500 1060 300 18 250 8 200	11°	" 1 1 § 1 1 1 III
Примечание. Модуль упругости оловяпистых бронз Е = 11,4. 10* МН/м2, свинцовистых бронз Д = 9,8.10* МН/м2.													
44
Антифрикционные материалы
Алюминиевые бронзы, содержащие железо (литейные), используют для из-
готовления опор трения редукторов, металлорежущих станков, прокатных ста-
нов.
Бронзу СЗО применяют для подшипников двигателей внутреннего сгора-
ния, поршневых компрессоров, насосов и других машин, работающих с перемен-
ной и ударной нагрузкой.
Латуни используют в качестве заменителей бронз для опор трения. Они
имеют более высокие прочностные свойства, хорошо свариваются и легко обраба-
тываются режущим инструментом, но по антифрикционным свойствам уступают
бронзам. Поэтому латуни применяют для опор трения, работающих с малыми
скоростями скольжения. Физико-механические свойства латуней приведены
в табл. 23. Буквы, входящие в обозначение марки латуни, имеют то же значение,
что и в маркировке бронз, за исключением буквы Л (латунь) и К (кремний);
двузначное число указывает примерное содержание меди в сплаве; цифры, сле-
дующие за ним, — процентное содержание компонентов в соответствии с последо-
вательностью расположения букв, остальное до 100% — цинк.
Латуни ЛМцОС 58-2-2-2, ЛАЖМц 66-6-3-2, ЛАЖМц 52-5-2 и ЛКС 80-3-3
применяют для изготовления подшипников, несущих большую спокойную или
ударную нагрузки при малой скорости скольжения (подшипники рольгангов,
кранов, вибрационных машин, конвейеров, экскаваторов и др.).
Латунь ЛАЖМц 52-5-2 обладает большей износостойкостью, чем бронзы
БрОЦС6-6-3, БрОЦ10-2, БрАЖМц10-3-1, 5, и применяется для изготовления под-
шипников, работающих в тяжелых условиях с ударными нагрузками. Стоимость
ее в 2 раза ниже стоимости бронзы БрОЦС6-6-3.
23. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЛАТУНЕЙ
Параметр	ЛК 80-ЗЛ	ЛКС 80-3-3	С\ (А ос 1Г G		ЛМцАЖ 52-5-2-1 [20]	ЛМц 58-2Л	ЛАЖ 60-1-1Л	ЛМцЖ 52-4-1 [20]
Плотность, кг/м8 Температура начала затвердева- ния, °C Предел прочности при растяже- нии, МПа Относительное удлинение при рас- тяжении, %, не менее Предел прочности при сжатии, МПа Предел текучести при растяже- нии, МПа Твердость НВ Температурный коэффициент ли- нейного расширения а. 106, 1/°С Коэффициент теплопроводности уг 10-2, кДж/(м. с • °C) Коэффициент треиия: со смазкой без смазки Допускаемый режим работы; [рт] 10-». Па Lu], м/с [ртЧ 10-Ь’ Па‘м/С	8300 890 300 15 160 100—110 17 4,18 0,01 0,19	8600 900 250— 300 15 140 90—100 17 4,1 0,009 0,150 120 2 100	8500 880 250 — 350 8—10 210 70 — 80 4,6 0,016 0,240 106 1 100		7700 897 650 27 130 170 0,01 0,24	8500 350 20 100	8500 380— 420 13 — 20 80 — 90	8500 650— 700 500 15 300 100—140 22,7 7,5 0,055 0,320 40 2 60
Цветные антифрикционные сплавы
45
24. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
АЛЮМИНИЕВЫХ И ЦИНКОВЫХ АНТИФРИКЦИОННЫХ СПЛАВОВ
Параметр	АСС6-5 [16]	АСМ	АН-2.5	АЖ6-5	Алькусин Д	ЦАМ 10-5	ЦАМ 9-1,5
		ГОСТ 14113—78		[16]		ГОСТ 21438—75	
Плотность, кг/м8 Предел пропорциональности при сжатии, МПа Предел прочности при сжатии, МПа Твердость НВ Температурный коэффициент линейного расширения а- 10е. 1/°с Коэффициент теплопроводно- сти, кДж/(м.с«°С) Коэффициент треиия: при жидкостной смазке без смазки Допускаемый режим работы: IM 10-», Па [о], м/с [pmv] 10-ь, Па.м/с	2900 307 31,4 23,9 0,007 350 Б 500	577 97 28,6 0,008 150 8 50	2800 60 485 35,0 25,6 0,132 0,008 250 15 1000	2800 329 37,0 22,0 0,008	2860 500 70,0 0,21 0,005 100 5 150	6300 350 700 95,0— 100,0 27 0,1 0,009 0,35 200 7 100	6200 95.0 29,8 0,1 0,009
Примечание. Модуль упругости алюминиевых сплавов Е & 7,21 X
ХЮ4 МН/м2.
Латунь ЛМцС 58-22 используют в качестве заменителя бронзы БрОЦС6-7-3
при изготовлении подшипников, втулок и других антифрикционных деталей,
в том числе для армирования вагонных подшипников.
Латунь ЛМцЖ 52-4-1 применяют для изготовления подшипников транс-
портеров, кранов и Других машин, работающих с перерывами при небольшой
нагрузке и умеренной скорости скольжения.
Алюминиевые и цинковые сплавы. Алюминиевые сплавы обладают свой-
ствами, которые выделяют их как перспективный материал для подшипников
скольжения. В первую очередь это относится к высокой теплопроводности алю-
миниевых сплавов, благодаря которой смазочная способность масел может со-
храняться в более широком диапазоне нагрузок и скоростей, их относительно
высокой прочности и высокой технологичности, обеспечивающей изготовление
деталей опор трения литьем, прессованием, прокаткой и т. д. Температурный
коэффициент линейного расширения алюминиевых сплавов примерно в 2 раза
выше, чем стали и чугуна, и это необходимо учитывать при монтаже монометал-
лических вкладышей в опорах подшипников.
Алюминиевые сплавы, содержащие элементы с низкой температурой плав-
ления, например олово, могут противостоять заеданию, как баббиты.
Физико-механические свойства антифрикционных алюминиевых и цинковых
сплавов приведены в табл. 24.
Сплав АСС6-5 содержит 5% свинца, поэтому подшипники с рабочим слоем
из этого сплава имеют высокие антизадирные свойства в широком интервале на-
грузок и скоростей. Сплав применяют в виде тонкого слоя, нанесенного на сталь-
ную основу. При испытаниях сплава в шатунных и коренных подшипниках авто-
4S	Антифрикционные материалы
мобильных двигателей установлено, что он обладает высокой усталостной
прочностью. Однако отмечены несколько более высокие иэносы шеек вала по
сравнению с валами, работавшими со стандартными баббитовыми (БТ, Б88)
подшипниками. Сплав АСС по антифрикционным свойствам близок к баб-
биту Б83.
Сплав АСМ по работоспособности равноценен свинцовистой бронзе БрС-30
и отличается от нее высокой коррозионной стойкостью в маслах и технологич-
ностью. Его широко применяют в автотракторной промышленности для изгото-
вления подшипников коленчатых валов.
Сплав АН-2,5 не получил широкого распространения из-за способности к за-
дирам и схватыванию при недостаточной смазке трущейся пары. Он применяется
для изготовления монометаллических вкладышей для коренных и шатунных под-
шипников в двигателях небольшой мощности.
Сплав АЖ6-5 применяют для изготовления вкладышей подшипников путем
механической обработки, штамповки или вырезки из прокатной полосы. В про-
кованном состоянии этот сплав используют для подшипников мощных агрегатов.
Сплав Алькусин Д обладает сравнительно высокой твердостью, трудно при-
рабатывается. Его применяют для заливки стальных вкладышей подшипников
и изготовления втулок. Он не прилуживается к поверхности вкладыша подшип-
ника, и для его крепления требуется выполнять выточки в виде канавок в теле
вкладыша. Из-за трудной приработки требуется тщательная обработка для за-
мены подшипников из оловянных бронз, работающих при давлениях до 20-10® Па
при окружной скорости до 3 м/с.
Алюминиево-оловянистые антифрикционные сплавы близки по свойствам к
баббитам. Наряду с хорошими антифрикционными свойствами они обладают повы-
шенной усталостной прочностью, высокими теплопроводностью, теплоемкостью и
стойкостью в масляных средах. Наличие олова в виде мягкой структурной соста-
вляющей придает сплаву высокие антифрикционные и прочностные свойства.
При граничном трении на сопряженную шейку вала переносится защитная пленка
олова, которая предохраняет вал от повреждения и обеспечивает малые износы
валов.
Конструкционная прочность подшипника из алюминиево-оловянистых спла-
вов обеспечивается стальной основой.
Баббиты. Д1ягкие антифрикционные сплавы на оловянной или свинцовой
основе называют баббитами. Мягкая основа обеспечивает хорошую прирабаты-
ваемость опоры трения, а твердые зерна сплавов сурьмы, меди, щелочных ме-
таллов повышают износостойкость. По антифрикционным свойствам баббит
превосходит все остальные антифрикционные сплавы, но по механической проч-
ности он значительно уступает бронзе и чугуну, поэтому баббит применяют только
для покрытия рабочей поверхности опоры скольжения тонким слоем, предохра-
няющим от заедания и повышенного износа при пуске и останове машины,
В СССР стандартизовано восемь марок баббитов, из них в ГОСТ 1320—74
включено шесть марок баббитов, в том числе Б83 и Б88 на оловянной основе и
четыре марки свиицово-сурьмяных баббитов.
Особую группу составляют безоловяниые свинцово-кальциевьге баббиты
БКА и БК2 (ГОСТ 1209—78). Прочность этих баббитов повышается при есте-
ственном старении.
В табл. 25 приведены физико-механические свойства баббитов.
Наиболее дорогостоящим из всех стандартных антифрикционных сплавов
s вляется баббит Б83. По ГОСТ 1320—74 применять его разрешается только в ма-
1 .инах ответственного назначения, когда от антифрикционного материала требу-
ются высокая вязкость и минимальный коэффициент трения. Он обладает пол-
т щепными качествами, если не загрязнен свинцом, при содержании которого
Сэлыпе 0,35% делается хрупким. Баббит Б83 не рекомендуется применять при
оемпературе нагрева подшипников выше 115° С из-за понижения его твердости
с ростом температуры. Он хорошо припаивается при заливке в стальные или чу-
гунные вкладыши. Преимуществом оловянистых баббитов Б88 и Б83 перед свин-
Цветные антифрикционные сплачы
47
25. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА БАББИТОВ
Параметр	БК2	БКА	Б88	Б 83	Б16	БС6	БИ	БТ
Плоти ость, кг/м 3	10 500			7 300	7 380	9290	9600	9500			
Предел пропорциональ- ности при сжатии, МПа	60	—	83	70	47	40	66	54
Предел текучести при сжатии, МПа	118	82	82	83	86	83	72	62
Предел прочности при сжатии, МПа	160	123	114	115	123	136	127	128
Модуль	нормальной ynpyi ости, МПа Твердость Н В при t °C:	22 000	—	57 000	48 000	—	—	—	—
20	32,0	19,7	24,3	30,0	30,0	32,0	29,0			
50	28,0	15,6	18,2	22,8	22,4	—	—	22,4
/ о	—	12,2	14,8	18,5	21,2	18,3	16,4	
100	19,0	11,7	10,3	14,5	15,0	14,0	13,0		
150	—	—	6,4	8,2	8,1	—	—		
Температурный коэф- фициент линейною расширения а. 10®, 1/°С	36,0	—	23,2	23,0	24,0	28,0	—	—
Коэффициент тепло- проводности, к Дж/(м • с. °C) Коэфф и циеит тр ев и я в паре с осевой сталью:	0,0209	—	0.0384	0,0335	0,0251	0,0209	—	—
при	жидкостной смазке	0,004	—	—	0,005	0,006	0,005	0,006	0,009
без смазки Износ баббита при тре- нии в паре с осевой сталью, мг/(см2 • км):	0,440		—	0,280	0,250	—	0,270	0,380
пр и	ж идкостн ой смазке	—	—	—	0,100	0,220	0,230	0,150	0,320
без смазки Допускаемый режим работы:	—	—	—	12,0	15,0	’—	15,0	28,2
[Рт] Ю-ь, Па	150	—	150— 200	100— 150	100	50	75— 100	—
Гс], м/с	15	—	50	50	30	6	30		
[pmv]	Пй -м/с	60	—	750	500— 750	30	40	200— 300	—
цовнстыми является также более низкий температурный коэффициент линейного
расширения и более высокая теплопроводность и коррозионная стойкость. Эти
баббиты применяют при ударной нагрузке на подшипник.
Свинцовистые баббиты могут работать при более высокой температуре, чем
оловянные, ио при ударных нагрузках трескаются и выкрашиваются. Поэтому
их следует использовать только в случае отсутствия ударной нагрузки.
Баббит Б16 может быть применен при спокойных нагрузках, не превышающих
60-105 Па-м/с, а также для заливки верхних половинок опорных подшипников
паровых турбин, электродвигателей небольшой мощности, редукторов, тяжелых
металлорежущих ста к ков.
Баббит БН обладает высокими антифрикционными свойствами, незначи-
тельно уступает баббиту Б83. Он является заменителем баббита Б83 при спокой-
ной удельной нагрузке менее 60- 10s Па и скорости скольжения более 3 м/с и
заменителем Б16 во всех случаях. Баббит БН выдерживает более высокие темпе-
ратуры нагрева, чем Б83 и Б16, обладает большой прочностью и широко приме-
няется в подшипниках автомобильных и тракторных двигателей при знакопере-
менной нагрузке, в судовых и стационарных паровых машинах, гидротурби-
нах, электродвигателях, центробежных насосах и т. д.
48
Антифрикционные материалы
Баббит Б16 рекомендуется применять в подшипниках, если температура
в процессе эксплуатации не превышает 110° С; при более высоких температурах
твердость его оказывается недостаточной. Баббит БС6 может быть рекомендо-
ван в качестве заменителя Б16 в подшипниках механизмов небольших мощностей.
При временном отсутствии смазки задиры не образуются, хотя происходит нали-
пание свинца на вал, последний может быть легко счищен без повреждения поверх-
ности.
Баббит БС6 — сурьмянистый баббит, наиболее дешевый. Его не рекомен-
дуется применять при больших и средних нагрузках и температуре выше
60° С.
Баббит БК2 (кальциевый) является хорошим заменителем баббитов Б16
и БС6. Он обладает высокими механическими свойствами, большой пластичностью,
небольшим коэффициентом трения и износом, хорошо работает при ударных на-
грузках и температурах до 160° С. Он менее чувствителен к перегревам от высоких
Рис. 19. Продолжительность работы
подшипников при нагрузке 140 X
X 105 Па при различной толщине
заливки баббита (оловянного и
свинцовистого)
Рис. 20. Предел текучести баббита
Б83 при растяжении и при сжа-
тии в зависимости от темпера-
туры
нагрузок и недостатка смазки, так как
турах высокая.
его твердость при повышенных темпера-
Температура, ®G	. . . .	15	25	50	75	100	125	160
Твердость НВ .......... 31,9	30,9	28,1	24,0	19,0	16,1	12,0
Баббит БК2 применяют в основном в подшипниках железнодорожного транс-
порта- Он успешно работает в подшипниках прокатных станов, нефтяных двигате-
лей, электродвигателей с малой частотой вращения, тихоходных металлооб-
рабатывающих станков, трамвайных букс.
Рекомендуется нормальную рабочую температуру для каждой марки баббита
принимать равной 60% той, при которой его твердость НВ 12.
По рекомендации А. К. Зайцева предельной для баббитов считают темпера-
туру, при которой его твердость в толстом слое падает ниже НВ 12.
Для некоторых баббитов эти температуры приведены ниже.
Марка баббита	............	Б88	Б83	БН	Б16	БК2
Температура, ®С	............	85	115	105	110	160
Срок службы подшипников зависит от толщины слоя баббита, залитого на
основание. Для подшипников из оловянных баббитов уменьшение толщины слоя
от 0,75 до 0,075 мм увеличивает срок службы подшипника в 4—6 раз (рис. 19).
Предел текучести при растяжении и сжатии оловянистых баббитов с увели-
чением рабочей температуры снижается (рис. 20).
Порошковые материалы
49
ПОРОШКОВЫЕ МАТЕРИАЛЫ
Из антифрикционных материалов на основе углерода изготовляют детали
узлов машин, приборов и агрегатов, работающих без смазки, а также втулки под-
шипников, поршневые кольца, кольца торцовых и секционных уплотнений, на-
правляющие и т. д.
Углеродные и графитофторопластовые материалы. Различают следующие,
типы антифрикционных материалов на основе углерода (табл. 26): углеродные —
обожженные и графитированные (без пропитки и пропитанные металлами),
графнтофторопластовые, графитопластовые [13].
Антифрикционные углеродные материалы изготовляют из непрокаленного
нефтяного кокса, каменноугольного пека с добавкой природного графита. Для
получения полного малопроницаемого антифрикционного материала его пропиты-
вают металлами.
Графитофторопластовые антифрикционные материалы изготовляют из ис-
кусственного графита и высокополимерного связующего. Материалы некоторых
марок содержат специальные добавки для улучшения их антифрикционных
свойств. При соответствующем выборе материала контртела, скоростей сколь-
жения, давлений, рабочих температур и сред антифрикционные материалы обе-
спечивают низкое трение и незначительный износ.
Антифрикционные материалы (обожженные и графитированные) обладают
низкой ударной вязкостью и до разрушения деформируются упруго. Деформация
их до разрушения при сжатии (20° С) составляет 1—2%.
Пористость антифрикционных углеродных материалов, не пропитанных ме-
таллами, составляет 12—20%; средний размер nop 1—5 мкм.
Обожженные антифрикционные материалы обладают повышенной твер-
достью и прочностью (табл. 27), но меньшей теплопроводностью (табл. 28), чем
графитированные. Температурный коэффициент линейного расширения их ниже,
чем у металлов. Коэффициент трения 0,05—0,10.
26. ОСОБЕННОСТИ ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
АНТИФРИКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ УГЛЕРОДА
Матер иал	Марка	Техни- ческие условия	Особенности технологии изготовления
Углеродный обожженный	АО-1500 АО-600	622 — 61	Обожжен при 1300° С
Углеродный графи- тированный	АГ-1500 АГ-600	621 — 61	Графитирован при 2300—2600® С
Углеродный обожженный, про- питанный спла- вами	АО-1500-С05 АО-1500-Б83	625 — 61	Обожжен при 1300° С и пропитан сплавом свинца с оловом То же, пропитан баббитом Б 83
Углеродный графи- тированный, про- питанный сила-	АГ-1500-С05	624 — 61	Графитирован при 2300—2600° С и пропитан сплавом свинца с оловом
вами	АГ-1500-Б83 АГ-1500-БрС30 9 ГО-Б 83	624 — 61 635 — 64 631 — 63	То же, пропитан баббитом Б 83 То же, пропитан сплавом меди со свинцом Крупнозернистый материал гра- фитирован при 2300—2600® С и пропитан баббитом Б83
Графитофторопла- стовый	АФГ АФГМ	8—66 (времен- ные)	Материал на основе полимерного связующего То же, с добавкой Сухой смазки
Гр афито пластовый	АМС-1 АМС-2 АМС-3	0121—68 0124 — 68	Материалы на основе элементо- органических термореактивных смол и различных сухих смазок
БО
Антифрикционные материалы
27. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
АНТИФРИКЦИОННЫХ УГЛЕРОДНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Параметр	АО-1500	АО-600	АГ-1500	АГ-600	SOO-OOSI-OV	egg-oosi-ov
Предел прочности сг-1О“6, Па: при сжатии на кубиках по ТУЯ не менее статистические данные иа цилиндрах при изгибе *2 Модуль упругости при сжа- тии Г.Ю-1», Па Твердость по Шору	700 1300 1500— 1800 600— 800 1,60 60—65	600 1100 1100 — 1500 500— 700 1,40 55—60	600 850 800— 1000 400— 500 1,30 45 — 50	500 700 600— 800 350— 400 1,00 43—45	1000 2000 2600— 2800 1000— 1200 1.70 70—75	1100 2200 2500— 2700 900— 1000 1,70 70—75
Параметр	АГ-1500-COS	АГ-1500-Б83	АГ-1500-БрСЗО	ЭГО-Б83	е <	АФГМ
Предел прочности Q.10“fc, । Па: । при сжатии иа кубиках по ТУ, не менее 1	статистические данные на цилиндрах ** при изгибе *2 Модуль упругости при сжа- тии £-10“10, Па Твердость по Шору Диаметром и длине *2 На образцах 5х5>	800 1300 1500— 1600 600— i 750 1,35 65—70 )й 8 мм. 70 мм.	800 1350 1400— 1500 500— 600 1,35 70—72	1100 1350 1500— 1600 600— 700 1,32 70—75	700 950 800— 900 220— 260 0,6 42 — 45	300— 550 160— 260 0,06— 0,08 38—40	250- 300 150- 1'60 0,05 — 0,07 30—35
Примечание. В таблице приведены статистические данные, кроме предела прочности при сжатии (по ТУ). Значения и при изгибе определяли при расстоянии между опорами 50 мм-						
Порошковые материалы
51
28. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА АНТИФРИКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
Параметр	OOSI-OV	009-QV	АГ-1500	АГ-600	АО-1500-С05	АО-1500-Б83
Плотность, г/сма':						
по ТУ, не менее	1,60	1,50	Г,70	1,65	2,50	2,20
статистическая	1,65 — 1,70	1,60— 1,65	1,70— 1,80	1,65 — 1,75	2,70— 3,0	2,60 — 2,90
Коэффициент теплопровод- ности	при	20° С, кДж/(м.с.°С)	0,02320	0,02320	0.05800	0,05800	0,10400	0,10400
Средник коэффициент ли- нейного расширения при 20—100° С а. 10е, 1/°С	5,0	5,0	5,0	5,0	6,5 —8,5	6,5
Допустимая рабочая темпе- ратура в газовой сре- де, сС:						
ок исл нтельной	350— 400	300— 350	400— 450	400 — 450	300	230
восстановительной	и нейтральной	1300— 1500	1300— 1400	2300— 2500	2300 — 2500	300	230
Параметр	АГ-1500-С05	АГ-1500-Б83	АГ-1500-БрС30	ЭГО-Б 83	АГФ	АФГМ
Плотность, г/см3:						
по ТУ, не менее	2,30	2,00	2,30	2,80	—	2,15
статистическая	2,50 — 3,10	2,40— 2,80	2,30— 2,50	2,80— 3,20	1,90— 1,98	2,25 — 2,30
Коэффициент теплопровод- ности	при	20° С, кДж/(м.с. °C)	0,20800	0,20800	0,20300	0,20800	0,01160	0,00145
Средний коэффициент ли- нейного расширения при 20—100° С а - 10е, 1/°С	6,5—8,6	6,5	6,0	5,7	17—22	50—70
Допустимая рабочая темпе- ратура в газовой сре- де, °C:						
окислительной	300	230	400— 450	230	200	180
восстановительной	и нейтральной	300	230	900	230	200	200
А нтифрикционные материалы
52
С повышением температуры прочность на растяжение антифрикционных ма-
териалов значительно повышается (при 2500° С примерно в 2 раза выше, чем при
20° С), а коэффициент трения снижается в 3 раза.
После пропитки металлом углеродные материалы становятся непроницае-
мыми для жидкостей и газов при высоком давлении, повышается их прочность,
а в отдельных случаях улучшается работоспособность при трении.
Графитофторопластовые антифрикционные материалы деформируются упру-
гопластически. Они менее прочные по сравнению с углеродными, но более плот-
ные и непроницаемые по отно-
шению к жидкостям и газам.
Допустимая рабочая темпера-
тура графитофторопластовых
материалов определяется свой-
ствами фторопласта и находится
в пределах 180—200° С.
Допустимая рабочая темпе-
ратура для углеродных анти-
фрикционных материалов сос-
тавляет при трении на воздухе
и в других газовых средах,
содержащих кислород, для обо-
жженных 400° С и графитиро-
ванных 450° С; в восстанови-
тельных и нейтральных газовых
средах для обожженных 1500° С
и графитированных 2500° С.
Допустимая рабочая темпе-
ратура для антифрикционных
материалов, пропитанных метал-
лами, определяется температу-
рой плавления металла.
Антифрикционные матери-
алы на основе углерода работо-
способны как в газовых (трение
без смазки), так и жидких сре-
дах. В процессе трения без сма-
зки этих материалов по метал-
лам на поверхностях пары тре-
ния образуется ориентированная
пленка кристаллов графита,
обеспечивающая необходимый
коэффициент трения и мини-
29. ПРЕДЕЛЬНО ДОПУСТИМЫЕ
ЗНАЧЕНИЯ ДАВЛЕНИЯ И СКОРОСТИ
ДЛЯ АНТИФРИКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
Материал	Рекомендуемый материал контртела	[рт] 1°~‘- Па	[о], м/с
АО-1500	Перлитный чу-	15—20	10
АО-600	гун, хромовое покрытие	10—15	
АГ-1500	Стали всех ма-		30
АГ-600	рок и твердо- стей, хромовое покрытие	10—12	20
АО-1500-С05 АО-1500-Б83	Чугун, сталь, хромовое по- крытие	25—35 35—40	15 10
АГ-1500-С05 АГ-1500-Б83 АГ-1500-БрСЗО	Сталь, хромо- вое покрытие	20—25	25
		15—20	20
А ГФ АФГМ •>	Чугун, сталь, хромовое по- крытие	10—15	5
♦* При работе в среде осушенных нейтральных газов, содержащих не более 4 г/м8 влаги.			
мальный износ. По мере изнашивания графитовая пленка на поверхностях
трения восстанавливается за счет износа антифрикционного материала.
При отсутствии на поверхностях трения ориентированной пленки графита износ
материала может быть большим, а коэффициент трения достигает значения
0,2—03. Поэтому перед работой материал прирабатывают.
С увеличением скорости скольжения износ материала возрастает примерно
пропорционально седьмой степени скорости и сильно увеличивается выделение
тепла (пропорционально квадрату скорости). Вследствие различия температурных
коэффициентов линейного расширения углеродных материалов и металла контр-
тела при недостаточном отводе тепла зазоры могут изменяться. Для пары графи-
тофторопласт — металл это изменение зазоров происходит в меньшей степени, так
как значения их температурных коэффициентов линейного расширения близки.
Большое влияние на характеристики трения и износ антифрикционных
материалов на основе углерода оказывает металл контртела. В табл. 29 приведены
предельно допустимые значения давления и скорости для различных марок анти-
Порошковые материалы
53
фрикционных материалов при работе в условиях трения на воздухе при комнат-
ной температуре.
Углеродные антифрикционные материалы химически стойки во многих агрес-
сивных газовых и жидких средах. Они стойки почти во всех кислотах (до темпе-
ратуры кипения кислоты), в растворах солей, во всех органических растворите-
лях и ограниченно стойки в концентрированных растворах едких щелочей.
Антифрикционные характеристики материалов значительно изменяются в за-
висимости от условий эксплуатации: давления, скорости скольжения, темпера-
туры, состава рабочей среды и материала контртела. Поэтому точные значения
износа и коэффициента трения можно определить только при практическом ис-
пользовании материала.
При эксплуатации антифрикционных материалов рекомендуется применять
более низкие давления, чем предельно допустимые; при этом износ значительно
снижается.
Работоспособность углеродных антифрикционных материалов в значитель-
ной степени зависит от состава и влажности газовой среды. Для углеродных анти-
фрикционных материалов, не пропитанных металлами, допустимое давление при
работе в вакууме и осушенных газах достигает 5-105 Па, для пропитанных метал-
лами (типа АГ) — 10-105 Па [13]. При наличии на поверхности трения пленок
или капель конденсированной влаги износ и коэффициент трения углеродных анти-
фрикционных материалов возрастают приблизительно в 10 раз, а материалов,
пропитанных металлами, — в 2 раза. Материал марки АФГМ специально создан
для работы в среде осушенных газов.
При работе в жидких средах применяют только непроницаемые материалы:
углеродные, пропитанные металлами, и графитофторопластовый марки АГФ.
При жидкостной смазке непроницаемых материалов коэффициент трения до-
стигает 0,001, при полужидкостной и граничной смазке 0,08—0,1.
В условиях жидкостной смазки износ непроницаемых углеродных материалов
практически отсутствует, при полужидкостной и граничной смазке колеблется
в пределах 10—70 мкм за 100 ч в зависимости от условий работы и давления.
Материал марки АГФ при протекании через зазоры большого количества
жидкости изнашивается в пределах 0,1—0,2 мкм за 100 ч работы.
Детали из антифрикционных материалов необходимо изготовлять без резких
переходов сечений и концентраторов напряжений (пазов, отверстий и резьб)
ввиду хрупкости материалов. Детали должны работать только в условиях сжима-
ющих или изгибающих нагрузок. При выборе посадок и зазоров следует учиты-
вать различие в термических коэффициентах линейного расширения углеродных
материалов и материалов контртела. При высоких скоростях скольжения необхо-
димо обеспечивать интенсивный отвод тепла трения. Следует исключить механиче-
скую запрессовку углеродных втулок подшипника; предпочтительна горячая
посадка втулки в металлическую обойму. Детали из антифрикционных материалов
рекомендуется изготовлять с такими же допусками, как и детали из металлов.
Материалы всех марок (кроме АО) следует обрабатывать обычным инстру-
ментом; материал марок АО — инструментом из твердых сплавов. При этом необ-
ходимо обеспечивать высоту шероховатостей поверхности антифрикционных дета-
лей не более 2,5 мкм, при специальной полировке не более 0,63 мкм, высоту шеро-
ховатостей поверхности металлических контртел — не более 0,63 мкм.
Перед эксплуатацией следует провести приработку пары трения. Приработку
проводят при пониженных скоростях и давлениях или кратковременных запусках
на рабочем режиме с длительными перерывами для охлаждения.
Материалы марок АО и АГ выпускают в виде заготовок диаметром 57, 120,
140, 185 и 210 мм и высотой 150—200 мм, диаметром 230 мм и высотой 50 мм.
Материалы марки ЭГО-Б83 выпускают в виде колец следующих размеров, мм:
Диаметр наружный , ,	146	160	320	322	408	419	428	448	535
» внутренний . .	85	100	200	266	345	350	365	360	428
Высота................. 35	25	36	30	35	40	30	44	52
54
Антифрикционные материалы
Графитофторопластовые материалы марок АГФ и АФГМ выпускают в виде
втулок высотой 50—170 мм и колец следующих диаметров, мм: 62/27, 85/35,
102/58, 110/65, 160/105, 165/110, 195/150. 240/190, 245/175,275/220, 290/220,
290/240, 305/220, 360/320, 420/335.
Графитопластовый материал марок АМС-1, АМС-2 и АМС-3 предназначен
для изготовления узлов трения, работающих длительное время при температурах
до 180—200° С, а при кратковременной работе (до 100 ч) до 300—320° С. Эти мате-
риалы применяют в паре с деталями из чугуна и сталей различных марок.
Материалы группы АМС являются пластмассами с углеродным наполнителем
и сухими смазками. Связующим в них служат элементоорганические термореак-
тивные смолы. Материалы АМС-1, АМС-2 и АМС-3 выпускают в виде цилиндри-
ческих заготовок диаметром 180—250 мм. Физико-механические свойства графито-
пластового материала приведены в табл. 30.
30. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ГРАФИТОПЛАСТОВЫХ МАТЕРИАЛОВ
Параметр	АМС-1	АМС-2	АМС-3
Плотность,	1,73—	1,77 —	1,78—
г/см3 Предел прочно- сти о 10"е, Па: при сжатии:	1,78	1,84	1,88
20° С	160 — 200	90—110	90—110
200° С	300—400	260— 320	260 — 320
при изгибе	500—650	250— 350	250— 350
Т емпературный коэффициент линейного расширения сс-106, !/°С	4,0—5,0	4,0—5,0	4,0—5,0
Коэффициент	0,00348 —	0,0116—	0,0116—
теплопровод- ности, кДж/(с - м  °О	0,00567	0,0174	0,0197
Коэффициент	0,07—	0,09—	0,1 0—
трения на воз- духе при на- грузке 7 МПа	0,08	0,10	0,13
31. ЗНАЧЕНИЯ ПРЕДЕЛЬНО
ДОПУСТИМОГО ДАВЛЕНИЯ ДЛЯ
ГРАФИТА (V = 1 м/с)
Графит	Значения [Рт] (в МПа) при работе		
	без смазки	С ВО- ДОЙ	с мас- лом *>
Чистый	1,5				
С пропиткой: свинцом СВ	1 — 1,5	15	10
баббитом БН	1-1,5	14	10
** Масло индустриальное И-45.			
32. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ
СВОЙСТВА АНТЕГМИТА
Параметр	АТМ1	АТМ1Г
Плотность, кг/м8	1800	1740
Предел прочности прн 20° С, МПа:		
при растя- жении	18—22	6—8
при статиче- ском изгибе	40—50	20
при сжатии	100— 120	45
Теплостой- кость в воз- духе, °C	170	600
Коэффициент теплопро- водности, кДж/(м • с - °C)	0,0347— 0,0407	0,105— 0,138
Температур- ный коэффи- циент ли- нейного расширения а. 10®. 1/°С	0,85	0,22
Теплоем- кость, кДж	0,75	—
Коэффициент трения при работе по стали без смазки	0,12	
Порошковые материалы
55
33. СВОЙСТВА ПОРИСТОГО ЖЕЛЕЗА
Параметр	Пористость, %		Пористое железо		
		спечен- ное	хромиро- ванное	азотиро- ванное
	38	73	110	110
О , МПа	22	ИЗ	205	170
	9	178	258	242
	38	2,2	8,5	4,5
Удлинение	22	2,6	10,2	5,3
б. %	9	6,1	15,5	9,8
	38	1,35	0,4	0,015
Износ,	22	0,41	0,20	0,017
ММ *1	9	0,27	0,07	0,030
Испытание на			ист ир	ание
в паре со сталью У10, термообрабо-				
тайной до	пRC 58—60, давление			
50-10ь Па, скорость перемещения				
65,6 м/с. Продолжительность г				спы-
тания 15 мин.				
На основе графита и фенол-формальдегидной смолы получен прессовочно-
порошковый антифрикционный материал-пластографит. По своим свойствам он
занимает положение между графитом и пластмассами. Торговое название его —
антегмит. Втулки и вкладыши подшипников изготовляют в основном из порошка
антегмита марки АТМ1 методом прессования. Они легко обрабатываются резанием
и шлифованием, могут работать без смазки либо с водяной смазкой с такими же
показателями, как и графит, пропитанный баббитом (табл. 31); со смазкой мине-
ральными маслами работают хуже. Антегмит стоек в кислотных и щелочных сре-
дах, поэтому он особенно ценен в хи-
мическом машиностроении [34].
Основные свойства этого матери-
ала приведены в табл. 32.
Металлокерамические антифрикци-
онные материалы изготовляют из
порошков металла или смесей их
С неметаллами путем прессования
и спекания в защитной атмосфере
с последующей пропиткой их в масле.
При прессовании порошковая масса
приобретает форму изделия, опреде-
ленную пористость и прочность. При
этом обеспечивается высокая точность
деталей с высотой шероховатостей
<40мкм. После спекания детали
можно дополнительно калибровать,
чтобы повысить точность и уменьшить
высот)' шероховатостей до 10 кмм.
Обработка резанием не рекомендуется,
так как в этом случае поры заволаки-
ваются.
Для изготовления вкладышей под-
шипников применяют следующие ме-
талло-керамические материалы: пори-
стое железо, пористый железографит
и бронзографит. Предпочтительнее использовать пористые материалы па
железной основе, так как они менее дефицитны, имеют более высокие меха-
нические свойства и могут работать в более тяжелых условиях, чем брон-
зографитовые [14].
Одно из основных преимуществ пористых металлокерамических вкладышей
подшипников — наличие пор, способствующих образованию устойчивой масля-
ной пленки. В результате предварительной пропитки втулки или вкладыша
нагретое масло заполняет большое количество капилляров, что обеспечивает
создание смазочной пленки на трущихся поверхностях. При местных нагревах
вкладышей подшипников к месту разогрева увеличивается подача масла за счет
капиллярных сил и выдавливания смазки из пор из-за различных значений темпе-
ратурного коэффициента объемного расширения металла и смазки. Металлокера-
мические вкладыши подшипников имеют пористость 15—35% в зависимости от
степени измельченности исходных порошков и технологического процесса из-
готовления. С повышением пористости механическая прочность снижается.
Для повышения прочностных и антифрикционных свойств металлокерамиче-
ских деталей применяют химико-термическую обработку. В табл. 33 приведены
механические и антифрикционные свойства хромированного и азотированного
пористого железа.
В зависимости от режима работы применяют вкладыши различной пористости.
Для тяжелых условий работы (высокие ударные нагрузки, при которых требуется
повышенная механическая прочность) следует использовать вкладыши из мелких
порошков, так как они обладают низкой пористостью (12—20%) и лучлими ме-
66
Антифрикционные материалы
ханическими и антифрикционными свойствами, чем вкладыши из крупных по-
рошков. Для средних нагрузок применяют обычно вкладыши пористости^
22—28%. Для работы без дополнительной смазки при малых нагрузках при-
меняют вкладыши из крупных порошков пористостью 25—35% [2].
Физико-механические свойства металлокерамических материалов, применя-
емых для опор трения, приведены в табл. 34.
34. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ
Марка	Р/’ 3 кг/м8	НВ	°в	авсж	ч	Ударная вяз- кость а„.1О5, Па .м	Коэффи- циент трения при жидкост- ной смазке	Давление Рт-	Па	Скорость, м/с
			МП	з, не м	эн ее				
ЖГр1-20пф ЖГр2-20пф ЖГрЗ-20п ЖГр292,5-20п Ж-20С ЖГрЩС4-20п ЖГрЗЦС4-20п ЖГрМСЗ-20п	6100— 6200 5950— 6100 5750— 5850 6000— 6100 6200— 6300 5400— 5800 5600— 5800 6200— 6300	80— 100 65— 80 55 — 70 120— 150 50 — 70 90— 120 60— 100 90— 120	170 150 130 270 140 200 130 300	450 400 350 800 800 900	200 200 180 330 180	0,4 0,3 0,2 0,4 0,2 0,5	0,06 0,07 0,04 0,05 0,04 0,02 0,001 — 0,0075	36 36 40 100 100 500	3 2 4,5 4,5
Примечания* 1. Приняты обозначения: Ж — железо; Гр — гра- фит; М — медь; С — сера; ЦС — ZnS; МС — Cu2S; цифра, следующая за обо- значением составляющей шихты, указывает ее процентное содержание; цифра, отделяемая от ®той цифры черточкой, характеризует пористость материала (в о/о); п _ перлитная структура; пф — пер лито-ферр итная; с — сульфиди- рование. 2. Материалы Ж-20С и ЖГрЗЦС4-20п рекомендуется применять для ра- боты по закаленным и нормализованным сталйм, ЖГр1ЦС4 — по закален- ным сталям. 3. Максимальная допустимая рабочая температура для материала ЖГр1МСЗ-20п 100—120° С.									
35. ДОПУСТИМЫЕ ЗНАЧЕНИЯ СРЕДНЕГО ДАВЛЕНИЯ
ДЛЯ БРОНЗОГРАФИТА
Материал	Пори- стость, %	Значения Гр Ь10_б (в Па) при						
		скорости скольжения и,				м/с, не более		
		0.1	0,5	1	2	1 3		4
Бронзографит (9—10% оло-	15 — 20	180	70	60	50		35	12
ва, 1—4% графита, ос-	20—25	150	60	50	40		30	10
тальное медь)	25—30	120	50	40	30		25	8
	15—20	250	85	80	65		45	10
Железографит (1—3% гра-	20 — 25	200	70	65	55		35	8
фита, остальное железо)	25—30	150	55	50	40		25	6
Порошковые материалы
57
36. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ С ПРИСАДКОЙ МЕДИ
Марка	Состав материала, %			Р» кг/м3	Пористость, %	НВ	ав ви	вр	Коэффи- циент трения		Нагрузка удель- ная рт.10~в, Па	Скорость у, м/с	[рто] 10-‘, Па.м/с	Смазка	Изготовляемые детали
	Fe	Си	С				м	Па	при жидкостной смазке	без смазки					
ЖГ-а	97,0— 98,0	—	3—2	5900— 6500	20	56—87	220 — 300	80— 350	0,009	0,09	10	3	80	Непре- рывная	Направляющие втулки, ролики кон- вейеров, сепараторы для шарикоподшип- ников, подшипники для металлорежу- щих станков
ЖГ-6	97.0— 98,0	—	3—2	5000— 6000	20—35	28—38	100— 220	80— 250	—	—	25—35	1 4	25 70—80	Перио- дическая	Самосмазываю- щиеся подшипники, работающие верти- кально, антифрик- ционные	втулки
ЖГМ-5	93,5	5	1.5	5400— 5900	20—25	56—75		250— 300	0,13				До 70	Цирку- ляцион- ная	транспортеров; под- шипники, работаю- щие в условиях за- трудненной подачи смазки
ЖГМ-10 п	88,5 Риме	10 ч а в	1,5 и е.	Ударны	е иагру	ЗКИ OTCJ	ттствукн	г.		—		—		Непре- рывная	Направляющие втулки, подшипники
58
Антифрикционные материалы
Пористые металлокерамические вкладыши изготовляют прессованием в виде
цилиндрических втулок и поставляют в готовом виде к установке. Толщину стенки
выбирают в зависимости от прочности и масловпитываемости материала. В общем
случае толщина стенки равна 0,2 d, где d — диаметр вала. Металлокерамические
вкладыши применяют в подшипниках рольгангов, транспортеров и других машин,
особенно в местах, труднодоступных для подачи смазки.
Допускаемые значения среднего давления при различных скоростях для
бронзографита даны в табл. 36 [2].
Физико-механические свойства металлокерамических материалов с присад-
кой меди приведены в табл. 35.
ДРЕВЕСНОСЛОИСТЫЕ И СИНТЕТИЧЕСКИЕ МАТЕРИАЛЫ
Для узлов трения, смазывающихся водой, применяют подшипники, изгото-
вленные из древесины (бук, граб, самшит и др.), пропитанной под давлением пла-
стическими смолами. Вкладыши изготовляют методом горячего прессования. Их
применяют в узлах трения, несущих умеренную постоянную или переменную на-
грузку при небольших скоростях скольжения; максимальная удельная нагрузка
до 100- 10й Па, скорость скольжения 1 м/с [34].
Прессованную древесину для подшипников скольжения изготовляют в виде
цилиндрических заготовок, размеры и физико-механические свойства которых
приведены в табл. 37.
Древеснослоистые пластики применяют в подшипниках гидротурбин, цен-
тробежных водяных насосов, прокатных станов, кранов и т. д. Вкладыши изгото-
вляют наборными из пластинок марок ДСП-Б-а и ДСП-В (ГОСТ 20966— 75).
Пластики этих марок отличаются расположением слоев. В первом случае через
10—20 слоев с параллельным направлением волокон следует один поперечный
37. ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ЗАГОТОВОК
ИЗ ПРЕССОВАННОЙ ДРЕВЕСИНЫ
Марка	Диаметр, мм		Длина, мм	Изготовляемые детали	Плотность, кг/м3	Влаж- ность, %
	вну- тренний	наруж- ный				
ДПК	10 — 120	30; 50	100; 150; 200	Вкладыши, уплот- нительные кольца, катушки лентосоеди-	1000—1200	
		70; 90; ПО	150; 200; 250	нительиых машин, пальцы соединитель- ных муфт		6—8
		130; 1Б0	150; 250			
дп-гт	20— 180 •»	40— 200 *»	70— 200 *2	Вкладыши под- шипников		
ДП-ГТ	30— 200 »’	4Q-j 215 **	40— 200 *«	Вкладыши	под- шипников при смазке минеральными мас- лами, уплотнитель- ные кольца	1100—1200	7—10
** Через 5 мм. ♦2 Через 10 мм.						
Древеснослоистые и синтетические материалы	59
слой; во втором случае — слои с параллельным и перпендикулярным направле-
нием волокон чередуются через один ряд. Рациональное расположение волокон
на рабочей поверхности наборных вкладышей торцовое, максимальная удельная
нагрузка при смазке водой до 350-106 Па, наибольшая скорость скольжения при
постоянной спокойной нагрузке до 8 м/с. Значение произведения pmv в режиме
пуска и останова машины не должно превышать 35-106 (Па-м)/с.
Физико-механические свойства древесных пластиков приведены в табл. 38.
Вкладыши из древесной крошки с пластификатором (лигнофоль) прессуют
в пресс-формах при 150° С и давлении >> 400-105 Па. Их применяют в мелкосорт-
ных прокатных станах, в двигателях трамвая, в мостовых кранах и других меха-
низмах при удельной нагрузке < 60-106 Па и скоростях << 1 м/с.
Для изготовления вкладышей подшипников применяют синтетические термо-
реактивные и термопластичные материалы. К первым относят пластмассы на ос-
нове феноло-формальдегидной смолы (карболит, бакелит, текстолит и др.), ко
вторым — полиамиды, полиэфиры и др.
Из термореактивных пластмасс для подшипников скольжения находят приме-
нение текстолит марок ПТК, ПТ и текстолитовая крошка. Из текстолитовых плит
делают наборные подшипники прокатных станов, блюмингов и других машин
с большей нагрузкой на опоры и малой скоростью скольжения. Основной не-
достаток текстолитовых подшипников — плохой теплоотвод из-за низкого коэф-
фициента теплопередачи.
Текстолитовую крошку применяют для изготовления вкладышей тяжелона-
груженных подшипников. Цельнопрессованным вкладышам присущи те же не-
достатки, что и наборным из текстолита. Значительно лучше работают подшип-
ники с металлическими вкладышами, облицованными текстолитовой крошкой.
При смазке водой они допускают удельную нагрузку до 250-106 Па при скорости
скольжения 1 м/с и до 90-106 Па при скорости скольжения 4 м/с. Присадка фто-
ропласта-4 позволяет повысить удельную нагрузку до 330- 105 Па при v = 1 м/с
и до 150-105 Па при v = 4 м/с и значительно снизить коэффициент трения.
Детали подшипников скольжения изготовляют из полиамидных смол марок
68, 54, 548, АК-7, капрона. Способ изготовления — литье под давлением, реже —
прямое прессование. Основные физико-механические показатели пластмасс из
полиамидных смол приведены в табл. 39.
Смола 68 отличается хорошими антифрикционными свойствами,-износостой-
костью, хорошим сцеплением с металлами. Детали можно сваривать при обычном
нагреве или токами высокой частоты. Они хорошо склеиваются эпоксидными
смолами, стойки в минеральных маслах и щелочах при температуре до 100° С.
Антифрикционные свойства и прочность смолы 68 можно повысить присадками
талька (П68Г5, П68Г10). Подшипники из этих смол с присадками обладают свой-
ствами самосмазываемости. Их можно устанавливать в местах, труднодоступных
для подачи смазки.
Смола АК-7 по механической прочности стоит выше смолы 68, ио уступает
ей по антифрикционным свойствам. Смола 54 отличается морозостойкостью до
—40° С, а смола 548 до—55° С, но по прочности и антифрикционным свойствам
эти смолы существенно уступают предыдущим.
Основные недостатки, пластичных материалов из полиамидных смол —
водопоглощение, доходящее до 2% за сутки, большое относительное удлинение
при растяжении, нестабильность размеров, низкий коэффициент теплопроводно-
сти. Теплоотвод из рабочей зоны цельнолитого или прессованного вкладыша за-
труднен, что может вызвать перегрев и разрушение пластмассы. Для улучшения
теплоотвода необходимо уменьшать толщину пластмассового слоя методом вихре-
вого напыления полиамида или наклеиванием топкой пленки с помощью эпоксид-
ных смол или полиамидного клея.
Из новых антифрикционных синтетических пластичных материалов нахо-
дят применение полимеры, описанные ниже.
Поликарбонат— полиэфир угольной кислоты и диоксисоединений жирного
и ароматического рядов (торговое название — дифлон). Детали из него изгото-
60
Антифрикционные материалы
38. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ДРЕВЕСНЫХ ПЛАСТИКОВ
Параметр	Пластифи- цированная древесина	Древесная пресс- крошка	Древеснослоистые пластики	
			ДСП-Б	ДСП-В
Толщина плит, мм Плотность, кг/м Предел прочности, МПа:					15—60	15—60
	1200 — 1400	1350—1400	1300	1300
при растяжении вдоль во- локон при сжатии			260	140
перпендикулярно слоям	130—150	120	<—	—
параллельно слоям				-—	160	126
Твердость НВ	15 — 25	30	25	25
Коэффициент теплопроводно- сти Х-103, Дж/(м.с.°С)	—	0.174—0,348	0,23 — 0.348	0,23—0.348
Температурный коэффициент линейного	расширения а. 10е, 1/°С			0,3 —0,4	0,3 —0,4
89. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ПЛАСТМАСС
ИЗ ПОЛИАМИДНЫХ СМОЛ
Параметр	Текстолит	Полиамиды				
		68	А К-7	54	548	Капрон Б
Плотность, кг/м8 Температура	плавле- ния, °C Предел прочности, МПа: при изгибе при растяжении Относительное остаточ- ное удлинение прн раз- рыве, % Твердость НВ Рабочая температура, °C, Не выше Морозостойкость, °C Водопоглощение, %: за сутки за месяц Коэффициент теплопро- водности Х-103, кДж/(м.с.°С) Коэффициент трення при работе со сталью без смазкн	(рт-10-ь< ।	5 Па, v «С 1 м/с) Допускаемый режим ра- боты: при смазке водой; 10-’, Па 1о ], м/с [ртр] 10-'. (Па-м)/с прн смазке маслом: [₽ml 10-’. Па [о], м/с [рто] ю-’, Па. м/с	1300—1400 140—160 80—100 33 — 35 80 0,8 0,234 — 0,35 0,12 — 0,2 350 6 250 150 8 250	1100 220 70 — 90 45 — 50 100 14 — 15 ПО 0,5 1,8 0,294 0,1—0,2 100— 150 4 150	1400 240 100—120 50 — 65 100 15—18 ПО 1,3 3,0 -0,338 150—200 4 200	1120 170 50—60 300 65 —40 0,294 0,15-	1120 160 35—45 400 55 — 50 -0,35 -0,25	изо 215 80—100 60—70 150 10—12 90—110 До 2 5,8 0,294 — 0,35 120 Б 200
Древеснослоистые и синтетические материалы
61
40. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
СИНТЕТИЧЕСКИХ ПЛАСТИЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Параметр	Поликар- бонат	Полифор- мальдегид	Пента пласт
Плотность, г/см3 Температура плавления, °C Предел прочности, МПа: при изгибе при растяжении Относительное остаточное удлинение при разрыве, % Ударная вязкость ак • 10ь, Па-м Твердость НВ Модуль продольной упругости, МПа Водопоглощение за сутки, % Коэффициент трения по стали без смазки	1,2 235 — 300 100—120 67 — 78 50—110 3,50 — 4,00 15—16 2300 — 2500 0,1	1,4 170—175 90—170 64—68 20—40 0,70—1,30 25—30 0,2 0,09—0,12	1,4 36—37 55 0,35—0,40 7-9 0,02
вляют литьем под давлением, экструзией и прессованием при 220—300° С. Ди-
флон устойчив в маслах и бензине, в слабых кислотах, в растворах минеральных
солей, но разрушается щелочами. Он отличается постоянством физико-механиче-
ских свойств в широком интервале температур, водопоглощение меньше, чем у по-
лиамидных смол.
Полиформальдегид отличается высокими физико-механическими показате-
лями и значительно большей жесткостью по сравнению с полиамидами. Хорошие
антифрикционные показатели, стабильность размеров изделий в широком интер-
вале температур (до 120° С), стойкость в смазочных маслах и органических рас-
творителях и малое водопоглощение характеризуют этот полимер как ценный
материал для подшипников скольжения. Детали из полиформальдегида полу-
чают методами экструзии, прессования и литья из экструдированного и гранули-
рованного полимера в формы, предварительно нагретые до 120° С.
Пентапласт (высокомолекулярный простой полиэфир, получаемый из про-
дуктов хлорирования пентаэритрита) относится к термопластичным материалам.
Он отличается термо-, водо- и химической стойкостью при температуре до 100—
110° С; сохраняет размеры даже при резких изменениях условий эксплуатации,
износоустойчив, имеет малый температурный коэффициент линейного расшире-
ния. Детали из пентапласта изготовляют прессованием в нагретых до 210° С
пресс-формах при давлении 150-106 Па; литьем под давлением при температуре
материала до 240° С и экструдированием. Физико-механические свойства поли-
карбоната, полиформальдегида и пентапласта приведены в табл. 40.
Пластики на основе политетрафторэтилена (тефлон, фторопласт) отличаются
низким коэффициентом трения при работе без смазки, высокой износоустойчи-
востью, стойкостью в воде, нефтепродуктах, кислотах и щелочах, стабильностью
в широком температурном диапазоне (от —200 до 300° С). Однако механическая
прочность фторопластов невелика, поэтому применение их в чистом виде огра-
ничено. В подшипниках скольжения фторопласт наносят тонким слоем на рабо-
чую поверхность вкладыша или пропитывают им пористые металлокерамические
и графитовые втулки. Реже он используется как наполнитель для волокнистых
пластмасс.
Подшипники с фторопластом особенно ценны для тех узлов трения, где
смазка затруднена или недопустима по технологическим условиям. Коэффициент
трения без смазки f = 0,04-4-0,06; для чистого тефлона или фторопласта [pmvl =
= 0,35- 10е, для пористых вкладышей, пропитанных фторопластом, в 10 раз выше
(до 3,5-105 Па-м/с). Хорошие показатели имеют трехслойные подшипники с ос-
новой из стали, вкладышем из пористой бронзы, пропитанной фторопластом,
и рабочим слоем толщиной 20—40 мкм из тефлона со свинцом, для них значение
[Рти] До 10,5-106 (Па-м)/с. Наибольшая температура для подшипников с фторо-
62
Антифрикционные материалы
41. ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
СИНТЕТИЧЕСКИХ АНТИФРИКЦИОННЫХ
МАТЕРИАЛОВ, работающих
БЕЗ СМАЗКИ
Материал	ё "б се	[о], м/с	Э/(Н • BUW) ‘,-01	t *», °C
Пол и фор ма л ьдегиды	4,2	I	0,33	по
На плен	4,2	1	0,33	82
Наклон с наполните- лем	11,2	1	0,66	93 — 166
Металл, облицован-	4,2	1	0,33	121
ный найлоном				
Политетрафторэтилен	2,8	2	0,165	260
Пол итетрафторэтил ен с наполнителем	4,9	5	0,66 — 8,35	204 — 260
Металл, облицованный политетрафторэтиле- ном с наполнителем	11,2	;>	13	260
				
Армированные фено- пласты	21,0	1	1,3	82— 177
** Максимальная при		продол ж нт ел ь-		
нон эксплуатации				
42. ОСНОВНЫЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ
СИНТЕТИЧЕСКИХ
АНТИФРИКЦИОННЫХ
МАТЕРИАЛОВ, РАБОТАЮЩИХ
СО СМАЗКОЙ
Материал	СБ С £ Cl	о О	й
Полиформ- альдегиды	13,5	5,0	82,0
Найлон	7,0	5,0	93,3
Поликарбо- иатные смолы	7,0	5,0	104,0
Политетра- фторэтилен	3,5	0,5	260,0
Армирован- ный поли- тетрафтор- этилен	17,5	5.0	260,0
Фенопласты	42,0	12,5	93,3
пластом при продолжительной работе — до 250° С, при работе с перерывами —
до 300° С.
В табл. 41 приведены основные характеристики синтетических антифрикци-
онных материалов, работающих без смазки. Характеристики этих материалов,
используемых при наличии смазки, приведены в табл. 42.
РЕЗИНА
Резина нашла широкое применение для облицовки вкладышей подшипников
гидротурбин, водяных насосов, судовых гребных валов, турбобуров, которые ра-
ботают при обильной водяной смазке. Опоры с резиновыми вкладышами устой-
чивы к истирающему действию взвешенных в воде твердых частиц. Если эти ча-
стицы попадают между металлическим валом и резиновым подшипником, то вал
вдавливает их в эластичный материал подшипника, а затем перекатывает в на-
правлении своего вращения до ближайшей смазочной канавки, из которой они
вымываются водой.
Благодаря тому, что вал не перемещает твердые частицы за собой, а перека-
тывает их, он изнашивается незначительно. При этом шейка вала приобретает
хорошо отполированную поверхность, что способствует уменьшению износа ре-
зиновых подшипников. Благодаря упругим свойствам резины такие опоры мало-
чувствительны к перекосам и колебаниям вала, могут работать в загрязненной
воде, i:o не допускают прекращения подачи воды, так как при этом происходит
прихватывание вала.
Резиновые подшипники на водяной смазке имеют такой же коэффициент
трения, как хорошо обработанные металлические подшипники на масляной смазке
(0,01—0,005). С увеличением окружной скорости и удельной нагрузки коэффи-
циент трения уменьшается. При этом подшипники, облицованные мягкой рези-
Резина
63
ной, имеют меньшие значения коэффициента трения (рис. 21), чем подшипники,
облицованные твердой резиной (рис. 22) [8].
Значительное влияние на коэффициент трения резиновых подшипников ока-
зывает температурный фактор. С увеличением температуры подшипников коэф-
Рис. 21. Зависимость коэффициента тре-
ния от нагрузки и окружной скорости
в подшипнике из натурального каучука
(мягкая резина) при различных скоро-*
стях
Рис. 22. Зависимость коэффициента тре-
ния в подшипнике из синтетического кау-
чука от нагрузки и окружной скорости
(твердая резина) при различных скоростях
43. ЗНАЧЕНИЯ УДЕЛЬНОЙ
НАГРУЗКИ И СКОРОСТИ ДЛЯ
РЕЗИНОВЫХ ПОДШИПНИКОВ
Место установки подшипника	7 о	[о], м/с
Г идр ©Турбины: вертикальные горизонтальные Гребные винты Турбобуры Буровые насосы **	10—15 8-9 3,5 24 42	3—25 10 7 — 12 30-40
*’ Смазка — чистая вода.		
фициент трения увеличивается. Учитывая низкую теплопроводность резины,
необходимо обеспечивать в подшипниках непрерывную подачу воды под давле-
нием (0,5—2,5)IО5 Па. Прекращение подачи воды ведет к трению без смазки и вы-
ходу резинового подшипника из строя.
Допустимые нагрузки на резиновые подшипники изменяются в широких
пределах и зависят от частоты вращения вала и смазки. Как правило, окружная
скорость, при которой слой водяной
смазки не теряет несущей способности,
не должна быть меньше 0,5 м/с. При
такой скорости удельная нагрузка на
резиновый подшипник не должна пре-
вышать 3,5-10s Па. При меньшей
окружной скорости водяная смазка
должна осуществляться под давле-
нием. В табл. 43 указаны допустимые
удельные нагрузки и скорости сколь-
жения для резиновых подшипников
в зависимости от места установки.
При проектировании опоры сколь-
жения с резиновым подшипником
необходимо учитывать, что валы из
углеродистой стали подвергаются
интенсивной коррозии при наличии
в составе резины органических соеди-
нений серы. Изъеденная коррозией
шейка вала, в свою очередь, разрушает
резиновую поверхность вкладыша
и приводит подшипник в негодность.
Для предохранения от коррозии шейку вала покрывают слоем хрома тол-
щиной 0,08—0,1 мм с последующей шлифовкой либо облицовывают рубашками
из коррозионно-стойкой стали, латуни и т. д.
В резине под действием кислорода воздуха (озона), тепла и солнечного света
происходят структурные изменения, т. е. происходит процесс старения. При этом
поверхность резины твердеет и покрывается трещинами. Резина становится хруп-
кой. В соответствии с ГОСТ 7199—77 и 4671—76 резиновые подшипники и под-
пятники из резипы должны храниться в сухом помещении защищенными от пря-
64
Антифрикционные материалы
44. ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА РЕЗИНЫ
Параметр	Резина для узлов трения турбобуров СКН, СКФ	Резина для под’ шинников гидро- турбин (МРТУ 385-204-65)	Резина для подшипни- ков гребных валов, водя- ных насосов и Др.
Предел прочности при растя- жении, Па, не менее	150.10»	100.10ь	160. Ю6
Относительное удлинение при растяжении в момент разрыва, %, не менее Остаточное удлинение после разрыва, %, не более	260	400	400
	25	40	35
Твердость по ТИР	78—75	45—60	55—65
Показатель истирания, см3/(кВт-ч), ие более	300	—	400
Набухание в 10%-ном растворе при 20° С после 240 ч, %, не более			0,5
Набухание в смеси 95% бен- зина и 5% бензола при 20° С, %, не более	5	—*	
Температура хрупкости при замораживании, °C, не выше		40	
Стойкость к бензину, кероси- ну, маслу		Нестойкая	
мых солнечных лучей при температуре воздуха от 0 до 25° С. Подшипники ие
должны подвергаться действию масел, бензина и т, д.
При ремонтных работах с опорами трения, имеющими резиновые подшип-
ники, в условиях низких температур необходимо соблюдать определенную осто-
рожность, так как при температурах от —20 до —50—60° С резина замерзает,
теряя свою эластичность и прочность.
Физико-механические свойства некоторых сортов резины, применяемой в под-
шипниках скольжения, приведены в табл. 44.
Заменителем резины может служить полиуретановый полимер, имеющий
торговое название вулкалон. Он имеет примерно такие же свойства, как и твер-
дая резина, и обладает водомаслостопкостью, износоустойчивостью, хорошо
соединяется с металлом, легко обрабатывается резанием. Однако он имеет повы-
шенный коэффициент трения и не может работать без смазки. Лучшая смазка —
вода, но допустимы также нефтяные масла и консистентные смазки. Вулкалон
применяется в опорах с ударной нагрузкой и малой частотой вращения, в опорах,
работающих в загрязненной среде.
Глава 4
ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ РАДИАЛЬНЫХ
ПОДШИПНИКОВ СКОЛЬЖЕНИЯ
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ СООТНОШЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ
ПОДШИПНИКОВ
Работоспособность подшипника скольжения во многом определяется пра-
вильным выбором его конструктивных соотношений: относительного зазора,
относительной ширины, угла охвата подшипника.
Выбор геометрических соотношений подшипника скольжения зависит от
многих факторов: значения и характера действия нагрузки, частоты вращения,
теплового режима подшипника, его материала, системы подачи смазки и т. д.
Независимо от режима работы подшипника при полужидкостной, граничной
или жидкостной смазке между валом и вкладышем подшипника должен быть пре-
дусмотрен зазор для образования масляной пленки. Обычно эти зазоры принимают
по ГОСТ для подвижных посадок соответствующего квалитета точности.
В силу того, что радиальный зазор Д оказывает существенное влияние на ра-
ботоспособность подшипника в целом и в первую очередь на минимальную тол-
щину смазочной пленки /imin и максимальную температуру смазки в зазоре /тах,
решающее значение имеет правильный выбор относительного зазора ф =—,
определяемого видом сопряжения вала и вкладыша.
Так, ведомственная нормаль по электротехнической промышленности реко-
мендует для крупных электродвигателей постоянного и переменного тока приме-
нять посадки ,о в системе отверстия при окружной скорости шипа 10 tL
do
< 25 м/с. При окружной скорости шипа < 10 м/с рекомендуется применять по-
Н7
садки ——— в системе отверстия.
В общем случае относительный зазор в зависимости от окружной скорости
вращения v шипа рекомендуется выбирать по эмпирической зависимости [38]
ф = 0,8-КГ3 v,
где v— окружная скорость шипа, м/с.
На рис. 23 приведена данная зависимость с полями допусков при различных
значениях скорости.
При выборе верхней или нижней границы зазора в рамках обозначенных до-
пусков (заштрихованный участок) можно руководствоваться рекомендациями,
приведенными в табл. 45. Влияние материала рабочей поверхности вкладыша
подшипника на выбор относительного зазора более подробно проиллюстрировано
табл. 46 [14].
Как видно из таблицы, значения относительного зазора ф не принимают ниже
0,4-10~3, и в среднем для бронз они в 1,5 раза, а для алюминиевых сплавов в 2 раза
больше, чем для баббитов. В машинах с коленчатыми валами зазоры больше,
чем в машинах с прямыми валами. При этом относительный зазор ф = (1 ч-З) 10“3.
В некоторых случаях при расчетах необходимо принимать зазоры для нагре-
того состояния, т. е. при установившейся температуре работы подшипников.
3 В. А. Воскресенский
66
Проектирование радиальных подшипников
Рис. 23. Зависимость относительного зазора от окружной скорости вращения
Тепловые деформации могут сильно влиять на режим работы подшипника и в осо-
бенности на его среднюю температуру. В табл. 47 приведен расчет зазора с уче-
том тепловых деформаций шипа и вкладыша подшипника, вызывающих измене-
ние монтажных зазоров для
трех наиболее вероятных кон-
структивных исполнений под-
шипника [38].
Вместе с тем может быть
рекомендован более простой
46. ЗНАЧЕНИЯ ОТНОСИТЕЛЬНОГО
ЗАЗОРА В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ МАТЕРИАЛА
45. КРИТЕРИИ ВЫБОРА
НИЖНЕЙ И ВЕРХНЕЙ
ГРАНИЦ ЗАЗОРА
Крите- рий	Нижняя граница	Верхняя граница
Материал втулки Направ- ление враще- ния Нагруз- ка Относи- тельная длина Податли- вость корпуса	Мягкий баббит Пере- менное Относи- тельно большая <0,8 Большая (само- уста- иовка)	Твердая бронза Постоян- ное Относи- тельно низкая >0,8 Малая (жесткий корпус)
Материал вкладыша или заливки	Относитель- ный зазор ф.10э	Диаметр вала, мм	Скорость скольжения, м/с
Баббиты на оловянной основе	0,4 — 1,0	45—70	—
Свинцово-сурьмяни- стые сплавы с не- большим	количе- ством олова и без- оловяи истые	0,5— 1,5	БО- НО	4 — 8
Кадмиевые сплавы	0,5— 1,5	—	—
Сплавы НАМ	1,0— 1.5	—*	3- 8
Оловянные бронзы	1,5— 4,5	—	—
БрОЦС5-5-5	1,5— 2.5	—	3—8
Свинцовистые бронзы	0,5- 2,0	50— 140	4 — 8
Серебр ян о-свинцови- стые сплавы	1,0— 2,5	—»	10
Алюминиевые сплавы	0,7— 3,0		
Чугун	2,0 — 3,0		3—8
Геометрические соотношения элементов подшипников
67
47. РАСЧЕТ ЗАЗОРА С УЧЕТОМ ТЕПЛОВЫХ ДЕФОРМАЦИИ
Конструктивные особенности опоры и режим работы	Изменение диаметра		Изменение относительного зазора	Относительный зазор с учетом тепловых деформаций
	шейки вала	вкладыша		
Подшипники, имеющие возможность свободного расширения корпуса при на- греве. Температура вала незначительно отличается от температуры корпуса. Тем- пературные коэффициенты линейного расширения вала и корпуса подшипника отличаются незначительно	Ad — <zdbt	AD =aD tit	Аф ю 0	Ф SS ф *р	*М
Подшипники тонкостенные, имеющие возможность свободного расширения корпуса, работают при большой разно- сти температур вала и корпуса (приток тепла извне или охлаждение)	Ad = aBdA/	еск°вкЕк А^к + АО n +gBK6KgBKA<BK Свк£к + 6К£ВК	. , ДО —Ad Д1Р-	*р = *м + A1J
Подшипники с толстостенными вкла- дышами, впрессованными в жесткий кор- пус. Расширение происходит во внутрь. Температура вала незначительно отли- чается от температуры корпуса. Темпе- ратурные коэффициенты линейного рас- ширения вала н корпуса подшипника отличаются незначительно	A J a= adAt	А£> «= 2nd Ы	. „ ДО + Ad Аф-	% = Фм -
Обозначения: Е — ыодулъ Индекс к относится к корпусу, в — к	упругости; a — температурный коэффициент линейного расширения; залу, в к — к вкладышу-			ё — толщина.
68
Проектирование радиальных подшипников
48. ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА s
Материал вкладышей или залиййи	Значения $ при расположении втулки вкладыша				
	из стали	из чугуна	из легкого сплава		
	в тонко- стенном корпусе или на торце переда- точного вала	в чугун- ном толсто- стенном корпусе с возмож- ностями расши- рения	в массив- ном корпусе нз чугуна	в тонко- стенном корпусе	в толсто- стенном корпусе при воз- можном расши- рении
Сплавы: алюм иниевые магнйейМв ЦАМ Бронза: оловянная свинцовистая Латунь Баббнты Сталь Чугун Синтетические материалы	16 — 20 10 20—24 11 — 12 27 13 17 — 18 6 з!г14	22—26 18 26—30 17—18 33 19 22 — 24 11 9—10 40—60	27—31 23 31 — 35 22—23 38 24 28—29 16 15 46—55	0—4 3—4 0 0 0 0 18—28	5-6 6—7 0 0 о* 0 24—34
способ расчета тепловых деформаций элементов подшипника с помощью следу»
ющей приближенной зависимости [19]:
Фр = Фм — S ДНЮ-®,
где s— коэффициент, учитывающий материалы вкладыша и корпуса (табл. 48).
Правильно выбрать зазор важно и для получения не слишком больших зна-
чений пика давлений в смазочном слое. При больших зазорах пик давлений может
быть велик, что приведет к перегрузке материала вкладыша и его течению. Макси-
мальное давление не должно быть более чем в 3—3,5 раза больше среднего. В за-
висимости от нагрузки зазор выбирают на основании опыта и анализа работы опор
аналогичных машин. Некоторым ориентиром могут служить статистические дан-
ные, приведенные в табл. 49 [34]. По выбранному среднему значению относитель-
ного зазора ф подбирают соответствующую стандартную посадку и уточняют пре-
дельные и средние значения зазора.
Диаметр и ширина шейки вала не относятся к числу величин, которыми можно
варьировать в широких пределах, так как при заданной нагрузке произведение
Id является величиной достаточно определенной для данного типа машины. Диа-
метр шипа обычно определяют не только исходя из прочности и жесткости, но
также из чисто конструктивных соображений, связанных с условиями размеще-
ния подшипников, уменьшения габаритов машины и т. д. Длину рабочей части
вкладыша / выбирают, учитывая, с одной стороны, допускаемую удельную на-
грузку и тип машины, а с другой стороны, условия оптимальной нагруженности
подшипника, тесным образом связанной с тепловыделением и теплоотводом.
Для некоторых конструкций отношение —колеблется в пределах, указан-
ных в табл. 50 [34].
I
Пользуясь этими соотношениями надо стремиться к нижним границам,
поскольку с увеличением длины подшипника трение повышается, а течение масла
из подшипника уменьшается, что при одном и том же зазоре приводит к более
сильному нагреванию широких подшипников сравнительно с короткими. Кроме
Критерии работоспособности
69
49. ЗНАЧЕНИЯ
В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ УСЛОВИЙ РАБОТЫ
Pm-10"6- Па	V, м/с	. юе
>100	SglO	0,5=1,0
<100	<5	1,0—2,0
30	>10	1,1 —4,0
50. ЗНАЧЕНИЯ -у
а
Место установки подшипника	1 d
Паровые турбины и турбогенераторы Электродвигатели редукторы зубчатые и червячные Транспортеры и рольганги Передачи ременные и цепные тихоходные Компрессоры и насосы центробежные Сепараторы, центрифуги Буксы вагонов Самоустанавливающиеся	подшипники трансмиссий	0,6—1,9 0,8—1,8 0,8—1,2 0,8—1,0 0,8—1,5 0,6—1,2 0,5—0,8 1,4-2,0 2,5—4,0
того, при небольших отношениях -j- меньше сказываются неточности изготовле-
ния и монтажа (бочкообразность, конусность, овальность, перекосы, прогибы
и т. Д.). С увеличением скорости также рекомендуется уменьшать отношение .
Однако короткие подшипники также невыгодны, поскольку несущая способность
уменьшается в связи с обильным вытеканием масла из торцов.
Угол охвата подшипника зависит в основном от характера приложения
нагрузки и его конструктивных особенностей. Как правило, для подшипников,
которые воспринимают нагрузки, постоянные по направлению, применяют вкла-
дыш с углом охвата <х < 180°. Вкладыши с углом охвата а > 180° используют
для опор, на которые действуют переменные по направлению нагрузки.
КРИТЕРИИ РАБОТОСПОСОБНОСТИ
Критериями работоспособности опор скольжения являются допускаемая
температура в рабочей зоне подшипника и минимальная толщина смазочной
пленки.
Несущая способность смазочной пленки может быть потеряна вследствие чрез-
мерного нагружения опоры при малой скорости скольжения либо вследствие
теплового разрушения. Как известно, сопротивление продавливанию сильно
увеличивается с уменьшением толщины пленки, поэтому потеря грузоподъемно-
сти в опоре трения происходит в основном по причине теплового разрушения сма-
зывающей пленки.
Процесс теплового разрушения смазывающей пленки сводится к следую-
щему. Предположим, что по какой-либо причине температура в рабочей зоне
достигла такого значения, при котором вследствие падения вязкости смазки и
уменьшения запаса толщины смазочного слоя произошел переход подшипника
в режим полужидкостной смазки (рис. 1). Возрастание коэффициента трения при-
водит к прогрессирующему увеличению тепловыделения до тех пор, пока темпе-
ратура смазочной пленки достигнет критического значения, при котором теряются
смазочные свойства масла и возникает непосредственный контакт отдельных уча-
стков трущихся поверхностей.
В табл.15 приведены значения критической температуры смазочной пленки
некоторых масел, при которой возможен непосредственный контакт отдельных
участков трущихся поверхностей.
Данные о влиянии температуры на физико-механические свойства антифрик-
ционных материалов приведены в гл. 3.

Проектирование радиальных подшипников
4- 2 мкм. Предельная толщина слоя h,
Рис. 24. Схема перекоса вала в подшипнике
Минимальная толщина смазочного
слоя является другим основным параме-
тром, характеризующим режим жидкост-
ной смазки. В отличне от идеальных под-
шипников в реальных трущиеся поверх-
ности имеют шероховатости, искажения
геометрической формы, а иногда дефор-
мации н монтажные перекосы осей. В ре-
альных подшипниках разделение тру-
щихся поверхностей вкладыша и цапфы
смазочным слоем наступает при значи-
тельно большей толщине слоя, чем толщи-
на граничного слоя смазки, равной для
многих случаев 0,1—0,3 мкм. Работа под-
шипника жидкостной смазки устойчива
при соблюдении условия Нтщ йкр +
р, являющаяся границей перехода подшип-
ника из смешанного режима в режим жидкостной смазки или обратно, называется
критической минимальной толщиной смазочного слоя. Следовательно, невыпол-
нение этого условия ведет к появлению смешанного режима маслянистой и гидро-
динамической смазки, когда возможны местные перегревы и повреждения поверх-
ностей. В более тяжелых случаях возможно возникновение полужидкостной смаз-
ки вызывающей заедание и заклинивание деталей в относительном движении.
В общем случае [25]
Йкр — Йш 4“ Йв + Йп + Йд 4“ Йи,
где йш и hE — высоты микронеровностей поверхностей шипа и подшипника!
йп, йд и йи— величины, учитывающие соответственно перекос, прогиб упругой
линии вала по длине подшипника, отклонение от профиля продольного сечения
шипа и вкладыша (бочкообразность, конусность).
Во время работы подшипника возникают деформации упругой линии вала
двух видов: поворот упругой линии на опоре hn, связанный с прогибом всего
пролета вала за пределами подшипника (рис. 24), и прогиб упругой линии иа
участке подшипника йд.
Для подшипников, не имеющих самоустановки, следует учитывать йп и йд.
Под hn следует понимать не только результат поворота упругой линии, связанной
с изгибом всего вала, по и результат монтажных перекосов. Значение hB можно
определить по следующей формуле:
йп = 0,5/Рп>
где Рп —’ угол перекоса от погрешностей монтажа и прогиба всего вала. Значе-
нием йд учитывается уменьшение минимального зазора за счет деформации
шипа, для концевых подшипников его можно определять по предложенной Код-
ниром формуле
йд = l,595d [ (2-У + 1,81 ] (2_у Рт. 10-е.
Здесь удельная нагрузка рт дана в паскалях, а результат получается в ми-
кронах.
Значением йи учитываются макронеровностн (конусность, бочкообразность
и пр.), которые всегда получаются при обработке резанием рабочих поверхностей
деталей подшипников. Размеры этих макронеровностей обычно ограничиваются
допусками на прямолинейность образующей шипа (ввиду легкой срабатываемо-
сти материала подшипника непрямолинейности его образующих можно не учи-
Критерии работоспособности
71
тывать). Влияние овальности можно учесть, приняв йи равным половине суммы
допусков на отклонение контуров поперечного сечения шипа и вкладыша по
окружности.
Проанализируем слагаемые формулы для определения /гкр. Величину йп
следует учитывать, если вкладыши подшипников не самоустанавливающнеся.
В противном случае, что характерно для большинства подшипников, например,
в электрических машинах hn = 0.
Величину Ид следует учитывать в случаях, когда удельная нагрузка достигает
больших значений (подшипники прокатных валков работают при удельных на-
грузках, достигающих рт— Ю7 Па и выше). С достаточной достоверностью можно
считать Яд = 0 при рт <: 2- 10е Па. Если предусмотрена предварительная при-
работка подшипника, то значение Яи можно не учитывать, и тогда Лкр = йш + йв>
г. е. в этом случае /гкр зависит в основном от обработки поверхностей шнпа и под-
шипника.
Оценивая значения /;кр или рабочую минимальную толщину смазочного
слоя, следует учитывать шероховатость после приработки. Однако не следует
стремиться к слишком повышенным требованиям к обработке поверхностей (кроме
особых случаев), если не учитываются другие отклонения от совершенной геоме-
трии. При установлении параметров обработки рабочих поверхностей подшип-
ника необходимо учитывать назначение подшипника, а также экономические
соображения.
Так, например, для подшипников электродвигателей с кольцевой смазкой
рекомендуются параметры шероховатости Ra <: 1,25 мкм для баббитовой поверх-
ности вкладыша, Ra С (0,63ч-1,25) мкм для поверхности шейки вала; для под-
шипников, работающих с удельной нагрузкой рт <: 30-105 Па и частотой вра-
щения вала со = 100ч-300 1/с, параметры шероховатости сопряженных поверх-
ностей должны быть не более 0,63 мкм; такая шероховатость поверхностей харак-
терна для подшипников турбин, турбогенераторов, турбокомпрессоров и т. д.
Для тяжелонагруженных подшипников, работающих с умеренной и повышенной
частотами вращения вала и при больших значениях относительного эксцентри-
ситета (х^0,9), например для подшипников валков прокатных станов, назна-
чаются параметры шероховатости не более 0,04—0,16 мкм.
Глава б
РАСЧЕТ РАДИАЛЬНЫХ ПОДШИПНИКОВ
СКОЛЬЖЕНИЯ ПРИ УСТАНОВИВШЕМСЯ
РЕЖИМЕ РАБОТЫ
Все основные параметры, характеризующие работоспособность опоры сколь-
жения, могут быть найдены лишь в том случае, если известно поле давлений,
возникающее в слое смазывающего вещества, разделяющего поверхности вза-
имосопрягаемых элементов подшипника, находящихся в относительном движе-
нии. Если подшипник находится под воздействием постоянной по величине и на-
правлению нагрузки и скорость относительного перемещения поверхностей тре-
ния в номинальном режиме неизменна (стационарная задача гидродинамической
теории смазки), то основные характеристики подшипника определяют по извест-
ным формулам [14].
Несущая способность подшипника
щ/ - ld<W г
Потеря мощности на преодоление сил сопротивления вращению шипа в под-
шипнике
Количество смазывающего вещества, необходимое для обеспечения работоспо-
собности подшипника,
Q = О,5ф(о/ d2q.	(3)
Поскольку распределение гидродинамического давления по опорной поверх-
ности подшипника скольжения, определяющее основные характеристики, в су-
щественной мере зависит от характера изменения толщины смазочной пленки вдоль
координатных осей, необходимо найти метод выражения толщины смазочной
пленки через эти координаты. Закон изменения толщины смазочного слоя для
радиальных подшипников скольжения обычно выводят в виде функции только
одной угловой координаты <р.
ПОДШИПНИКИ С ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ РАСТОЧКОЙ
Пусть подшипник имеет радиус /?3. Все измерения проводятся от линии цен-
тров — от места максимальной толщины пленки. Угловая координата <р в этой
точке равна нулю (рис. 25).
В ставшей уже классической теории смазки радиальных подшипников сколь-
жения принято описывать толщину смазочного слоя уравнением
h= Д (1 -}-%cos<jp).
Подшипники с цилиндрической расточкой
73
Рис. 25. Схема подшипника с цилин-
дрической расточкой
Это выражение является периоди-
ческой функцией, которая может при-
нимать как максимальное, так и мини-
мальное значение. Определение /imln
особенно важно, так как /гтш является,
как известно, одним из двух определя-
ющих факторов работоспособности под-
шипника. Таким образом, приняв q> =
= 180°, получим /imin =А (1 — %).
Расчетные зависимости (1)—(3)
содержат ряд параметров, связанных
друг с другом. Поскольку не все эти
параметры могут быть определены рас-
четом, при проектировании подшипни-
ков скольжения с цилиндрической
расточкой приходится задаваться неко-
торыми величинами.
К числу основных данных, известных в начале проектирования подшип-
ника, относятся нагрузка на опору по величине и направлению, частота вращения
вала, размеры вала, в частности, диаметр вала возле подшипника, расстояние
между опорами и температура окружающей среды.
К величинам, в большинстве случаев неизвестным, относятся диаметр шипа d
(его определяют из условия прочности или по диаметру вала с учетом галтелей,
буртиков, переходов), длина вкладыша подшипника (выбирают по отношению
lid, более или менее типичному для опор, подобных проектируемой). Некоторым
ориентиром могут служить данные, приведенные в табл. 50.
Выбрав I и d, определяют среднюю удельную нагрузку
_ W
Pm~~ld
При выборе материала подшипника следует учитывать прежде всего опыт
эксплуатации аналогичных конструкций. Если прототип отсутствует, то следует
руководствоваться соотношениями и справочными данными, приведенными в гл". 3.
Зазор 2 Д между цапфой и вкладышем подшипника выбирают главным обра-
зом на основании опыта и анализа работы опор аналогичных машин. Приемле-
мым ориентиром могут служить данные, приведенные в гл. 4.
По выбранному среднему значению относительного зазора ф подбирают со-
ответствующую посадку и уточняют предельные и средние значения зазора.
Квалитеты точности и параметры шероховатости рабочих поверхностей цапфы
и вкладыша выбирают в зависимости от требуемой точности узла трения, условий
эксплуатации, предполагаемых значений относительного эксцентриситета %
и минимальной толщины смазочного слоя Zimin (эти две величины определяют при
последующем гидродинамическом расчете).
Все высказанные выше соображения относятся не только к подшипникам
с цилиндрической расточкой, но и к подшипникам с расточками других типов
(эллиптической, двухцентровой и т. д.).
Определив W, со, /, d, ф, выбрав материал вкладыша и подобрав систему и
сорт смазки, можно приступить к гидродинамическому расчету подшипника.
При гидродинамическом расчете прежде всего определяют безразмерный коэф-
фициент нагруженности £, затем находят соответствующее значение % и вычисляют
минимальную толщину смазочного слоя Zimin, далее определяют /гкр и проверяют,
выполнено ли условие /гт1п /гкр + 2 мкм.
74
Расчет подшипников при установившемся режиме
1.	Диаграмма коэффициентов нагруженности для подшипника
с цилиндрической расточкой
£ =  в'.'Ф определяют по кривой £ = f (х) при различных 1Г4].
I	а
Угол охвата а =
360'
X
Значения £ при ——
	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1,0	М | 1,2		1,3	1,5
0,300	0,106	0,149	0,196	0,246	0,299	0,354	0,409	0,464	0,518	0,622
0,400	0,166	0,232	0,303	0,380	0,458	0,539	0,619	0,698	0,775	0,921
0,500	0,263	0,363	0,471	0,584	0,699	0,814	0,927	1,036	1,141	1,336
0,600	0,399	0,547	0,704	0,865	1,026	1,184	1,333	1,482	1,617	1,868
0,650	0,496	0,677	0,867	1,060	1,252	1,437	1,615	1,778	1,940	2,221
0,700	0,627	0,851	1,082	1,316	1,544	1,764	1,971	2,163	2,235	2,664
0,750	0,812	1,093	1,381	1,667	1,943	2,203	2,450	2,676	2,884	3,248
0,800	1,121	1,496	1,877	2,247	2,599	2,928	3,231	3,509	3,762	4,198
0,850	1,688	2,227	2,758	3,264	3,737	4,156	4,556	4,897	5,224	5,760
0,900	2,773	3,598	4,286	5,195	5,775	6,466	6,889	7,353	7,862	8,447
0,925	4,396	5,630	6,779	7,818	8,742	9,553	10,260	10,880	11,430	12,330
0,950	7,329	9,188	10,900	12,410	13,670	14,780	15,730	16,550	17,270	18,420
0,975	17,590	21,460	24,770	27,550	29.880	31,820	33,470	34,860	36,060	37,970
0,990	57,050	66,480	73,960	79,900	84,640	88,550	91,750	94,450	96,730	100,390
Подшипники с цилиндрической расточкой
76
Продолжение диаграммы 1
Угол охвата а = 180°
X	Значения £ при						1 d			
	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1.0	1,1 | 1,2		1,3	1,5
0,300	0,133	0,182	0,234	0,282	0,339	0,391	0,440	0,487	0,529	0,610
0,400	0,209	0,283	0,361	0,439	0,515	0,589	0,658	0,723	0,784	0,891
0,500	0,317	0,427	0,538	0,647	0,754	0,853	0,947	1,033	1,111	1,248
0,600	0,493	0,655	0,816	0,972	1,118	1,253	1,377	1,489	1,530	1,763
0,650	0,622	0,819	1,014	1,199	1,371	1,528	1,669	1,796	1,912	2,099
0,700	0,819	1,070	1,312	1,538	1,745	1,929	2,097	2,247	2,375	2,600
0,750	1,098	1,418	1,720	1,965	2,248	2,469	2,664	2,838	2,990	3,242
0,800	1,572	2,001	2,399	2,754	3,067	3,372	3,580	3,787	3,968	4,266
0,850	2,428	3,036	3,580	4,053	4,459	4,808	5,106	5,364	5,586	5,947
0,900	4,261	5,412	6,029	6,721	7,294	7,772	8,186	8,533	8,831	9,304
0,925	6,615	7,956	9,072	9,992	10,753	11,380	11,910	12,350	12,730	13,340
0,950	10,706	12,640	14,140	15,370	16,370	17,180	17,860	18,430	18,910	19.68С
0,975	25,620	29,170	31,880	33,990	35,660	37,000	38,120	39,040	32,810	4I.07C
0,990	75.860	83,210	88,900	92,890	96,350	98,950	101,150	102,900	104,420	106,840
76
Расчет подшипников при установившемся режиме
Угол охвата а —
160®
Продолжение диаграммы 1
Значения С при ——
d
	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1,0	1,1	*’2	1,3	1,5
0,300	0,124	0,165	0,212	0,260	0,299	0,345	0,379	0,414	0,460	0,501
0,400	0,194	0,252	0,327	0,394	0,455	0,515	0,567	0,620	0,660	0,741
0,500	0,301	0,390	0,498	0,593	0,680	0,763	0,834	0,906	0,986	1,067
0,600	0,454	0,621	0,778	0,914	1,036	1,149	1,220	1,375	1,426	1,581
0,650	0,610	0,780	1,038	1,150	1,354	1,449	1,575	1,625	1,750	1,958
0,700	0,820	1,030	1,298	1,498	1,672	1,832	1,960	2,091	2,200	2,366
0,750	1,220	1,400	1,800	2,000	2,300	2,500	2,517	2,675	2,858	3,202
0,800	1,880	2,200	2,485	2,797	3,060	3,290	3,475	3,660	3,849	4,900
0,850	2,800	3,350	3,850	4,300	4,700	5,000	5,031	5,500	5,600	6,060
0,900	5,094	5,730	6,750	7,245	7,700	8,085	8,210	8,601	8,939	9,288
0,925	7,500	8,200	9,600	12,207	12,711	13,277	13,661	14,045	14,417	14,789
0,950	13,420	14,825	16,230	17,170	17,890	18,470	18,935	19,400	19,845	20,290
0,975	27,470	30,320	33,090	35,100	36,420	37,540	38,490	39,310	39,980	41,060
0,990	83,180	89,360	93,960	97,310	100,100	102,210	103,950	105,300	106,700	108,600
Подшипники с цилиндрической расточкой
77
Угол охвата ос =
120°
Продолжение диаграммы 1
I
Значения £ при —
а
	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1,0	1,1	1,2	1,3	1,5
0,300	0,103	0,135	0,166	0,195	0,221	0,245	0,276	0,286	0,303	0,332
0,400	0,188	0,245	0,299	0,349	0,395	0,436	0,473	0,506	0,535	0,583
0,500	0,261	0,364	0,441	0,512	0,576	0,633	0,683	0,722	0,766	0,831
0,600	0,463	0,592	0,709	0,815	0,909	0,992	1,064	1,126	1,181	1,271
0,650	0,620	0,788	0,935	1,068	1.184	1,285	1,372	1,448	1,613	1,622
0,700	0,826	0,979	1,221	1,385	1,525	1,644	1,749	1,838	1,914	2,041
0,750	1,144	1,420	1,656	1,862	2,043	2,185	2,311	2,419	2,519	2,663
0,800	1,676	2,052	2,365	2,632	2,856	3,042	3,206	3,335	3,450	3,667
0,850	2,674	3,209	3,654	4,013	4,312	4,540	4,766	4,941	5,089	5,328
0,900	4,717	5,556	6,213	6,749	7,181	7,508	7,800	8,075	8,283	8,618
0,925	6,880	7,994	8,849	9,537	10,085	10,532	10,901	11,208	11,471	11,890
0,950	12,570	13,550	14,800	15,780	16,560	17,220	17,700	18,130	18,490	19,060
0,975	29,330	32,220	34,300	35,860	37,190	38,080	38,900	39,580	40,150	41,060
0,990	90.500	95,520	99,030	101,730	103.790	105,470	106,840	107,980	108,930	110,480
78
Расчет подшипников при установившемся режиме
2.	Диаграмма кривых подвижного равновесия
для подшипников с цилиндрической расточкой
а == 360°
= 180°
Значения 0О при l/d
X
1,5
0,5
1,2
0,8
1,0
0,10	1,204	1,388	1,375	1,358	1,343	1,325
0,20	1,168	1,254	1,213	1,189	1,168	1,143
0,30	1,132	1,126	1.088	1,063	1,041	1,015
0,10	1,076	1,005	0,977	0,960	0,944	0,925
0,50	1,015	0,888	0,872	0,860	0,850	0,838
0,60	0,946	0.774	0,768	0,763	0,758	0,753
0,70	0,844	0,658	0,661	0,661	0,662	0,662
0,80	0,731	0,533	0,545	0,550	0,552	0,556
0,90	0,559	0,384	0,400	0,407	0,412	0,415
0,95	0,402	0,280	0,295	0,302	0,306	0,310
= 180°
Значения О0 при l/d
X
а = 120°
	0,5	0,8	1,0	1	1,2	1 1,5	|	0,5	0,8	1,0	1,2	1,5
0,10	1,361	1.332	1,312	1,293	1,270	1,319	1,281	1,256	1.237	1,215
0,20	1,182	1,135	1,106	1,083	1.057	1,100	1,053	1.023	1,000	0,976
0,30	1,044	0,991	0,962	0,939	0,915	0,950	0,895	0,866	0,845	0,823
0,40	0,935	0,887	0,860	0,839	0,817	0,837	0,781	0,755	0,737	0,718
0,50	0,832	0,798	0,778	0,763	0,747	0,748	0,696	0,674	0,658	0,643
0,60	0.731	0,709	0,697	0,689	0,678	0,664	0,628	0,611	0,599	0,588
0,70	0,626	0,617	0,612	0,607	0,603	0,576	0,555	0,544	0,538	0,531
0,80	0,513	0,514	0,515	0,513	0,513	0,479	0,470	0,467	0,464	0,461
0,90	0,374	0,384	0,368	0,390	0,392	0.356	0,360	0,360	0,360	0,361
0,95	0,277	0,287	0,292	0,294	0,297	0,268	0,274	0,276	0,278	0,279
Подшипники с цилиндрической расточкой
79
3.	Диаграмма безразмерных коэффициентов торцового расхода
через нагруженную часть смазочного слоя
для подшипника с цилиндрической расточкой
Угол охвата а = 360°
Значения при
	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1,0	1.1	1,2	1,3	1,5
0,300	0,113	0,110	0,107	0,104	0,100	0,097	0,094	0,090	0,087	0,080
0,400	0,158	0,152	0,148	0,144	0,138	0,133	0,128	0,122	0,117	0,108
0,500	0,203	0,196	0,189	0,181	0,174	0,166	0,158	0,150	0,143	0,130
0,600	0,249	0,238	0,228	0,217	0,206	0,196	0,186	0,176	0,167	0,160
0,650	0,271	0,259	0,247	0,234	0,222	0,209	0,198	0,187	0,176	0,158
0,700	0,292	0,278	0,264	0,249	0,235	0,221	0,208	0,196	0,185	0,164
0,750	0,318	0,302	0,283	0,267	0,250	0,235	0,220	0,207	0,194	0,172
0,800	0,330	0,310	0,291	0.272	0,254	0,236	0,221	0,206	0,193	0,171
0,850	0,343	0,320	0,297	0,275	0,255	0,237	0,220	0,205	0,191	0,168
0,900	0,351	0,323	0,297	0,273	0,250	0,230	0,212	0,197	0,183	0,160
0,925	0.348	0,318	0,289	0,263	0,240	0,220	0,203	0,187	0,174	0,152
0,950	0,340	0,306	0,275	0,248	0,225	0,205	0,188	0,174	0,160	0,140
0,975	0,317	0,280	0,248	0,222	0,199	0,181	0,165	0,151	0,140	0,122
80
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение диаграммы 3
Угол охвата а = 180®
Значения при ——
а
	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9	1,0	1.1	1,2	1,3	1,5
0,300	0,109	0,105	0,100	0,095	0,090	0,085	0.081	0,076	0,072	0,065
0,400	0,135	0,129	0,122	0,115	0,107	0,102	0,096	0,091	0,086	0,076
0,600	0,166	0,156	0,147	0,138	0,129	0,121	0,113	0,106	0,100	0,088
0,600	0,194	0,182	0,169	0,158	0,146	0,136	0,127	0,118	0,111	0,098
0,650	0,206	0,192	0,178	0,165	0,153	0,141	0,131	0,122	0,114	0,101
0,700	0,217	0,200	0,185	0,170	0,157	0,145	0,139	0,124	0,117	0,101
0,750	0,222	0,203	0,186	0,172	0,156	0,143	0,132	0,122	0,114	0,099
0,800	0,224	0,203	0,185	0,168	0,153	0,138	0,128	0,119	0,110	0,096
0,850	0,218	0,198	0,176	0,158	0,143	0,130	0,119	0,110	0,102	0,088
0,900	0,208	0,184	0,163	0,146	0,131	0,119	0,109	0,100	0,092	0,080
0,925	0,194	0,170	0,150	0,133	0,119	0,108	0,098	0,090	0,084	0,072
0,950	0,178	0,153	0,134	0,118	0,106	0,096	0,087	0,080	0,074	0,064
0,975	0,145	0,123	0,107	0,099	0,084	0,075	0,068	0,063	0,058	0,050
Подшипники с цилиндрической расточкой
81
Продолжение диаграммы 3
Угол охвата а — 150*
Значения при -j-
	0,5	0,6	0,7	0,8	0.9	1,0	1.1	1,2	1,3	1,5
0,300	0,105	0,098	0,092	0,086	0,082	0,076	0,073	0,066	0,063	0,055
0,400	0,120	0,116	0,111	0,102	0,094	0,088	0,081	0,075	0,071	0,062
0,500	0,147	0,136	0,126	0,115	0,106	0,097	0,089	0,082	0,075	0,067
0,600	0,162	0,149	0,136	0,124	0,113	0,104	0,096	0,088	0,081	0,069
0,650	0,166	0,152	0,139	0,126	0,114	0,105	0,097	0,089	0,081	0,070
0,700	0,170	0,155	0,140	0,127	0,116	0,106	0,097	0,088	0,081	0,071
0,750	0,170	0,156	0,140	0,126	0,115	0,104	0,095	0,087	0,080	0,070
0,800	0,169	0,152	0,136	0,123	0,111	0,101	0,092	0,084	0,078	0,067
0,850	0,164	0,148	0,132	0,118	0,107	0,096	0,088	0,080	0,071	0,043
0,900	0,155	0,138	0,121	0.107	0,096	0,087	0,079	0,071	0,066	0,056
0,925	0,147	0,129	0,111	0,099	0,088	0,080	0,072	0,065	0,060	0,050
0,950	0,138	0,118	0,103	0,091	0,080	0,071	0,064	0,057	0,051	0,043
0,975	0,109	0,095	0,082	0,067	0,060	0,052	0,048	0,044	0,038	0,031
82
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение диаграммы 3
Угол охвата а — 120
0.0В
 0,9 1,0	0.6 1,1 1,2 1, 	1		3	1,5		
X	1 Значения при —-г- а									
	0,5	0,6	0.7	0,8	0,9	1,0	1,1	1.2	1.3	1,5
0,300	0,072	0,067	0,062	0,057	0,053	0,048	0,045	0,042	0,039	0,034
0,400	0,087	0,080	0,074	0,068	0,062	0,058	0,053	0,050	0.046	0,040
0,500	0,098	0,089	0,082	0,075	0,069	0,063	0,058	0.054	0,050	0,044
0,600	0,106	0,096	0,087	0,079	0.072	0,066	0,061	0,056	0,052	0,046
0,650	0,111	0,100	0.090	0,082	0,074	0,068	0,062	0,058	0,053	0,046
0,700	0,115	0,103	0,093	0,084	0,076	0,069	0,063	0,058	0,054	0,047
0,750	0,117	0,104	0,093	0,084	0,075	0,069	0,063	0,058	0,054	0,047
0,800	0,117	0,103	0,092	0,082	0,074	0,067	0,061	0,056	0,052	0,044
0,850	0,113	0,098	0,086	0,077	0,069	0,063	0,057	0,052	0,048	0,042
0,900	0,105	0,090	0,079	0,070	0,062	0,057	0,052	0,047	0,043	0,038
0,925	0,098	0,084	0,073	0,064	0,057	0,052	0,047	0,043	0,040	0,034
0,950	0,087	0,074	0,064	0,056	0,050	0,045	0,041	0,038	0,035	0,030
0,975	0,064	0,054	0,046	0,041	0,036	0,032	0,030	0,027	0,025	0,022
Подшипники с цилиндрической расточкой
83
4.	Диаграмма коэффициента расхода qh
иа выходе из нагруженной части смазочного слоя подшипника
с цилиндрической расточкой
Чо
							
							
0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8	0,9 X
X	<7*	X	Qo	X	<7о
0,20	0,2000	0,50	0,1250	0,80	0,0500
0,30	0,1750	0,60	0,1000	0,90	0,0250
0,40	0,1500	0,70	0,0750	0,95	0,0125
5.	Диаграмма момента трения на шипе
для подшипников с цилиндрической расточкой
при различных способах подачи смазки в рабочую зону
I.	Смазка подается в рабочую зону подшипника через верхнюю половину.
UCOZd2
М — —— fci, где 5j определяют по графикам или таблицам диаграммы 6 в за-
висимости от угла охвата подшипника.
II.	Смазка подается непосредственно в рабочую зону подшипника.
84
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение диаграммы 6
pco/d2	л	,
'И — • • »-;—	— S-al* гДе	определяют по графикам или таб-
2 V1 + х2
лицам диаграммы 5;	— по графикам или таблицам диаграммы 6 в зависимости
от угла охвата подшипника а.
X	ь		it	X	is	X	Si
0	1,67	0,3	1,6468	0,6	1,9625	0,9	3,602
0,1	1,5779	0,4	1,713	0,7	2,1984	0,95	4,965
0,2	1,6024	0,6	1,813	0,8	2,6166	0,975	7,00
III.	Смазка подается в рабочую зону подшипника через выборку в верх-
нем полу вкладыше.
м = —m—
«л	„
где 8, = 0,Бл (4 + 0,0012Re°-94); Re ==------— 1 Si определяют по графикам или
р
таблицам диаграммы 6 в зависимости от угла охвата подшипника сс; gs опреде-
лен в п. II.
Подшипники с цилиндрической расточкой
85
6. Диаграмма коэффициентов сопротивления шипа вращению
с учетом трения в нерабочей части зазора
для подшипника с цилиндрической расточкой
Угол охвата а — 360'
Значения g, при ——•
	0,5	0,8	1,0	1,2	1,5
0,300	3,310	3,320	3,340	3,360	3,380
0,400	3,460	3,500	3,520	3,550	3,600
0.500	3,680	3,750	3,820	3,850	3,920
0,600	4,020	4,140	4,220	4,290	4,380
0,650	4,260	4,400	4,500	4,590	4,700
0,700	4,560	4,740	4,860	4,960	5,100
0,750	4,970	5,200	5,340	5,470	5,620
0,800	5,530	5,830	6,020	6,170	6,350
0,850	6,380	6,790	7,020	7,220	7,440
0,900	7,910	8,490	8,810	9,080	9,330
0,925	9,270	10,000	10,400	10,600	11,000
0,950	11,400	12,400	12,800	13,100	13,500
0,975	16,500	17,800	18,400	18,900	19,300
86
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение диаграммы 6
		Угол охва1				
6 7V 72 10 8 6 2						
						
						
						
						
						
						
		Л 0,4	0,5	0,6				
X	Зи					
	0,5		0,8			
0,300 0,400 0,500 0,600 0,650 0,700 0,750 0,800 0,850 0,800 0,925 0,950 0,975	3,310 3,460 3,680 4,030 4,270 4,580 4,990 5,580 6,470 8,030 9,390 11,700 17,200		3,330 3,500 3,740 4,130 4,390 4,740 5,190 5,840 6,810 8,510 9,960 12,500 18,200			
га а = 180е						
						
						
						
	л=					
	Л -7 -					
						
						
0,7	0,8	0,9 х.						
1 ачения при						
1,0			1,2			1,5
3,340 3,520 3,780 4,150 4,600 4,820 5,290 5,980 6,970 8,710 10,200 12,800 18,600			3,350 3,540 3,820 4,230 4,520 4,89и 5,380 6,070 7,090 8,860 10,400 13.000 18,900			3,370 3,560 3,860 4,290 4,580 4,970 5,460 6,170 7,210 9,010 10,500 13,200 19,100
Подшипники с цилиндрической расточкой
87
Продолжение диаграммы 6
Угол охвата а = 150°
Значения Е« при -г-
а
	0,5	0,8	1,0	1,2	1,5
0,300	3,305	3,320	3,330	3,335	3,350
0,400	3,455	3,490	3,500	3,510	3,530
0,500	3,675	3,720	3,750	3,770	3,810
0,600	4,015	4,100	4,120	4,170	4,210
0,650	4,250	4,350	4,450	4,470	4,500
0,700	4,560	4,690	4,760	4,810	4,860
0,750	4,950	5,130	5,210	5,280	5,340
0,800	5,560	5,780	5,850	5,960	6,040
0,850	6,455	6,740	6,870	7,080	7,080
0,900	8,010	8,410	8,570	8,700	8,820
0,925	9,360	9,860	10,100	10,200	10,300
0,950	11,700	12,300	12,600	12,800	12,950
0,975	17,200	18,200	18,600	18,900	19,100
88
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение диаграммы 6
Угол охвата а — 120°
						
						
					Л.Ч5- Л--0,5-	
						
						
						
						
ZJ3 0ft 0,5 С,б ZJ7 0,в 0ft X
X	Значения при			1 d	
	0,5	0,8	1,0	1,2	1,5
0,300	3,300	3,320	3,320	3,320	3,330
0,400	3,450	3,470	3,480	3,490	3,500
0,500	3,670	3,700	3.720	3.730	3,750
0,600	4,000	4,060	4,090	4,110	4,130
0,650	4,240	4,310	4,350	4,380	4,410
0,700	4,540	4,640	4,700	4,720	4,760
0,750	4,920	5,080	5,140	5,180	5,220
0,800	5,530	5,710	5,720	5,840	5,900
0,850	6,440	6,680	6,770	6,840	6,910
0.900	7,980	8,320	8,440	8,540	8,630
0,925	9,340	9,750	9,900	10,000	10,100
0,950	11,700	12,200	12,400	12,600	12,700
0,975	17,400	18,100	18,300	18,500	18,600
Подшипники с цилиндрической расточкой
89
7. Диаграмма расхода смазки
для подшипников с цилиндрической расточкой
при различных способах подачи смазки в рабочую зону
I. Подача смазки в рабочую зону подшипника через верхнюю половину
(два кармана в плоскости разъема, один — питающий) [34 J
Q — O,5^(oZJ2 -р Qt + <7з)» где Qi — коэффициент, зависящий от угла охвата
подшипника (см, диаграмму 3); <?2 =	(~-г\	• где £ —коэффициент на-
\ ‘ ) Рт
гружеиности; 0 определяют по графику или таблице, приведенным ниже (при
Наличии выборки в верхней половине вкладыша q2 = 0);
% = ft it, Г-4Л Д- (— e ~ • где Ot — коэффициент, определяемый по гра-
\ ‘ ) d \ а } Рт
фнку илн таблице, приведенным ниже
90
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение диаграммы 7
1Л
0,15
0,1
						
						
		 0,3	0,4	0,5	0,6	0,7	0,8			0,5	X	
X	Значения Р яри а°				X	«1
	360	180	120			
0,300 0,400 0,500 0,600 0,650 0,700 0,750 0,800 0,850 0,900 0,950 0,975	0,132 0,153 0,175 0,200 0,213 0,226 0,240 0,258 0,273 0,289 0,308 0,318	0,194 0,227 0,273 0,323 0,352 0,384 0,417 0,454 0,469 0,535 0,562 0,609	0.24Q 0,285 0,329 0,380 0,408 0,437 0,468 0,501 0,536 0,573 0,612 0,632		0,30 0,40 0,50 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 0,85 0,90 0.95	0,097 0,107 0,116 0,125 0,129 0,131 0,132 0,132 0,128 0,121 0,108
II. Подача смазки
карман (один питающий
непосредственно в рабочую зону подшипника через один
карман в плоскости разъема)
Q = 0,5W (<7i + 9J:
цнент, определяемый по
аг bd ( 1
где	— I — ~
графикам или таблице,
р
--- , здесь — коэффи-
Рт
2
I
приведенным ниже.,
Подшипники с цилиндрической расточкой
91
Продолжение диаграммы 7
Значения #2 при ас
Значения при ас
X	360	150	120	X	360	150	120
0,00	0,0208	0,0209	0,0208	0,50	0,0297	0,0282	0,0274
0,10	0,0228	0,0228	0,0228	0,60	0,0310	0,0288	0,02 80
0,20	0,0246	0,0246	0,0240	0,70	0,0318	0,0292	0,0284
0,30	0,0265	0,0260	0,0256	0,80	0,0318	0,0290	0,0283
0,40	0,0283	0,0271	0,0267	0,90	0,0309	0,0278	0,0274
				0,95	0,0264	0,0260	0,0262
III. Подача смазки в
(один питающий карман в
рабочую зону подшипника через верхнюю половину
плоскости разъема)
Q =* Q'&tyartd* (<?! -Ь Qi)*
IV. Подача* смазки в рабочую зону подшипника через выборку в верхнем
полу вкладыше (два кармана в плоскости разъема, один питающий)
Q = 0,6^®Zd2	4-
92
Расчет подшипников при установившемся режиме
₽1. РАСЧЕТ РАДИАЛЬНОГО ПОДШИПНИКА
С ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ РАСТОЧКОЙ
		Результаты вычис-			
		лений	при различ-		og
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	иых значениях рср для итераций			“S. Ой
		>	2	3	ЕЙ
Вязкость смазки при сред-	Задают произвольно	0,005	0,01	0,015	0,011
ней Температуре в сма-					
зочном слое рср, Па-с Коэффициент нагруженно- сти £	W	8,6	4,3	2,87	3,91
	6	14tap.cp				
Относительный эксцентр и-	См. диаграмму 1	0,915	0,845	0,78	0,83
ситет х Коэффициент	торцевого	См. диаграмму 3	0,054	0,064	0,068	0,065
расхода смазкн qx Окружной расход смазки Qo	См. диаграмму 4	0,0212	0,0388	0,055	0,0425
Окружной расход, опреде-	0,375 I Г Гер	0,0697	0,0986	0,1208	0,1032
ляемый количеством на- липшей смазкн					
Коэффициент сопротивле-	См. диаграмму 5	9.2	6,6	5,55	6,3
ния шнпа вращению |	£<0Иср А/ ==		— СР'Ф2*?!				
Приращение температуры		17,2	20,84	24,73	21,54
в смазочном слое А/, ®С					
Температура смазкн на		46,77	52,6	60,0	54,1
входе в смазочный слой					
^ВХ’ °C	'их 'о + A <4,,				
					
	1 ?1+?о-9и (?с' М				
Средняя температура смаз-	'ср = 'вх + 0.5ДГ	55,37	63,02	72,36	64,87
кн в зазоре <ср, °C					
Максимальная температура f	°C 'max’	'max = 'вх + л'	е-ч	—•	•-S	75,64
Минимальная толщина сма-	ftmin =	<> ~ X)			•S—	0,1275
зочного слоя	мм					
Расход смазки, необходи- мый для обеспечения ра- ботоспособности опоры Q, м3/с	См. диаграмму 7				0,00615
	to2d3Z(irn				142,35
Потери мощности на трение		sr-2-10-*	ь-,			
в подшипнике 7V, кВт					
Примечание. Расчет /Ср проводят в несколько итераций. Каждое
вычисленное значение £Ср, соответствующее заданному значению иср, наносят
на график ц = f (f); точка пересечения построенной таким образом кривой цСр »
= f (*Ср) с графиком р — f it) определяет значения <ср и цср, при которых дол-
жен осуществляться тепловой баланс подшипника. Существование теплового
баланса подтверждается проверочным расчетом.
Подшипники с эллиптической расточкой
93
Эту стадию расчета следует рассматривать как предварительную, потому что
при уточнении температуры смазочного слоя динамическая вязкость масла может
отличаться от той, которая намечена предварительно. Для определения темпера-
туры смазки в рабочей зоне и подсчета энергии, затрачиваемой на преодоление
сопротивления жидкости вращению шипа, находят значения g, соответствующие %,
полученному на первой стадии расчета. Затем вычисляют расход смазки Q, про-
текающей через подшипник, и проверяют условие теплового равновесия.
Если это условие не удовлетворено, то вносят коррективы и повторяют
расчет до тех пор, пока в результате последовательных приближений оно не будет
выполнено.
Если по условию задачи длина рабочей части подшипника не задана, то ее
иногда находят из условия, что минимальный зазор не меньше заданной величины
или средняя температура масла в зазоре не превосходит заданного предела. От-
носительный зазор ф часто не задают заранее, а находят в процессе расчета, ис-
ходя из ограничительных условий, налагаемых на минимальный зазор. При этом
порядок расчета остается таким же, как в приведенном ниже примере.
Расчет может заключаться и в том, чтобы максимальная или средняя темпе-
ратуры в слое смазки не превосходили заданного предела.
Данные, необходимые для расчета основных характеристик, приведены на
диаграммах 1—7. Значения параметров устойчивости приведены в гл. 9.
последовательность расчета подшипника
с цилиндрической расточкой
Алгоритм составлен в предположении изотермического ламинарного течения
смазки в зазоре подшипника и при условии, что все выделившееся тепло уносится
смазкой.
Исходные данные для расчета: нагрузка на подшипник W = 3,75-106 Н;
диаметр шейки вала d = 0,5 м; длина вкладыша подшипника I = 0,5 м; угол
охвата а = 120°; частота вращения вала to = 3142/с; относительный зазор чр ==
= 3-10-3; температура смазки в системе tQ = 40° С; сорт смазки—Тп - 22;
теплоемкость смазки с= 1980 Дж/(кг-°С); плотность смазки р = 872 кг/м3;
давление масла на входе в смазочный слой рс=0,2-106 Па; способ подачи смазки I
см. диаграмму 7. Расчет дан в табл. 51.
ПОДШИПНИКИ С ЭЛЛИПТИЧЕСКОЙ РАСТОЧКОЙ
Подшипники скольжения машин с быстровращающимся хорошо отбаланси-
рованным ротором, работающим в режиме жидкостной смазки, могут служить
источником интенсивных колебаний ротора, вызванных анизотропией поля давле-
ний смазочного слоя.
Для повышения виброустойчивости и улучшения центровки цапфы при ра-
сточке вкладышам подшипников скольжения этих машин придают такую форму,-
при которой возникает второй дополнительный гидродинамический клин в не-
нагруженной зоне.
К таким двухклиновым вкладышам подшипников относят вкладыши с эл-
липтической формой расточки. Эллиптическая форма расточки, образно называ-
емая лимонной, образуется двумя дугами окружностей, центры которых смещены
в вертикальном направлении по отношению к центру подшипника на величину е.
Степень смещения центров характеризуется коэффициентом формы =
Эллиптический подшипник может быть получен расточкой разъемного вкладыша
радиусом /?1 с установленной в плоскости стыка полувкладышей прокладкой тол-
щиной 2е (рис. 26). В этом случае радиальный зазор Д =	— R, где R — радиус
цапфы, причем из условия работы подшипника следует неравенство Д /> 8.
После расточки и удаления технологической прокладки эллиптический подшип-
ник характеризуется двумя радиальными зазорами [20] (рис. 27): минимальным
Д* = Д — е и максимальным = КД2 — 82.
94
Расчет подшипников при установившемся режиме
Положение центра цапфы характеризуется углом 60 и эксцентриситетом е,
отсчитываемым от оси симметрии подшипника.
Ниже приведены аналитические выражения для определения толщины слоя
для каждой из половин подшипника:
Рис. 26. Схема расточки эллиптиче-
ского подшипника
Рис. 27. Схема подшипника с эллипти-
ческой расточкой
для нижнего полувкладыша
/г± = А [1 cos (ф — фх)] (0,5л « ф < 1,5л);
для верхнего полувкладыша
h2 = А [1 + Хг cos (ф — ф2)] (1,5л « ф < 2,5л),
где	_____________________
Х1.2 = ]/"х2 + «ф ± 2х"'ф cose0;
ф1 2 = arcsin ( —-— sin 0о ) .
’	\ Xi,а	'
На рис. 27 заштрихована область возможных положений центра цапфы.
Эксцентриситет е может изменяться от нуля до А**, т. е. относительный эксцен-
триситет х может изменяться от нуля до 1 — тф.
Безразмерные характеристики эллиптических подшипников приведены на
диаграмме 8. Значения параметров устойчивости даны в гл. 9.
В некоторых случаях для подвода смазки в нижний полувкладыш в верхнем
полувкладыше делают выборку в окружном направлении. Эту выборку иногда
выполняют по винтовой линии.
Подшипники со смещенными вкладышами
95
При наличии маслоперепускной канавки (выборки), разделяющей верхнюю
половину на две части, снижается устойчивость вала в подшипниках вследствие
уменьшения протяженности и эффективности гидродинамического клина, обра-
зующегося в верхней половине. При этом образуются вакуумные зоны в верх-
ней половине вкладыша, за счет которых происходит инжекция воздуха из кар-
теров подшипника, а следовательно, вспенивание и аэрация масла перед посту-
плением его в несущий масляный клин нижней половины вкладыша. Это
способствует снижению надежности работы подшипников и изменению демпфи-
рующих свойств. Поэтому для повышения надежности работы опор необхо-
димо проектировать эллиптические подшипники без маслоперепускной канавки
в верхней половине с двусторонним подводом масла по разъему вкладышей
и зазором, обеспечивающим образование эффективного масляного клина в верх-
ней половине.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ПОДШИПНИКА
С ЭЛЛИПТИЧЕСКОЙ РАСТОЧКОЙ
АЛГОРИТМ СОСТАВЛЕН В ПРЕДПОЛОЖЕНИИ
ИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ЛАМИНАРНОГО ТЕЧЕНИЯ
СМАЗКИ В ЗАЗОРЕ ПОДШИПНИКА И ПРИ УСЛОВИИ,
ЧТО ВСЕ ВЫДЕЛИВШЕЕСЯ ТЕПЛО УНОСИТСЯ МАСЛОМ.
Исходные данные для расчета: нагрузка на подшипник W = 3,75-106 Н;
диаметр шейки вала d — 0,5 м; длина вкладыша подшипника / = 0,5 м; коэффи-
циент формы тф = 0,75; относительный зазор ф = 3-10“3; температура смазки
в системе (0 =40° С; сорт смазки — Тп -22; теплоемкость с = 1980 Дж/(кг,оС);
плотность смазки р = 872 кг/м3; частота
вращения а = 314 х/с; давление масла на
входе в смазочный слой ре = 0,2-106 Па.
Расчет дан в табл. 52.
ПОДШИПНИКИ
СО СМЕЩЕННЫМИ
В ПЛОСКОСТИ
РАЗЪЕМА ВКЛАДЫШАМИ
К двухклиновым виброустойчивым
подшипникам относят подшипники, вкла-
дыши которых смещены в плоскости ра-
зъема (рис. 28). Рабочая поверхность обра-
зована двумя одинаковыми дугами
окружностей с радиусами = R -f- A,
а центр верхнего вкладыша смещен по
отношению к центру нижнего вкладыша
по горизонтали на величину е, А—ради-
альный зазор между вкладышем и валом
после расточки. Степень смещения этих
подшипников характеризуется коэффи-
,	е
циентом формы гпф = —, как и эллипти-
ческих. Такие подшипники используют
для агрегатов с неизменным направ-
лением вращения.
После расточки и смещения вклады-
шей подшипника в горизонтальном напра-
Рис. 28. Схема подшипника со смещен-
ными вкладышами в плоскости разъема
96
Расчет подшипников при установившемся режиме
62. РАСЧЕТ ПОДШИПНИКА С ЭЛЛИПТИЧЕСКОЙ РАСТОЧКОЙ
/л,Па-с
о,ос
0,02
					
					
			Pcp=f	t-cpl	
					—	
а №
° 30 W 50	60	70	80 t°C
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результаты вычислений при различных значениях рср для итераций			Прове- рочный расчет
		1	2	3	
Динамическая вязкость цср при темпе- ратуре zc₽ = 0,6 (ZcPi. + /с₽в) Коэффициент нагруженности £	Задаются произвольно	0,005 8,6	0,01 4,3	0,015 2,87	0,015 2,87
	Ь 1 Лоцср				
Относительный эксцентриситет подшип- ника %	См. диаграмму 8	0,29	0,265	0,22	0,22
Угол между линией действия нагрузки и линией центров 0О Относительный эксцентриситет для полу- вкладыша:	См. диаграмму 9	65	72	74	74
нижнего %н	Хн = у *г + т*ф + 2Хтф cos Оо	0,911	0,87	0.834	0,834
верхнего хв	%в = V Хг +	~ 2Хтф cos 0О	0,68	0,714	0,72	0,72
Подшипники со смещенными вкладышами
97
4 В. А, Воскресенский
Продолжение табл. 52
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результаты вычислений при различных значениях ЦСр для итераций			Прове- рочный расчет
		1	2	3	
Коэффициент торцового расхода смазки для полувкладыша: нижнего (х = хн) $1Н верхнего (х = Хв) <7iB Коэффициент окружного расхода смазки для нижнего полувкладыша <?оп Коэффициент окружного расхода смазки для верхнего полувкладыша <7дБ Коэффициент сопротивления шнпа вра- щению: верхний полувкладыш £в нижний полувкладыш £н Приращение температуры в смазочном слое полувкладыша, °C: ннжнего верхнего Д?в Температура смазки на входе в смазочный слой полувкладыша, °C: нижнего /вх н верхнего	в	См. диаграмму 3 См. диаграмму 3 «он = °’25 (’ ~ Хн) «Ов = 0,25 (1 - Хв) См. диаграмму 5 То же _ ЕнМСрв> н~ — ^в^ср*0 Б cpM>291B .	__ . ,	^вх. Г. »вх.н о + «Ов	<71н + 9ви ВХ-В	0Н	"ib + ''ов	0,054 0,069 0,0222 0,07 2,3 5,2 9,73 3,37 45,3 42,42	0,065 0,069 0,0325 0,0715 2,5 4,1 13,7 7,34 49,85 45,42	0,065 0,069 0,0415 0,07 2,5 3,6 16,8 11,1 50,96 45,48	0,065 0,069 0,0415 0,07 2,5 3,6 16,8 11,1 50,96 45,48
98
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение табл. 52
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результаты вычислений при различных значениях цср для итераций			Прове- рочный расчет
		1	2	3	
Средняя температура смазки в зазоре, °C:					
между шипом и верхним полувкла- дышем /ср, в	*ср. в ~ *вх. в + 0.5Л<в	44,1	49,09	51.0	51,0
межДу шипом и нижним полувкла- дышем ?ср_ в	*ср. н = *вх. н + О-бД/ц	50,16	56,7	59,36	59,36
Максимальная температура смазки в за- зоре	®с	*max = *вх 4"	—	—	—	67,76
Номинальный расход смазки Q, м*/с	См. диаграмму 7	—	—	—	8,12.10-’
Момент трения иа шипе М, Н.м	лл 1 d2(i>	- 2-ф (^в^ср в ^н^ср н)	—	—	—	598
Потери мощности на преодоление трения в подшипнике Д', кВт	N = Д4й. 10-’	—	—	—	187,9
Минимальная толщина смазочного слоя ^ПЙИ’ мм	лш!п = О-5^ <• - %)	—	—	—	0,1245
Примечание. Расчет проводят в несколько итераций. Каждое вычисленное значение tcp = 0,S (tcp и + /ср в), соот- ветствующее заданному значению Цср, наносят на графике Ц = f (/); точка пересечения построенной таким образом кривой Ucp = f (<ср) с графиком И = f (0 определяет значения (ср и Рср, при которых должен осуществляться тепловой баланс.					
Подшипники со смещенными вкладышами
99
личных
d ’
8. Диаграмма коэффициентов нагруженности
для подшипника с эллиптической расточкой
—-т-7 определяют по кривой fc = f (X) при раз-
роем
|й2
0,5
Значения С при
1,0

0,8
0,5
Значения при —
1,0
0,8
0,000
0,050
0,075
0,100
0,125
0,150
0,175
0,200
0,225
0,250
0,275
0,300
0,325
0,350
0,375
0,400
0,425
0,000
0,061
0,090
0,122
0,159
0,199
0,243
0,287
0,342
0,408
0,485
0,582
0,695
0,867
1,110
1,520
2,553
0,000
0,122
0,179
0,215
0,291
0,350
0,425
0,510
0,600
0,703
0,838
0,985
1,185
1,430
1,793
2,381
3,380
0,000
0,142
0,213
0,275
0,352
0,435
0,521
0,618
0,732
0,878
1,010
1,180
1,403
1,710
2,220
2,785
3,953
0,000
0,025
0,050
0,075
0,100
0,125
0,150
0,175
0,200
0,225
0,250
0,275
0,300
0,325
0,350
0,000
0,085
0,129
0,182
0,255
0.346
0,434
0,538
0,645
0,793
0,963
1.198
1,432
2,031
3,231
0,000
0,126
0,209
0,324
0,446
0,573
0,695
0,853
1,030
1,245
1,420
1,832
2,272
2,945
4,316
0,000
0,139
0,239
0,376
0,517
0,671
0,816
1,030
1,215
1,458
1,798
2,183
2,634
3,352
4,712
4*
100
Расчет подшипников при установившемся режиме
X
Продолжение диаграммы 8
Значения t при —-
а
0,5
0,8
1,0
0,000
0,025
0,050
0,075
0,100
0,125
0,150
0,175
0,200
0,225
0,250
0,275
0,300
0,290
0,280
0,270
0,000
0,117
0,215
0,391
0,538
0,706
0,896
1,133
1,425
1,803
2,370
3,354
6,554
21,050
38,830
72,030
0,000
0,182
0,306
0,605
0,832
1,081
1,390
1,685
2,105
2,578
3,390
4,612
7,385
33,040
54,060
97,830
0,000
0,205
0,469
0,706
0,987
1,275
1,583
1,973
2,413
2,964
3,765
5,321
7,630
37,950
60,080
107,730
X
0,000
0,025
0,050
0,075
0,100
0,125
0,150
0,175
0,200
0,210
0,195
о	г	1
Значения £ при
0,5
0,8
1,0
0,000
0,383
0,793
1,236
1,763
2,384
3,315
4,495
6,732
9,030
63,540
0,000
0,000
0,521
1,103
1,714
2,482
3,361
4,524
6,083
8,748
12,140
79,300
0,523
1,140
1,889
2,706
3,643
4,981
6,645
9,647
12,040
85,730
Подшипники со смещенными вкладышами
101
9. Диаграмма кривых подвижного равновесия
подшипников с эллиптической расточкой
X	Значения 60 при — •	а			X	Значения 60 при		
	1,0	0,8	0,5		1,0	0,8	0,5
Отф = 0,55							
0,000 0,050 0,100 0.150 0,175 0,200	1,57 1,60 1,58 1,56 1.53	1,57 1,57 1,58 1,54 1,52	1,57 1,52 1,53 1,51 1,48	0,225 0,250 0,275 0,300 0,350 0,400	1,50 1,45 1,38 1,23	1,51 1,44 1,37 1,23	1,45 1,41 1,34 1,20
							
X	Значения 60 при —4- а			X	Значения 0о при —4— а		
	1,0	0,8	0,5		1,0	0,8	0,5
			тф =	= 0,666			
0,000	1,57	1,57	1,57	0,180	1,42	1,41	1,39
0,030	1,46	1,45	1,42	0,210	1,41	1,40	1,38
0,060	1,46	1,45	1,41	0,240	1,39	1,38	1,36
0,090	1,45	1,44	1,41	0,300	1,33	1,27	1,30
0,120	1,44	1,44	1,41	0,350	1,22	1,20	1,16
0,150	1,44	1,43	1,40	0,355	1,19	1,17	1.11
102
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение диаграммы 9
X	Значения 6о npi		1	X	Значения в0 прр		1
	1,0	0,8	0,5		1,0	0,8	0,5
0,000	1,57	= 0,75 1,57	1,57	0,000	'«ф = 1,57	= 0,85 1,57	1,57
0,050	1,39	1,38	1,37	0,030	1,35	1,34	1,35
0,100	1,38	1,38	1,36	0,060	1,35	1,34	1,34
0,150	1,37	1,37	1,35	0,090	1,34	1,34	1,34
0,175	1,36	1,35	1,34	0,120	1,33	1,33	1,33
0,200	1,35	1,34	1,33	0,150	1,32	1,32	1,32
0,225	1,33	1,33	—	0,180	1,30	1,30	1,30
0,250	1,31	1,30	1,29	0,210	1,25	1,25	1,25
0,275 0,300	1,27 1,20	1,27 1,19	1,25 1,13				
влении подшипник со смещенными вкладышами характеризуется следующими
радиальными зазорами [20): зазором после расточки подшипника А; минималь-
ным зазором А, = 2Д — ей максимальным зазором A,, =КА2 + Де— 0,75еа,
Поместим начало координат в центр нижнего полувкладыша. Тогда толщина
слоя для нижнего полувкладыша (% = %t)
= А [1 4- xcos (<р —0О)] (0,5л < <р < l,5n)j
для верхнего полувкладыша
h2 = А [1 4~ Х2 cos (<р — <р2)] (1,5л < <р < 2,5л),
где
Хг = У X2 + Ч - 2Хтф sin 60;
<р2=1,5л4*₽2 (Р2 < 0,5л при х sin 6в <»1ф)|
₽2 = arcsin ( —~
\ Ха
cos 60
Безразмерные характеристики подшипников со смещенными вкладышами при-
ведены на диаграмме 10, значения параметров устойчивости — в гл. 9.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ПОДШИПНИКОВ
СО СМЕЩЕННЫМИ В ПЛОСКОСТИ РАЗЪЕМА ВКЛАДЫШАМИ
АЛГОРИТМ СОСТАВЛЕН В ПРЕДПОЛОЖЕНИИ
ИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ЛАМИНАРНОГО ТЕЧЕНИЯ
СМАЗКИ В ЗАЗОРЕ ПОДШИПНИКА И ПРИ УСЛОВИИ,
ЧТО ВСЕ ВЫДЕЛИВШЕЕСЯ ТЕПЛО УНОСИТСЯ СМАЗКОЙ
Исходные данные для расчета: нагрузка на подшипник №'=3,75-10е Hj
диаметр шейки вала d = 0,5 м; длина вкладыша подшипника / = 0,5 м; коэффи-
циент формы тф = 0,8; относительный зазор ф = 3-10-3; температура смазки
в системе t0 = 40° С; сорт смазки — 7п-22; теплоемкость с — 1980 Дж/(кг-°С)}
плотность смазки р = 872 кг/м3; скорость вращения шипа <о = 314 Чс; давление
масла на входе в смазочный слой ре = 0,2-10° Па. Расчет дан в табл, 53.
Подшипники со смещенными вкладышами
103
БЗ. РАСЧЕТ ПОДШИПНИКА СО СМЕЩЕННЫМИ В ПЛОСКОСТИ РАЗЪЕМА ВКЛАДЫШАМИ
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результаты вычислений при различных значениях цср для итераций			Прове- рочный расчет
		1	2	3	
Динамическая вязкость цСр, Па «с	Определяют по графику	0,005	0,010	0,015	0,015
Коэффициент иагруженности £	г^Вср	8,6	4,3	2,87	2,87
Относительный эксцентриситет подшип- ника %	См. диаграмму 10 (X = Хк)	0,91	0,835	0,79	0,79
Угол между линией действия нагрузки	См. диаграмму 11	23	29	31	31
и линией центров 0^					
Относительный эксцентриситет верхнего	*в = У Х2+»’ф —2х»»ф81п е0	0,948	0,839	0,783	0,783
полу вкладыша					
104
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение табл. 53
Определяемый параметр	Расчетная зависимость		Результаты вычислений при различных значениях дср для итераций			Прове- рочный расчет
			1	2	3	
Коэффициент торцового расхода смазки для полувкладыша:						
нижнего (% = Хи) <71н	См. диаграмму 3		0,054	0,065	0,666	0.066
верхнего q1b	То же		0,045	0,065	0,067	0,067
Коэффициент окружного расхода смазки для полувкладыша:						
нижнего <70Н	<70н = 0,25 (1 - X)		0,0225	0,0412	0,0525	0,0525
верхнего <?пв	?ов = °’25 (* - Хв)		0,043	0,0425	0,0542	0,0542
Коэффициент сопротивления шипа вра- щению:						
верхний полу вкладыш %в	См. диаграмму 5		7,2	3,6	3,0	3,0
иижний полувкладыш |н	То же		4,0	3,6	3,15	3,15
Приращение температуры в смазочном слое полувкладыша, ®Сз						
нижнего Д£н	д*и =	Ен^ср« еРФг?1в	9,0	11.2	14,46	14,46
верхнего At0	Д,в =	Ев^ср”1 «Рф2?1в	15,85	11,2	13,58	Т3.58
Подшипники со смещенными вкладышами
105
Продолжение табл. 53
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результаты вычислений при различных значениях цср для итераций			Прове- рочный расчет
		1	2	3	
Температура смазки и а входе в смазочный слой полувкладыша, ®С; нижнего /ВХо н верхнего £вх. в Средняя температура смазки в зазоре, ®С: между шипом и верхним полувкла- дышем fcpB между шипом и нижним полувкла- дышем £Ср н Максимальная температура смазки в за- зоре	С Номинальный расход смазки Q, м3/с Момент трения на шипе Af, Н-м Потери мощности на преодоление трения в подшипнике N, кВт Минимальная толщина смазочного слоя ^min* мм	.	f J-n <ВХ- В	+ А*в ВХ-н о + 9№	?1н + ?ОН .	. ,	^вх. н ~ *о + А*н 91в + 9ев ^ср-в = ^вх. в 4“ *ср н = ^вх. и "Ь °»5AZh ^max ~ *вх + А См. диаграмму 7 .. ld2& 2-ф fe^cp в + ^нцср н) TV = Alco.lO'S fttnin = °-5^ (1 - Хн)	ф» сл	ф»	ф» I	|	]	J	|	00	М	05 00	«5	СЛ	47,3 47,12 52,9 52,9	51,3 50,5 57,30 58,53	51,3 50,5 57,30 58,53 65,76 8,06-10-3 602,5 189,4 0,157
Примечав ие. Расчет проводят в несколько итераций. Каждое вычисленное значение £ср ~ 0.5 (/срв + ^срн)’ соот"
ветствующее изданному значению Цср, наносят на графике |Л = f (f); точка пересечения построенной таким образом кривой
ЦСр = f (£ср) с графиком ц = f (t) определяет значения £Ср и Цср, при которых должен осуществляться тепловой баланс.
106
Расчет подшипников при установившемся режиме
10. Диаграмма коэффициентов нагруженности
для подшипника со смещенными в плоскости разъема вкладышами
9 =	определяют по кривой
t = IIP при различных
i X	Значения £ при			X	Значения £ npi		1 —
	1,0	0,8	0.5		1,0	0,8	0,5
0,35	0,106	0,080	0,037	0,35			—	—
0,40	0,287	0,223	0,119	0,40	—	—	—
0,45	0,463	0,361	0,173	0,45	0,341	0,264	0,131
|	0,50	0,653	0,493	0,248	0,50	0,583	0,422	0,213
0,55	0,818	0,644	0,335	0,55	0,748	0,592	0,308
0,60	1,051	0,853	0,443	0,60	0,984	0,788	0,422
0,65	1.345	1,102	0,598	0,65	1,288	1,051	0,591
0,70	1,783	1,425	0,793	0,70	1,603	1,398	0,783
0,75	2,331	1,953	1,115	0,75	2,274	1,899	1,127
0,80	3,217	2,694	1,685	0,80	3,204	2,703	1,873
0,85	4,790	4.180	2,710	0,85	4,719	4,118	2,704
0,90	8,030	7,160	5,081	0,90	7,962	7.137	5,048
Трехклиновые подшипники
107
11. Диаграмма кривых подвижного равновесия
подшипников со смещенными в плоскости разъема вкладышами
X	Значения	прн —4- а			X	Значения 0в при —4- а		
	1,0	0,8	0,5		1.0	0,8	0,5
	Шф — 0,666				тф =	= 0,8	
0,35	1,38	1,40	1,43	0,35		—		
0,40	1,13	1,15	1,20	0,40	1,57	1,57	1,57
0,45	0,99	1,02	1,07	0,45	1,12	1,14	1,19
0,50	0,90	0,93	0,97	0,50	0,97	0,99	1,04
0,55	0,84	0,85	0,89	0,55	0,88	0,89	0,94
0,60	0,77	0,78	0,81	0,60	0,80	0,82	0,84
0,65	0,71	0,72	0,74	0,65	0,73	0,74	0,76
0,70	0,65	0,66	0,67	0,70	0,67	0,68	0,69
0,75	0,59	0,59	0,60	0,75	0,61	0,61	0,61
0,80	0,54	0,54	0,53	0,80	0,55	0,54	0,54
0,85	0,47	0,47	0,46	0,85	0,48	0,47	0,47
0,90	0,40	0,39	0,38	0,90	0,40	0,39	0.38
ТРЕХКЛИНОВЫЕ ПОДШИПНИКИ
Для создания дополнительных гидродинамических сил в подшипнике жидко-
стного трення и повышения запаса виброустойчивости разработаны подшипники
с большим числом гидродинамических клиньев. К этому типу подшипников
относится трехклиновой подшипник, предназначенный для роторов с неизменным
направлением вращения [20, 41 ].
Подшипник состоит из трех клиновых сегментов, рабочие поверхности
которых образованы дугами окружностей. Каждый сегмент имеет участки а и б
с различными аналитическими законами изменения толщины смазочного слоя.
Участок а сегмента / (рис. 29, а) образован дугой окружности радиуса Rls =
= R + А + е[, где R — радиус цапфы, центр которой О, расположен на рас-
стоянии ej от центра подшипника О на прямой, наклоненной под углом 25°
к вертикали. Участок б образован дугой концентрической окружности радиуса
Ri ~ R + А. Конструктивные границы сегмента I: 65° С <р С 235°. Плоскость
разъема подшипника наклонена к горизонтали под углом 35°.
Рис. 29. Трехклиновый подшипник:
а — схема; б — разрез

Трехклиновые подшипники
109
Закон изменения толщины смазочного слоя для сегмента 1
hla — (Д + sj) + е1 cos (<р — tpj) (55° < <р < 205°),
где ег = Ke2 + ej! — 2ек{ cos (205 — 0О).
На рис. 29, а угол = arcsin
, <pi = 25+pt;
2
Рх — острый угол при 60< 115° и 0О> 115°, если % cos (205 — 60)<-^-,
О
2
Pi—тупой угол при 0О >115° и у cos (205— 0o)>-q-.
О
Закон изменения толщины смазочного слоя для участка б
/г1б= A + ecos(<p —0„) (205° < <р < 235°).
Конструктивные границы сегмента II: 235° < Ф < 325°.
Участок а образоиан дугой окружности радиуса /?2а = R + Д + ег с цен-
тром в точке О 2.
Закон изменения толщины смазочного слоя для сегмента II
h2a = Д + ех + е2 cos (ф — ф2) (235 < ф < 310),
где е2 = Ке2 + е” — 2ее2 cos (50° + 0С); ф2 =130° — р2.
На рис. 29, а угол р2 = arcsin —%- sin (50° + ©о) •
L е2	J
Участок б2 образован дугой концентрической окружности радиуса R± =
= R -Ь Д.
Закон изменения толщины смазочного слоя
/г2б = д + еcos (ф — 60) (310° < ф < 325°).
Конструктивные границы сегмента III: 325° <<f < 415®.
Участок а3 образован дугой окружности радиуса Rsa = R + Д + ез с цен-
тром в точке О3.
Закон изменения толщины смазочного слоя
h3a = д + Ез + ез cos (Ф — Фз) (325° < Ф < 400°)>
где е3 = j/"е2 + е3 — 2ее3 cos (0О — 40°) Ф3 = 220° — р3.
На рис. 29, а угол р3 — arcsin -A- sin (0О — 40°) .
L ез	J
Участок б3 образован дугой концентрической окружности радиуса Rx =
= R + Д.
Закон изменения толщины смазочного слоя
йзб = Д + г cos (ф — 0О).
е'{ •	ei •	— е
Переходя к безразмерным величинам 8/ =	>	7.1	"д"> X —
(i= 1, 2, 3),
получим следующие расчетные формулы:
но
Расчет подшипников при установившемся режиме
для толщины смазочной пленки
Л<1, 2, 3) а — Д [' + Е1, 2, 3 + Х1, 2, 3 C0S (ф — Ф1, 2, 3,]1
Кб = Кб = Лзб = К = д п + х cos (<р—е0)],
где <Р1 — Рт + 25°; <р2 = 130° — Р2; <р3 = 220° — р3;
здесь Pj = arcsin sin (205° — 60) J ;
Рг = arcsin Г —— sin (50е -ф 60) 1; Рз = arcsin Г —— sin (Оо -
l Х2	-J	L Хз
Углы Pi, Р2, Рз всегда острые.
Относительные эксцентриситеты
Xi = Кх2 + ^ — 2хе, cos (205° — 6());
Хз = Kx2 + ei-2xe2cos(50“+eo);
Хз = ^Х2 + ез — 2хез cos (0,, — 40°).
Из конструктивных соображений принято
2	2	-
Si = -д- ; е2 = е8 = -д- (2 -|- |А2).
Минимальный зазор /гтщ = Д (1 — х)-
На рис. 29, б показан схематический разрез трехклинового подшипника ВВС.
Для наглядности рабочая поверхность сегмента этого подшипника, имеющая ци-
линдрическую часть б с клиновой выемкой а и двумя рантами с — 0,05 d, изо-
бражена отдельно. Смазка поступает в зазор между цапфой и вкладышем через
кольцевой канал F и радиальное отверстие Е в масляный карман D. В период
пуска смазка подается под повышенным давлением ре через специальный канал
к рабочей поверхности нижнего вкладыша.
Размеры клина характеризуются величинами f, s и s1( которые выбирают из
соотношений (при ф = 1,5-10*3 и со = 300-=-500 l/c, s1/s — 2/3; f = 4/3 Д).
В результате гидродинамического расчета эти размеры могут быть откорректи-
рованы. Безразмерные коэффициенты, определяющие основные характеристики,
приведены на диаграммах 12—14; значения параметра устойчивости даиы в гл. 9.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ТРЕХКЛИНОВОГО ПОДШИПНИКА
АЛГОРИТМ СОСТАВЛЕН В ПРЕДПОЛОЖЕНИИ
ИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ЛАМИНАРНОГО ТЕЧЕНИЯ
СМАЗКИ В ЗАЗОРЕ ПОДШИПНИКА И ПРИ УСЛОВИИ,
ЧТО ВСЕ ВЫДЕЛИВШЕЕСЯ ТЕПЛО УНОСИТСЯ СМАЗКОЙ.
Исходные данные для расчета: нагрузка на подшипник W — 3,75-105 Н;
диаметр шейки вала d — 0,5 м; длина вкладыша подшипника I — 0,5 м; основной
2Д
радиальный зазор Д =0,75-10~3 м; основной относительный зазор ф =—^—=
= 3-Ю-3; частота вращения ротора со = 314 1/с; сорт масла— Тп -22; тепло-
емкость смазки с — 1980 Дж/кг-°С; плотность смазки р = 872 кг/м8. Вращение
шипа — против часовой стрелки. Расчет дан и табл. 54.
Трехклиновые подшипники
Ш
84. РАСЧЕТ ТРЕХКЛИНОВОГО ПОДШИПНИКА
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результаты вычислений при различных значениях цГГ1 для Итераций			Прове- рочный расчет
		1	2	3	
Динамическая вязкость смазки при t =	Задают произвольно по графику	0,005	0,01	0,015	0,015
= ^ср* ^ср» Па-с					
Коэффициент нагруженности подшипни- ка £	W	8,6	4,3	2,87	2,87
					
Относительный эксцентриситет подтип-	См. диаграмму 12	0,92	0,82	0,73	0,73
ника %					
Угловая координата центра шипа на кривой подвижного равновесия Во Относительный эксцентриситет вкладыша;	См. диаграмму 13	18°	33'	42°	42°
правого Хц	хп = °-6У x' + 4-4xcos(2°5«-e.)	0,644	0,709	0,736	0,736
иижнего хв	Хн = 0,305V xi+5.18-4,55x cos (5О'+0„)	0,95	0,89	0,828	0,828
левого хд	Хл = 0,3051/ х2+5.18—4.55XCOS (©„—40°)	0,447	0,447	0,472	0,472
112
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение табл. 54
Определяемый параметр	Расчетная зависимость		Результаты вычислений прн различных значениях ЦСр для итераций			Прове- рочный расчет
			1	2	3	
Коэффициент торцового расхода для вкла- дыша:						
нижнего	См. диаграмму 3		0,096	0,12	0,135	0,135
правого	См. диаграмму 14		0,0475	0,044	0,042	0,042
левого	То же		0,041	0.041	0,0425	0,0425
Коэффициент окружного расхода смазки для вкладыша:						
нижнего	См. диаграмму 4		0,0125	0,0275	0,043	0,043
правого <7ОП	То же		0,089	0,073	0,066	0,066
левого 9оп			0,138	0,138	0,132	0,132
Коэффициент сопротивления шнпа враще- нию для вкладыша: ннжнего -T1	См. диаграмму 5		7,835	5,0	3,6	3,6
правого gn	То же		3,5	2,6	2,8	2,8
левого g			1,7	1,7	1,75	1,75
Перегрев смазки в смазочном слое вкла- дыша. °C: нижнего Д/н	Л/а =	^н^ср®	8,24	8,42	8,08	8,08
правого Д?п	Л<п =	^п^срю	7,44	11,94	20,2	20,2
левого Д?п	Л<л =	^л^срю срф2?1л	4,2	8,4	12,48	12,48
Трехклиновые подшипники
ИЗ
Продолжение табл. 54
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результаты вычислений при различных значениях рСр для итераций			Прове- рочный расчет
		1	2	3	
Температура смазки на входной кромке вкладыша, °C:					
нижнего /вх> н	вх-и *0 1	'« 1 Д#л)	51	54Л1	57,7	57,7
правого /вх> п	^вх.п #о + 9оп + ?1п (ZBX. и *0 + АМ	41,76	45,37	50,25	50,25
левого /вх л		44,56	47,07	51,5	51,5
	BX-J1	1 <70л + ?1л(ГвХ-и ‘° 1 ^ь)				
Средняя температура в смазочном слое вкладыша, °C;					
нижнего /Ср н	*ср. Н ~ *ВХ. И 4" °»5Д<Н	55	58,6	61,74	61,74
правого £Ср, п	^ср. п = ^вх. п 4“ 0,5Д^п	45,5	51,37	60,35	60,35
левого /ср_ л	^ср. л ^вх. л 4" °’5Д?л	46,66	51,27	&7,74	57,74
Максимальная температура смазки в сма- зочном слое вкладыша, °C:					
нижнего #тахй	^гпах н = ^вх. и 4“ Д^н				66,5
правого tmax п	^шах п — ^вх. п 4" Д^п	—		—	70,45
левого fmax л	^шах л ~ ’вх. л + д*л			—	63,9 8
Минимальная толщина смазочного слоя мм	^min *= А (1 + е^) (1 Хл)	—		—	0,214
Полный расход через подшипник Q, м3/с Потерн мощности на преодоление гидро- динамического трения N. кВт	Q = 0,5со/<Рф (91п Ч- <?1н Ч- д1л)	—		—	1,29-10-2 223^8
	Л ~	(1вн,Хср н е йпИср п + S лМСр л)				
114
Расчет подшипников при установившемся режиме
12. Диаграмма безразмерных коэффициентов нагруженности
трехклинового подшипника
13. Диаграмма кривой подвижного равновесия для трехклинового подшипни; а					
					
X	во	X		196160 V 0,2 из 0,9 Иб V 0,8 0,9 X	
0,20 0,15 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0,45 0,50	3,330 2,975 1,920 1,570 1,420 1,260 1,180 1,095 1,050 0,995	0,55 0,60 0,65 0,70 0,75 0,80 0,85 0,90 0,95	0,940 0,896 0,847 0,787 0,710 0,615 0,506 0,368 0,157		
					0 10
Трехцентровые подшипники
115
14. Диаграмма безразмерных коэффициентов расхода
для боковых вкладышей трехклинового подшипника
Значения g
при -
	1,5	1,0	0,5
0,2	0,0125	0,0200	0,0337
0,4	0,0200	0,0350	0,0575
0,6	0,0225	0,0487	0,0575
0,8	0,0187	0,0325	0,0512
0,9	0,0167	0,0232	0,0450
х
ТРЕХЦЕНТРОВЫЕ ПОДШИПНИКИ
Трехклиновые подшипники, рабочая поверхность которых образована тремя
равными по длине дугами окружностей, а центры этих окружностей расположены
на окружности радиуса е, в специальной литературе называют трехцентровыми.
Подшипники такого типа считают виброустой-
чивыми, описание их дано в работах (20, 28].
После обработки рабочих поверхностей
трехцентровый подшипник характеризуется
двумя радиальными зазорами (рис. 30): мини-
мальным А* = А — ей максимальным A** =
= К А3 — 0,75е3 — 0,5е, где А — радиальный
зазор после расточки вкладыша.
Положение центра цапфы характеризуется
эксцентриситетом е и углом 0о.
Законы изменения толщины слоя:
на участке 1
й1 = Л (1 + Xi cos (Ф — <Р1)];
па участке II
й2= А [1 +X2C0S (<р —<р2)];
на участке Ill
hg = A [1 + хз cos «р — ф3)],
где
Xi = У + Ч + 2хтф cos е0;
(-£-й" ’•);
<Рх — arcsin
Рис. 30. Схема трехцентрового подшипника
116
Расчет подшипников при уапановиешемся режиме
%2 = J/*2 + тФ — 2Xm<i>cos (б0 + -у) ;
ф2 = -у я — arcsin sin (ео + J 1
Хз= У\2 + тф~2ХтФСО8(~Г — 6°);
<Рз = -у- л ~arcsin [ sin -----------0О) J .
Конструктивные границы подшипника: <р± = 130°, <ра = 230° (участок /)!
<Р1 = 250°, Ч>2 = 350° (участок //);	= 10°, <р2 = 110° (участок III).
Широкое применение трехцентровые подшипники скольжения получили
в станкостроении, например, в опорах шпинделей шлифовальных станков они
обеспечивают точную центровку шпинделя и демпфируют колебания.
В ФРГ фирма Gleitlagergesellschaft выпускает взаимозаменяемые встраива-
емые трехцентровые подшипники жидкостной смазки, причем габаритные раз-
меры их примерно такие же, как у радиальных подшипников качения легкой,
средней и тяжелой серии.
W
Подшипники подбирают по характеристике нагрузочной способности------,
где W — нагрузка, Н; р. — динамическая вязкость смазки, Н-с/м2; v— скорость
скольжения, м/с. Для подсчета потерь на трение в расчетных таблицах приводят
р
значения величины-----, где F — сила трения. Технические характеристики
трехцентровых встраиваемых подшипников Gleitlagergesellschaft приведены
в табл. 55 [34]. Подшипники этого типа могут работать с малым зазором порядка
3—10 мкм с окружной скоростью до 140 м/с.
Вновь проектируемые трехцентровые подшипники могут быть рассчитаны
по диаграммам 15—17.
55. ТЕХНИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
ТРЕХЦЕНТРОВЫХ ПОДШИПНИКОВ (ФРГ)
d	D	Легкая серия		Средняя / d ~	серия 0,75	Тяжелая серия 4=1.0	
		d	0.5				
		HV	F LW		F p.©	u	F Ц©
20	47	3 700	40	4 200	60	6 000	80
30	62	9 400	75	14 700	110	21 000	145
40	80	19 300	115	30 000	170	43 000	225
50	90	33 700	140	52 500	210	75 000	280
60	100	51 000	185	80 000	280	115 000	365
70	по	72 000	230	112 000	350	160 000	460
80	125	97 000	285	150 000	430	215 000	565
90	135	126 000	340	196 000	510	280 000	675
100	150	167 000	400	259 000	600	370 000	795
120	170	275 000	600	427 000	890	610 000	1180
150	210	495 000	870	770 000	1300	1 110 000	1730
180	250	788 000	1180	1 225 000	1770	1 750 000	2350
200	270	1 050 000	1440	1 620 000	2160	2 330 000	2870
Подшипники с плавающей втулкой
117
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ТРЕХЦЕНТРОВОГО
ПОДШИПНИКА
АЛГОРИТМ СОСТАВЛЕН В ПРЕДПОЛОЖЕНИИ
ИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ЛАМИНАРНОГО ТЕЧЕНИЯ
СМАЗКИ В ЗАЗОРЕ ПОДШИПНИКА И ПРИ УСЛОВИИ,
ЧТО ВСЕ ВЫДЕЛИВШЕЕСЯ ГЕПЛО УНОСИТСЯ СМАЗКОЙ.
Исходные данные для расчета: нагрузка на подшипник IF = 3,75-105 Н;
диаметр шейки вала d — 0,5 м; длина вкладыша подшипника Z = 0,5 м; частота
вращения ротора со = 314 1/с; коэффициент формы /Пф =	= 0,5; относитель-
2Д
ный зазор ф = —д - = 3-Ю-3; минимальный радиальный зазор Д* = Д (1 —
— Щф) — 0,375; температура смазки в системе t0 = 40° С; сорт смазки — ТП-22;
теплоемкость смазки с= 1980 Дж/(кг-°С); плотность смазки р = 872 кг/м3.
Вращение шипа — против часовой стрелки. Расчет дан в табл. 56.
ПОДШИПНИКИ С ПЛАВАЮЩЕЙ ВТУЛКОЙ
Один из эффективных способов повышения виброустойчивости подшипника
и увеличения его несушей способности — установка в обычный радиальный под-
шипник плавающей втулки [27].
Плавающие втулки устанавливают с зазором по отношению к валу и вкла-
дышу; под действием сил трения втулки вращаются с частотой, равной или мень-
шей половине частоты вращения вала.
Преимущества подшипников с плавающими втулками:
1)	повышенная виброустойчивость;
2)	уменьшенное тепловыделение (работа трения пропорциональна квадрату
окружной скорости, поэтому если плавающая втулка вращается с частотой, рав-
ной половине частоты вращения вала, то суммарное тепловыделение примерно
в 2 раза меньше, чем в обычном радиальном подшипнике с цилиндрической ра-
сточкой);
3)	равномерный износ по окружности, обеспечивающий сохранение цилиндри-
ческой формы втулок;
4)	увеличенная надежность работы (при заедании одной стороны втулка про-
должает работать другой стороной);
5)	повышенное (благодаря наличию двух смазочных слоев) демпфирование
радиальных смещений вала под действием ударной или переменной нагрузки.
Недостатком этих подшипников является худшее центрирование вала, обу-
словленное увеличением суммарного зазора в подшипнике.
Подшипники с плавающей втулкой рекомендуется применять в высоко-
оборотных роторных машинах, где необходимо предупредить вибрации и умень-
шить тепловыделение; в подшипниковых узлах, воспринимающих большие удар-
ные нагрузки и работающих в режиме полужидкостной смазки, например опорах
качательного движения, где по характеру движения невозможно создать устой-
чивую смазывающую пленку.
Принципиальная схема подшипника с плавающей втулкой показана на
рис. 31, а, разрез — на рис. 31, б. Цилиндрическая втулка 2, внутри которой
вращается шейка вала 1, установлена во вкладыш 3 с зазором. При постоянной
частоте вращения шейки вала вокруг ее центра Ог в смазывающем слое 2—1 ме-
жду шейкой и плавающей втулкой возникает несущая сила, равная внешней
нагрузке, и момент трения, вызывающий вращение втулки 2 вокруг ее центра О2.
Вследствие этого в смазывающем слое 2—3 между втулкой и вкладышем 3 также
возникает несущая сила, равная внешней нагрузке, и соответствующий момент
трения. Кольцевая маслораздаточная канавка 4 на внутренней поверхности
118
Расчет подшипников при установившемся режиме
66. РАСЧЕТ ТРЕХПЕНТРОВОГО ПОДШИПНИКА
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	результаты вычислений при различных значениях м,ср для итераций			Прове- рочный расчет
				3	
Коэффициент нагруженности £ Относительный эксцентриситет по отно- шению к Де, Угол между вектором нагрузки и ли- нией центров б0 Относительный эксцентриситет подшип- ника % Относительный эксцентриситет для вкла- дыша: нижиего Хи правого Хп левого %л	6	1 </<»МСр См. диаграмму 15 См. диаграмму 16 X = X, ~ ™ф) Хц = V X2 + «ф + 2хтф cos б0 Хп =	X2 + «ф - 2Х/иф cos (е0 + А} хл = ]/~ + тф - 2*тф cos (т “ ео)	8,6 0,92 45 0,46 0,887 0,76 0,585	4.3 0,83 50 0,415 0,83 0,75 0,53	—	4,3 0,83 50 0,415 0,83 0,75 0,53
Подшипники с плавающей втулкой
119
Продолжение табл. 56
Определяемый параметр	Расчетная зависимость		Результаты вычислений при различных значениях цср для итераций			Прове- рочный расчет
			1	2	3	
Коэффициент торцового расхода для вкла- дыша:						
нижи его	См. диаграмму 17		0,636	0,0455	—	
правого (?1п	То же		0,0525	0,0525		*—
левого	»		0,053	0,051		—
Коэффициент окружного расхода смазки для вкладыша:						
нижи его с?0Б	См. диаграмму 4		0,0282	0,0425	<—.	0,0425
правого 4?оп	То же		0,06	0,0625	—	0,0625
левого <?ол	»		0,104	0,1175		0,1175
Коэффициент сопротивления шипа враще- нию для вкладыша;						
нижнего	См. диаграмму 5		4,25	3,4	»—	3,4
правого Sjn	То же		2,55	2,64	—	2,64
левого £л	»		1,2	1,9	.—	1,9
Динамическая вязкость при температуре	Определяют по графику		0,005	0,01	—	0,01
						
ер з vcp. П "г ср. Л "г ‘ср. и)’	С Перегрев смазки в смазочном слое вкла- дыша, “С:						
нижнего Д/а	л'н-	^Н^Ср03 ГРФ*<71И	11,9	15,1		15,1
правого Д/п	л'п	^П^срЮ	4,9	10.16	—	10,16
левого Д<л	л'л~	^л^сри ГРФЧ1Л	3,8	7,53	—	7,53
120
Расчет подшипников при установившемся режиме
Продолжение табл. 56
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результаты вычислений при различных значениях Ucp для итераций			Прове- рочный расчет
		1	2	3	
Температура смазки на входной кромке вкладыша, ®С: нижнего /вХ< н пр авого	п левого /вх. л Средняя температура в смазочном слое вкладыша, °C; нижнего	н правого /ср. п левого /ср. л Максимальная температура в смазочном слое вкладыша, еС? ннжнего /тахн правого <niax п левого /тах л Суммарный расход смазкн через подшип- ник Q, ма/с Потерн мощности на преодоление гидро- динамического трения N, кВт Минимальная толщина смазочного слоя мМ	£?	д* Д* Д*	О* О* О*	«ч>	«ч. 3 к и о Д Д	тз’итз	J* а	я =•11 II - » »	• ? •	£ и и  >! i 1	1 1 м ®	_	я* ю* и	«	®	® II «S % g “ S	? *	+ + + > Е	‘	я я я	« <s —'Я	,$ ь s л	। । । g а = х J- J. 4-	Т Т Т	«	. «	, О 1 я я.	я р ° Р? X	я~ sT > > > S я_ “  ч. я	ьи=	"и 1	8? is	j.	®	И	п и	Д	Т	?	*	? ~	в	t?	я	S	ь +	~	1	I	1 ЛИ»	«Г	="	О* + + + •8	>	>	> £ -	53,05 46,2 43,24 59 48 45,14	60,75 52,56 48,43 68,3 57,64 52,2	1	1	1	III 1 1 1 1	1 1	60,75 52,56 48,43 68,3 57,64 52,2 75.85 62,72 55,96 8,77.10-s 202 0,127
Примечание. Расчет	проводят в несколько итераций, задаваясь соответствующим значением	при t~ ср	ср = — (*Ср п "Ь *ср. и	*ср. л)’ Каждое вычисленное значение	наносят на график ц = f (/). Точка пересечения построен- ной таким образом кривой цгг. = f (/) определяет действительное значение ц__. Тепловой баланс подтверждается проверочным *-Р	ср расчетом.					
Подшипники с плавающей втулкой
121
15. Диаграмма коэффициентов нагруженности
для трехцентрового подшипника
X*	о	г	1 Значения £ при —			X,	Значения £ при -4— а		
	0,25	0,50	1,00		0,25	0,50	1,00
0,2	0,037	0,370	0,757	0,2	0,064	0,189	0,354
0,3	0,200	0,555	1,030	0,3	0,100	0,289	0,600
0,4	0,271	0,758	1,325	0 4	0,159	0,392	0,885
0,5	0,358	1,040	1,700	0,5	0,249	0,563	1,200
0,6	0,481	1,445	2,245	0,6	0,390	0,796	1,590
0,7	0,760	1,940	2,950	0,7	0,710	1,150	2,220
0,8	1.325	2,950	4,080	0,8	1,220	1,890	3,220
0,9	2,540	5,030	7,380	0,9	2,600	4,150	6,130
122
Расчет подшипников при установившемся режиме
К*	1 Значения при —— а			X*	л	1 Значения 60 при		
	0,25	0,50	1,0		0,25	0,50	1,0
0,2	62	50	50	0,2	45	45	42
0,4	55	52	50	0,4	45	55	53
0,6	58	50	50	0,6	45	65	55
0,8	52	45	45	0,8	40	50	50
1,0	44	40	40	1,0	30	30	30
X	Значения qt при		
	0,25	0,50	1,0
0,20	0,065	0,0525	0,0338
0,40	0,108	0,0825	0,0450
0,60	0,132	0,0950	0,0525
0,80	0,125	0,0950	0,0638
0,90	0,106	0,0675	0,0350
Подшипники с плавающей втулкой
123
вкладыша и аналогичная канавка 5 на внутренней поверхности плавающей втулки
Делят подшипник на две равные части, и рассмотрение наружного и внутреннего
смазывающих слоев может быть сведено к анализу двух одинаковых простых ци-
линдрических подшипников.
Плавающие втулки обычно делают цельными; изготовляют их из бронз, анти-
фрикционного чугуна, а втулки больших диаметров — из стали с последующей
заливкой баббитом или свинцовистой бронзой.
Толщина втулок в среднем равна 0,1 d, где d— диаметр шейки вала.
Радиальные зазоры в подшипниках с плавающей втулкой на 20—30% меньше,
чем в обыкновенных цилиндрических подшипниках. Зазор по наружной поверх-
ности трения должен быть больше, чем по внутренней, так как в работе этот за-
зор уменьшается особенно у бронзовых втулок вследствие нагрева. Кроме того,
увеличение наружного зазора способствует повышению виброустойчивости под-
шипников с плавающей втулкой. Расчет основных характеристик может быть вы-
полнен с помощью диаграмм 18 и 19, расчет на устойчивость приведен в гл. 9.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ПОДШИПНИКА
С ПЛАВАЮЩЕЙ ВТУЛКОЙ
АЛГОРИТМ СОСТАВЛЕН В ПРЕДПОЛОЖЕНИИ
ИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ЛАМИНАРНОГО ТЕЧЕНИЯ
СМАЗКИ В ЗАЗОРЕ ПОДШИПНИКА И ПРИ УСЛОВИИ,
ЧТО ВСЕ ВЫДЕЛИВШЕЕСЯ ТЕПЛО УНОСИТСЯ СМАЗКОЙ
Исходные данные для расчета: нагрузка на подшипник W = 1200 Н; диа-
метр шейки вала d = 0,025 м; активная длина вкладыша I = 0,0125 м; частота
2А
вращения вала со = 3140 1/с; внутренний относительный зазор	=«
2А
= 3-10“®; наружный относительный зазор ф2 =—= 3-10“®; отношение
зазоров у = ф2/ф1 = 1; внутренний диаметр втулки Р2 = 0,025 м; наружный
диаметр втулки Ds = 0,033 м; сорт смазки — Тп-22; теплоемкость смазки с =»
= 1980 Дж/(кг-°С); плотность смазки р — 872 кг/м3; температура смаеки в си-
стеме 1в = 40° С. Расчет дан в табл. 57.
124
Расчет подшипников при установившемся режиме
Ъ7. РАСЧЕТ ПОДШИПНИКА С ПЛАВАЮЩЕЙ ВТУЛКОЙ
Определяемый параметр	Расчетная зависимость		Результаты вычислений при различных значениях цСр для итераций			Прове- рочный расчет
			1	2	3	
Динамическая вязкость (среднее значение в слое) Рср, Па.с	Задают произвольно		0,005	0.01	0,015	0,006
Безразмерный коэффициент нагруженяо- сти подшипника £	Zdncpe>1	Га)2 к	4,4	2,2	1,465	3,66
Относительный эксцентриситет внутрен- него слоя при заданном у, Xi	См. диаграмму 1=8		0,66	0,54	0,465	0,63
Коэффициент нагруженности внутреннего слоя при V = 0, (х = Xi)	То же		3,7	1,85	1,23	3,08
Подшипники с плавающей втулкой
125
Продолжение табл. 57
Определяемый параметр	Расчетная зависимость		Результаты вычислений при различных значениях Цср для итераций			Прове- рочный расчет
			1	2	3	
Отношение частот вращения втулки н шейки вала а	„ JL		0.189	0,189	0,19	0,t88
Частота вращения плавающей втулки <о2, 1/с	со2 = acoj		593	593	596,6	590
Коэффициент нагруженностн наружного СЛОЯ £2	ЙЦСрю2 '		23,3	11,66	7.72	19,5
Относительный эксцентриситет наружно- го слоя при V = 0, х2	См. диаграмму 18		0,86	0,79	0,755	0,85
Потери мощности на преодоление трення в подшипнике N, кВт	„	«•‘срИ2»! f (1	— ар .	4,94	8,8	12,4	5.8
	[а2К1-Х?					
	2»7а2	10-8				
Коэффициент расхода}						
при Xt qx	См. диаграмму 19		1,15	0,9	0,8	1,07
при Хг <7г			1,2	1.2	1.19	1,2
Расход смазки через подшипник Q, м3/с	©iZrf2 Q =—g— [П—“>	+ ЬЗЗафл»!		4,5.10“®	3,78-10“®	3,48-10“®	4,29«10~6
Средняя температура смазки в зазоре 'ср- °с	'ср=Гв+ CPQ		71,8	107,4	143	79,1
Примечание. Расчет t проводят в несколько итераций до достижения ср			теплового баланса.			
126
Расчет подшипников при установившемся режиме
18.	Диаграмма коэффициентов нагруженности
для подшипника с плавающей втулкой
O.SUZtyj j / d \2
UW“1.9	\~/
определяют по кривой
£ — f (%) ПРИ различных
V [27].
Значения £ при х
V	0	0,1	0,2	0,3
0,0	0	0,180	0,330	0,585
0,4	0	0,200	0,378	0,630
0,8	0	0,212	0,420	0,681
1.0	0	0,225	0,460	0,756
4,0	0	0,251	0,525	0,882
0,4	0,5	0,6	0,7	0,8
0,930	1,50	2,55	4,83	11,50
1,050	1,61	2,72	5,26	12,70
1,080	1,75	2,91	5,60	13,90
1,200	1.92	3,20	6,18	15,30
1,410	2,23	3,72	7,14	17,00
Подшипники с плавающей втулкой
127
19.	Диаграмма безразмерных коэффициентов расхода смазки
через внутренний и наружный зазоры подшипника
с плавающей втулкой
<2 = Id - a)*i«i + l,32iM,J,
где qlt — коэффициенты, определяемые по кривой
<1 = f <х)-
X	0	0,2	0,4	0,6	0,8	0,9	0,95
91,,	0	0,39	0,75	1,02	1,20	1,22	1,20
Г лава 6
РАСЧЕТ РАДИАЛЬНЫХ ПОДШИПНИКОВ,
РАБОТАЮЩИХ В ЭКСТРЕМАЛЬНЫХ РЕЖИМАХ
И ПРИ НЕСОВЕРШЕННОЙ СМАЗКЕ
РАСЧЕТ ПОДШИПНИКОВ, РАБОТАЮЩИХ
ПРИ ОГРАНИЧЕННОЙ СМАЗКЕ
В ряде случаев подшипники работают в режиме ограниченной смазки, т. е.
когда количество смазывающего вещества подается к трущимся поверхностям
в количествах, меньших чем номинальные. При этом режим жидкостной смазки
сохраняется, однако вследствие уменьшенного торцевого расхода смазки доля
тепла, отводимого ею, заметно падает, что ведет к более интенсивному росту сред-
ней температуры смазки в зазоре подшипника. Кроме того, при ограниченной по-
даче смазки уменьшается минимальная толщина смазывающего слоя hmm, т. е.
подшипник работает при больших значениях относительного эксцентриситета.
Таким образом, работа подшипника в условиях ограниченной смазки до некоторой
степени аналогична режиму высоких удельных нагрузок из-за формального сход-
ства ряда характерных признаков (большой относительный эксцентриситет, ма-
лое значение йт1п, большое тепловыделение и слабый теплоотвод), хотя причины,
вызывающие эти явления, совершенно различны. Однако это формальное сход-
ство дает возможность использовать одни и те же эмпирические зависимости
для расчета температурного состояния подшипника [31 ]:
, , 7,5 / 1Гф2 \-0,306 / Га/ \0,828 / 86Q \-0,158.
'шах °+	)	\13pc~)	’	14
_	, 2,5 I W \ -0.23 j Wat / 8feQ ^-0,224
ср — о +	ZdAjw /	\ Idpc )	\ d3a /	*	' '
Причем в режиме ограниченной смазки k = 0,2ч-1,0, в режиме высоких
удельных нагрузок k = 1,0, где Q— номинальный расход смазки, определяемый
гидродинамическим расчетом подшипника. На диаграммах 20—22 зависимости
(1) и (2) представлены в удобном для расчетов виде.
Как отмечено ранее, режим ограниченной смазки может быть реализован
с целью подавления самовозбуждающихся колебаний валов, возникающих в под-
шипнике скольжения, работающем при обильной смазке, при работе турбин,
турбогенераторов и других машин с использованием аварийной системы масло-
снабжения и т. п.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ПОДШИПНИКА,
РАБОТАЮЩЕГО ПРИ ОГРАНИЧЕННОЙ СМАЗКЕ
Исходные данные для расчета: нагрузка на подшипник W = 3,75-106 Н;
диаметп шейки вала d = 0,5 м; ширина вкладыша I = 0,5 м; относительный зазор
2Д
ф = —— =3-10“3; скорость вращения шипа со = 314 1/с; температура смазки
в системе /0 = 40° С; сорт смазки — Тп-22; вязкостно-температурный коэффи-
циент At = 0,078 Па-с; вязкостно-температурная постоянная а/= 0,029 1/°С;
теплоемкость смазки с= 1980 Дж/(кг-°С); плотность смазки р= 872 кг/м3;
угол охватаа = 120°; номинальный расход смазки через подшипник Q = 6,15 X
X 10-3 м3/с; коэффициент расхода смазки k = 0,25. Расчет дан в табл. 58.
Расчет подшипников, работающих при ограниченной смазке
129
68. РАСЧЕТ ПОДШИПНИКА,
РАБОТАЮЩЕГО В РЕЖИМЕ ОГРАНИЧЕННОЙ СМАЗКИ
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результаты вычислений
Средняя температура несущего слоя смазки tc^, °C Динамическая вязкость при сред- ней температуре рср, Па-с Коэффициент нагруженности £ Относительный эксцентриситет % Момент трения на шипе Л1, Н-м Потери мощности на преодоление треиия в подшипнике Л;, кВт Максимальная температура несу- щего слоя смазки ^тах, °C Минимальное значение толщины смазочного слоя /irajn, мм	См. диаграмму 21 Определяется по графику р, и = но W8 См. диаграмму 1 См. диаграмму 5 /V = ЛЮЫО-8 См. диаграмму 22 ftmin =	d - X)	77,25 0,0065 6,614 0,89 188,4 59,16 100,83 0,825.10“*
20.	Диаграмма расхода смазки через подшипник при у > 0,9
в зависимости от способа подачи смазки и конструкции подшипника
Полный расход
где П — конструктивная характеристика; — вязкость смазки при t == t0
{t0 — температура смазки в маслосистеме).
При наличии в подшипнике открытых каиавок общий расход
где Fo — площадь сечения канавки; С* — коэффициент гидравлических потерь.
Расточка с одного центра (подача смазки через карманы)
5 В. А. Воскресенский
130
Расчет подшипников в экстремальных режимах
Продолжение диаграммы 20
Расточка с двух центров (подача смазки через карманы)
п =	[-i- (1,32Д8 + 1,46 Д261 + 0,75 Дб| + 0,1446?) +
+ -у (6.64Д3 + 17,94 Д261 + 16,61 Д6? + Б, 1966?)| .
где А — радиальный зазор; 61 — расстояние между центрами расточки.
Подача смазки через отверстие d0 — (10-=-20) мм
Расчет подшипников, работающих при ограниченной смазке
131
21.	- Диаграмма средних температур несущего слоя смазки
радиального подшипника скольжения при у >0,9 (а = 135°)
причем
д,ср —
2,5 I	( 1Г> ')
at	L IdAito J
—0,23
—0,224
Wa

0.168 =5	p— =5 2,68; 0,0111 < —---------- < 0,0444;
ldA,4>	Itlpc	'
ivif2	/ W2 V0-23	«zip2	/ IFtp2 \~0-23		
/dA,a		IdAito		IdAtt»	
0,168 0,20 0,30 0,40 0,50	1,540 1.500 1,355 1,243 1,180	0,60 0,70 0,80 1,00 1,250	1,125	1 1,080 1,050	! 1,00	1 0,945	j	1,600 1,750 2,000 2,250 2.500 2,680	0,900 0,870 0,840	; 0,810 0,790 0,778
( WOf \0,768
I —г I определяют по кривой при
\ itipc j
Wa,
различных	.
Wat
IdOc
7 Wat yi,768
\ И» )
Wat
ldf>c
,0,768
0,0111
0,0120
0,0160
0,0200
0,0240
0.0330
0,0350
0,0423
0,0402
0,0561
0,0280
0,0320
0,0360
0,0400
0,0444
0,0635
0,0765
0,0775
0,0850
0,0925
5*
132
Расчет подшипников в экстремальных режимах
Продолжение диаграммы 21
22.	Диаграмма максимальных температур несущего слоя смазки
радиального подшипника скольжения при % > 0,9 (а = 135е)
^max — zo + A/max,
7.5 ( 1Гф2 )-0,306 f 0,528 gkQ 'i-0,158
где A<max	idAtaJ \ Idpc )	\ d“<o )	’
причем
0,168 <  —У < 2,68; 0,0111 <	< 0,0444;
ldAta	tape
0,31410~* s£ < 0,643-10-*.
d“b>
Расчет подшипников, работающих при ограниченной смазке
133
Продолжение диаграммы 22
В режиме ограниченной смазкн k =* 0,2-5-1. В режиме высоки? ,	. / W2 \-0,2																удельных 06 on p еде-		
,	»"Ф2 ля ют по кривой прн различных • —. (Щ <$\0№ \13А^й)														ldAta )				
?,в V 1,0																		
																		
																		
																		
0,6																		
				0,5	1,0	1,5	2,0	W 4>z W А,Ы														
Wty2		( W2 'I		-0,306				1Гф2	f		Wty2	j-0,306			W^2		( \ \ldAia)		-0,306
Id At®		\ Id Aid))						ldA,a	\		ldAta				ldA,<a				
0,168 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60		1,73 1,63 1,43 1,32 1,23 1,17				0,70 0,80 1,00 1,25 1,50				1.11 1,065 1,00 0,91 0,87			1,75 2,00 2,25 2,50 2,68			0,82 0,79 0,77 0,75 0,74		
		\Vat \0,828	Wat idpc)	определяют по кривой при различных 	,																
fWat\W \Мрс)												DO CM			гГ|§ вф		oo CM co	
0,06 0,04 OjOZ										f|	Idpc	7 WA0.8 \ Idpc )					о в4	( Mpi \
																		
										0,0111 0,0120 0,0160 0,0200 0,0240		0,0235 0,0250 0,0315 0,0380 0,0443			0,0280 0,0320 1 0,0360 0,0400 0,0440		0,0505 0,0571 0,0632 0,0695 0,0763	
																		
	1.0	2,0	3,0 \ld pc J								10г									
																		
134
Расчет подшипников в экстремальных режимах
Продолжение диаграммы 22
,-0,158	я	8SQ
определяют по кривой при различных
[ВкЦ \°'ке
-^10а <2а<й	/ 8feQ \-0Д58 \ d»(o )	d8co	f BkQ '|-0.168 \ /
0,0314	5,25	0,50	3,35
0,04	5,05	0,60	3,25
0,05	4,85	0,70	3,18
0,06	4,70	0,80	3,09
0,07	4,57	0,90	3,03
0,08	4,47	1,00	3,00
0,09	4,39	2,00	2,66
0,10	4,31	3,00	2,50
0,20	3,07	4,00	2,40
0,30	3,64	5,00	2,31
0,40	3,48	6,43	2,21
Расчет подшипников при высоких нагрузках
135
РАСЧЕТ ПОДШИПНИКОВ, РАБОТАЮЩИХ
ПРИ ВЫСОКИХ УДЕЛЬНЫХ НАГРУЗКАХ
Под режимом высоких удельных нагрузок будем понимать такой режим
работы подшипников при жидкостной смазке, при котором вследствие недо-
статочного теплоотвода значительно возрастает средняя температура смазки
в :азоре и уменьшается смазывающий слой. Это явление возможно при боль-
ших значениях относительного эксцентриситета (у 0,9), когда потери на тре-
ние резко возрастают, а торцовые утечки смазки уменьшаются.
Наряду с этим в некоторых случаях при гидродинамическом трении влияет
изменение размеров клинового масляного слоя в несущей зоне подшипника,
происходящее вследствие деформации поверхностей трения под действием при-
ложенной нагрузки. В наиболее существенной форме эффект деформации тру-
щихся поверхностей проявляется в подшипниках с неметаллическими вклады-
шами. Причем в случае неметаллических подшипников скольжения удельные
нагрузки, как правило, невелики, и зависимость вязкости смазки от давления
можно не учитывать [15].
На рис. 32 показаны границы предельной несущей способности, постро-
енные в предположении, что в диапазоне угловых скоростей со = 50=400 1/с
максимальная температура масла в рабочей зоне не более 120° С при заданном
значении относительного зазора ф, если удельная нагрузка не превышает зна-
чений, ограниченных соответствующей кривой. Эти зависимости получены для
следующих условий: температура смазки на входе в подшипник tn = 40° С,
высота микронеровностей на поверхностях трения не более 0,63 мкм, —j- =
= 0,7= 1,0; смазка — масло Тп = 22.
Следовательно, можно указать диапазон нагрузок, соответствующих ре-
жиму работы подшипников при жидкостной смазке и высоких удельных на-
грузках:
7сорср
Ф2
С рт С А'СО-0'5,
где А' — константа, зависящая от относительного зазора и равная 20 при ф =
= 10-3; Д'= 40 приф=2-10~3; Д'= 70 приф=3-10-3 и Д'= 100 при
ф=4-10~3. Значение вязкости принимают при средней температуре смазки
в зазоре ?ср = 55=65° С, причем /ср = 55° С соответствует относительно не-
большим линейным скоростям, а /ср = 65° С — достаточно высоким линейным
скоростям вала. При этом диапазон удельных нагрузок уменьшается с увели-
чением линейной скорости цапфы
и уменьшением ф.
Поскольку режим высоких
удельных нагрузок характеризу-
ется в первую очередь интенсив-
ным тепловыделением, физические
процессы, протекающие в смазоч-
ном слое подшипника, имеют сход-
ство с аналогичными явлениями
в смазочном слое при работе под-
шипников в условиях ограничен-
ной смазки. Поэтому для расчета
температурного состояния подшип-
ника можно пользоваться зависи-
мостями (1) и (2), а также диаграм-
мами 21 и 22.
Рис. 32. Кривые предельных нагрузок
для опорного подшипника
136
Расчет подшипников в экстремальных режимах
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ПОДШИПНИКА,
РАБОТАЮЩЕГО ПРИ ВЫСОКИХ УДЕЛЬНЫХ НАГРУЗКАХ
Исходные данные для расчета: нагрузка на подшипник R7 = 2,5-104 Н;
диаметр шейки вала d= 0,1 м; ширина вкладыша 1= 0,1 м; относительный
2А
зазор ф =—^—= 2,83-10-3; межцентровое расстояние 26, = 0 мм; скорость
вращения шипа <в = 200 1/с; температура смазки в системе /0 = 40° С; сорт
смазки — Тп == 22; вязкостно-температурная постоянная at — 0,029 1/° С;
вязкостно-температурный коэффициент At = 0,078 Па-с; теплоемкость смазки
с — 1980 Дж/(кг-°С); плотность смазки р = 872 кг/м3; способ подачи смазки
в зазор — см. диаграмму 20; давление масла на входе в смазочный слой ре —
= 0,5-106 Па; угол охвата а — 360°; толщина антифрикционного слоя 6 =
= 5-10-3 мм; модуль упругости антифрикционного слоя Е = 2-10е Па. Расчет
дан в табл. 59.
69. РАСЧЕТ ПОДШИПНИКА,
РАБОТАЮЩЕГО В РЕЖИМЕ ВЫСОКИХ УДЕЛЬНЫХ НАГРУЗОК
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Резуль- таты вы- числен ИЙ
Расход смазки через подшипник Q, м3/с Средняя температура несущего слоя смазки /Ср, 6С Динамическая вязкость при сред- ней температуре |Лср, Па-с Коэффициент нагруженности £ Относительный эксцентриситет % Момент треиия на шипе М, Н-м Потери мощности на преодоление трения в подшипнике N, кВт Максимальная температура несу- щего слоя смазки ^тах’ °C Копта ктн о- г и др едина мический па- раметр 1 Характеристическое число под- шипника /ц Минимальная толщина смазочного слоя htn-in, мм	См. диаграмму 20 См. диаграмму 21 Определяют по графику jx = f (0 ml djicp См. диаграмму 1 См. диаграмму 5 N «Мш-10-8 См. диаграмму 22 17цСр©б 7 ~ £ч|:М См. диаграмму 23 mln У U/лГ ) ч	10-’ 81,4 0.006 33.3 0,978 4,23 0,846 99,5 2,25.10“2 4 8,9.10“’
Расчет подшипников при высоких нагрузках
137
23.	Диаграмма для определения йшт в подшипниках,
работающих в режимах высоких удельных нагрузок
Контактно-гидродинамический параметр
17р,ср(1)б
Etysd 9
где рср — среднее значение динамической вязкости в зазоре подшипника; о «=>
частота вращения вала; 6 — толщина антифрикционного слоя; Е — модуль
упругости антифрикционного слоя; ф — относительный зазор; d —• дйаметр
шейки вала.
Характеристическое число подшипника
U76 7 /~
Л1 Eld У h3
r miu
где W — нагрузка на подшипник; I длина вкладыша; d —* диаметр шейкн
вала; Е — модуль упругости антифрикционного слоя; ф — относительный за&ор;
^min — минимальная толщина смазочного слоя. Значения Ai определяют по
графикам А* = f (/), приведенным ниже, при различных безразмерных коэффи-
циентах нагруженности £ (£ = 6-е-120).
138
Расчет подшипников в экстремальных режимах
РАСЧЕТ ПОДШИПНИКОВ, РАБОТАЮЩИХ
ПРИ ПОЛУЖИДКОСТНОЙ СМАЗКЕ
Полужидкостная смазка — это сочетание жидкостной смазки с граничной
или граничной и сухой. Поэтому при полужидкостной смазке происходит тре-
ние смешанного вида.
Для многих опор, работающих с большой удельной нагрузкой и малой
скоростью скольжения, режим жидкостной смазки неосуществим. Работоспо-
собность такого подшипника определяется в основном двумя критериями: проч-
ностью элементов подшипника и адсорбированной пленки и условиями сохра-
нения смазывающей способности.
Расчет по первому критерию сводится к тому, чтобы расчетная удельная
нагрузка р,п не превышала допускаемого значения [рт]. Значения [рт] для
различных подшипниковых материалов приведены в гл. 4.
Второй критерий связан с температурой рабочей зоны подшипника, по-
скольку прочность адсорбированной пленки и смазывающая способность сма-
зки в основном зависят от температуры. Тепловыделение при преодолении силы
трения пропорционально коэффициенту трения
v = fildupm.
Значения коэффициента трения flt входящего в это выражение при расчете
подшипников, работающих в режиме полужидкостной смазки, приведены
в табл. 60 [34]. Так как в зоне полужидкостной смазки изменение коэффици-
ЬО. КОЭФФИЦИЕНТ ТРЕНИЯ РАЗЛИЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Материал трущихся поверхностей	Коэффициент треиия ft	Материал трущихся поверхностен	Коэффициент трения fi
Сталь по чугуну марок СЧ Сталь по антифрикцион- ному чугуну Сталь по бронзе Сталь по баббиту Сталь по алюминиевому сплаву АСМ Сталь по текстолиту Сталь по капрону и дру- гим полиамидам Сталь по дереву	р рр ррр рр кэ — —	— © — О СП сл о Ч О to СП t II III II р рр ppp рр со кзкэ — — — — кэ О о СП СП КЗ сл о о	Сталь по пластифициро- ванной древесине н дре- веснослоистым пласти- кам Сталь по бронзографиту Сталь по железографиту Сталь по графиту Сталь по слою, содержа- щему дисульфид молиб- дена Сталь по фторопласту	10	СЧ Ю О из	00 СМ	— — — —	о о	о о о о	о 1	1111	1 ио	со О ф	со 0 — 00	о о	оооо	о
г лта трения характеризуется линейной зависимостью, значение f при скорости
скольжения (сд •< вж), соответствующей расчетному режиму работы, опре-
деляется по уравнению [34]
f = /1----— (fi —fmm),
где пж — переходная скорость скольжения, при которой подшипник сколь-
жения переходит из режима жидкостной смазки в полужидкостной.
Переходную скорость рассчитывают, исходя из минимального зазора под-
шипника. Эластогидродинамическим расчетом определяют скорость, при ко-
торой устанавливается этот минимальный зазор. Полученный минимальный
зчзор считают характерным параметром подшипника, зависящим, в частности,
от состояния рабочих поверхностей вкладыша и вала. При этом следует иметь
в виду, что homin
Приведенный ниже алгоритм расчета подшипников скольжения, работа-
ющих в режиме полужидкостной смазки, может быть использован с достаточ-
Расчет подшипников при полужидкостной смазке
139
ной степенью точности для подшипников с зазорами любой формы, например
для подшипников с эллиптической расточкой.
При этом относительный зазор в подшипнике следует определять по ра-
диусу кривизны вкладыша подшипника в зоне, в которой толщина смазочного
слоя в момент перехода к режиму полужидкостной смазки минимальна [43].
Для подшипников, диаметр расточки которых не превышает 0,3 м, может
быть рекомендован также графоаналитический метод расчета с использованием
номограммы (рис. 33). Эта номограмма действительна для подшипников с углом
Рис. 33. Номограмма Е. Н. Пустынцева для определения	дли при-,
работанного подшипника скольжения (показан пример определения	=
= !• 10“® для подшипника прн рт ~ 47- 10Б Па, £Пр = 1,7- 10й Па, ip =э
= 1,5- 10“а, —- = 0,8); ЕПр — приведенный модуль упругости материалов вала
и вкладыша
охвата а = 360°, точно обработанными поверхностями скольжения и вклады-
шами, изготовленными из материалов, обладающих соответствующей прира-
батываемостью. По утверждению автора приведенной выше номограммы, по-
следнюю можно с достаточной точностью использовать для подшипников с э ,-
липтической расточкой, определяя при этом относительный зазор ф по радиусу
кривизны вкладыша в той зоне, где соприкасаются поверхности скольжения
при переходе к полужидкостной смазке. Номограмма построена на основе экс-
периментальных исследований подшипника, для которого смазкой служило
масло, эквивалентное маслу турбинному Тзо при температуре смазочного слоя,
близкой 20° С.
Учитывая, что в момент перехода от режима жидкостной смазки к полу-
жидкостной
,	рсож
min — —“--->
Рт
140
Расчет подшипников в экстремальных режимах
получим
— mlnPm
где рт—давление, Па; pi—вязкость смазки, Па-с.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ПОДШИПНИКА,
РАБОТАЮЩЕГО ПРИ ПОЛУЖИДКОСТНОЙ СМАЗКЕ
Исходные данные для расчета: нагрузка на подшипник IF=7,5-105H;
частота вращения вала со = 3,6 1/с; диаметр шейки вала d — 0,5 м; длина вкла-
2Д
дыша подшипника 1= 0,5 м; относительный зазор ф = —= 3-10~3; коэф-
фициент теплопроводности антифрикционного слоя Х= 46,52 Вт/(м-°С); модуль
упругости антифрикционного слоя Е = 0,5-1011 Па; коэффициент трения —
= 0,07; температура окружающей среды tv = 20° С; сорт смазки — Тп = 22;
вязкость смазки на входе р.вх = 0,037 Па • с; площадь поверхности корпуса
подшипника FK = 2 м2; критическая минимальная толщина смазочного слоя
Икр — 14-10-3 мм. Расчет дан в табл. 61.
61. РАСЧЕТ ПОДШИПНИКА,
РАБОТАЮЩЕГО В РЕЖИМЕ ПОЛУЖИДКОСТНОЙ СМАЗКИ
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результат
Безразмерная характеристика на- грузки IF*	U7*= °'7W +	4,158
	™кр ‘	
		/ 0.49U7S	2.25117 ]/ Eih^	
Безразмерная толщина смазочного слоя Н*	H’=i-4+S	3,25
Параметр упругости Е*	н* Е* = 2	—	1,56
Характеристический коэффициент В	См. диаграмму 24	0,395
Скорость, соответствующая пере- ходу в жидкостный режим юж, м/с	0.891W?	1.2
	Ж ' Wbx	
Средняя вязкость смазки цСр, Па-с	Задают при /ср = 50-=-60° С	0,02
Коэффициент трения;		
минимальный	1/ ^ср®»'	5,36.10-*
	'mln	Г	W	
Расчет подшипников при полужидкостной смазке
141
Продолжение табл. 16
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результат
действительный j	~	2иж	~~ ?min)	0,018
Коэффициент теплоотдачи с по- верхности, Вт/(м2.°С);		
вала атв	атв = 18,14 (O,5<od)°.36	17,47
корпуса подшипника атк	«тк = 16,28}/ Овозд (с обдувом);	16,28
	(ХТк ~ 9,3-5-16,28 (без обдува)	
Приведенный коэффициент тепло- передачи k, Вт/(м2-°С)	k	1	4-	0,98.10s
	~ г d , D ,	dl 1 К ln d +я «тЛ	
	, 3“тва	
	1	}	
Средняя температура подшипника <ср- °C	'ср = <о+О’Б'	'	87,6
24.	Диаграмма характеристического коэффициента В
В — характеристический коэффициент,
по кривой В = f (£*) [43].
значения которого определяют
£*	В	£*	В
0,1	0,052	4,0	0,540
0,2	0,091	6,0	0,600
0,4	0,160	10,0	0,680
0,6	0,210	40,0	0,820
1,0	0,295	100,0	0,960
2,0	0,426		
Глава 7
РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ОСЕВЫХ ПОДШИПНИКОВ СКОЛЬЖЕНИЯ
Осевые подшипники (подпятники) предназначены для восприятия осевых
нагрузок. Конструкция подшипника во многом определяется условиями работы
опоры. Если опора работает в условиях несовершенной смазки, то подшипник
выполняют, как правило, в виде кольцевой или реже сплошной пяты, причем
поверхности скольжения плоскопараллельны. В некоторых случаях для улуч-
шения маслоснабжения трущихся поверхностей на опорной поверхности под-
шипника выполняют радиальные канавки. Такне простейшие опоры применяют
лишь в тех случаях, когда потери на трепне не имеют существенного значения
и когда конструктивными приемами невозможно (или нецелесообразно) обес-
печить условия образования смазочного клина, например в приводах, редко
включаемых и работающих с длительными перерывами; в машинах с повторно-
кратковременным режимом работы при частых пусках и остановках и непро-
должительном периоде работы в установившемся режиме; в узлах трения, ха-
рактеризующихся малой скоростью скольжения и значительной удельной на-
грузкой.
Плоские осевые подшипники применяют в поворотных кранах, опорах
вертикальных валов цепных конвейеров, реверсивных механизмах с осевой
нагрузкой на валы, в различных периодически действующих дозирующих ме-
ханизмах, толкателях и др.
Конструктивно плоские опоры для восприятия осевой нагрузки выполняют
в виде пяты и подпятника со сплошной опорной (рис. 34, а) и кольцевой no-
г. рхиостью (рис. 34, б) или с несколькими рядами колец (гребенчатые подпят-
ники с разъемным по осевой плоскости корпусом, рис. 34, о).
Так как в подпятниках с плоскопараллельными поверхностями скольже-
ния смазочный клин не возникает, условия для жидкостной смазки можно соз-
дать, если смазку подавать под достаточно большим давлением, чтобы внеш-
няя нагрузка на пяту уравновешивалась гидростатически. Смазочный слой,
ьелрерывно возобновляемый насосом, исключает возможность соприкоснове-
ния трущихся поверхностей не только в условиях установившегося режима
работы, но и в периоды пуска и останова машины. Это важное свойство гидро-
статических осевых подшипников в особенности ценно для тихоходных машин
с тяжелонагружениым вертикальным валом, например для гидротурбин, ге-
нераторов и т. д. Потери па трение в таких опорах зависят от скорости сколь-
жения и сил вязкого сдвига смазки. Так как при пуске скорость скольжения
близка к нулю, сопротивление вращению в этот период мало, пуск осуществ-
ляется плавно, и повышенный износ, характерный для обычных опор в режиме
граничной смазки, практически исключается.
Другой способ сохранения сплошной смазочной пленки заключается в со-
здании условий образования смазочного клина. Клиновой зазор между поверх-
ностью пяты и подпятника можно получить за счет скоса отдельных участков
(упорных колодок) рабочей поверхности или с помощью подвижных самоуста-
навливающпхея упорных колодок. Геометрически это наиболее простые под-
Подшипники с плоскопараллельными поверхностями
143
шинники, так как толщина смазочного слоя изменяется в них по линейной за-
висимости от расстояния. Принципиальное устройство подшипника с самоуста-
навливающимися упорными колодками следующее: шарнирно опертая колодка
находится в равновесном состоянии под действием гидродинамических сил,
Рис. 34. Плоские опоры для осевой нагрузки
причем она автоматически устанавливается в потоке смазки под ваивыгодней-
шим углом в соответствии с режимом работы.
Наиболее широкое применение подшипники с самоустанавливающимися
колодками получили в турбо- и гидрогенераторостроении. Несмотря на сход-
ство принципов работы осевого подшипника паровой турбины и подпятника
гидрогенератора, элементы этих опор имеют существенные конструктивные
различия, вызванные особенностями условий их эксплуатации.
РАСЧЕТ ПОДШИПНИКОВ С ПЛОСКОПАРАЛЛЕЛЬНЫМИ
ПОВЕРХНОСТЯМИ СКОЛЬЖЕНИЯ
Опоры с идеально плоскопараллельными поверхностями скольжения не
могут работать в режиме жидкостной смазки. Для опор такого типа наиболее
характерен режим граничной смазки и реже полужидкостной. Смазка обычно
подводится к поверхностям трения подшипника с помощью радиальных кана-
вок, выполняемых на поверхности пяты или подпятника.
Число канавок выбирают конструктивно в зависимости от размеров под-
пятника с учетом равномерного распределения смазки по всей поверхности тре-
ния. Для улучшения маслоснабжения трущихся поверхностей маслоподводя-
щим канавкам придают профиль, который при относительном движении по-
верхностей трения обеспечивает попа-
дание смазки в зазор между поверхно-
стями.
Для этой цели смазочная кана-
вка должна иметь прямолинейный
наклонный участок (рис. 35, а). В слу-
чае движения трущейся поверхности
в разных направлениях (при реверси-
ровании) смазочная канавка должна
а)
Рис. 35. Смазочные канавки

144
Проектирование осевых подшипников
иметь два наклонных участка (рис. 35,6). Глубина канавки s= 0,54-1 мм,
угол наклона прямоугольного участка ас = 5ч-15°.
В условиях полужидкостной смазки наличие указанных наклонных уча-
стков при достаточном количестве жидкой смазки может способствовать обра-
зованию гидродинамического клина. В этом случае уклон наклонных участ-
ков целесообразно принимать равным 0,007—0,01.
Так как колодки подпятника изготовляют обычно из легкоизнашиваю-
щихся материалов (бронза, баббит и др.), профиль канавки с течением времени
изменяется. Условия смазки в подпятниках менее благоприятны, чем в ради-
альных подшипниках. Эти обстоятельства необходимо учитывать при выборе
допустимых удельных нагрузок. Значения допустимых удельных нагрузок для
антифрикционных материалов приведены в гл. 3.
Высота неровностей трущихся поверхностей должна быть не более 3,2 мкм.
Осевые подшипники с плоскопараллельными поверхностями скольжения
рассчитывают, как правило, по критерию lpmv], значения которого приве-
дены в гл. 3.
Удельная нагрузка на кольцевую пяту
л (d2 — dg) Xj ’
где х — коэффициент, учитывающий уменьшение площади опорной поверх-
ности за счет смазочных канавок; в зависимости от числа канавок и их ширины
принимают хт = 0,84-0,9.
Внутренний диаметр dB = (0,64-0,8) d.
Значение v определяют на окружности с радиусом Rnp:
to d3 — dj,
~~3~d2 — d2 ’
Проверку на нагрев ведут по уравнению
41Г<о (d3 — d-j)	,	,
3n(d2 —dgpx!	>Pm^'
Момент трения неприработавшейся пяты
м__________________________W f	.
Л4тр" 3xT h d2-d2 ’
для приработавшейся пяты
^ = O,25f-^-(d-do).
(3)
(4)
(5)
Для сплошной пяты (см. рис. 34, с) d0 = 0, следовательно,
41Г	d 4Wd r ,	W ..

Для гребенчатой пяты (см. рис. 34, в) число гребней и определяют из ус-
ловия
_________41Г_______
лхг (d2 — d§) [рт]
Так как нагрузка между гребнями пяты распределяется неравномерно, то зна-
чения 1рт1 снижают на 20—40% по сравнению с [рт ] Для кольцевых пят.
Подшипники с наклонными несущими поверхностями
145
Размер h± определяют из приближенного расчета на изгиб, принимая ус-
ловно гребень за балку длиной I — 0,5 (d— dj), защемленную по периметру
ndlt и несущую равномерно распределенную нагрузку рт. При этих допущениях
3W7
ndjAi [о]и
Отношение —~ принимают равным 1,2—1,6. Допускаемые напряжения
«1
заниженные; для стальной пяты [о]и « 0,25o_lt для чугунного подпят-
ника [сг]и « 0,12ови.
Более точен расчет гребня как кольцевой пластины, защемленной по внут-
реннему контуру.
Удельную нагрузку, скорость, момент трения и другие величины опре-
деляют по формулам (1) — (5).
При условной проверке по параметру pmv, учитывая худшие условия тепло-
отвода, допускаемые значения [ртс] Для гребенчатой пяты снижают на 20—40%
по сравнению с [рто] Для кольцевых подпятников [34].
РАСЧЕТ подшипников С НАКЛОННЫМИ
НЕСУЩИМИ ПОВЕРХНОСТЯМИ
Для создания в смазочном слое гидродинамических давлений и соответ-
ствующей несущей способности необходим клиновой зазор между поверхностью
пяты и подпятника. В осевых подшипниках такой зазор получают за с*гет скоса
отдельных участков, причем рабочая поверхность подпятника разделена ра-
Рис. 36. Смазочные канавки подшипника с наклонными несущими
поверхностями
диальными канавками на несколько равных участков. Чтобы уменьшить утечку
смазки в радиальном направлении, канавки не доводят до конца, оставляя пло-
ский кольцевой рант шириной (0,1—0,2) (г2—ту), где г2, гг — наружный и вну-
тренний радиусы подпятника (рис. 36).
Несущие поверхности имеют скосы под углом ас к плоской поверхности,
по которой они скользят; при относительном движении трущихся поверхностей
смазка увлекается в клиновой зазор, в котором образуется гидродинамическое
Давление.
146
Проектирование осевых подшипников
Рис. 37. Смазочный слой в кли-
Обычно рабочие поверхности подпятника состоят из двух участков, из ко-
торых одни являются плоскими (без скосов) и служат для восприятия нагрузки
в процессе пуска и останова машины, когда скорость относительного переме-
щения подвижного элемента (пяты) мала для образования в клиновом зазоре
достаточного гидродинамического давления; другие — собственно клинсвые
участки.
Ширину канавки с принимают равной 2—4 мм. Размер а плоского участка
выбирают так, чтобы среднее давление неподвижной пяты на плоскопараллель-
ную поверхность подпятника не превышало
допускаемого- Тогда
а~ (г2-Г1)п\рт\ ’	1 ’
где II" — нагрузка на подпятник; п — число
наклонных поверхностей; [рт] — допустимая
удельная нагрузка; га —	= b — длина нак-
лонного участка.
При проектировании подпятника обычно
задаются следующими соотношениями:
-^-=1,5 4-2; 4-=0,54-!,6,
П ’	’ b
I — ширина клинового наклонного участка.
Число наклонных поверхностей опреде-
ляют в зависимости от характера вращения
пяты. Для постоянного направления вращения
(рис. 36, а)
IV ~~	« |	I
новом зазоре	/ 4" с 4“
для переменного направления вращения (рис. 36, б)
П~ 2/ + с + а ’
где Dc =	+ г 2 — средний диаметр подпятника.
Обычно подпятники такого типа выполняют целиком из антифрикционного
материала (бронза, сплавы на основе алюминия и др.), реже из стали или чу-
гуна с баббитовой заливкой.
Целью расчета при проектировании упорного подшипника с наклонными
поверхностями является определение основных характеристик— несущей спо-
собности, потерь мощности на трение, количества смазки, необходимой для
создания гидродинамического трения. При этом необходимо, чтобы были удов-
летворены основные критерии работоспособности, т. е. hmln > hKp, и макси-
мальная температура смазки в зазоре не должна превышать допустимой (см.
гл. 2, табл. 15). Обычно рекомендуется принимать
йкр = (Ю 4- 20 мкм)	Sa 20 мкм,
где Dc — средний диаметр осевого подшипника, мм.
Поскольку толщина смазочного слоя в клиновом зазоре между наклонной
поверхностью и пятой в окружном направлении изменяется линейно, закон
изменения этой толщины может быть описан какой-либо линейной функцией
Подшипники с наклонными несущими поверхностями
147
координаты в направлении течения смазки. По данным рис. 37 может быть по-
лучено следующее выражение:
h — h2 — (й2 — Лт1п)	»
где Л2—толщина смазочного слоя на входе в клин; /:Г!|Г — толщина смазоч-
ного слоя на выходе из клина; х — текущая координата; / — ширина клино-
вого наклонного участка.
Введем отношение — = 'P/tJ которое является важной характеристи-
«mln
кой смазочного слоя и называется коэффициентом уклона наклонной поверх-
ности.
Обозначим р =	, тогда средний радиус гс = 0,25 Dj (1 + Р); длина
Ъ = 0,50! (Р— 1).'
С учетом вышеуказанного на основании уравнений (6) и (7) получим, что
окончательно число наклонных поверхностей
2117
O.SnPHl+ff)-	.
"	(0,25 -f-Ч),«-J Z?! (Р —’1) -ф /
'И, следовательно, угловой размер плоскопараллельного участка
_ 8W
а~ nP?(₽2--l)[Pm] ’
углоаой размер канавки
е =_____*£_____•
с DH1+P) ’
угловой размер клинового участка для постоянного направления вращения
2л
ек = -^-ей-ес;
для переменного направления вращения
0к =	— О,50а — 0,50с.
Безразмерные коэффициенты нагруженности, сопротивления вращению
а расхода для подпятника с неподвижными сегментами приведены на диаграмме 25.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ПОДПЯТНИКА
С НЕПОДВИЖНЫМИ НАКЛОННЫМИ НЕСУЩИМИ
ПОВЕРХНОСТЯМИ
АЛГОРИТМ СОСТАВЛЕН В ПРЕДПОЛОЖЕНИИ
ИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ЛАМИНАРНОГО ТЕЧЕНИЯ
СМАЗКИ В ЗАЗОРЕ ПОДПЯТНИКА И ПРИ УСЛОВИИ,
ЧТО ВСЕ ВЫДЕЛИВШЕЕСЯ ТЕПЛО УНОСИТСЯ СМАЗКОЙ
Исходные данные для расчета: нагрузка на подпятник W = 0,721 • 10е Н;
частота вращения пяты со = 5 1/с; внутренний диаметр подпятника Dj —
= 0,88 м; коэффициент уклона несущей поверхности Ph = 2; отношение диа-
метров Р =	= 1,48; количество несущих поверхностей и = 6; ширина
‘-'1
смазочной канавки с = 10~2 м; тип смазки — Тп = 30; теплоемкость и плот-
ность смазки ср = 1,7-10е (Дж-кг)/(кг-° С-м3); допустимая удельная нагрузка
[Pml = 2-107 Н/м2; температура смазки в системе t0 = 35° С. Вращение
пяты—реверсивное. Расчет дан в табл. 62.
148
Проектирование осевых подшипников
62. РАСЧЕТ ПОДПЯТНИКА С НЕПОДВИЖНЫМИ НАКЛОННЫМИ НЕСУЩИМИ ПОВЕРХНОСТЯМИ
jiJIac												
												
			>cp~f(tc	Р)								
	ГЛ9											
												
												
"30 W 50	60	70	80 t°C												
Определяемый параметр	Расчетная зависимость							Результаты вычислений при различных значениях цСр для итераций				Провероч- ный расчет
								1		2	3	
Приведенный радиус подпятника ^пр» м Длина наклонной поверхности Ь, м Угол плоскопараллельного участка несущей поверхности 6а Угол наклонного участка несущей поверхности 6К Средняя ширина несущей поверхно- сти Z, м	«=•	7	- । 7 о .°-,	с ** 1	+ « «	1	!-*	Q со. es	еь	।	s ***	DO	।	гч т«	оа	Q Q « S	®и в? ° II II =	° в ® н к 1а II «	e" II ~							—		«-	—	0,546 0,211 0,052 0,441 0,241
Подшипники с наклонными несущими поверхностями
149
Продолжение табл. 62
Определяемый параметр	Расчетная зависимость		Результаты вычислений при различных значениях цср для итераций			Провероч- ный расчет
			1	2	3	
Динамическая вязкость при заданной температуре цср> Па-с	Задают произвольно		0,043	0,05	—	0,05
Безразмерный коэффициент нагру- жен ноет и £	См.	диаграмму 25	0,06	0,06	—	0,06
Безразмерный коэффициент расхода q	См.	диаграмму 26	0,218	0,218	—	0,218
Полный расход смазки Q, м’/с		/ и 4 0,5 С =	(вЯпрЧ'’5’	0,822.10-4	0,886-10-*		0,886.10-*
Безразмерный коэффициент сопротив- ления вращению £	См.	диаграмму 27	0,29	0,29	—	0,29
Потери на клиновых участках ЛС кВт	К’		"k= (^ср«ЬДпр)°’5иг'5Е-10"3	0,259	0,279	—	0,279
Минимальная толщина смазочного слоя	м		I	^0,5	0,267.10-*	0,288.10-*		0,288.10“*
		'’min ' \	Tff	/				
Потери на	плоскопараллельных участках	кВт		Исри2£,1 "а^а Штш <₽‘ 1)10’3	0,446	0,481	—	0,481
Средняя температура в смазочном слое fcp, °C		"к + ^а fcp~*o + °-S cpQ'	37,5	37,5	—	37,5
Угол скоса наклонной поверхности %. Рад			*»		—*	1,2.10-*
Пр и м е ч а и и е. Расчет /Ср проводят в несколько итераций до достижения теплового баланса.
150
Проектирование осевых подшипников
25.	Диаграмма безразмерного коэффициента нагруженности
дли подпятника с неподвижными сегментами
J = „ц bj/?n (о опРеДеляк,т по кривой прн различных значениях рд [34].
i


0,02
0JJ6
				
	Ph=Z			
				
				
'0 Ofi 0,8	1,2	1,6 l/b
1 ь	Значения £ при Р/;	
	2	3
0,0	0,158	0,146
0,4	0,120	0,113
0,8	0,086	0,080
1,2	0,058	0,055
1.6	0,042	0,040
1,8	0,033	0,033
26. Диаграмма безразмерного
коэффициента расхода для подпитника
с неподвижными сегментами
27. Диаграмма безразмерного
коэффициента сопротивления
вращению для подпятника
с неподвижными сегментами
ОПТ0-5
q =--------------- определяют по
'^ср (“W”) ’
кривой при различных
1 b	Значения q при	
	2	3
0,0	0,268	0,288
0,4	0,257	0,310
0,8	0,236	0,304
1,2	0.207	0,281
1.6	0,177	0,256
1.8	0,156	0,232
I d	Значения £ при (3^	
	2	3
0,0	0,196	0,180
0,4	0,217	0,195
0,8	0,253	0,220
1,2	0,302	0,255
1.6	0,356	0,291
1.8	0,422	0,331
Рис. 88. Ступенчатые подшипники с запорными кромками:
а — для неизменного направления; б — для реверсивного вращения
Рис. 30. Схема несущих поверхностей ступенчатых подшипников:
а — без запорных кромок по бокам; б, в, — с запорными кромками по бокам
Рис. 40. Зависимость несущей способно?
сти ступенчатых подшипников от
1-----1— = 2; X = 0,81; 2---------= 1.5;
О	о
X = 0,79; 3-------Г- = 1; X = 0,76; 4
О
~ = 0,5; X = 0,73
Ь
152
Проектирование осевых подшипников
РАСЧЕТ ПОДШИПНИКОВ СО СТУПЕНЧАТЫМИ
НЕСУЩИМИ ПОВЕРХНОСТЯМИ
В подшипниках со ступенчатыми несущими поверхностями (см. рис. 39)
жидкостная смазывающая пленка образуется вследствие нагнетания смазки
в зазор h между упорным диском и неподвижной подушкой и дросселирования
потока смазки в узкой щели hmin между ступенькой и диском.
При оптимальных соотношениях (длина выборки X = 0,7/; hmin/H' —
= 0,8ч-1) несущая способность ступенчатых подшипников примерно такая же,
как клиновых [17].
Повышенной несущей способностью обладают ступенчатые подшипники
с запорными кромками (рис. 38, 39), ограничивающими истечение смазки в ра-
диальных направлениях, однако максимумы несущей способности таких сту-
пенчатых подшипников, особенно при больших отношениях находятся
в узких пределах —jjr— (рис. 40). Отсюда следует, что эти подшипники чув-
ствительны к колебаниям рабочего режима.
Учитывая эту особенность, значение -у- выбирают в пределах 1—1,5 (ниж-
ние пределы рекомендуются при высоких частотах вращения, верхние — при
низких). При этом оптимальные значения ^‘^- = 0,6 ч- 1;Л = 0,76ч-0,8, а не-
л
сущая способность в 1,7—2 раза превышает несущую способность клинового
подшипника с оптимальными параметрами при прочих равных условиях.
Минимальное значение /imin (в мкм), обеспечивающее возможность сохра-
нения режима жидкостной смазки, определяют из следующего неравенства:
ftmm k КDc, где Dc — средний диаметр подшипника, мм.
При тщательном изготовлении и сборке коэффициент k — 0,7ч-1, для опор
обычной точности k— 1ч-1,5.
Задаваясь отношением ——определяют безразмерный коэффициент па-
тт
груженности ступенчатых подшипников
чатых подшипников такой же, как
V/7lmin р,
Рср^2-’
КЛИНОВЫХ.
остальном расчет ступен-
Глава 8
ОСНОВЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТ
ОСЕВЫХ ПОДШИПНИКОВ СКОЛЬЖЕНИЯ
С САМОУСТАНАВЛИВАЮЩИМИСЯ КОЛОДКАМИ
КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ
Надежность работы осевого подшипника (подпятника) зависит от воспри-
нимающего осевого усилия, а также от конструктивных особенностей и орга-
низации маслосиабжения. Среди конструктивных факторов, определяющих
несущую способность осевого подшипника, важнейшими являются устройство
колодок (цельные, составные, слоеные), вид опоры и ее положение по длине
колодки, распределение нагрузки по колодкам, размеры и материал колодки,
профилирование ее входной кромки и т. д. Кроме того, конструкция осевого
подшипника должна обеспечивать распределение нагрузки на все колодки с уче-
том возможных отклонений гребня (пяты) во время работы от положения его
в состоянии покоя.
Равномерное распределение нагрузки по колодкам достигается различными
способами: тщательной подгонкой баббитовой поверхности колодок к зеркалу
гребня; опиранием колодок на шарики (рис. 41, а) и упругие пластины (рис. 41, б),
применением шарового сегмента, на котором размещены колодки (рис. 42); ком-
бинированием осевого подшипника с опорным (рис. 43); применением рычаж-
ной уравнительной системы Кингсбери (рис. 44) [12].
Из опыта эксплуатации известно [12], что выравнивающая способность
сферических опор часто оказывается неудовлетворительной. Исследования по-
казали [32], что по принципу работы сферические опоры вообще не могут обес-
печить полного выравнивания нагрузок по колодкам. Частичное выравнива-
ние, иногда вполне удовлетворяющее требованиям практики, может произойти
при соблюдении оптимальных размеров сферической опоры (см. рис. 42), а именно
при а = 45ч- 52°, [3 а и минимальном значении отношения радиусов -jj— .
В большинстве конструкций подшипников со сферической опорой неравно-
мерность нагружения сегментов может быть любой в зависимости от первона-
чальной установки вкладыша и деформации корпуса.
При правильной установке вкладыша, устранении первоначального пере-
коса сферы и отсутствии деформации стула подшипника результат может быть
достаточно хорошим даже при зажатой сфере. Этим объясняется распростра-
ненность этой конструкции.
На ряде турбин применяют подшипники Кингсбери, колодки 1 которых
опираются на выравнивающую рычажную систему 4 (рис. 44). Если колодка
находится выше плоскости рабочих поверхностей остальных колодок 3, входя-
щих в контакт, то она воспринимает увеличенную нагрузку и отходит вместе
с сухарем от гребня. При этом промежуточные сухари поворачиваются вокруг
осей качания и приближают к гребню соседние, менее нагруженные колодки.
Такое перемещение происходит до тех пор, пока общая осевая нагрузка не рас-
пределится равномерно по всем колодкам. Однако и в подшипнике Кингсбери
имеется неравномерность распределения нагрузки, резко возрастающая при
неправильном конструировании и изготовлении деталей подшипника.
154
Подшипники с самоуспганавливающимися колодками
Рис. 41. Схемы опирания колодок:
а — на шарики; б — на упругие пластины
Рис. 43. Комбинированный осевой
подшипник
Рис» 44. Рычажная уравнительная система Кингсбери
Конструктивные особенности
155
Главной причиной, ухудшающей работу звеньев выравнивающего устрой-
ства, является сила трения, возникающая на отдельных участках рычажной
системы и препятствующая перемещению сухарей. Поверхности соприкосно-
вения сухарей, колодок, опорного кольца должны быть тщательно спрофили-
рованы. Контакт опорных поверхностей стараются выполнить по линии (ци-
линдр по плоскости) и даже точечным (цилиндры с взаимно перпендикулярными
осями). Радиус опорной поверхности сухаря должен быть больше, чем расстоя-
ние от оси поворота сухаря до его опорной поверхности 5. Сухари и упоры из-
готовляют из стали ШХ15 твердостью HRC 56—60. Не следует применять ли-
тые детали подшипника с необработанными поверхностями трения.
Произвольное профилирование этих поверхностей приводит к тому, что
даже при незначительных перекосах упорного диска концы сухарей, упираясь
в обойму или колодки, не позволяют последним перекашиваться. В резуль-
тате подшипник становится жестким даже при малых перекосах упорного диска.
Большие моменты от сил трения возникают в подшипнике Кингсбери при
неудачно выбранных размерах рычажной системы. Для увеличения чувстви-
тельности выравнивающего устройства сила трения должна быть минималь-
ной. Для этого стараются сделать плечи рычагов верхнего и нижнего ряда оди-
наковыми, т. е. а = а, и Ь — Ьг с минимально возможным (с точки зрения проч-
ности рычагов) отношением геометрических размеров Ьг (рис. 44, а); совмещают
поверхности соприкосновения сухарей с колодками и обоймой с плоскостью
хх, проходящей через оси поворота сухарей и через линии их соприкосновения
друг с другом, т. е. выполняют условие b = Ьг = 0 (рис. 45, б). Однако при
этом существенно увеличивается высота подшипника. Если имеется возмож-
ность сделать один ряд сухарей с размером b — 0, то выгоднее это выполнить
на нижнем ряду.
С увеличением числа колодок в подшипнике неравномерность распреде-
ления осевой нагрузки увеличивается. Может оказаться, что при некоторых
соотношениях геометрических размеров рычагов подшипник с числом коло-
док более 10 будет работать как жесткий. Оптимальное число колодок в под-
шипнике Кингсбери 6—8. Неравномерность нагрузки подшипника можно сни-
зить, уменьшив площадь одной колодки (по сравнению с остальными колод-
ками). Способность подшипника Кингсбери выравнивать нагрузки по отдельным
колодкам является его преимуществом по сравнению с подшипником Митчелля.
Однако подшипник Кингсбери сложнее по конструкции и имеет большие раз-
меры по высоте.
Для выравнивания нагрузок по колодкам иногда применяют упругие (пру-
жинные) элементы (рис. 45). Перемещения пружинных опор не должны выходить
за пределы упругих деформаций. В большинстве случаев допустимые переме-
щения упругих элементов значительно меньше возможных перекосов, поэтому
при такой конструкции подшипника может происходить только частичное вы-
равнивание усилий [1 ].
В современных гидрогенераторах широко применяют систему гидравли-
ческого выравнивания нагрузки, в которой обеспечивается автоматическое пере-
распределение нагрузки между упорными колодками в статическом и динами-
ческом состоянии. На рис. 46 показано устройство упорной колодки с гидрав-
лической опорой [12].
Опорные болты 4, на которых лежат колодки 2 с основанием 3, ввернуты
в верхние части упругих камер 5. Каждая камера представляет собой гофри-
рованный цилиндр. При сравнительно небольшом осевом усилии благодаря
наличию гофров происходит осадка камеры по высоте и изменение ее внутрен-
него объема. Число камер соответствует числу колодок. Их внутренние полости
заполнены маслом и сообщаются между собой. При нажатии на одну камеру
и ее опускании происходит подъем камер. Если одна из камер под действием
приложенной нагрузки от диска 1 опустилась на А мм, то каждая из остальных
А
камер поднимется на ------j— мм. При этом автоматически выравниваются на-
1В6
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
грузки на упорные колодки и компенсируются все допущенные при изготов-
лении и сборке подпятника отклонения путем перераспределения масла в ка-
мерах.
Распределение нагрузки между колодками подпятника на гидравличе-
ской опоре зависит от жесткости камер и от точности регулировки всех коло-
док по высоте. Внутри упругих камер помещены так называемые тела запол-
Рис. 45. Подпятник с пру-
жинными элементами
Рис. 46. Упорная колодка
с гидравлической опорой
нения 6. Они представляют собой цилиндры, которые уменьшают объем масла.
Кроме того, на эти цилиндры могут опуститься камеры в случае аварийной
утечки масла.
При создании подпятников, рассчитанных на высокие общие нагрузки
(10 МН), возникают значительные трудности, так как при сохранении удель-
ной нагрузки на уровне 3,5—3,7 МПа (при которой надежно работает боль-
шое число подпятников) увеличиваются размеры колодок. Это крайне неже-
лательно, потому что приводит к увеличению силовых и температурных дефор-
маций колодок, снижающих надежность подпятников. Кроме того, большие
kWWWWWWWWWM
колодки неудобны в эксплуатации, особенно
на генераторах зонтичного типа. Вместе
с тем увеличение удельной нагрузки (свыше
3,5—3,7 МПа) нежелательно, так как это
приводит к ухудшению условий работы под-
пятников и снижению их надежности.
Преодолеть возникшие трудности и сох-
ранить принятый уровень удельной нагру-
зки без увеличения размера колодок можно
при двухрядном расположении колодок.
В двухрядном подпятнике (рис. 47) нагрузка
через ступицу и диск передается на упорные
колодки, расположенные в двух кольцевых
рядах. Упорные колодки лежат на опорных
тарелках, которые опираются на сфери-
Рис. 47. Двухрядное расположение упорных koi
лодок
Конструктивные особенности
167
ческие поверхности опорных болтов, ввернутых в балансир. Балансир лежит
на цилиндрической опоре. Число колодок наружного и внутреннего рядов одина-
ково. Колодки попарно связаны балансиром. Нагрузка между наружными и
внутренними колодками распределяется автоматически по закону двусторон-
него рычага (рычага первого рода).
Нагрузка на пары колодок регулируется ввертыванием или вывертыва-
нием опорных болтов наружных сегментов. Положение внутренних болтов в про-
цессе эксплуатации не изменяется. Лишь при монтаже осуществляется уста-
новка их по высоте.
Поскольку число наружных и внутренних колодок одинаково, а располо-
жены они на разном расстоянии от оси вращения, их размеры в плане различйы.
Различны и площади рабочей поверхности наружных и внутренних колодок.
Площадь наружных колодок больше площади внутренних.
Упорные колодки представляют собой кольцевые секторы. В крупных под-
пятниках имеется от 8 до 20 колодок. Их обычно изготовляют из листовой стали,
а рабочую поверхность облицовывают баббитом Б83. Баббит наносят на по-
верхность сегмента способом наплавки или заливки. До последнего времени
на стальной поверхности колодок делали канавки в виде ласточкиного хвоста,
что обеспечивало механическую прочность сцепления баббита с основным ме-
таллом. В настоящее время в большинстве случаев баббит наносят на гладкую
луженую поверхность.
Все более широкое распространение получают колодки с медным подслоем.
На стальную поверхность предварительно наносят слой меди (путем наварки
или методом взрыва), а на него наплавляют баббит. При этом обеспечивается
хорошее сцепление баббита с основным металлом колодки, так как медь хорошо
сцепляется и с баббитом, и со сталью. Толщина слоев баббита и меди 3—4 мм.
При этом несколько улучшается теплоотвод от поверхности трения за счет боль-
шей теплопроводности меди. Когда нагрузки на подпятники невелики, упорные
колодки изготовляют однослойными; при увеличении удельной нагрузки на
упорные колодки подпятника и тепловыделения на поверхности трения возра-
стает деформация, обусловленная перепадом температуры по толщине колодки.
Колодка выгибается в сторону гребня, принимая форму зонтика, что умень-
шает эффективную рабочую поверхность колодки и снижает несущую способ-
ность подшипника. Гидродинамические давления, возникающие в клине, обус-
ловливают заметные (особенно при предельных нагрузках) механические де-
формации, которые суммируются с тепловыми. Наиболее неблагоприятную форму
искривления поверхности имеет колодка с точечной опорой, значительная часть
рабочей поверхности которой выключается из работы. Линейная опора спо-
собствует более благоприятной форме деформации поверхности, обеспечива-
ющей повышение несущей способности. Для получения равенства зазора по
длине выходной кромки ребро качания О'О" располагают параллельно вы-
ходной кромке колодки ОгО2 (рис. 48). Иногда его наклоняют с таким расче-
том, чтобы наибольший щелевой зазор получился у выходной кромки на боль-
шем радиусе колодки. При радиальном положении ребра качания (в турбинах
старых выпусков) наименьший щелевой зазор получается на наибольшем ра-
диусе колодки, вследствие чего изнашивается верхняя часть выходных кромок.
Для уменьшения температурной деформации применяют упорные колодки,
разрезанные по толщине (рис. 49). Верхнюю часть колодки делают относительно
тонкой, нижнюю — толстой. На верхней стороне нижней толстой колодки вы-
полняют радиальные и тангенциальные каналы для отвода тепла от тыльной
стороны верхней колодки и увеличения теплового сопротивления между обе-
ими частями колодок. В результате массивное основание остается сравнительно
холодным и имеет незначительный перепад температур по толщине. Темпера-
турная деформация колодок определяется именно перепадом температур по
толщине основания, так как тонкая верхняя часть колодки свободно лежит на
нижнем массивном основании и прижимается к нему давлением, создаваемым
в масляной пленке.
158
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Такую конструкцию целесообразно применять в крупных тяжелонагру-
женных подпятниках. В подпятниках средних размеров при удельных нагруз-
ках до 3,5 МПа можно использовать обычные однослойные колодки.
В осевых подшипниках мощных паровых турбин колодка состоит из тон-
кой медной пластины с баббитовой заливкой (теплопроводность меди Ml почти
Рис. 48. Схема опирания ко-
лодки
Рис. 49. Разрезные упорные колодки
в 6 раз больше, чем стали или бронзы) и массивного стального основания, омы-
ваемого со всех сторон маслом. Для интенсификации отвода тепла от медной
пластины в основании колодки прорезаны каналы для циркуляции холодного
масла. Для уменьшения вредного влияния баббита на отвод тепла от смазоч-
ной пленки его заливают тонким слоем (1 мм) на гладкую шабреную и луже-
ную поверхность медной пластины.
Применив слоеную колодку, можно увеличить несущую способность под-
шипника на 75% по сравнению с цельными колодками. Недостатком слоеной
Рис. 50. Упорная колодка с асиммет-
ричной выемкой
колодки обычного исполнения является неодинаковость выпучивания неравно-
мерно нагреваемой медной пластины от стального основания в сторону пяты.
Этот недостаток устраняется выполнением с тыльной стороны пластины асим-
метричной выемки глубиной до 0,1 мм (рис. 50), расположенной в зоне макси-
мального нагрева. Во время работы подшипника под действием гидродинами-
ческого давления пластина в месте подрезки прогибается в сторону основания
и компенсирует тепловую деформацию [9].
Число колодок подшипника 6—20, чаще 8—12. Число колодок выбирают
так, чтобы наряду с получением допустимой средней нагрузки была обеспечена
хорошая подача масла к каждой колодке. Известно, что во входное сечение ма-
Критерии работоспособности
159
сляного клина вместе со свежим холодным маслом поступает тонкая нагретая
пленка, прилипшая к гребню при прохождении предыдущей колодки. С умень-
шением расстояния между колодками ухудшаются условия омывания их хо-
лодным маслом и усиливается влияние переноса тепла от соседних колодок.
КРИТЕРИИ РАБОТОСПОСОБНОСТИ
Толщина смазочного слоя в месте наибольшего сближения колодки под-
пятника с плоскостью упорного гребня является одним из основных критериев
работоспособности осевых подшипников (подпятников) с самоустанавливаю-
щимися колодками. Устойчивая работа осевого подшипника в режиме жид-
костной смазки обеспечивается при условии Лт1п Лкр.
Минимально допустимая толщина (в мкм) смазочной пленки на выходной
кромке колодки для подпятников гидрогенераторов при номинальной частоте
вращения упорного гребня и вязкости смазки на входе в зазор рвх = 0,035 Па-с
ЛКр2^ (2i> 4- 10) > 30 мкм,
где v— средняя линейная скорость зеркала упорного гребня, м/с.
Рис. 51. Упорный диск
63. ЗНАЧЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТОВ
ks и
Г X		kt
6.3	0,309	2,462
0,4	0,171	1,632
0,3	0,0834	1,041
0,6	0.0336	О',618
0,7	0,0106	0,325
0,8	0,0002	0,135
Для осевых подшипников турбин йкр рекомендуют выбирать, исходя из
следующего условия [34]:
/'крЭг/тах+ 0,01 ММ,
где /лих — наибольший прогиб упорного кольца; для плоского кольца, защем-
ленного по окружности радиуса г вала и имеющего наружный радиус R (рис. 51),
f — ь
I msv - Кп __ -
где k3— коэффициент (табл. 63); рт— средняя удельная нагрузка, приходя»
щаяся на единицу поверхности упорного кольца; Е — модуль упругости; —»
толщина кольца, определяемая из выражения

J krtPm
V [СГ]И
здесь kt—коэффициент (табл. 63).
Вторым критерием, определяющим работоспособность опоры, является
температура смазки в зазоре, измеренная вблизи рабочей поверхности упор-
160
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
ной колодки. Обычно максимально допустимая температура, измеренная та-
ким образом, для подшипников турбин 90° С, для подпятников гидрогенера-
торов 80° С.
На тепловой режим подшипника большое влияние оказывает система входа
масла в смазочный зазор, направленная на исключение завихрений масла на
входе в клин, местных понижений давления и застойных зон перед колодкой,
Рис. 52. Приемные скосы:
а — гиперболический профиль; б — профиль, рекомендованный ХТГЗ и ВТИ
на улучшение температурного режима всей колодки. Лучшие результаты по-
лучены при выполнении специального приемного скоса гиперболического про-
филя (рис. 52, а), предложенного А. К. Дьячковым.
Ординаты (значения х-10~2 в долях от /Д гиперболического профиля вход-
ного конца упорной колодки: х£ = 5; х2 = 2,06; х3 = 1,31; х4 = 0,78; хв =
= 0,49; хе = 0,31; х7 = 0,18; х8 = 0,075; х0 = 0,038; х10 = 0,02.
Всесоюзный теплотехнический институт им. Ф. Э. Дзержинского и про-
изводственное объединение «Харьковский турбинный завод» рекомендуют вы-
Рис. S3. Зависимость несущей спо-
собности от высоты микронеровно-
стей поверхности пяты
поднять входной профиль колодки в виде прямоугольного скоса размером
0,004 1X0,1 I и скругления радиусом 0,04 1(1— длина хорды по средней окруж-
ности колодки, см. рис. 52). При отклоненив формы профиля от оптимальной
ухудшается температурный режим колодки. Профилирование входной части
колодки позволяет увеличить несущую способность подшипника ориентиро-
вочно на 30% [16.]
Зависимость между минимальной толщиной смазочной пленки и ее тем-
пературой и, следовательно, температурой рабочей поверхности колодки учи-
тывают с помощью характеристического числа подпятника [33]
2117	~
PcpDcW In S9 *
А — htnin j/"
Соотношения конструктивных элементов
161
которое является аналогом коэффициента несущей способности (рСр— вязкость
смазки при усредненном значении температуры в смазочной пленке).
Волнистость зеркала пяты при изготовлении не должна превышать 0,03 мм
по периметру, шероховатость поверхности зеркала должна быть не более 1,6 мкм,
шероховатость поверхности колодки не более 6,3 мкм. При увеличении пара-
метра шероховатости поверхности пяты от 1,6 до 10 мкм и неизменном пара-
метре шероховатостей поверхности колодки, равном 6,3 мкм, несущая способ-
ность подшипника существенно снижается (рис. 53).
ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ СООТНОШЕНИЯ КОНСТРУКТИВНЫХ
ЭЛЕМЕНТОВ
Для нормальной работы подпятника точка опирания колодки должна быть
смещена по направлению вращения относительно центра тяжести рабочей по-
верхности упорной колодки (рис. 54). Смещение ОО1 называется тангенциаль-
ным эксцентриситетом колодки и выражается в миллиметрах или в процентах
от средней тангенциальной длины упорной колодки и —	* 100%, или и =
Ad
Q
— 100%. Эксцентриситет считается положительным, если точка опоры О
смещена относительно центра тяжести рабочей поверхности колодки О по на-
правлению вращения (как показано на рис. 54), и отрицательным, если точка
смещена относительно точки О против направления вращения. При совпаде-
нии точек О и Ох эксцентриситет равен нулю.
По классическим методам гидродинамического расчета подпятника, осно-
ванным на ряде допущений (постоянная вязкость масла в масляном клине, от-
сутствие деформаций поверхностей трения и Др.), колодки, имеющие нулевой
и отрицательный эксцентриситет, не обладают грузонесущей способностью.
При эксплуатации подпятников установлено, что их работа возможна с нуле-
вым, а в отдельных случаях и с отрицательным значением эксцентриситета ко-
лодок. Теоретически доказана возможность работы подпятников с нулевым и
даже отрицательным значением эксцентриситета колодки с учетом ее деформа-
ции, изменения вязкости масла в клине и других факторов. Однако чем меньше
эксцентриситет, тем хуже условия работы подпятников. Особенно заметно влия-
ние эксцентриситета на работу колодок крупных
тяжелонагруженных подпятников.
Исследования показали, что до удельной нагру-
зки 4,2 МПа условия работы подпятника с нулевым
эксцентриситетом колодок и эксцентриситетом 10%
отличаются незначительно, а при больших удельных
нагрузках подпятник с нулевым эксцентриситетом
колодок работает значительно хуже.
В подпятниках крупных вертикальных гидроаг-
регатов, имеющих колодки больших размеров, ухуд-
шение условий работы при нулевом эксцентриситете
наступает при меньших удельных нагрузках, что свя-
зано с большим влиянием шероховатости поверхно-
стей трения, неравномерностью распределения на-
грузки между упорными колодками, значительными
силовыми и температурными деформациями и др.
Рис. 54. Схема опирания колодки нереверсивных подпят-
ников (I = АВ}
6 В. А. Воскресенский
162
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Обычно тангенциальный эксцентриситет колодок подпятников гидроге-
нераторов выбирают в пределах 3—12%, причем в последнее время появилась
тенденция к увеличению рекомендуемых значений до 10—12% [1].
В осевых подшипниках паровых турбин эксцентриситет составляет обычно
10%, хотя диапазон рекомендуемых величин 5—16%.
Практика эксплуатации и натурные испытания подпятников показали,
что при увеличении тангенциальных эксцентриситетов понижается максималь-
ная температура колодки и повышается общая надежность работы подпятника [1 ].
Однако при слишком большом значении тангенциального эксцентриситета на
выходной кромке колодки образуется тонкая пленка смазки, легко наруша-
емая во время работы подпятника.
Таким образом, смещение опоры относительно центра колодки приводит
к изменению всех характеристик подшипника, в том числе и коэффициента ук-
лона Р/,- Оптимальное значение Р/, « 3 [6].
I
Отношение для упорных колодок подпятников гидрогенераторов должно
быть в пределах 0,6—1,0. Расстояние между колодками должно быть ие ме-
нее 25% тангенциального размера колодки. Приемный скос иа колодках ре-
комендуется делать в виде гиперболы с заходной кромкой шириной 3—8% раз-
мера колодки по среднему диаметру.
Для турбинных осевых подшипников характерны соотношения размеров;
R	I
= 1,5 <- 2,5; —j— = 0,6 -т- 1,5; число колодок п = 6-ь- 12; отношение поверх-
1\ 1	о
ности всех колодок к поверхности кольца радиусов и /?2 равно 0,7—0,85;
толщина колодки Н2 = (0,25-е 0,50) Ь; суммарный зазор с обеих сторон кольца
А = 0,2ч-0,8 мм; длина заходного скоса Zj = 0,1 Z; расстояние между колод-
ками 18—43% от I {34].
РАСЧЕТ ПОДШИПНИКОВ ПРИ постоянном
НАПРАВЛЕНИИ ВРАЩЕНИЯ
Осевые подшипники с самоустанавливающимися колодками современных
мощных турбин, гидрогенераторов и других машин часто работают в таких
условиях, когда становится существенной теплопередача из слоя смазки в упор-
ный гребень и колодки, а также деформация элементов подшипника. С целью
снижения вредного воздействия тепловых и силовых деформаций применяют
колодки, состоящие из тонкой накладки (стальной или медной) и массивного
основания (см. рис. 49, 50). На границе двух составных частей колодок могут
быть охлаждающие каналы (радиальные для колодок с подводом смазки из ванны
и змеевидные для колодок с индивидуальным подводом смазки). Такое кон-
структивное решение позволяет снизить температуру баббитовой заливки. При
расчете таких конструкций необходимо учитывать неизотермичность процесса
смазки. При этом следует иметь в виду, что безразмерные параметры вычислены
с учетом следующих исходных данных, характерных для большинства кон-
струкций осевых подшипников [29, 30, 33]:
1) приведенного коэффициента теплоотдачи с торцов колодки к маслу в меж-
колодочных каналах ап = 585 Дж/(м2-с-° С);
2) безразмерного параметра Б и относительного приведенного коэффи-
циента теплоотдачи в каналах Уг в зависимости от условий работы колодки и
отношения приведены в табл. 64 (в случае неохлаждаемых колодок Уг = 0).
Значения коэффициента нагруженности £ = (0ч-2) 10е соответствуют осе-
вым подшипникам быстроходных машин (турбин, компрессоров и т. д.); £ =
= (0-ь2) 107 — осевым подшипникам (подпятникам) тихоходных машин (ги-
дрогенераторов).
Расчет подшипников реверсивных машин
163
64. ЗНАЧЕНИЯ ПАРАМЕТРА Б И КОЭФФИЦИЕНТА V,
1 ь	Б	Vi	Z	Б	V1
Быс 0,5 0,555 0,77 0,9 1,111 1,25	’Проходные май 22200	шны 2,5	71 0,56 0,665 0,7 0,715 0,78	i холодные маш 2862 2076 2865 4590 1697	ины 2,0 2,55 2,7 2,13 2,63
	15430				
	13420 3860 15430				
После определения коэффициента нагруженности £, задаваясь параме-
тром Б, теплофизическими параметрами смазки, отношением толщины смазоч-
ной пленки на входе и выходе из клинового зазора между упорными колодками
и упорным гребнем в соответствии с алгоритмом расчета (табл. 65) опреде-
ляется масштабное давление р0, характеристическое число подпятника А, /гт1п
и т. д. По окончании гидродинамического расчета подшипника следует рассчи-
тывать тепловые и силовые деформации колодок (табл. 66 и 67).
Соответствующие безразмерные характеристические коэффициенты при-
ведены на диаграммах 28—38.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ПОДПЯТНИКА
С САМОУСТАНАВЛИВАЮЩИМИСЯ КОЛОДКАМИ
АЛГОРИТМ СОСТАВЛЕН В ПРЕДПОЛОЖЕНИИ
НЕИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ЛАМИНАРНОГО ТЕЧЕНИЯ
СМАЗКИ В ЗАЗОРЕ ПОДПЯТНИКА С УЧЕТОМ ТЕПЛООТВОДА
В ТЕЛО КОЛОДКИ.
Исходные данные для расчета: нагрузка на подпятник W = 4,8-10е Н;
частота вращения пяты со = 44,86 1/с; наружный диаметр колодки О2 = 1,41 м;
внутренний диаметр колодки Dr — 0,87 м; угол раствора колодки 0 = 0,37 рад;
количество колодок п = 12; средний радиус выступа опоры колодки г = 0,056 м;
толщина основания колодки Но = 0,09 м; модуль упругости материала осно-
вания Е = 2,1 • 1011 Н/м2; температурный коэффициент линейного расшире-
ния материала основания а = 12-10-6 1/° С; температура смазки в масляной
ванне или в маслосистеме t0 — 40° С; система смазки колодок подпятника —
ванна; толщина баббитовой заливки 6g = 5-10“3 м; толщина медного слоя 6М;
коэффициент теплопроводности баббита Xg = 33,5 Вт/(м-°С); коэффициент
теплопроводности стали Хст = 58 Вт/(м-° С); коэффициент теплоотдачи от ме-
талла к жидкости в каналах а= 58,5 Вт/(м-°С); коэффициент теплопровод-
ности смазки Х = 0,126 Вт/(м-°С); теплоемкость смазки с= 1930 Дж/(кг-° С);
плотность смазки р = 880 кг/м3. Расчет дан в табл. 65.
РАСЧЕТ ПОДШИПНИКОВ РЕВЕРСИВНЫХ МАШИН
Создание машин с изменяющимся направлением вращения вала, например
обратимых гидрогенераторов — двигателей для аккумулирующих гидроэлек-
тростанций (ГАЭС), вызывает необходимость применения колодок упорных под-
шипников с центрально расположенной опорой (е = 0), что приводит к ухуд-
шению условий образования масляного клина, возрастанию потерь трения н
температуры баббитовой заливки колодок.
6*
164
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
65. РАСЧЕТ ПОДПЯТНИКА
С САМОУСТАНАВЛИВАЮЩИМИСЯ КОЛОДКАМИ
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Резуль- тат
Средний диаметр колодки £>с, м Длина заходного скоса 4, м Средняя шнрнна колодки /. м Длина кол од кн Ь, м Эффективная площадь колодкн 5Э, м2 Коэффициент уклона колодки Вязкость смазки на входе в сма- зочный слой рвх, Па.с Масштабное давление р0, Па Коэффициент нагруженностн Коэффициент потерь в смазочном слое | Коэффициент расхода через вход- ную кромку £вх Характеристическое число под- пятника А Минимальная толщина смазочного СЛОЯ	мм Безразмерный тангенциальный эксцентриситет м Тангенциальный эксцентриситет /т, м Максимальная температура по- верхности колодки ?тах, °C Радиальный эксцентриситет ef, м Гидродинамические потери N, кВт Дисковые потери А'д, кВт Суммарные потери	кВт Полный расход смазки Q, м8/с	Dc = 0,5 (Dj + О2) Zj = С, 0500с 1 = 0,50Dc — 1± Ь : 0,5 (О2 — О,) 5Э = Ы Задается произвольно = 2,5-нЗ,5 Определяют по графику д = f (Z) при t = tn СР^ВХОс“ Р°	4КБ 1 = -*- л5э^вх См. диаграмму 28 См. диаграмму 29 См. диаграмму 30 . 	!_ 1/ min	Г	2Ар„ См. диаграмму 31 е% = (и — 0,5) 1 См. диаграмму 32 См. диаграмму 33 N = Оссо2И]вх/2П£ См. диаграмму 34 Л/ 2 = N 4- Д/д Q =0,5£|2/Юп?вх	1.14 0,0211 0,19 0,27 0,0513 3 0,043 1,32.10е 4,04.10» 4850 4,4.10-» 58 0,055 0,58 0,0152 67,2 0,0162 207,26 38,688 245,95 0,292-10-»
Расчет подшипников реверсивных машин
165
66. РАСЧЕТ ТЕПЛОВЫХ И СИЛОВЫХ ДЕФОРМАЦИЙ КОЛОДОК ПОДПЯТНИКА
ПРИ РАЗЛИЧНЫХ СПОСОБАХ ОПИРАНИЯ
Определяемый параметр	Тарельчатое опирание Расчетная зависимость	Результат	Точечное опирание Расчетная зависимость	Результат
Тепловая деформация колодки *J fv м Радиус пластины, равновеликой по площади колодки R, м Безразмерный коэффициент си- ловой деформации f0 Силовая деформация	м Суммарная деформация	м Характеристический коэффициент подпятника А Приведенный коэффициент де- формации kf Коэффициент влияния деформа- ции на Amin, kh Минимальная толщина смазочно- го слоя деформированной ко- лодки h0 mjn, мм •* Тепловые деформации р ствует.	otpl2 R= I/ f п См. диаграмму 35 ,	г WRZ	0,128 7,5-10-8 0,032-10-6 0,32.10-6 0,295 1,72.10-2 1.0 0,055 ых колодок;	а г2 fi- SH. Ро + О-75^ z0)l «=1^4 См. диаграмму 36 . f W	0,128 0,025 1,067-10—* 1,067.10-’ 0,295 5,74.10-2 1,0 0.055 5 к отсут-
	fw~f° ПЕН?, fs, = ft + fw См. диаграмму 37 kf = -	10 ЛШ1П См. диаграмму 38 ho mln “ khhram ассчитывают только для однослойн!		f0 hEH0 fx = ft+ fw' См. диаграмму 37 .	fzA Af = —	 10 ‘ лтш См. диаграмму 38 ho mln = khhm\n принудительное охлаждение колоде	
166
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
67. РАСЧЕТ ОХЛАЖДАЮЩИХ ТРАКТОВ КОЛОДКИ ПОДПЯТНИКА
(ДВУХСЛОЙНАЯ КОЛОДКА)
Определяемый параметр	Расчетная зависимость	Результат
Приведенный коэффициент тепло- отдачи в каналах ?!	Задают по табл. 64	2.7
Приведенный коэффициент тепло- проводности Хп, Вт/(м.°С)		26,7
Шаг между каналами hK	Задают конструкт инн о	0,044
Поверхность охлаждающих кана- лов	„ _	Ь к	“к	'	7,7.10-"
28. Диаграмма гидродинамических потерь в подпятнике													
Безразмерный коэффициент гидро- динамических потерь £ - определяют_по кривой при различных -4- [5, 29, S3]. Ь ,													
4-=о,б b	2,0								6-22200					
								hfU					
*	t		/л V X	ifi " X Л	1>5 Гу/	1fi										
													
													
													
													
	\б					lh							
		1//^	1.9				ч							
г						7	6	8	12	16 1-10							-5
ъ-Ю-6	Значения £*10-3 при Р/2				£•10-'		Значения g-10~3 прн рд						
	2,0		2,5	3,0			2,0			2,5		3,0	
3 5 7 9 11 13 16 17 20	Vi — 0; 1,32 1,56 1,73 1,85 1,94 2,00 2,05 2,07 2,09		5 — 22 200 1,25 1,48 1,65 1,78 1,88 1,96 2,01 2,04 2,06	1,22 1,45 1,62 1,76 1,86 1,94 1,99 2,03 2,05	3 5 7 9 11 13 15 17 20		?, = 2,5; 1,37 1,57 1,72 1,82 1,90 1,96 2,01 2,06 2,14			Б = 22 20 1,25 1,46 1,62 1.74 1,83 1,90 1,95 2,00 2,07		0 1,41 1,59 1,72 1,81 1,88 1,93 1,98 2,05	
Расчет подшипников реверсивных машин
167
Продолжение диаграммы 28
4- = 0,555
О

.10-»	Значения £.1О"3 при			Е-Ю-»	Значения g.10-8 при (3^		
	2,0	2,5	3.0		2,0	2,5	3,0
	V, = 0.**;	Б = 15 430			V, = 2,5 *2;	Б = 15 430	
5	1,500	1,420	—	5	1,275	1,460	
7	1,650	1,570	1,520	7	1,433	1,550	1,520
0	1.750	1,685	1,638	9	1,567	1,660	1,638
11	1,840	1,765	1,725	И	1,670	1,743	1,725
13	1,905	1,835	1.800	13	1,760	1,820	1,800
15	1,960	1,900	1,860	15	1,835	1,880	1,860
17	2,010	1,955	1,915	17	1,910	1,935	1,915
20	2,075	2,025	1,980	20	2,000	1,990	1,980

14
7,2
1ft
				
	г,=о 	r,=2fi				
А	/Л	А	\ =2,5	i>h=3,0
// /				
8
4
12	№ i-10~f
4 = 0,77
b
0,80
Е-10-»	Значения £.10-3 при Р/;			Е-Ю-»	Значения |-10~а при Р/,		
	2,0	2,5	3,0		2,0	2.5	3,0
3	V, = 0 •>; 0,980	Б = 15 430 0,960	0,925	3	Vi = 2,5 »•; 0.980	Б = 15 43 0,900	0 0,850
6	1,115	1,110	1,090	6	1,165	1,100	1,070
9	1,212	1,175	1,150	9	1,295	1.250	1,225
и	1,263	1,202	1,180	и	1,366	1,330	1,300
13	1,305	1,220	1,200	13	1,420	1,390	1,365
15	1,340	1,300	1,215	15	1,475	1,450	1,420
17	1,375	1,235	1,220 1,225	17	Г, 5 76	1,505	1,462
20	1,415	1,240		20	1,597	1,570	1,523
ЛИНИИ.
** Сплошные ____
*2 Штриховые линии
168
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 28
4 = 0,9
Значения £.10-“ при Рд
Значения £• 10_* при Р/,
	2,0	2,5	3,0	4,0		2,0	2,5	3,0	4,0
	Т, = 0	Б = 13	420			т, = 2,5; Б = 13 420			
2	0,900	0,791	0,701	,—	2	0,850	0,770	0,730	—
4	1,085	1,049	0,970	0,910	4	1,070	0,100	0,965	0,900
6	1,190	1,167	1,090	1,048	6	1,175	1,125	1,085	1,040
8	1,255	1,220	1,177	1,140	8	1,250	1,200	1,165	1,130
10	1,315	1,277	1,244	2,150	10	1,310	1,270	1,240	1,210
12	1,350	1,324	1,304	1,270	12	1,370	1,330	1,310	1,240
14	1,380	1,360	1,340	1,314	14	1,420	1,400	1,350	1,330
									
4= ..И
В.Ю-»	Значения £.10~8 при			£.10-»	Значения £.10~8 при		
	2,0	2,5	4,0		2,0	2,5	4,0
	V, = 0;	Б = 3860			Vi = 2,5;	Б = 3860	
2	0,724	0,670	0,600	2	0,665	—	0,573
5	1,010	0,950	0,875	5	0,900		0,835
9	1,200	1,145	1,076	9	1,144		1,057
13	1,310	1,270	1,200	13	1,320	——	1,192
17	1,400	1,360	1,300	17	1,440	—	1,320
20	1,435	1,405	1,365	20	1,497	——	1,410
25	1,486	1,474	1,430	25	1,566	—	1,480
Расчет подшипников реверсивных машин
169
Продолжение диаграммы 28
1.-10
0,6
да
Д7
0,6
0,5
0
1-Ю'5
1,25
ь
Значения £-10~3 при р^
Значения g.M)-8 при Р/,
IV	2,0	2,5	3,0	4,0	1 V	2,0	2,5	3,0	4,0
2	71 = 0 0,535	Б = 15 0,558	430 0,593	0,641	2	Vi = 2, 0,510	5; Б = If 0,520	430 0,532	0,576
4	0,666	0,686	0,722	0,760	4	0,660	0,670	0,691	0,722
6	0,737	0,754	0,781	0,822	6	0,761	0,772	0,780	0,805
8	0,795	0,809	0,833	0,868	8	0,826	0,833	0,850	0,868
10	0,846	0,858	0,879	0,918	10	0,877	0,882	0,888	0,916
12	0,900	0,910	0,923	0,940	12	0,916	0,927	0,935	0,952
14	0,932	0,943	0,951	0.965	14	0,945	0,955	0,963	0,972
(,-1О"*
Ц9
0,8
0,7
—	4=0	5*2.867	
			
ЛМ7-		fih=3,0	
			
I
b ~~
=0,56
Ofi-----------------------;—S
о ч в 12 1-ю6
Е-10-»	Значения g.lO-4 при fy.	
	2,7	3,0
71 =	0: Б = 2862	
4	0,642	и,649
6	0,748	0,631
8	0,806	0,796
10	0,853	0,844
12	0,896	0,885
14	0,936	0,921
71 = 2,0; Б = 2862		
4	0,678	0,651
6	0,760	0,634
8	0,813	0,799
10	0,858	0,847
12	0,903	0,889
14	0,941	0,925
~ = 0,665
ь
С-10-®	Значения £-10~4 при р^			
	2,4 |	2,7	3,0	3,3
	Ti ==	0; Б =	2076	
2,5	0,356	0,345	0,341	0,334
3,0	0,375	0,363	0,360	0,356
4,0	0,418	0,396	0,394	0,389
5,0	0,437	0,423	0,419	0,415
6,0	0,462	0,445	0,442	0,438
7,0	0,479	0,464	0,464	0,457
8,0	0,492	0,476	0,475	0,470
9,0	0,494	0,486	0,485	0,480
	7i = 2	,55; Б =	= 2076	
2,5	0,356	0,349	0,343	0,338
3,0	0,376	0,367	0,362	0,359
4,0	0,420	0,400	0,405	0,394
5,0	0,440	0,432	0,425	0,427
6,0	0,468	0,456	0,445	0,442
7,0	0,485	0,476	0,468	0,462
8,0	0,500	0,492	0,483	0,475
9.0	0,504	0,495	0,494	0,489
170
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 28
М0-»
-L = 0,70
ь
Значения £*10“4 при Р/г
£•10“»
Значения £-10—4 при р^
3,0
2,7
3,3
2,7
2,4
2,4
3,0
3,3
	= 0;	Б = 2865			Т1 = 2,7;		Б = 2865		
4	0,506	0,493	0,481	0,479	4	0,510	0,495	0,486	0,482
6	0,566	0,557	0,546	0,544	6	0,571	0,560	0,552	0,545
8	0,611	0,602	0,593	0,590	8	0,615	0,604	0,598	0,594
10	0,645	0.635	0,628	0,625	10	0,652	0,641	0,632	0,630
12	0,672	0.663	0,656	0,653	12	0,681	0,668	0,658	0,662
14	0,694	0.685	0,678	0.675	14	0,700	0.693	0.690	0,685
Значения £-10-‘ при Р^
Значения £-10~4 при Р^
£.10-»
МО"»
3,5
3,0
3,5
3,0
Т1	= 0; Б = 4590		Vi	= 2,13; Б —	1590
3	0,336	0,327	3	0,335	0,324
4	0,362	0,356	4	0,369	0,358
5	0,385	0,378	5	0,394	0,384
6	0,406	0,400	6	0,413	0,405
7	0,424	0,419	7		—
?	0,439	0,435	8	—	
9	0,452	0,446	9	•—	—
10	0,458	0,452	10		—
Расчет подшипников реверсивных машин
171
Продолжение диаграммы 28
~ ==0,78
о
Значения g-lO-4 при ₽/,
	2,4	2,7	3,0	3,3	3,6
		Vi =	0; Б = 1697		
4	0,427	0,423	0,416	0,410	0,404
6	0,476	0,472	0,467	0,463	0,458
8	0,515	0,510	0,505	0,502	0,499
10	0,542	0,537	0,533	0,531	0,528
13	0,574	0,570	0,565	0,564	0,561
16	0,594	0,591	0,587	0,587	0,585
		т, = 2,63; Б = 1697			
4	0,436	0,427	0,421	0,413	0,405
6	0,487	0,479	0,472	0,465	0,462
8	0,524	0,517	0,512	0,507	0,504
10	0,553	0,547	0,536	0,531	0,529
13	0,587	0,582	0,576	0,570	0,568
16	0,615	0,610	0,605	0,598	0,594
29. Диаграмма безразмерных
коэффициентов расхода смазки
через входную кромку сегмента
-f = U,5
£.10-“	Значения <7BX-10b при		
	2,0	2,5	3,0
Vi = 0; Б =		22 200	
!	3	29,50	34,00	—
6	16,50	22,20	23,8
9	10,70	15,70	18,0
11	9,56	13,50	15,7
13	8,70	12,10	14,1
15	8,20	11,00	12,7
Г7	7,80	10,15	11,7
20	7,55	9,10	10,3
Тх =	2,5; Б =	22 200	
3	28,0	33,2	—-
6	18,4	21,5	25,4
9	15,1	17,2	18,7
11	13,3	15,3	16,2
13	11,6	13,7	14,6
15	10,3	12,4	13,3
17	9,1	11,3	12,1
20	7,8	9,7	10,6
172
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 29
-4- = 0,555
Ь
Ь
0,9
5-ю-6	Значения	ПРИ Pft		
	2,0	2,5	|	3,0
V	= 0; Б =	15 430	
3	26,50	31,80		
6	16,20	19,90	21,80
9	11,20	14,42	16,50
11	9,56	12,10	14,24
13	8,61	10,50	12,70
15	8,00	9,51	11,62
17	7,57	8,90	10,86
20	6,88	8,ЙО	9,90
Т1	= 2,5; Б =	15 430	
3	26,30	30,20	—
6	17,20	20,00	20,80
9	12,80	15,00	16,36
11	11,00	12,85	14,20
13	9,80	11,35	12,66
15	8,88	10,20	11,44
17	8,20	9,40	10,50
20	7,31	8,45	9,50
	Значения	0ВХ-Ю”	при ₽Л
t.10~Б			
			
	2,0	|	2,5	3,0
1	= 0; Б -	= 15 430	
3	18,00	22,00		25,80
6	13,30	13,70		15,40
9	10,10	0,70	11,60
11	8,46	9,32	10,20
13	7,20	8,22	9,20
15	6,21	7,34	8,40
17	5,48	6,60	7,73
20	4,82	5,78	6,87
V	= 2,5; Б	= 15 430	
3	17,20	22,80		25,00
6	10,96	3,30	14,80
9	8,12	10.00		11,45
11	7,10	8,55	9,86
13	6,14	7,62	8,82
15	5,68	6,79	7,90
17	5,26	6,22	7,23
20	4,82	5,80	6,65
	Значения	<7ВХ-106 п₽и ₽Л	
			
			
	2,0 | 2,5 1 3,0 | 4,0		
V	= 0; Б =	13 420	
2	15,70 20,00 23,60	—		
4	10,20 13,60	15,10	18,60		
6	7,40 11,70 11,		70 13,80
8	5,90	9,20	9,90 11,70		
10	5,17	7,66	8,40 10,00		
12	4,68	6,32	7,18	8,74		
14	4,44	5,61	6,32	8,12		
V1	= 2,5; Б = 13 420		
2	16,30 20,80 24,		10	—
4	10,70 13,30 16,10	19.30		
6	7,95	10,00 11,		90	13,80
8	6,42	8,21	9,70 11,30		
10	5,60	7,13	8,30	9,75		
12	5,00	6,22	7,40	8,78		
14	4,70	5,68	6,71	8,00		
Расчет подшипников реверсивных машин
173
Продолжение диаграммы 29
Значения	«вх-Ю6 прн	1 i	Значения 9ВХ*Ю® прн
2,0 | 2,5 |	3,0 | 3,5 [ 4,0		2,0 | 2,5 [ 3,0 | 3,5 | 4,0
b-io—	Значения 9вХ«10в	при р/,	£.10—	Значения 4ВХ'ЮВ прн
	2,0 | 2,5 | 3,0	| 4-°		2,0 | 2,5 | 3,0 | 4,0
= 0; Б = 15 430
2	10,70	14,10	16,60	20.00
4	7,03	8,64	10,60	12,80
6	5,55	6,38	7,64	9,10
8	4,60	5,27	6,12	7,40
10	3,74	4,40	5,17	6,36
12	3,34	4,06	4,66	5,90
14	3,11	3,77	4,07	5,78
Vt = 2,5; Б = 15 430
2	14,20	18,70	20,30	23,30
4	9,00	12,10	13,10	15,40
6	6,72	8,60	9,55	11,30 9,00
8	5,18	6,82	7,41	
10	4,31	5,74	6,33	7,72
12	3,91	5,27	5,81	7,05
174
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 29
2
0
Чех-ю5
6
5
4
3
	БЧ8В2		
	№		
		!№,7	
			
			
4
8
ь
= 0,66
12 l-W's
с
.10-’	Значения *вх-105 при		E-ю-’	Значения ?ВХ-10' при Ph	
	2,7	3,0		2,7	3,0
V, =	0; Б =	2862	Vi =	2,0; Б	= 2862
4	5,25	5,62	4	5,24	5,61
6	4,10	4,43	6	4,09	4,42
8	3,41	3,67	8	3,40	3,66
10	2,90	2,91	10	2,99	2,90
12	2,50	2,77	12	2,49	2,76
14	—	1,45	14	—	1,44

г2
7
6
5
4
3
А	Б=2О76		
\угп	0h=2fi		
	\,7'7		
			=33
		<хХ	
			
6
4
8 i-1d's
ь
= 0,665
£.10-*
Значения ?BX-10s при р/г
2,4
3,3
= 0; Б =
2076
Vi
2,5	6,50	7,11	7,83	8,12
3,0	5,81	6,33	6,79	7,13
4,0	4,82	5,24	5,63	5,97
5,0	4,18	4,50	4,81	5,12
6,0	3,71	4,02	4,30	4,55
7,0	3,34	3.64	3,82	4,11
8,0	3,02	3,31	3,55	3,77
9,0	2,74	3,00	3.22	3,46
	Vi =	2,55; Б =	= 2076	
2,5	6,47	7,08	7,80	8,69
3,0	5,78	6,30	6,77	7,10
4,0	4,79	5,21	5,61	8,94
5,0	4,16	4,48	4,79	5,10
6,0	3,69	4,00	4,28	4,53
7,0	3,32	3,62	3,81	4,09
8,0	3,00	3,29	3,54	3,76
9,0	2,72	2,98	3,21	3,45
4^°S
5
3
2
О
		Б’МбЗ	
\			
		,3,0	
			
			
4		h	№
	£.10-’	Значения ?вх«10б при			
		2,4	2,7	3,0	3,3
		Vi	0; Б = 2865		
	4	4,10	4,50	4,87	5,25
	6	3,17	3,48	3,77	4,04
Л- =	8	2,66	2,89	3,18	3,32
Ъ	10	2,29	2,51	2,66	2,88
— 0,7	12	2,00	2,20	2,36	2,54
	14	1,75	1,97	2,12	2.26
		Т1 = 2,7; Б =		2865	
	4	4,08	4,49	4,85	5,23
	6	3,15	3,47	3,75	4,02
	8	3,64	3,88	3,16	3.30
	10	2,28	2,50	2,64	2,87
	12	1,99	2,19	2,35	2,53
	14	1,74	1,96	2.11	2,25
Расчет подшипников реверсивных машин
175
Продолжение диаграммы 29
4- = 0,713
ь
2	4	6	8	Т,-10^
Значения <7ВХ • 10” прн Р/,
t-iO-'
МО"»
3.3
3,0
3,5
Значения 9ВХ-ЮБ при Р^
зТо"
V, = 0; Б = 4580			I	7, = 2,13; Б — 4590		
3	6,34	6,94	з	6,32	2,92
4	5,31	5,74	1	4	5.29	6,72
5	4,54	4,93	б	4,52	4,91
6	4,02	4,40	6	4,01	4,38
7	3,63	3,98	7	3,62	3,97
8	3,30	3,63	8	3,29	3,62
9	3,03	3,33	9	3,02	3,32
10	2,77	3,06	ю	2,76	3,04
Si,»1
-г- =
О
12
10-е	Значения <?ВХ-ЮБ при рЛ		т	Значения <?гх 10е			прн РЛ
/л	2,4 | 2,7 |	3,0 | 3,3 | 3,6		2,4	1 2’7 1	3,0 |	3,3 | 3,6
	?i = 0;		Б = 1697			= 2,ег			; б =	1697	
4	4,93	4,64	4,43	4,07	3,72	4	4,91	4,62	4,41	4,05	3,70
6	3.77	3,68	3,38	3,13	2,87	6	3,76	3,56	3,36	3,11	2,85
8	3,12	3,11	2,76	2,57	2,37	8	3,11	3,09	2,74	2,55	2,35
10	2,69	2,54	2,37	2,22	2,06	10	2,68	2,53	3,36	2,20	2,04
13	2,22	2,11	1,95	1,82	1,67	13	2,21	2,10	1,94	1,81	1,68
J6	1,90	1.79	1,66	1,55	1,41	16	1.90	1,78	1.65	1,54	1,40
176
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
30. Диаграмма несущей способности
и характеристическое число подпятника
Безразмерный коэффициент нагружениости
W
Е nS9a^BX
А = f (£) — характеристическое число под-
пятника, которое определяют по кривой при
I
различных
_i_=0,5
С-ю’6	Значения А при Рд			С-ю
	2,0	2,5	3,0	
	i’i = 0; Б =	= 22 200		
3	10,0	—	—	3
5	22,0	12,0	—	5
7	35,0	20,0	13,0	7
9	49,0	29,5	18,6	9
И	65,5	39,2	26,0	11
13	84,0	49,0	33,6	13
15	104,0	60,5	41,2	15
17	124,0	71,0	49,6	17
20	150,0	88,0	63,0	20
	Значения А при Рд			
С-10-'				
	2,0	2,5	3,0	А
	V, = 0; £	= 15 430		900
3	100	50		800
5	180	99	к—	700
7	273	150	107	600
9	381	204	149	
и	504	276	197	500
13	622	358	250	
15	796	449	309	
17	950	545	372	
19	1160	657	442	
20	1220	703	478	
	Vi = 2,5;	Б = 15 430		200
3	74	49	—,	
5	149	91	•_	
7	196	139	102	
9	357	198	145	
И	485	270	197	100
13	620	355	250	90
15	796	440	309	80
17	950	530	372	70
19	1160	634	442	№
20	1220	683	478	а
Значения А при Рд
2,0
3,0
Vi = 2,5;
21,8
35,0
48,0
63,0
78,4
94,3
114,0
142,0
Б
= 22 200
10,0
17,6
27,0
38,0
51,5
68,1
87,7
117,0
13,0
18,6
24,8
31,2
38,2
46,0
60,0
= 0,555
о
		5*15930			
-		-77=0 -Г/ = 7,У				
					
					>>
					
		Р/ГЫ	^7		
			/ .		
		А			
		// П			
		п .	// 2%		
					
		/'			
		Ч/А			
		///			
		Л ч			
... 1					
		7	'			
					
		Г				
9
В
12	16 f-IO^
Расчет подшипников реверсивных машин
177
Продолжение диаграммы 30
Е-10-6	Значения А при (3^		
	2,0	2,5	3,0
V	= 0; Б =	15 430	
2	76							
4	175	88	45
5	291	166	81
8	430	237	132
10	578	321	192
12	729	419	261
14	905	523	348
16	—	645	435
18	—	758	525
20	—	880	622
Vi	= 2,5; Б =	= 15 430	
2	76	—				
4	175	90	57
5	291	152	102
8	430	222	154
10	575	300	213
12	710	393	280
14	875	495	356
16		600	435
18	—	722	525
20	—>	840	622
Значения А при рд
1 о ЬЛ	2,0	2,5	3,0	3,5	4,0
	Vi =	= 0; 7	= 13 420		
2	75	41	31	29,0	—
4	180	103	70	54,2	39
6	309	184	124	89,0	62
8	461	277	190	137,0	94
10	654	379	269	193,0	137
12	843	483	350	252,0	186
13	956	552	388	289,0	211
	Vi =	2,5;	Б =	3 420	
2	74	45	32	25	—
4	190	99	65	54	—
6	324	170	110	97	67
8	474	263	166	143	104
10	636	367	240	193	149
12	800	482	324	242	200
13	880	550	367	271	228
178
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 30
£.10-»	Значения А при Р/2				
	2,0	2,5	3,0	3,5	4.0
	V1 =	0; Б	= 3860		
2	50	31	30	30	29,5
5	131	75	60	51	40,0
9	276	155	106	83	58,0
13	472	246	158	120	84,0
17	708	367	222	171	120,0
21	955	508	318	240	174,0
25	—	662	446	244	249,0
	Т1 = 2,5; £		= 3860		
2								
1	5		68	46	36	28
!	9	143		101	79	61
13	230		170	127	97
17	337		243	184	142
21	470		332	253	196
25	606		421	345	258
4- =1,25
ь
— = Ы5
£.10-»	Значения А при Р^				£• 10—»	Значения А при Р/2		
	2,0	2,5	3.0	4,0		2,5	3,0	4,0
	V, =	0; Б = 15 430			V,	= 2,5; Б	= 15 430	
2	128	56	51	35	2	61	45	31
3	190	93	79	55	3	103	73	47
4	271	143	112	74	4	159	107	70
5	370	200	148	93	5	225	145	87
6	477	258	187	114	6	294	186	123
7	582	327	230	136	7	368	230	152
8	695	398	279	161	8	432	279	179
9	810	474	330	188	9	510	330	204
10	944	556	386	222	10	583	386	240
И	1010	655	445	259	11	670	445	272
12		760	515	290	12	760	515	310
Расчет подшипников реверсивных машин
179
Продолжение диаграммы 30
С
Е-Ю-»	Значения А при РЛ		Мо-«	Значения А прн РЛ	
	2,7	3,0		2,7	3,0
71 =	0; Б =	= 2862	V, =	2; Б =	= 2862
4	60	48	4	60	48
6	102	85	6	102	85
8	144	121	8	143	120
10	192	162	10	190	160
12	250	211	12	248	209
14	320	271	14	310	268
Значения А при Рд
	2,4 |	2,7	3,0	3,3
	71 = 0;	Б = 2076		
2,5	76	62	48	40
3,0	97	79	62	51
4,0	142	112	90	76
5,0	191	147	121	104
6,0	245	186	155	132
7,0	306	230	193	164
8,0	372	288	235	200
9,0	452	356	288	245
V	i = 2,55; Б =		2076	
2,5	76	61	47	39
3,0	96	78	61	50
4,0	141	ПО	90	75
5,0	188	145	120	102
6,0	238	184	154	130
7,0	295	225	191	161
8,0	358	275	228	195
9,0	428	335	277	236
= 0,665
О
t
.10-'	Значения А при [3/,			
	2,4	2,7	3,0	3,3
	71 =	0; Б = 2865		
4	90	71	56	46,5
6	153	118	95	81,0
8	220	173	140	117,0
10	298	230	193	152,0
12	388	303	255	205,0
14	495	391	320	260,0
	Vi =	2,7; Б —	2865	
4	90	71	55	46
6	152	117	94	80
8	218	172	138	116
10	295	228	190	156
12	384	300	251	203
14	480	386	315	257
180
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 30
-т- = 0,715
Ь
.-01-2	Значения А при ₽Л		£.10-'	Значения А при ₽Л	
	3,0	3,5		3,0	3,5
V1 =	= 0; Б	= 4590	V, = 2,13;		
				Б = 4590	
3	74	56	3	73	56
4	1 07	83	4	106	82
5	146	116	5	145	113
6	190	145	6	188	142
7	230	182	7	227	178
8	280	220	8	276	215
9	334	261	9	328	254
10	400	312	10	390	308
— = 0,78
и
300
200
100
700
600
500
4о0
ВО
10
60
50
40
	Б-1697				
					
					
			7 А		7f
					
	2,7 /	^//			
					
	3oJjу				
					
					
		3,3			
	///А,	=3,6			
					
					
/					
П					
и					
В
30
О 4
А
12	1'10'в
Значения А при |'/3
	2,4	2.7	3,0	3,3	3,6
4	98	Vi = 0; 76	Б = 1697 62	55	46,5
6	165	136	120	96	85
8	256	200	162	138	125
10	350	272	220	188	166
12	463	357	290	245	215
14	600	458	369	316	273
16	770	585	470	405	348
4	98	Vi = 2,63 75	Б = 1697 61	54	46,b
6	164	134	119	95	84
8	252	197	ISO	136	122
10	340	268	212	185	163
12	440	348	277	238	210
14	560	440	352	303	266
16	710	550	450	388	332
Расчет подшипников реверсивных машин
181
31. Диаграмма безразмерного тангенциального эксцентриситета
х — (Хг— 0,5), где
опоры сегмента, которая
х безразмерная тангенциальная координата точки
определяется по кривой при различных -i—.
— =0.5
Значения и при Р/г
Значения х при р/г
* V	2.0	2,5	3,0	b- IV	2,0	2,5	3,0
	?1 = 0; Б	= 22 200			Т1 = 2,5; 1	= 22 200	
3	0,5425	0,5685	—	3	0,5582	0,5690	——
4	0,5390	0,5617	0,5680	4	0,5470	0,5620	0,5700
8	0,5305	0,5477	0,5600	8	0,5250	0,5477	0,5610
12	0,5240	0,5400	0,5550	12	0,5170	0,5390	0,5530
16	0,5190	0,5365	0,5520	16	0,5148	0,5360	0,5482
20	0,5163	0,5350	0,5500	20	0,5118	0,5490	0,5460
-7- « 0,555
о
£.10-'	Значения х при р^			£.10-"	Значения х при P/t		
	2,0	2.5	3,0		2,0	2,5	3,0
	Т1 = 0; Б	= 15 430			Ti = 2,5; Б = 15 430		
3	0,544	0,5690	0,5770	3	0,5440	0,5690	0,5830
4	0,542	0,5655	0,5720	4	0,5420	0,5655	0,5730
8	0,534	0,5510	0,5685	8	0,5335	0,5500	0,5650
12	0,528	0,544	0,5625	12	0,5260	0,5430	0,5550
16	0,524	0,540	0,5580	16	0,5210	0,5380	0,5510
20	0,520	0,537	0,5550	20	0.5175	0,5350	0,5500
J 82
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 31
—- = 0,77
о
Значения и при Р/2
Значения х при f}^
	2,0	2,5	3,0		2,0	2,5	3,0
	Vj = 0; Б = 15 430				Vi = 2,5;	Б = 15 430	
3	0,5440	0,5600	0,5830	3	0,5425	0,5600	0,5825
4	0,5410	0,5570	0,5790	4	0,5385	0,5570	0,5775
8	0,5340	0,5500	0,5670	8	0,5270	0,5495	0,5640
12	0,5275	0,5460	0,5590	12	0,5210	0,5445	0,5570
16	0,5220	0,5425	0,5550	16	0,5170	0,5410	0,5535
20	0,5170	0,5400	0,5520	20	0,5150	0,5385	0,5520
—=°
1 о	Значения х при 3^					4>	Значения х при				
	2,0	2,5	3,0	3,5	4,0		2,0	2,5	3,0	3,5	4,0
	V»	= 0; £	= 13 420				V1	= 2,5;	Б = 13 420		
2	0,5490	0,5690	0,5880	0,5980	0,6035	2	0,648	0,571	0,588	0,599	0,668
4	0,5410	0,5600	0,5770	0,5910	0,6000	4	0,540	0,562	0,579	0,592	0,602
6	0,5360	0,5540	0,5700	0,5850	0,5970	6	0,535	0,557	0,573	0,587	0,597
8	0,5320	0,5500	0,5650	0,5810	0,5940	8	0,531	0,553	0,568	0,582	0,592
10	0,5230	0,5480	0,5625	0,5770	0,5920	10	0,527	0,550	0,564	0,578	0,589
12	0,5250	0,5450	0,5600	0,5760	0,5985	12	0,523	0,547	0,561	0,575	0,586
14	0,5240	0,5440	0,5580	0,5720	0,5850	14	0,521	0,545	0,559	0,572	0,584
Расчет подшипников реверсивных машин
183

b
0,600
0,575
0,550
0,575
S4»				6-3860	1 1 1 I И "*»
					—
				3,0	
				V	
			А	•2,0	
Значения и при
6-10-"	2, U	2,5	3,0	4,0
V	= 0;	5 = 15	430	
3	0,548	0,568	0,688	0,612
4	0,542	0,561	0,581	0,605
6	0,534	0,553	0,572	0,597
8	0,529	0,548	0,567	0,591
10	0,525	0,545	0,563	0,587
12	0,523	0,543	0,561	0,585
Vi	= 2,5;	Б = 15	430	
3	0,547	0,568	0,586	—
4	0,541	0,560	0,579	——
6	0,533	0,551	0,569	——
8	0,527	0,546	0,564	—
10	0,523	0,543	0,560	—
12	0,520	0,541	0,558	—
-г- = 0,56
о
Продолжение диаграммы 31
8	12	16 Z0 К Ю'!
*1	Значения и при р/г				
					
	2,0	2,5	3,0	3,5	4,0
					
		Vt = 0;	Б = 3860		
2	0,558	0,580	0,598	0,615	0,625
4	0,551	0,573	0,590	0,608	0,616
8	0,542	0,563	0,581	0,598	0,605
12	0,535	0,557	0,575	0,591	0,599
16	0,530	0,552	0,571	0,587	0,595
20	0,525	0,548	0,569	0,583	0,593
24	0,521	0,544	0,567	0,580	0,591
		= 2,5; Б == 3860			
2			0,578	0,595	0,600	0,622
4	—	0,571	0,588	0,603	0,614
8	—	0,561	0,579	0,594	0,603
12	—	0,555	0,573	0,588	0,597
16	—	0,550	0,569	0,582	0,593
20	—	0,546	0,565	0,578	0,590
24	—	0,542	0,562	0,574	—
0,590
0,570
		5=7862	
			
			
			
0,550
0,545----.--------------------------?
0 k в 72 1'10^
Б-10—*	Значения к при		£.10-'	Значения и прн Р/г	
	2.7	3,0		2,7	3,0
V1	= 0; Б — 2862		V1 =	2,0; Б — 2862	
4	0,571	0,580	4	0,570	0,579
6	0,566	0,575	6	0,565	0,574
8	0,561	0,571	8	0,560	0,570
10	0,557	0,568	10	0,556	0,567
13	0,554	0,563	13	0,553	0,562
184
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
л
0,53
Продолжение диаграммы 31
= 0,665
о
0,60
0,59
0,57
0,55
		6*2076	
	г,-о 	r,-zss			
		Ph”3’3	
^^-1			^3,0 ^2,7
			"рты
6
a j-иг'
2	9
g.io-«	Значения х при р^			
	2,4	2,7	3,0	3,3
	Vi =	0; Б =	2076	
2,5	0,560	0,570	0,580	0,588
4,0	0,554	0,564	0,574	0,582
5,0	0,550	0,560	0,571	0,578
6,0	0,547	0,557	0,568	0,576
7,0	0,545	0,555	0,565	0,573
8,0	0,542	0,553	0,562	0,571
9,0	0,539	0,550	0,560	0,569
	V, = 2,55; Б =		2076	
2,5	0,559	0,569	0,580	0,588
4,0	0,553	0,563	0,573	0,581
5,0	0,549	0,559	0,570	0,577
6,0	0,546	0,557	0,567	0,575
7,0	0,544	0,555	0.565	0,572
8,0	0,542	0,553	0,563	0,571
9,0	0,540	0,551	0,561	0,570
£.10~в
Значения	X При Р/2
2,4 | 2,7	3,0 | 3,3
	Vi = 0;	Б = 2865		
4	0,561	0,570	0,580	0,593
6	0,554	0,565	0,575	0,588
8	0,549	0,560	0,570	0,585
10	0,546	0,556	0,566	0,582
12	0,543	0,553	0,563	0,580
14	0,539	0,551	0,560	0,579
Vi	= 2,7;	Б = 2865		
4	0,560	0,570	0,579	0,588
6	0,554	0,565	0,574	0,583
8	0,550	0,560	0,570	0,579
10	0,546	0,556	0,566	0,575
12	0,543	0,553	0,563	0,572
14	0,54 0	0,55)	0,560	0,570
0,575
0,600
0,550
0,525
— - 0,7
	Л-о Г.=^		6=2865	
				Ph”3’3
				^0
				V Ръ~&
12 1‘10~1
10
8
6
4
Л
Pb-3,s
-4- = 0,715
ь
6*9590
0,600
0,575
—Т~°
--T~W
г3-0
0,550 	 2			6	в		
t-10-о	Значения х при Р/2		£•10-'	Значения х прн р^	
	3,0	3,5		3,0	3,5
V,	= 0; Б = 4590		V, =	2,13; Б = 4590	
3	0,576	0,591	3	0,576	0,590
4	0,572	0,586	4	0,571	0,585
5	0,569	0,583	5	0,567	0,582
6	0,566	0,580	6	0,563	0,578
7	0,564	0,577	7		•—
8	0,562	0,575	8	—	—
9	0,560	0,573	9		——
10	0,558	0,571	10	—	—
Расчет подшипников реверсивных машин
185
Продолжение диаграммы 31
£.10-*
Значения и при Ад				
2,4	2,7	3,0	3,3	3,6
4
6
8
10
13
16
71 = 0; Б		= 1697		
0,557	0,569	0,579	0,587	0,594
0,551	0,563	0,572	0,581	0,588
0,547	0,558	0,568	0,576	0,584
0,542	0,554	0,564	0,572	0,580
0,537	0,548	0,559	0,568	0,575
0,533	0,544	0,554	0,564	0,572
2,63; Б = 1697
Vi =
4	0,567	0,569	0,579	0,587	0,594
6	0,550	0,562	0,572	0,580	0,588
8	0,546	0,557	0,568	0,575	0,584
10	0,542	0,553	0,564	0,572	0,580
13	0,538	0,549	0,559	0,568	0,575
16	0,535	0,546	0,556	0,565	0,583
32. Диаграмма максимальной температуры поверхности сегмента
max
fmax *0* где 4пах — безразмерный коэффициент нагрева поверх-
ности, значения которого определяются по кривым при различных
*max
— = 0,5
$0
2,0
1,0
	Г,-0 Г,"2’5	6‘ШОГ,		
Ph				
	^Ph-	2,0 ! 		„-3.0 1	
8
0
it
12	16 1’10 5
g.io-ft
Значения Л при РЛ
111С1Л	II
£>«l0“n
Значения А при
111 Л	,4
	2,0	2,5	3,0		2,0	2,5	3,0
	Vt = 0; Б	= 22 200			Tt — 2,5; Б = 22 200		
4	2,00	1,84	1,70	4	1,74	1,66	1,59
8	2,55	2,42	2,31	8	2,16	2,08	2,04
12	2,91	2,80	2,72	12	2,45	2,39	2,36
16	3,14	3,08	3,02	16	2,65	2,62	2,59
20	3,35	3,30	3,25	20	2,84	2,82	2,80
186
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 32

1,01_________I I	_________
О 4 S 12	16 '[10'i
С-Ю-6	Значения <^ах при			Е-ю-6	Значения 1^ах при		
	2.0	2,5	3,0		2,0	2,5	3,0
4	V: = 0; Б 1,83	= 15 430 1,58	—	4	Vi = 2.5; 1,62	Б = 15 430 1,55	1,49
8	2,25	2,15	2,06	8	1,96	1,90	1,86
12	2,54	2,45	2,40	12	2,18	2,15	2,10
16	2,75	2,70	2.66	16	2,37	2,35	2,30
20	2,96	2,90	2.86	20	2,54	2.50	2,47
t6
Lmax
7, fl I------------------—,-------------------
О k В 12	16	20 yiO'S
[•!(*-*	Значения 1®1ах при f>h			С-10-6	Значения 1® при Hid Л	«4		
	2,0	2,5	3,0		2,0	2,5	3.0
	Vi = 0; L	= 15 430			V, = 2,5;	Б = 15 430	
4	1,81	1,72	1,65	4	1,63	1,58	1,53
8	2,31	2,21	2,13	8	2,00	1,93	1,89
12	2,62	2,53	2,44	12	2,25	2,18	2,15
16	2,85	2,78	2,70	16	2,46	2,40	2,37
20	3,10	3,00	2,91	20	2,65	2,60	2,57
Расчет подшипников реверсивных машин
187
Продолжение диаграммы 32

М0-'	Значения <^ах при ₽Л				М0-'	Значения 1р]ах при			
	2,0	2,5	3,0	4,0		2,0	2,5	3,0	4,0
У Г = 0; Б		= 13 420			71	= 2,5; Б	= 13 420		
2	1,50	1,30	1,28	1,23	2	1,41	1,33	1,30	>—
5	1,96	1,82	1,74	1,70	5	1,70	1,64	1,61	1,57
8	2,26	2,12	2,05	2,01	8	1,92	1,87	1,83	1,77
11	2,52	2,37	2,30	2,36	11	2,09	2,04	2,02	1,93
14	2,75	2,58	2,50	2,47	14	2,25	2,21	2,20	2,07
b
£.10-'	Значения А при Р, Шал	ч			МО '	Значения 1® ах при Pft		
	2,0	3,0	4,0		2,0	3,0	4,0
	71 = 0; £	= 3860			7i = 2,5;	Б = 3860	
3	1,37	1,32	1,25	3	1,25	1,22	1,20
5	1,50	1,43	1,37	5	1,36	1,33	1,30
10	1,80	1,69	1,63	10	1,55	1,52	1,50
15	2,06	1,92	1,86	15	1,72	1,68	1,66
20	2,28	2,11	2,04	20	1,88	1,84	1,79
25	2,44	2,25	2,16	25	1,96	1,93	1,89
188
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 32
.10- 6	Значения 7® при ШИЛ	11				Мо-6	Значения 7® при ШИЛ	II			
	2,0	2.5	3,0	4,0		2,0	2,5	3,0	4,0
V1 = 0; Б		= 15 430			Vi	= 2,5; Б	= 15 430		
2	1,57	1,42	1,39	1,35	2	1,46	1,40	1,36	1,31
5	2,06	1,91	1,84	1,75	5	1,82	1,78	1,70	1,63
8	2,42	2,23	2,16	2,05	8	2,11	2,05	2,00	1,92
и	2,60	2,52	2,43	2,33	11	2,32	2,27	2,22	2,15
13	2,78	2,69	2,60	2,50	13	2,42	2,38	2,32	2,27
МО-6	Значения 7® при UldX	ri		МО"6	Значения 7^ах при ₽Л	
	2,7	3,0		2,7	3,0
V	= 0; Б = 2862		Т	i = 2,0; Б = 2862	
4	1,69	1,68	4	1,64	1,63
6	1,88	1,87	6	1,82	1,81
8	2,05	2,04	8	1,97	1,96
10	2,20	2,19	10	2,11	2,10
12	2,33	2,32	12	2,24	2,23
14	2,47	2,46	14	2,36	2,34
Расчет подшипников реверсивных машин
189
М0-в
2,5
3,0
4,0
5,0
6,0
7,0
8,0
9,0
£.10-*
4
6
8
10
12
14
Продолжение диаграммы 32
= 0,665
о
Значения при Р,
Шал	/»
£.10-*
Значения 4® при ₽fc
it
2,4
Vi = 0;
1,70
1,79
1,87
2,06
2,19
2,32
2,45
2,58
Б
2,7 | 3,0
= 2076
1,70
1,79
1,86
2,05
2,17
2,29
2,42
2,55
1,70
1,78
1,85
2,04
2,15
2,26
2,39
2,52
— -°’7
3,3
1,70
1,78
1,84
2,03
2,13
2,24
2,37
2,49
2,5
3,0
4,0
5,0
6,0
7,0
8,0
9,0
2,4	| 2,7 | 3,0 |
Vi = 2,55;
1,64
1,71
1,84
1,96
2,08
2,20
2,31
2,43
Б
= 2076
1,64
1,71
1,83
1,95
2,07
2,18
2,29
2,40
1,64
1,71
1,83
1,94
2,06
2,17
2,27
2,38
3,3
1,64
1,71
1,83
1,94
2,05
2,16
2,26
2,36
Значения 4® ах при РЛ
Ti = 0;
Б
2865
3,0
3,3
£.ю-в
Значения при ₽ft
ШИЛ	fl
2,4
3,3
Vi = 2,7;
Б = 2865
1,71
1,83
2,10
2,27
2,42
2,57
1,71
1,83
2,08
2,24
1,38
2,52
1,71
1,83
2,08
2,23
1,36
2,50
1,71
1,83
2,08
2,22
2,35
2,48
4
6
8
10
12
14
1,66
1,86
2,02
2,16
2,30
2,43
1,66
1,86
2,02
2,15
2,28
2,41
1,65
1,85
2,01
2,14
2,27
2,40
1,65
1,85
2,01
2,14
2,26
2,39
Г90
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
Продолжение диаграммы 32
А,
Vi =
3
4
5
6
7
8
9
10
Значения
'max При ₽й
Значения
'max при
3,0
3,5
3,0
3,5
0; Б = 4590
Vi = 2,13;
Б = 4590
1,86
2,02
2,17
2,32
2,46
2,58
2.71
2.82
1,83
1,99
2,14
2,29
2,43
2,55
2,68
3,79
3
4
5
6
7
8
9
10
1,75
1,91
2,04
2,15
1,74
1,90
2,02
2,13
tS
^тах
3,0
1,5
О
2,о
2,5
= О-78
ь
и
в
Значения 1^ах при
72	f-W~6
Значения 1^ах при
	2.4	2,7	3,0	3,3	3,6		2,4	2,7	3.0	3,3	3,6
4	V1 1,75	= 0; £ 1,74	= 169 1,72	1,72	1,71	4	V1 « 1,66	2,63; Б 1,66	= 1697 1,65	1,64	1,64
6	1,96	1,93	1,92	1,91	1,90	6	1,86	1,85	1.84	1,81	1,81
8	2,16	2,12	2,10	2,09	2,08	8	2,03	2,02	2,00	1,97	1,97
10	2,35	2,30	2,27	2,26	2,24	10	2,20	2,19	2,15	2,12	2,12
13	2,65	2,59	2,54	2,52	2,50	13	2,43	2,41	2,37	2,35	2,35
16	2,95	2,87	2,81	2,78	2,75	16	2,69	2,65	2,60	2,59	2,59
33.	Диаграмма безразмерного радиального эксцентриситета
установки сегмента
/ Ку =	 определяют по кривым при различных 4-Е61			
1	Значения х при 0°		
	30	20	10
0,6	0,069	0,059	0,0480
0,7	0,057	0,047	0,0360
0,8	0,045	0,036	0,0255
0,9	0,035	0,028	0,0180
1,0	0,027	0,020	0,0100
Расчет подшипников реверсивных машин
191
34.	Диаграмма дисковых потерь подпятника
Дисковые потери в масляной ванне подпятника гидрогенератора
Лд = рсо2 [о,О92 (l—(k2D2 - ftjof) + 0,46« (fe2D2 + ftl 4
где to — частота вращения пяты; р — плотность смазки; 6 — угол раствора сег-
мента; £>2 — наружный диаметр сегмента; — внутренний диаметр сегмента;
ki = f (Ret) и k2 = f (Re2) — безразмерные коэффициенты, значения который
9
copDp
приведены на графике в зависимости от числа Re, причем Ret = --и Re2 =
4Uo
copDg
= —:--; Н — толщина пяты.
4Мо
Дисковые потери в межколодочном пространстве и на цилиндрической
поверхности пяты подпятника с циркуляционной системой смазки Л/д =*
— fe3p(0sD4 (D -f- 5//), где со — частота вращения пяты; /г8 — коэффициент, за-
висящий от конструктивных особенностей подпятников и способа подачи смазкн,
значения которого приведены в таблице [35 J (СМ — слив масла; ПМ — подача
масла; Н — нагнетание; В — всасывание).
Способ подачи смазки и схема конструкции
Подача смазки в центре упорного диска, слив на периферию
Подача смазки с периферии упорного диска, слив в центре
Подшипник, упорным диском которого является колесо центробеж-
ного насоса
1,173
1,376
1,341
192
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
35.	Диаграмма безразмерного коэффициента силовой деформации
(тарельчатое опирание сегмента)
						=====	nWgE fo = fw ~~Ц7^2 • определяют по кривой [21], где — силовая де- формация. Положительное значе- ние /о соответствует выпуклости, направленной вверх.			
Q 0,01 0 -0,01 -0,02 -0,03 -Ofik -0,05 -0,06 -0,07										
										
	£	V с	2\ 6	/ 0	5 гг					
										
										
									W2	А>
										
							0,05 0,10 0,15 0,20	0,0155 0,0175 0,0143 0,0060	0,25 0,30 0,35 0,40 0.45	— 0,00500 — 0,0175 — 0,0320 —0,0460 —0,0600
					\					
										
										
36. Диаграмма безразмерного коэффициента силовой деформации (точечное опирание сегмента)						
пН0Е fv= f\p	— определяют по кривой при различных К [21 ], где fyy — силовая деформа- ция.						
		30 2,0 1,5 1,0 0,5 D				
						
R	fo					
						
0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8	1.980 0.930 0,440 0,160 0,025 0					
						
		0,2	0,4	0,6 Ho/R				
Расчет подшипников реверсивных машин
193
37.	Диаграмма характеристического коэффициента подпитника
Коэффициент подпятника А определяют по кривой при различных [6].
А
0J5
0J0
0,25
0,20
О	0,5	1,0	1,51/Ь
1 ъ	Значения А при			
	1,5	2,0	3,0	4,0
0.1	0,348	0,385	0,373	0,340
0.3	0,318	0,356	0,347	0,323
0.5	0,288	0,329	0,320	0,302
0.7	0,260	0,302	0.295	0,274
0,9	0,248	0,274	0,269	0,253
1.1	0,220	0,249	0,247	0,234
1.3	0,202	0,228	0,228	0,216
1.5	0,187	0,210	0,210	0,200
1.7	0,172	0,196	0,196	0,185
7 В. А. Воскресенский
194
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
38.	Диаграмма коэффициентов влияния деформации на /гтщ
k/t = f (kf) определяют по кривой при различных Ад
Kf -0,8 -0,6 -0,4 —0,2	0	0,2 РЛ 0,6	0,8 1,0	1,2 Kf
kf	Значения	при		
		3	1
— 1,0	0,593	0,566	0,535
-0,8	0,674	0,643	0,612
— 0,6	0,755	0,725	0,694
— 0,4	0,845	0,814	0,785
— 0,2	0,930	0,913	0,893
0,0	1,000	1,000	1,000
0,2	0,996	0,997	0,998
0,4	0,981	0,990	0,995
0,6	0,950	0,981	0,987
0,8	0,891	0,962	0,975
1,0	0,807	0,943	0,960
1,2	0,705	0,920	0,942
1,4	0,594	0,891	0,926
Расчет подшипников реверсивных машин
195
Современные колодки осевых подшипников выполняют таким образом,
чтобы свести к нулю их силовые и тепловые деформации. Возникновение сма-
зочного клина в зазоре между упорным гребнем и недеформируемой колодкой
с нулевым тангенциальным эксцентриситетом объясняется неизотермичностыо
процесса смазки.
Исследования работы колодок при е — 0 показали, что максимальная тем-
пература рабочей поверхности является функцией Рд и практически не зависит
Р	R
от геометрических размеров колодок ~~~ и 6 в диапазоне изменения =
*\2	*'2
= 0,44-0,9 и 0 = 0,17-г-0,69. Рекомендуемые значения указанных величин:
—— = 0,45 -s- 0,65; 0 = 0,3 ч- 0,45. Для повышения надежности работы (уве-
личения минимальной толщины пленки) при возрастании коэффициента на-
груженности $ значения 0 целесообразно выбирать близкими к верхнему пре-
делу, а при относительно меньших значениях £— к нижнему пределу. Коэф-
фициент нагруженности £ должен быть таким, чтобы отношение толщин масля-
ной пленки на входе и выходе находилось в пределах 2 < Рд < 3. Дальнейшее
увеличение Рд нецелесообразно, поскольку приводит к росту максимальной
температуры смазочного слоя и уменьшению йт!п. Уменьшение Рд сопровож-
дается увеличением Amin, однако требует увеличения габаритов подшипника и
приводит к возрастанию расходов масла на входе в слой.
Значения безразмерных характеристических коэффициентов приведены
на диаграммах 39— 43.
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ РАСЧЕТА ПОДПЯТНИКА
С САМОУСТАНАВЛИВАЮЩИМИСЯ КОЛОДКАМИ
РЕВЕРСИВНЫХ МАШИН
АЛГОРИТМ СОСТАВЛЕН В ПРЕДПОЛОЖЕНИИ
НЕИЗОТЕРМИЧЕСКОГО ТЕЧЕНИЯ СМАЗКИ
В ЗАЗОРЕ ПОДПЯТНИКА С УЧЕТОМ ТЕПЛООТВОДА
В ТЕЛО КОЛОДКИ
Исходные данные для расчета: нагрузка на подпятник W — 5-106 Н; ча-
стота вращения пяты со = 16,7 1/с; внутренний диаметр колодки Dj = 1 м;
наружный диаметр колодки Г>2 = 2 м; угол раствора колодки 0= 0,4 рад;
число колодок п = 12; температура смазки в масляной ванне или в маслосис-
теме /0 = 40° С; сорт смазки — Тсп = 30; система смазки сегментов подпят-
ника— масляная ванна. Расчет дан в табл. 68.
196
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
68. РАСЧЕТ ПОДШИПНИКА
С САМОУСТАНАВЛИВАЮЩИМИСЯ КОЛОДКАМИ РЕВЕРСИВНЫХ МАШИН
Определяемые величины и их размерность	Расчетные зависимости и диаграммы	Резуль- тат
Средний диаметр колодок Dc, м	£>с = 0,5 (£>] 4- £>г)	1,5
Длина заходного скоса колодки	м	11 = 0,0560с	0,03
Средняя ширина колодки 1, м	1 = О,50£>с — 21,	0,24
Длина колодки Ь, м	Ь = 0,5 (jD2 — jDJ	0,5
Эффективная площадь колодки Ss, м!	s3 = Ы	0,12
Безразмерный коэффициент иагруженио- сти подпятника |	Е= W	4,8.10'
	’	">xBxb)S3	
Коэффициент уклона колодки 0^	См. диаграмму 39	2
Характеристическое число реверсивного подпятника А	См. диаграмму 40	0,66.10»
Толщина смазывающей пленки на выход- ной кромке колодки ^min* м		47,8.10-е
Безразмерный перегрев смазочного слоя дГ	См. диаграмму 41	1,25
Максимальная температура смазочного слоя	°C	Gnax = *вх	90
Безразмерный расход смазки иа входе в слой qBX	См. диаграмму 42	1,45.10“'
Полный расход смазки в подпятнике Q, м8/с	Q = 0, 125п£>2«9вх	2,7.10-'
Коэффициент потерь мощности иа тре- ние £	См. диаграмму 43	615
Гидродинамические потери в подпятнике N, кВт	N = 0,125nD^o2g. 10-3цвх	88,5
Примечание. Радиальный эксцентриситет, а также силовые и теп- ловые деформации колодок рассчитывают согласно диаграммам 33, 35—38.		
Расчет подшипников реверсивных машин
197
39.	Диаграмма значения коэффициента уклона сегмента
дли подпятников реверсивных машин
£.10-'	Значения р^ при 0										Г.. 10-®					Значения р^ при 0											
	0,1745	0,3940		о.юзо			0,6880									0,1745				0.3940				0,5230			0,6880
0,5 1,5 3,0 4,5 6,0 7,0	1,18 1,36 1,55 1,73 1,88 2,01	1,48 1,67 1,93 2,18 2,33		1,27 1,50 1,74 2,03 2,31 2,42			1,55 1,88 2,24 2,54 2,76				8,0 9,0 10 И 12					2,12 2,27 2,39 2,83 3.14				2,50 2,68 2,72 3,21				2,65 2,86 3,15			w W I I 1 too О
II СП С* С-* ч.																											
															1 0,523,												
											6=0,688.																
				—														—		0-6	,3.			—			
0			0	ч в	—п 5 0,61		171	,8		,0				1	. 2	3						1 .LJ_ 5 6 7-8				10 %			
g.io-«	Значения р^ при 0										g.io-6					Значения р^ при 0											
	0,1745	0.3940		0,5230			0,6880									0,1745				0,3940				0,5230			0,6880
0,5 1,5 3,0 4,5 6,0	Ы7 1,35 1,57 1,77 2.00	1,46 1,70 1,96 2,23		1,25 1,51 1,82 2,16 2,46			1,61 2,00 2,38 2,75				7,0 8,0 9,0 10 12					2,13 2,26 2,39 2,53 3,12				2,41 2.56 2,75 3,06				2,66 2,87 3,15			3,09
А 2,5 %- = 0,7 *2	15 ю																											
										6=	0,6	88			0,	523											
																											
																				0,176		5					
																0	=6	,396									
			9 0,4 0,5 0,60,70,8 1,0	2	3	4 5 0 7 8 1;10'(																								
Е-io-'	Значения р^ при 0										t-10—					Значения р^ при 0											
	0,1745	0,3940		0,5230| 0,6880												0,1745 |				0.3940 1				0.52301 0,6880			
0,5 1,5 3,0 4,5 6,0	1,20 1,38 1,66 1,80 2,13	1,37 1,62 2,02 2,39 2,76		1,46 1,79 2,34 2,87 3,45			1,90 2,61 3,25				7,0 8,0 9,0 10 И					2,30 2,44 2,59 2,75 3,17				3,04				—			1 1 IT I
198
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
40.	Диаграмма характеристического коэффициента
подпятника реверсивных машин
Коэффициент подпятника А определяют по кривой при различных 6.
1,2
1.5
2,0
2,5
3,0
3,2
2,0
1,6
1,2
0,8
0,4
2,4
				
		0,1745		
				
				
		6=0,394		
		'"O.SQ.		
		6=0,668		
О
1,2	1,6	2,0	2,4	2,8 flh
Значения Л*10-в при 6
0,1745
0,394{)
0,5230
0,6880
0,410
0,924
1,565
1,960
2,300
2,390
0,131
0.401
0.291
0,214
0,632
0.874
1,025
1,060
0,494
0,646
0,760
0,800
0,375
0,479
0,578
0,602
Рл	Значения A. 10~® при 0			
	0,1745	0,3940	0,5230	0,6880
1,2	0,445	—	0,137	—
1,5	1,011	0,131	0,307	0,234
2,0	1,685	0,736	0.540	0,385
2,5	2 180	0.940	0.716	0 530
3.0	2,520	1,110	0,830	0,620
3,2	2,640	1,175	0,870	0.680
Л1
*2
-§i-=o,4

= 0,7
П.2
Л-10~9'.
1,6
1,2
0,8
0,4
О
				
	0,174 5			
			8=0,394	
	0,523			
			8=0,688	
1,2	1,6	2,0	2,4	2,8 Jih
Рл	Значения Д-10“» при 6			
	0,1745	0,3940	0,5230	0,6880
1,2	0,340	0,444	0,104	—
1,5	0,771	0,315	0,232	0,167
2,0	1,300	0,531	0,386	0,286
2,5	1,660	0,700	0,507	0,385
3,0	1,960	0,834	0,603	0,445
3,2	2,080	0,892	0,640	0,482
Расчет подшипников реверсивных машин
199
41.	Диаграмма приращения температуры смазки
в несущем слое подпятника реверсивных машин
А/ =  определяют по кривой при различных 0.
‘вх
₽л
= °'4
^2
1,2
1,5
2,0
2,5
3,0
3,2
	Значения А/ при 6			
	0,1745	0,3940	0,5230	0,6880
	0,350 0,768 1,300 1,730 2,150 2,290	0,760 1,280 1,720 2,050 2,160	0,320 0,700 1,24 0 1,680 1,960 2,090	0,700 1,190 1,650 1,940 2,030
₽Л
Значения А/ при b
-^ = 0,5
А.2
1,2
1,5
2,0
2,5
3,0
0,1745
0,342
0,755
1,300
1,720
2,135
0,3940
0,750
1,270
1,700
2,020
0.5230
6,320
0,700
1,230
1,640
1,950
0,6880
0,680
1,220
1,800
1,920
2,260
2,060
2,010
3,2
2,150
							₽Л	Значения А/ при 6			
Zt	О II							0,174 5	0,3940	0,5230	0,6880
2,0 ю 0					6=0,т		1,2 1.5 2,0 2,5 3,0 3,2	0,338 0.735 1,285 1,760 2,080 2,190	0,340 0,720 1,180 1,600 1,920 2,040	0,320 0.690 1,150 1,550 1,850 1,950	0,670 1,120 1,500 1,800 1.910
		0,17Ь5			0,523						
			8-0,688								
1,2	1,8	2,0	2,4	2,8 Pi,											
200
Подшипники с самоустанавливающимися колодками
42. Диаграмма коэффициента расхода смазки на входе в слой для подпятников реверсивных машии																				
Q 9ВХ = 		 определяют по кривой при различных 6. 0,125DgC0																				
= 0,4											₽Л		Значения	при 0							
	10s												0,1745	0,3940		0,5230		0,6880		
3																				
											1,2		2,210	-*		4,090		—4		
					"88 0,523															
2											1.5 2,0 2.5		1,340 0,905 0,740	2.110 1,480 1,210		2,610 1,860 1,560		2,950 2,140 1,730		
																				
1																				
					0,399															
й	е- I										3,0 3,2		0,655 0,650	1,060 1.000		1,270 1,200		1,500 1,440		
12	1,6	20	2,Ь	2,8	J1/,																				
		Значения #вх.106 при 0								ф II ° ' сл										
		0,1745		0,3940		0,5230		0,6330		far		10 s								
										3		\о,52								
1,2 1,5 2,0 2.5 3,0 3,2		2,100 1,260 0,848 0,710 0,614 0,608		1,910 1,430 1,180 1,040 0,960		4,000 2,450 1,640 1,350 1,200 1,170		2,840												
													' <0=0,68	в						
								1,980 J 1,610 .	7												
																				
																				
													0,399							
								1,490 1,450		0				в	-Q1795					
												1,2	1.6	2,0	2,4	2,8 ph								
II О											₽ft		Значения #вх.10е при 0							
													0,1745	0,3940		0,5230		0,6880		
2 1 0			W-0,688																	
											1,2 1,5 2,0 2,5 3,0 3,2		1,575 0,965 0.676 0,607 0,449 0,442	2,490 1,570 1,160 0,920 0,820 0,780		2,920 1,750 1,330 1,190 1,060 1,020		2,530 1,460 1,420 1,280 1,230		
					0,523															
																				
			0,1795		0=0,394															
	1,2	1,6	2,0	2,9	2,8																			
Расчет подшипников реверсивных машин
201
I
43. Диаграмма коэффициента потерь мощности на трение
в подпятниках реверсивных машин
N	..	,,
------- —g  определяют по кривой при различных О
0.125D"<?M.Bx
= 0,4
ГХ2
200
1,2
800
600
600
				
		e=o^66		
		Х0,523		— —.
		''0,394		— ——-
		6=0.1745		
				
				
1,6
2,0	2,6	2,8 J3h
₽Л	Значения £ при 0			
	0,1745	0,3940	0,5230	0,6880
1.2	297	—	550	—
1,5	382	583	661	760
2.0	414	618	726	820
2,5	410	626	734	849
3,0	396	616	716	838
3,2	388	612	710	833
= 0,7
*\2
Ph	Значения g при 0			
	0,1745	0,3940	0,5230	0,6880
1,2	318	—	483	»•
1,5	416	625	710	797
2,0	434	675	786	895
2,5	437	673	786	896
3,0	427	655	766	895
3,2	415	648	758	880
“ 0,5
^2
Ph
1,2
1,5
2,0
2,5
3,0
3,2
Значения £ при			6
0,1745	0,3940	0,5230	0,6880
219	326	361	—
282	425	476	545
308	469	555	616
303	475	560	641
293	470	570	642
287	462	549	641
Глава 9
РАСЧЕТ УСТОЙЧИВОСТИ ДВИЖЕНИЯ
ЦАПФЫ В СМАЗОЧНОМ СЛОЕ ПОДШИПНИКА
В процессе эксплуатации паровых п газовых турбин, генераторов, компрес-
соров н других роторных машин часто наблюдаются вибрации роторов, вызван-
ные потерей устойчивости. Наиболее серьезной п частой причиной, вызыва-
ющей потерю устойчивости п появление самовозбуждения, является действие
смазочного слоя в подшипниках скольжения. Прн этом интенсивность коле-
баний столь велика, что амплитуды часто превышают амплитуды резонансных
колебании плохо отбалансированных роторов. В этом случае исключается воз-
можность нормальной эксплуатации, а иногда возникают серьезные аварии,
сопровождающиеся повреждением вкладышей или заеданием шипа в подшип-
нике, поскольку при самовозбуждении амплитуда колебаний шипа может до-
стичь значений, соизмеримых с размерами зазора в подшипнике.
Способность подшипников скольжения генерировать автоколебания ха-
рактеризуется параметром устойчивости
2т<огр8
ф! =---------т~
[1ср/
где 2m — масса ротора.
Для любого подшипника
ченпе параметра устойчивости [20]
25GA
скольжения может быть найдено пороговое зна-
Фо — 4 о
В-Д-FK1 — BNK
где В — Ijjg — 1г1- — fsI$ + АД; G — 15IS — Ifl?', F — АД — АД; N—
— А + Al А = Д + А-
Интегралы А ... /8 — некоторые функции относительного эксцентриситета,
которые могут быть найдены, например, в результате решения так называе-
мых возмущенных дифференциальных уравнений гидродинамики.
Частота колебаний на границах устойчивости при известных Фо, В и К
1/Г~2В~
Р = “ V
Прецессия шипа в подшипнике может быть трех видов: затухающая, уста-
новившаяся п нарастающая (рис. 55). Прецессия первого вида (колебания в
точке Ot) характеризуется неравенством и не является опасной, так
как центр шипа после первоначального отклонения снова возвращается на кри-
вую подвижного равновесия (ДОо. Таким образом, подшипник обладает запа-
сом устойчивости и в режиме работы, определяемом = -^-, не в состоянии
генерировать автоколебания. Прецессия второго вида (колебания в точке СД)
соответствует установившимся малым колебаниям шипа вокруг положения устой-
Расчет устойчивости движения цапфы
203
Рис. 55. Виды прецессии шипа в подшипнике
С2
чивого равновесия, т. е. при %2 — д' справедливо
равенство tpr = ф0. Для нарастающей прецессии
(<Р1>©о) характерно возбуждение интенсивных ко-
лебаний шипа, вызывающих разрушение (колебания
в точке О3).
Таким образом, расчет устойчивости движения
цапфы в смазочном слое подшипника сводится
к определению параметра устойчивости q>i и сопо-
ставлению полученного значения с пороговым зна-
чением Фр. Этот расчет следует проводить после
определения основных характеристик.
В то время как пороговое значение параметра
устойчивости Фо является функцией только относи-
тельного эксцентриситета %, способность подшипни-
существенной мере
ков при жидкостной смазке генерировать автоколебания в
зависит от геометрических соотношений подшипника и эксплуатационных па-
Рис. 56. Типичная номограмма для расчета устойчивости подшипника
204
Расчет устойчивости движения цапфы
раметров. Связь относительного зазора ф, вязкости смазки р, коэффициента
нагруженности £ с параметром устойчивости ф4 может быть наглядно показана
с помощью специальных номограмм устойчивости [3, 4].
Типичная номограмма устойчивости подшипника, показывающая связь
между параметром устойчивости <plf с одной стороны, и массой 2т, относитель-
ным эксцентриситетом %, относительным зазором ф, длиной подшипника / и
вязкостью смазки в зазоре р, с другой стороны, приведена на рис. 56.
Рассмотрим влияние отдельных параметров на устойчивость цапфы. Пусть
работа подшипника в устойчивом режиме (точка АД характеризуется коэффи-
циентом нагрузки относительным зазором ф4 и т. д.,
гда
.	2w2
fl* =------
b*d,
g
(1)
причем 6*_i <; b* <5 i>*+1; fl*_i <	< a;+2>' <Pj = А*Ф3 * *— параметр
устойчивости.
Условие устойчивости определяется неравенством < Фо, где Фо — порого-
вое значение параметра устойчивости.
Если рт = const и си - - const, то при уменьшении вязкости возможна та-
кая ситуация, когда работа подшипника характеризуется точкой Д2. Даль-
нейшее уменьшение вязкости может вывести подшипник из неустойчивой зоны
(точка Дз). Аналогичного результата можно достичь варьированием других
элементов комплекса Ь*, например, увеличением рт или уменьшением со. Под-
шипник можно вывести из неустойчивой зоны при b* = const увеличением ф
(точка Д4). Если увеличение относительного зазора до ф2 по каким-либо при-
чинам нежелательно, то следует одновременно увеличивать зазор и Ь* (точка Д4).
Диаграммы устойчивости для некоторых типов подшипников приведены
иа рис. 57—61.
Расчет на устойчивость жесткого симметричного ротора, вращающегося
в двух радиальных подшипниках скольжения, включает следующие этапы:
1)	расчет основных характеристик подшипников, работающих в устано-
вившемся режиме;
2)	определение параметра устойчивости ср;
3)	графические построения на диаграмме устойчивости, соответствующей
принятому типу подшипника.
Местонахождение точки пересечения X = Xi и Ф = Ф1 определяет харак-
тер прецессии.
Рассмотрим пример, исходные данные для которого даны в расчете основ-
ных характеристик подшипника с цилиндрической расточкой, приведенном
в гл. 5.
1. Результаты расчета основных характеристик: £ = 3,91; х= 0,83;
Рср = 0,011 Па-с.
2. Параметр устойчивости
2-3,75-106-314-27-10_® _
<Р~	0,011-9,81-0,5	- И7-
3. Графические построения для этого примера показаны на рис. 57. Как
следует из построений, точка пересечения прямых х = 0,83 и <р = 117 лежит
в неустойчивой зоне, следовательно, существует реальная опасность, что пре-
цессия шейки в подшипнике будет возрастающей.
Для предотвращения потери устойчивости в проектируемом подшипнике
можно варьировать отдельными параметрами подшипника, входящими в вы-
ражения (1), таким образом, чтобы точка пересечения прямых х = Хп и Ф = <Рп
a)
Рис. 57. Диаграммы дли графоаналитического расчета устойчивости цилиндрического
подшипника при различных углах охвата:
а 120е; б —а =150°; в-=а = 180°
6)
(a
												i					3oi-ro=	7Л1	gOl-9‘0	
																			gOlS‘O	
												?/						77	30lSbl0 gOlb‘0 90l-SLS*0	
																		/7		
	В											ul								
																	i!		gOl-S^O gOlSrfO 30l£*0 gOl^lZ‘0	
	V	Ml										8								
		AWI			- so															
	v	\\\l																	gOl-SZ‘0	
					- 9*0							9							gOlSZ^O gOl-Z‘0 gOl-SLtfO	
					-l‘l															
					-'ll ^S4=Y							b							gOl-SL’O gOl-SZl‘0	
												t								
												6								
к	6	0	8	0	1 z*o		—					/					£ •		£0.	rfl
												OZ								
												Ob -								
												09  /М								
					0							UH								
				\Wff0 \W/								001 								
				V	I							OZl					\\\ \\\\		60l0‘l	
				s	l=Y							Obi "							sOlSl’l	
												U9l “							i<ns4	
					VHQ£ HOgnbnoiinfal-l							091 1								
												OOi							sOlSl‘1	
												QiZ 							s0‘0‘l	
												ObZ 								
												09Z 							fOl-Sl'l	
												08Z							sOlS‘l	
												(JUl								
												0Z£ "							60iSLlZ	
												Obi								
												09t				sOl-O‘L-\\			soio‘i	
												09S 				fOl-09'v- soio‘sA				
												Uu7  A							-sO‘S'£=tD	
												u)				50l-0‘ir				
			o-ws 5 JO9 o-io’ ,0-10’ 1,0-№																
		- lt,						^00											
з,о-ю9 1	ГГГ	\-5, X.8				—		— 380						—					
7 75. Ю9 у								OQU											
	\\ \1							- 3?n											
2,l-Ws \								4nf)											
								•Jl/V . “} on											
l,25-Hs Д								Lou  _ 9СП											
								Lvu											
1 W«l»* \		\\\						““ L4V  2f0											
								- 200											
1,ЬМ9 д								- • 18P			Неустойчивая зона								
																			
/.гм»* д			\\\					1^0											
1,В-№^	s\\\		ж					•" 120											
	Av							WO											
	X \\							ЙП											
			VA					cu ЙП						0,8^ 0,5					
								' ’ DU 0o											
									"Ч 9П											
W'10s s								t-u 1						0	2	—		3	X
														J =	1,0				
Ofl'IO6								' Z						u,o 0,5^					\X
O.IISIO1 0,1$ w‘ у								2											
0,17$ IO1																			
0,»S-We '/																			
0.25 w6 у 0,275-JO6								b											
0,3It1 У									..... D											
0,35-W6 у								1	0											
0,37$-Юс 4																			
								iu											
U.lj JU								49											
o,S-We								IL											
W'W'^*=O'7,1O6 -H		^.,1.				—																			
а)
Рис. 58. Диаграммы для графоаналитического расчета устойчивости эллиптического
а — Шф = 0,55; б —	= 0,666; в —	— 0,75; а —	= 0,85
	ЩТ	4,0-10* 4,5-10* -5,0-10s 0,0-10* -7,0-n’				<? Л9Л											
Aj/jsV						"  't in Lnn											
3,0-10* j						ltUu 1ЯП											
						uDU											
zjs-io* ,						JfvV ^Ln									}™J		
						vW _	?5/>											
Z,5<»’ Г						di,V									rF		
Z,ZPW} Z#-»’ J						300 7ЯГ)									I 1		
						ivv •>£*		Неустойчивая зона									
						2oU - 7Lft											
						tvv 99Л											
	WWVkW					2ZU - г 9ЛЛ											
						ПГ> 10fl											
/,2J-W1’L	\ш\ш\							 4£fl											
	imw					Joy r 140											
W0\		mW				/TV 190											
	w	и				I LU 1ПО				7 = 1,0^ 0,8 0,5				t			
						lUv											
						—* OU											
						—-	ng -U	ilfl											
						Vu 9n											
y-W3 S	4	3				Lu 1											
									“4	7		otz		£	,3 X		
																	
								 у											
0,1-10s r'						" L.							Л=				
0,12540s ’* 0,1540s z														0,0 -			
o,r>wo[ ,						*r								0,5			
0,22510s /						—* 6											
o.zs-U* * 0 27540s c	////if!																
0,3-10* /																	
0,31S-W( *. о.зз-п* <	/ // /					'	0											
o,3is-ios o,i-n* '						10											
	/i 1					IU											
0,45-10*						19											
0,5-10* V 0,0-10*~ 1.	/ /					Г£											
	' 'b*=0,l	10s				z											
S)
подшипника при различных коэффициентах формы:
&
г)
Рис. 59. Диаграммы для графоаналитического расчета устойчивости подшипника со сме4
а — тф = 0,666; б /Пф = 0,8
щенными вкладышами при различных коэффициентах формы:
214
Расчет устойчивости движения цапфы
оказалась в устойчивой зоне, которая расположена между осью 0% и границей
устойчивости Фо = f (%). Затем следует провести повторный расчет основных
характеристик подшипника с учетом вновь принятых параметров подшипника
Если указанным способом невозможно получить характеристики подшипника,
Рис. 60. Границы устойчивости
для грех клинового подшипника
Рис. 61. Границы устойчивости для
подшипника с плавающей втулкой
обладающего запасом устойчивости, то следует обратиться к одному из типов
подшипников, в конструкцию которых предварительно заложены свойства
виброустойчивости.
На рис. 58, в выполнены построения для эллиптического подшипника, ко-
торый рассчитан в гл. 5 со следующими основными характеристиками: £ =
= 2,87; / = 0.22; рср = 0,015 Па-с; ф = 115. Точка пересечения прямых
% — 0,22 и ф= 115 лежит в устойчивой зоне.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Александров А. Е. Подпятники гидрогенераторов. М., Энергия, 1975. 286 с.
2.	Воронков В. А. Подшипники сухого трения. М., Машиностроение, 1968.
137 с.
3.	Воскресенский В. А., Дьяков В. И. Номограммы для определения параме-
тров устойчивой работы роторов в подшипниках скольжения. — Вестник
машиностроения, 1974. № 3, с. 27—30.
4.	Воскресенский В. А., Дьяков В. И., Иванов В. С. Устойчивость роторов
турбогенераторов в подшипниках скольжения. — Электротехническая про-
мышленность. Серия «Электрические машины», 1979, № 3, с. 13—17.
5.	Воскресенский В. А., Дьяков В. И., Усачев И. Д. К вопросу расчета упор-
ных подшипников скольжения. — В кн.: Детали машин. Респ. межвед.
научн.-техн. сб. Одесса, Одесский политехнический институт, 1979, № 30,
с. 21—32.
6.	Детинко Ф. М., Запольский П. П., Каплан М. Я. Вопросы расчета, кон-
струирования, исследования и эксплуатации подпятников гидрогенерато-
ров ЛЭО «Электросила». — В кн.: Электросила. Л., Энергия, 1973, вып. 29,
с. 89—97.
7.	Дьячков А. К. Формы контура упорных подушек подпятников и их прием-
ного скоса. — В кн.: Расчет и конструирование деталей машин. М., Машгиз,
1956, с. 163—179.
8.	Давыдов А. П. Резиновые подшипники в машиностроении. Л., Машино-
строение, 1976. 186 с.
9.	Зарецкий Е. И., Сережкина Л. П., Усачев И. Д. О конструкции колодок
упорного подшипника.—Энергомашиностроение, 1971, № 4, с. 31—33
10.	Зозуля В. Д. Смазки для спеченных самосмазывающихся подшипников.
Киев, Наукова думка, 1976. 189 с.
11.	Иванов В. С., Фридман С. М. Справочник химика энергетика. Т. 2. М.,
Энергия, 1972. 280 с.
12.	Казанский В. Н. Системы смазки паровых турбин. М., Энергия, 1974. 222 с.
13.	Коиструкциоииые материалы и изделия на основе углерода/М. А. Авдеенко,
В. Д. Белогорский, Г. Н. Багров и др., М., Металлургия, 1970. 64 с.
14.	Коровчинский М. В. Теоретические основы работы подшипников скольже-
ния. М., Машгиз, 1959. 403 с.
216
Список литературы
15.	Коднир Д. С. Контактная гидродинамика смазки деталей машин. М., Ма-
шиностроение, 1976. 303 с.
16.	Материалы в машиностроении/Под ред. И. В. Кудрявцева. М., Машино-
строение, 1967. Т. 1., 304 с., 1968. Т. 4, 248 с.
17.	Орлов П. И. Основы конструирования. Кн. 2. М., Машиностроение, 1972.
526 с.
18.	Оценка испаряемости турбинного масла./М. И. Ермолаев, В. В. Батищев,
В. Ф. Капитанов и др. — В сб.: Труды Воронежского технологического
института. Воронеж, 1971, т. XIX, вып. 2, с. 63—65.
19.	Подшипники скольжения. Расчет, проектирование, смазка/Н. Типей.
В. Н. Константинеску, Ал. Ника, О. Бице. Изд-во АН РНР, Бухарест,
1964. 457 с.
20.	Позняк Э. Л. Виброустойчивые подшипники екольжения — Вестник маши-
ностроения, 1965, № 10, с. 29—34.
21.	Проектирование гидрогенераторов/В. В. Домбровский, Ф. М. Детинко,
А. С Еремеев и др. Л., Энергия, 1968, ч. 2, 364 с.
22.	Пустынцев Е. Н. Экспериментальное исследование приработки подшипников
скольжения на границе смешанного трения. — Вестник машиностроения,
1978, № 3, с. 48—51.
23.	Радчик В. С. Смазка машин. Киев. Техника, 1973. 84 с.
24.	Розенберг Ю. А. Влияние смазочных масел на надежность и долговечность
машин. М., Машиностроение, 1970. 311 с.
25.	Снеговский Ф. П. Опоры скольжения тяжелых машин. М., Машинострое-
ние, 1969. 223 с.
26.	Справочник по применению и нормам расхода смазочных материалов/Под
ред. Е. А. Аминова. Кн. 2. М., Химия, 1969, 943 с.
27.	Танака М., Хори Ю. Характеристики устойчивости подшипников с плава-
ющей втулкой. — В кн.: Проблемы трения и смазки. Тр. ASME. Серия F.
М., Мир, 1972, № 3 с. 55—67.
28.	Токарь И. Я. Проектирование и расчет опор трения. М., Машиностроение,
1971. 168 с.
29.	Токарь И. Я., Сайчук И. В., Школьник М. Е. К расчету подпятников ги-
дрогенераторов. — Машиноведение, 1976, № 2, с. 97—101.
30.	Токарь И. Я., Сайчук И. В. Расчет упорных подшипников реверсивных ма-
шин. — Вестник машиностроения, 1972, № 9, с. 18—21.
31.	Токарь И. Я-, Дьяков В. И., Гладкий В. В. Расчет подшипника при режимах
скудной смазки. — Вестник машиностроения, 1971, № 7, с. 31—33.
32.	Трифонов Е. В. Неравномерность нагружения колодок упорных подшип-
ников со сферическими выравнивающими устройствами. — Известия вузов.
Машиностроение. Калуга, 1970, вып. 3, с. 336—349.
33.	Усачев И. Д., Сайчук И. В. Расчет подушек упорных подшипников крупных
паровых турбин. — Вестник машиностроения, 1974, № 8, с. 3—6.
34.	Чериавский А. С. Подшипники скольжения. М., Машгиз, 1963. 242 с.
35.	Ямпольский С. Л. О расчете и снижении потерь мощности в упорных гидро-
динамических подшипниках. — Энергомашиностроение, 1970, № 12, с. 40—
41.
Список литературы
217
36.	Bartz Wilfried J. Grunblager der Kraftiibertragung durch Lagerungen. —
Antriestechnik, 1974, 13, N 3, S. 187—192, N. 4, S. 147—149.
37.	Gee A. W. J. de Selection of materials for lubricated journal bearings. — Wear,
1976, 36, N. 1, p. 33—61.
38.	Lawrowski Z. Luzy i pasowania lozysk slizgowych. — Przegl. mesh., 1966,
25, N. 15, c. 450—454.
39.	O’Donoghue J. P., Rowe	W. B., Neale	M. J. Bearings. Part	I.	The	selection
of bearings. — Eng. Diq., 1970, 31,	N. 1, P. 79—88.
40.	O’Donoghue J. P., Rowe	W. B., Neale	M. J. Bearings. Part	II.	The	selection
of materials for plain	bearings. — Eng., Dig., 1970, 31,	N.	3, p. 87—96.
41.	Ott H. Berechnung von Weileneage und Reibung im Dreikeil—Traglager. —
Brown-Boveri Mitteilungen. 1959, 46, N. 7, s. 395—406.
42.	Ott H., Wenig E. Die Obergansgsdrehzahl von zylindrischen Radialgleitla-
gern. — Konstruktion. 1976, 28, N. 8, s. 301—306.
43.	Ott H. Elastohydrodynamische Berechnung der Obergangsdrechzahl von Ra-
dialgleitlagern. — VDJ-Z, 1976, 118, N. 10, VI, s. 456—459.
44.	Raimondi A. The influence of longitudinal and transverse profile on the load
capasity of pivoted pad bearings. — Trans. ASLE, V. 3, N. 2, 1960, p. 61—78.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Баббиты — Применение 46—48
—	Физико-механические свойства 46—
48
Бронза — Применение 42, 44
—	Фнзнко-механнческие свойства 43
Вода — Диэлектрическая проницае-
мость 26
—	Применение для смазки подшипни-
ков 15
—	Физические параметры 29
Вулкалои — Применение 64
Вязкость — Индексы 17, 18
—	Понятие 15
—	Соотношение между единицами 16,
17
Вязкость динамическая — Единицы из-
мерения 15 — Применение 14
---кинематическая — Единицы из-
мерения 15 — Значения 18 — Приме-
нение 15
Герси—Штрнбека диаграмма 8
Гликоли 14
ГОСТ 631—65 42
1320—74 46
1585—70 * 40
3257—74 32
4671—76 63
5017—74 42
6411—76 18
7199—77 63
9972—74 18, 32
11058—75 32
12672—67 32
18175—78 42
20799—75 18, 32
20966—75 58
21743—76 18 , 32
Древесина прессованная — Примене-
ние 58
— Технические характеристики заго-
товок 58
Индекс визкости 17, 18
Коэффициент вязкости температурный
17—19
Коэффициент теплопроводности 23
Коэффициент трения материалов 136
Коэффициент треиия при смазке гра-
ничной 7
---- жидкостной 7
----полужидкостной 7
Критерий Зоммерфельда 30, 31
Латунь — Применение 44, 45
— Физико-механические свойства 44
Масло — Значения коэффициента, за-
висящего от температуры 21
— Сжимаемость 21
— Температурный коэффициент объем-
ного расширения 21
Масло авиационное — Критическая
температура 30 — Области применения
32 — Основные характеристики 18
--------вазелиновое приборное — Крити-
ческая температура 30
----веретенное — Критическая тем-
пература 30 — Пьезокоэффициент вяз-
кости 19
----животное — Применение 15
•---индустриальное — Индекс вязко-
сти 18 — Критическая температура
30 — Основные характеристики 18 —
Области применения 32
— Температура застывания 18
----минеральное — Марки 14 — Со-
став 14
----огнестойкое — Марки 15 — При-
менение 15
----растительное — Применение 15
----синтетическое—Применение 14—
Характеристики 15 — Физические па-
раметры 27
----трансформаторное — Критическая
температура 30
----турбинное — Диэлектрическая
проницаемость 26 — Критическая тем-
Предметный указатель
219
пература 30 — Области применения
32 — Основные характеристики 18,
19 — Физические параметры 27
---цилиндровое — Критическая тем-
пература 30 — Основные характери-
стики 18
Материалы антифрикционные — Выбор
для подшипников скольжения 38—40—
Основные параметры 38—40 — Приме-
нение 38—40
---графитопластовые — Особенности
технологии изготовления 49 — Приме-
нения 49, 54 , 55 — Физико-механиче-
ские свойства 54
---металлокерамические — Изготов-
ление 55, 58 — Применение 55, 56,
58 — Свойства 55—57
---синтетические — Применение 59—
61
----- углеродные — Механические
свойства 50 — Особенности техноло-
гии изготовления 49 — Применение
49, 52, 53 — Теплофизические свойства
51
Модуль упругости жидкости — Опре-
деление 21, 22
МРТУ 2-08-140 18
МРТУ 385-204-65 64
Облучение радиационное — Влияние
на свойства смазки 25, 26 — Окисле-
ние смазки — Причины 23, 24
— Продукты 24
Параметр устойчивости — Определе-
ние 202
— Понятие 202
Пластики древеснослоистые — Приме-
нение 58, 59
—	Физико-механические свойства 60
Пластмассы — Применение 59
—	Физико-механические свойства 60
Плотность вещества — Единицы изме-
рения 21
—	Понятие 21
Подпятник с самоустанавливающимися
колодками нереверсивных машин —
Расчет охлаждающих трактов колод-
,ки 166
—	Расчет тепловых и силовых дефор-
маций колодок 163
—- реверсивных машин— Расчет
200, 201
Подшипник Кингсбери — Конструкция
153, 154
— Преимущества 153, 154
— Применение 153, 154
Подшипник осевой — Конструкция
142, 143
— Применение 142, 1-13
— Условия работы 142 143
Подшипник осевой с наклонными не-
сущими поверхностями — Коэффи-
циент нагруженности 150
Коэффициент расхода 150
— Коэффициент сопротивления вра-
щению 150
— Материал 146
— Расчет 147—149
— Смазка 145—147
— Условия работы 145, 146
Подшипник осевой с плоскопараллель-
ными поверхностями скольжения —
Материал 144
— Расчет 144, 145
— Смазка 143, 144
— Условия работы 143
Подшипник при постоянном направле-
нии вращения — Безразмерный коэф-
фициент силовой деформации 192
— Безразмерный радиальный эксцен-
триситет установки сегмента 190, 191
— Безразмерный тангенциальный экс-
центриситет 181—185
— Гидродинамические потери 166—171
— Дисковые потери 191
— Коэффициент влияния деформаций
на 194
— Коэффициент расхода смазки 171 —
175
— Максимальная температура поверх-
ности сегмента 185—190
— Несущая способность и характери-
стическое число 176—181
— Расчет 163, 165, 166
— Условия работы 162, 163
— Характеристический коэффициент
193
Подшипник, работающий при высоких
удельных нагрузках — Определение
/ггат — Расчет 136,	137 — Условия
работы 135
----при ограниченной смазке — Мак-
симальная температура несущего слоя
смазки 132—134 — Расход смазки 129,
130 — Расчет 128, 129 —Средние тем-
пературы несущего слоя смазки 131,
132 — Условия работы 128
----при полужидкостной смазке —
Расчет 140, 141 — Условия работы 136,
138—140 — Характеристический коэф-
фициент 141
Подшипник радиальный — Выбор за-
зора 65, 66—68
— Геометрические соотношения 65
220
Предметный указатель
— Количество смазывающего вещества
72
—	Кри1ерии работоспособности, 65,
69—71
—	Несущая способность 72
—	Потеря мощности 72
Подшипники реверсивных машин —
Коэффициент потерь мощности на тре-
ние 199
—	Коэффициент расхода смазки на
входе в слой 198
—	Коэффициент уклона сегмента 195
— Приращение температуры смазки
в несущем слое 197
— Расчет 19*1
— Условия работы 163, 194
—	Характеристический коэффициент
196
Подшипник скольжении — Выбор ти-
па 10—13
—	Несущая способность 12
—	Основные характеристики 9
—	Процесс трения 8
—	Режимы работы 8, 9
Подшипник со смещенными в плоско-
сти разъема вкладышами — Коэффи-
циент нагруженности 106
—	Кривые подвижного равновесия 107
—	Расчет 102—105
—	Схема 95
Подшипник со ступенчатыми несущими
поверхностями — Расчет 152 — Усло-
вия работы 152
Подшипник с плавающей втулкой —
Коэффициент нагруженности 126
—	Коэффициент расхода смазки 127
—	Преимущества 117
—	Применение 117
—	Расчет 123—125
— Схема 117, 123
Подшипник с самоустанавливающими-
ся колодками — Выравнивание нагру-
зок 153, 155—158
—	Критерии работоспособности 159—
161
—	Надежность работы 153
— Схемы 154, 156, 158
—	Тангенциальный эксцентриситет ко-
лодки 162
Подшипник с цилиндрической расточ-
кой — Безразмерный коэффициент тор-
цового расхода 79
—	Коэффициент нагруженности 74—
77
—	Коэффициент расхода 83
—	Коэффициент сопротивления шипа
вращению 85—88
—	Кривые подвижного равновесия 78
—	Момент трения на шипе 83—84
—	Расход смазки 89—91
—	Расчет 73, 92, 93
—	Схема 73
Подшипник с эллиптической расточ-
кой — Коэффициент нагруженности 99,
100
—	Кривые подвижного равновесия 101,
102
—	Расчет 95—98
—	Схема 94
—	Схема расточки 93—95
Подшипник трехклиновый — Коэффи-
циент нагруженности 114
— Коэффициент расхода 115
— Кривые подвижного равновесия 114
— Расчет 109—113
— Схема 107, 108
Подшипник трехцентровый — Коэффи-
циент нагруженности 121
— Коэффициент торцового расхода 122
— Кривые подвижного равновесия 122
— Расчет 115, 116—120
—	Схема 115
—	Технические характеристики 116
Прецессия шипа — Виды 202, 203
Проницаемость диэлектрическая—Зна-
чения 26
—	Определение 26, 29
—	Понятие 26
Пьезокоэффициент вязкости масла 19
Резина — Применение 62—64
—	Физико-механические свойства 64
Семенидо номограмма — Применение 16
Силиконы — Применение 15
Система маслоснабжения — Виды 33—
36
—	Выбор 33
Система маслоснабжения капельная 33,
34
--- капиллярная 33, 34
--- под давлением 37
--- с механической подачей смазки
34—36
Смазка — Выбор 29, 30—33
—	Вязкость 9, 19, 20
—	Критерии оценки 29
—	Назначение 14
—	Области применения 31, 32
—	Периодичность 34
—	Способы улучшения свойств 30
— Физические параметры 27, 28
Смазни граничная 7
---жидкостная 7
--- консистентная 15
---полужидкостная 15
Предметный указатель
221
Смазывающая способность — Понятие
23
Сплавы алюминиевые — Применение
45, 46 — Физико-механические свой-
ства 45, 46
---цинковый — Применение — Фи-
зико-механические свойства 45, 46
Стабильность — Показатели 24
—	Понятие 24
Температура воспламенения — Поня-
тие 25
---вспышки — Определение 25 —
Понятие 18, 24
---застывания — Значения для не-
которых масел 18
—	Понятие 17
---критическая 15
Теплоемкость — Определение 22, 23
Теплопроводность 23
Теплосодержание 23
Устойчивость подшипника — Границы
214
— Диаграммы 205—213
— Номограмма для расчета 203
— Расчет 202, 203
— Условие 204
Фтороуглероды — Применение 15
—	Технические характеристики 15
Хлорфторуглероды — Применение 15
—	Технические характеристики 15
Число кислотное — Понятие 24
Чугун — Применение г опорах сколь-
жения 40
— Технические характеристики 42
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие.......................................................... 3
Условные обозначения ................................................ 4
Глава 1. Общие сведения ............................................. 7
Трение в опорах скольжения....................................... 7
Выбор типа опор................................................. 10
Глава 2. Смазочные вещества и их физико-химические свойства	14
Общие сведении.................................................. 14
Вязкость, плотность, сжимаемость................................ 15
Теплоемкость и теплопроводность.................................  22
Смазывающая способность ........................................ 23
Старение смазки, коррозионные свойства.......................... 23
Огнестойкость .................................................. 24
Радиационная стойкость ......................................... 25
Прочие свойства................................................. 26
Выбор сорта смазки.............................................. 29
Выбор системы маслоснабжения.................... ............ 33
Глава 3. Антифрикционные материалы и сплавы	 ............... 38
Выбор материалов для опор скольжения............................ 38
Чугуны ......................................................... 40
Цветные антифрикционные сплавы.................................. 42
Порошковые материалы............................................ 49
Древеснослоистые и синтетические материалы......................  58
Резина.......................................................... 62
Г л а в а 4. Основы проектирования радиальных подшипников скольжения 65
Геометрические соотношении элементов подшипников................ 65
Критерии работоспособности .....................................  69
Глава 5. Расчет радиальных подшипников скольжения при установив-
шемся режиме работы................................................ 72
Подшипники с цилиндрической расточкой.......................... 72
Подшипники с эллиптической расточкой..........................  93
Подшипники со смещенными в плоскости разъема вкладышами ...	95
Трехклиновые подшипники ........................................ 107
Трехцентровые подшипники.......................................  115
Подшипники с плавающей втулкой.................................. 117
Глава 6. Расчет радиальных подшипников, работающих в экстре-
мальных режимах и прн несовершенной	смазке............ 128
Расчет подшипников, работающих при ограниченной смазке. . .	128
Оглавление
223
Расчет подшипников, работающих при высоких удельных нагрузках 135
Расчет подшипников, работающих при полужидкостной смазке . . .	138
Глава 7. Расчет и проектирование осевых подшипников скольжения	142
Расчет подшипников с плоскопараллельными поверхностями скольже-
ния ........................................................... 143
Расчет подшипников с наклонными несущими поверхностями . . .	145
Расчет подшипников со ступенчатыми несущими поверхностями ...	.152
Глава 8. Основы проектирования н расчет осевых подшипников сколь-
жения с самоустанавливающимися колодками ......	153
Конструктивные особенности...................................... 153
Критерии работоспособности ..................................... 159
Геометрические соотношения конструктивных элементов .....	161
‘Расчет подшипников при постоянном направлении вращения . . .	162
Расчет подшипников реверсивных машин ...	. .	163
Глава 9. Расчет устойчивости движения цапфы в смазочном слое
подшипника......................................................... 202
Список литературы............................................   215
Предметный указатель.......................................     218
ИБ № 2275
ВАЛЕНТИН АЛЕКСЕЕВИЧ ВОСКРЕСЕНСКИЙ,
ВИКТОР ИВАНОВИЧ ДЬЯКОВ
РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ
ОПОР СКОЛЬЖЕНИЯ
(ЖИДКОСТНАЯ СМАЗКА)
Редактор 3. 3. Акчурина
Художественный редактор С. С. Водчиц
Технический редактор А. Ф. Уварова, Т. С. Старых
Корректоры И. М. Борейша и Л. Я. Шабашова
Переплет художника Е. В. Бекетова
Сдано в набор 24.07.79. Подписано в печать 27.11*79. Т-16892.
Формат 60х90!/1в. Бумага типографская Nsl.
Гарнитура литературная. Печать высокая.
Усл. печ. л. 14,0. Уч.-изд. л. 16,45.
Тираж 30000 экз. Заказ 1452. Цена 1 р. 20 к.
Издательство «Машиностроение», 107885, Москва,
ГСП-6, 1-й Басманный пер., д. 3
Ленинградская типография № 6 Ленинградского
производственного объединения «Техническая книга»
Союзполиграфпрома при Государственном
комитете СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли.
193144, г. Ленинград, С-144, ул. Моисеенко, 10.