«НАУЧНЫЕ ОСНОВЫ ИНЕРЦИОННЫХБЕССТУПЕНЧАТЫХ ПЕРЕДАЧ ПОВЫШЕННОЙ НАГРУЗОЧНОЙ СПОСОБНОСТИ ...»

Систему дифференциальных уравнений (2.17) при отсутствии упругого элемента, описывающих движение инерционной передачи, запишем в виде Определитель системы (4.45) имеет вид По формулам Крамера получим выражение для старших производных Оценим верхнюю границу ускорения с помощью первого уравнения системы (4.16) и с учетом неравенства Коэффициенты А1, А3 имеют в своей структуре моменты инерции J1, J 2 и поэтому в большинстве случаев выполняются соотношения A1 A3 A2. Тогда слагаемым A22 в определителе можно пренебречь, имеем Из соотношения (4.1) получим РС r М С, поэтому модуль РС r можно примерно оценить по максимальному моменту на заторможенном ведомом валу импульсного механизма М И max.

Практика конструирования опытных образцов инерционных передач без механизмов свободного хода, но с рычажным механизмом на выходе показываА А6, РС r, A A6 A один и тот же порядок и их значения значительно превышают момент двигателя М Д. Например, для передачи с параметрами имеем Согласно структуре коэффициентов, выражение максимальное значение ускорения в инженерных расчетах вполне можно оценить неравенством В подавляющем большинстве случаев Неравенство (4.48) не включает в себя параметры кривошипно-ползунного механизма, что, тем не менее, не противоречит физической стороне рассматриваемых процессов. Действительно, коэффициенты A3, A7, A8, имеющие в своей структуре параметры кривошипно-ползунного механизма, содержат также сомножитель r. Так как в большинстве случаев p 5, а длина шатуна определяется выражением l rp, то с целью снижения габаритов обычно принимают r 0,1м. Например, в лобзиковом станке АЖС-5 r 0,02 м. Тогда квадрат радиуса кривошипа r не превышает величины 0,01м. Поэтому даже при значительных массах m1, m2, mп влияние параметров кривошипно-ползунного механизма на неравномерность вращения ведущего вала оказывается незначительным.

Аналогично оценим верхнюю границу углового ускорения ведомого вала импульсного механизма 1, тогда, учитывая вышеприведенные рассуждения, поВыражение лучим Сравним выражения (4.48) и (4.50). Из физических соображений выполняются условия Поэтому верхняя граница ускорения значительно выше верхней границы ускорения. Расчеты различных вариантов рассматриваемой схемы инерционных передач показывают, что угловое ускорение не превышает величины 0,6.

Отметим, что полученные оценки являются завышенными. Действительные значения и обычно в несколько раз ниже полученных границ. Так, например, для построенных в параграфах 4.1 и 4.2 периодических решений максимальные значения угловых ускорений соответственно определяются соотношениями max 0,31 и max 0,028.

Рассмотрим инерционную передачу с рычажным механизмом, импульсный механизм которого выполнен по схеме Левина, а рычажный механизм является центральным кривошипно-ползунным механизмом. Схема инерционных сил и реакций связей грузового звена импульсного механизма Левина приведена на рис.4.11.

Рис. 4.11. Схема инерционных сил и реакций связей грузового звена Формулы для реакции R1, R2, R3 даны в работе [42]. На основании оценки (4.19) слагаемыми, содержащими угловое ускорение, можно пренебречь. Тогда отмеченные формулы примут вид где m, r2, J 3 соответственно масса, радиус и момент инерции грузового звена относительно геометрического центра.

Наиболее нагруженное соединение импульсного механизма ведущий маховик сателлит, определяется реакцией R1. График зависимости реакции R1 от угла поворота для инерционной передачи с параметрами представлен на рис. 4.12. При построении графика значения переменных,,, определялись по результатам параграфа 4.2 этой главы. Рассматривался первый участок ( РС Р1 ), характеризующийся наибольшими нагрузками в соединениях передачи.

Схема инерционных сил и реакций связей солнечной шестерни импульсного механизма и кривошипа центрального кривошипно-ползунного механизма показана на рис. 4.13. Точка S1 определяет положение центра тяжести системы солнечная шестерня- кривошип. Величина h1 соответствует расстоянию между геометрическим центром т.О и центром тяжести т. А. Пунктирными стрелками показаны реакции от других грузовых звеньев. Модули сил инерции Р1, Р1т и момента инерции М И 1 находятся по выражениям где mC масса системы «солнечная шестерня кривошип»;

J S1 момент инерции системы относительно оси, проходящей через центр тяжести S1.

Используя уравнение равновесия системы сил, найдем нормальные и тангенциальные составляющие реакций где r1 радиус солнечного колеса.

Уравновешенная система имеет h1 0, тогда выражения для определения реакций примут вид Нормальная составляющая R12 найдется из условий равновесия системы сил, приложенных к шатуну центрального кривошипно-шатунного механизма.

Нагрузки, действующие на звенья кривошипно-ползунного механизма, подробно исследованы в целом ряде книг [181-183] и поэтому в данной диссертации не рассматриваются.

Циклический принцип действия с использованием рычажного механизма лежит в основе цепной передачи [184].

5 ВНЕШНИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ИНЕРЦИОННЫХ

БЕССТУПЕНЧАТЫХ ПЕРЕДАЧ. МЕТОДИКА РАСЧЕТА

5.1. Исследование вращающего момента на заторможенном валу Одной из основных характеристик импульсного механизма, позволяющей оценить возможность его применения в приводе той или иной машины, является среднее значение вращающего момента от инерционных сил грузовых звеньев на заторможенном промежуточном валу, действующего в течение положительной части цикла. Найдем аналитическое выражение для среднего значения этого момента[185].

Большинство известных схем импульсных механизмов описывается обобщенной схемой, показанной на рис.2.8.

Для этой схемы система дифференциальных уравнений движения, полученная с помощью уравнений Лагранжа, имеет вид:

Во втором уравнении системы (5.1) положим const.Рассматривая теперь наиболее нагруженный режим работы импульсного механизма режим заторможенного промежуточного вала ( 0 ), получаем где Пусть 0. Тогда обе части уравнения (5.2) можно разделить на переменную :

Проведем почленное интегрирование уравнения (5.3):

где,, i 1, 2 пределы интегрирования.

Используя теорему о среднем значении интеграла в предположении непрерывности функции M И, находим Здесь М ср среднее значение момента от инерционных сил грузовых звеньев, действующего на заторможенный промежуточный вал на отрезке [11, 21 ].

Третье слагаемое уравнения (5.3) представляет собой производную по углу от выражения L nmbh cos, поэтому По результатам почленного интегрирования уравнения (4.3) найдем аналитическое выражение для среднего значения момента, действующего на заторможенный ведомый вал импульсного механизма в течение положительной части цикла:

в котором 1, 1, 1; 2, 2, 2 значения переменных,, в начале и конце действия положительного импульса.

Нетрудно показать, что зависимость (5.4) включает в себя известное выражение Мсрп для импульсных механизмов гармонического семейства ( q const ) [41]. Действительно, для этих механизмов 1 0, 2. Тогда из соотношения q находим: 1 0, 2 / q. Подставляя полученные значения в выражение (5.4), найдем:

Уже на первом этапе анализа выражения (5.4) можно сделать некоторые выводы. Так, полагая h 0, получаем:

Для импульсных механизмов негармонического семейства в общем случае ных грузовых звеньях осуществляют трансформацию вращающего момента в конструкциях инерционных передач. Это обстоятельство находит физическое объяснение. При равномерном вращении ведущего маховика и заторможенном ведомом валу импульсного механизма грузовые звенья импульсного механизма негармонического семейства совершают неравномерное вращение в относительном движении. Вследствие неравномерности вращения грузовых звеньев возникают тангенциальные силы инерции, которые и создают знакопеременный момент на ведомом валу импульсного механизма. Таким образом, способность импульсных механизмов негармонического семейства с уравновешенными грузовыми звеньями осуществлять трансформацию момента обусловлена действием тангенциальных сил инерции. Среднее значение момента за положительную часть цикла при этом определиться по выражению (5.5).

Проведем, например, расчет среднего значения момента, действующего на заторможенный ведомый вал непараллелограммного импульсного механизма в течение положительной части цикла. Схема непараллелограммного импульсного механизма приведена на рис. 5.1. Здесь 1 ведущее звено, 2 ведомый вал, грузовое звено.

Рис. 5.1. Схема непараллелограммного импульсного механизма Для рассматриваемого импульсного механизма угол поворота и производная определяются по выражениям [186]:

Производную найдем, продифференцировав функцию по углу поворота На рис.5.2 показаны графики зависимостей,, от угла поворота ведущего звена для непараллелограммного импульсного механизма, имеющего следующие параметры:

Результаты расчета момента M И для этого механизма по выражению (5.2) приведены на рис.5.3. Как видно из рис.5.3, положительная часть цикла складывается из двух импульсов. Среднее значение момента за положительную часть цикла Мсрп, подсчитанное по формуле (5.5), составляет 1411 Нм.

Рис.5.3 График зависимости момента, действующегона заторможенный Для сравнения проведем расчет среднего момента Мсрп для непараллелограммного импульсного механизма, имеющего те же самые параметры (2.6), за исключением лишь того, что грузовые звенья выполнены неуравновешенными ( h 0,08 м ).

Выражение (5.2) представим в виде суммы M И M И 1 M И 2, Графики M И 1, M И 2, M И представлены на рис.5.4. Среднее значение момента, подсчитанное по формуле (5.4), составляет 3766 Нм.

Анализ полученных результатов показывает, что тангенциальные силы инерции оказывают меньшее влияние на среднюю величину вращающего момента M И по сравнению с действием центробежных сил инерции. Увеличение среднего момента Мсрп за счет тангенциальных сил инерции нецелесообразно. Действительно, как следует из выражения (4.5), момент Мсрп можно повысить, увеличив разность 2 1, т.е. увеличив неравномерность вращения грузовых звеньев, но повышение неравномерности вращения грузовых звеньев отрицательно сказывается на нагрузках, действующих на импульсный механизм, и приводит к неравномерности вращения ведущего маховика [43].

Рис.5.4. Графики зависимостей моментов Увеличение момента Мсрп на основе тангенциальных сил инерции может быть достигнуто и за счет повышения момента инерции грузовых звеньев J 3, что также, как это будет показано в следующем параграфе, приводит к возрастанию неравномерности вращения ведущего маховика, а, следовательно, и к неравномерности вращения двигателя.

5.2 Неравномерность вращения ведущего вала инерционной Рассмотрим установившийся режим заторможенного промежуточного вала, позволяющий наиболее четко проследить особенности импульсных механизмов.

На этом режиме кинетическая энергия импульсного механизма является постоянной величиной [42] Изменение коэффициента A1 влечет за собой изменение скорости. Влияние члена, содержащего cos, может быть устранено выбором импульсных механизмов, у которых a 0. Для этих механизмов имеем Для оценки влияния момента инерции J 3 на неравномерность вращения ведущего маховика воспользуемся формулами [187] Проведя небольшие преобразования, получим С учетом (5.7), запишем где A1max, A1min максимальное и минимальное значения коэффициента A1 за цикл.

Используя (5.8), выражение (5.9) перепишем в виде Дифференцируя зависимость (5.10) по переменной J 3, получим первую проd тервале (0, ). В точке J 3 0 импульсный механизм вырождается. Тогда, опуская промежуточные выкладки, запишем Перенесем квадратный корень в выражении (5.11) в правую часть и возведем обе части полученного выражения в квадрат. После преобразований получим Нас интересует действие тангенциальных сил, поэтому const. Учитывая, что функция ( J 3 ) дифференцируема на всем интервале (0, ), из выражения (5.12) заключаем, что на множестве {J 3 : J 3 (0, )} точек локальных экстремумов нет и функция ( J 3 ) монотонна. Нетрудно дополнительно установить, что функция ( J 3 ) монотонно возрастает и является ограниченной на интервале (0, ), так как На рис.5.5приведен график зависимости неравномерности вращения от момента инерции J 3 для непараллелограммного импульсного механизма (a 0), имеющего геометрические параметры (5.6) и дополнительно: n 4; J1 1,5кгм2.

Для этого механизма 0,59 1,46.

Рис.5.5. График зависимости неравномерности вращения Интересным является тот факт, что неравномерность вращения является ограниченной и не превышает предельного значения пред.

Из графика видно, что наиболее быстро неравномерность вращения возрастает в диапазоне реальных значений момента инерции J 3 (до 0,1 0,15 кгм2 ).

Из приведенных рассуждений следует, что с увеличением момента инерции J 3 возрастает неравномерность вращения ведущего маховика. Таким образом, увеличение среднего момента Мсрп за счет тангенциальных сил инерции представляется нецелесообразным. Поэтому в выборе импульсного механизма остановимся на импульсных механизмах, характеризующихся постоянной функцией 5.3 Внешняя характеристика инерционной бесступенчатой передачи с однимвыходным механизмом свободного хода Одной из наиболее перспективных схем инерционных передач с точки зрения повышенной надежности является схема, содержащая лишь один выходной механизм свободного хода [130, 188], так как она не содержит тяжелонагруженного корпусного механизма свободного хода и является схемой общего назначения. В качестве выходного механизма свободного хода может служить описанный ранее механизм релейного типа. Вопрос о применимости такой схемы в осуществлении конкретного технологичного процесса может быть решен с помощью построения внешней характеристики [189].

Внешняя характеристика инерционной бесступенчатой передачи с одним выходным механизмом свободного хода может быть получена на основе изучения устойчивых периодических режимов. Задача построения таких режимов для рассматриваемой схемы чрезвычайно сложна, так как передача имеет ступенчатую структуру, и цикл ее работы определяется совокупностью участков. Поэтому, используя известные методы анализа, в частности, метод припасовывания, необходимо отслеживать переходы от участка к участку. Наличие упругих элементов не позволяет заранее определиться со значениями углов поворота грузовых звеньев, соответствующих границам участков. Кроме того, задача осложняется тем, что изначально тип искомого периодического решения не известен.

Для преодоления существующих трудностей неоценимую помощь оказывают разработанные автором методы аппроксимации кусочно-линейных и обобщенных функций, рассмотренные в параграфах 2.2, 2.3, 2.4 и 3.7 данной диссертации. Эти методы позволяют не заботиться об отслеживании отмеченных переходов и типах периодических решений. Построение внешней характеристики инерционной передачи с помощью предложенных методов аппроксимации наглядно демонстрирует явные преимущества новых методов по сравнению с традиционными методами исследований.

Построим, например, внешнюю характеристику инерционной передачи с параметрами:

Применяя компьютерную программу, описанную в приложении 7, построим периодические решения для уравнений движения инерционной передачи (3.31). Графики некоторых из полученных решений при различных значениях момента сопротивления М С изображены на рис. 5.6 и 5.7. Утолщенные сплошные линии соответствуют зависимостямугловой скорости ведомого вала от времени, а пунктирные линии выходного вала импульсного механизма.

Из приведенных графиков видно, что неравномерность вращения ведомого вала увеличивается с возрастанием нагрузки. Этот факт подтверждает ранее сделанный вывод о целесообразности применения инерционных передач для технологических операций, в которых вибрационная подача момента на рабочий орган способствует интенсификации выполняемых процессов.

По результатам полученных периодических решений построим внешнюю характеристику инерционной передачи, где средняя угловая скорость ведомого вала, соответствующая установившемуся периодическому движению.

График внешней характеристики изображен на рис. 5.7. Точки не графике соответствуют построенным периодическим решениям дифференциальных уравнений движения передачи.

Рис. 5.6.Зависимости углов поворота выходного вала импульсного механизма и ведомого вала передачи от времени Рис. 5.7.Зависимости углов поворота выходного вала импульсного механизма и ведомого вала передачи от времени Рис. 5.7 Внешняя характеристика инерционной передачи Как видим из графика, внешняя характеристика практически отвечает идеальной, что еще раз подчеркивает перспективность применения инерционных передач в машинах и механизмах самого различного назначения.

5.4 Внешняя характеристика инерционной бесступенчатой передачи В предложенном семействе инерционных бесступенчатых передач без механизмов свободного хода трансформация момента происходит на ведомом валу импульсного механизма. Поэтому за силовое передаточное число естественно принять величину, характеризующую соотношение моментов на ведущем и ведомом валах импульсного механизма.

Основная предпосылка для теоретических выкладок заключается в том, что импульсы момента обоих знаков, как прямые, так и обратные, расходуются на совершение полезной работы. Такой подход был использован, в частности, в работе Р.Н. Болдырева [34].

Рассмотрим установившийся режим работы инерционной бесступенчатой передачи.

Работа на входе инерционной передачи определится из выражений:

где 1, 2 значения угла поворота в начале и конце цикла.

В силу аналитичности функции М Д, используя теорему о среднем значении, получим Авхц М Дср ( 2 1) М Дсрц, где М Дср среднее значение момента М Д за цикл установившегося движения;

ц угол поворота за цикл установившегося движения.

Определим работу на ведомом валу импульсного механизма за цикл установившегося движения.

Функция М С кусочно-непрерывная на множестве, а следовательно, интегрируема на этом множестве.

В общем случае установившемуся движению передачи за цикл работы будут соответствовать n участков, для которых Участки с 0 мы не рассматриваем, так как работа на этих участках не совершается.

Для произвольного i го участка с 0 имеем где M Ci момент сопротивления на ведомом валу импульсного механизма на i ом участке;

M Ciср среднее значение момента MCi ;

i1, i 2 значения угла поворота в начале и конце на i -го участка.

Аналогичным образом, для произвольного j го участка с 0 получим Учитывая, что импульсы различных знаков используются на совершение полезной работы, найдем где Арц работа на ведомом валу импульсного механизма за цикл установившегося движения.

Введем следующие обозначения Используя введенные обозначения, получим Арц M Сср ц.

Полагая Авхц Арц, в качестве силового передаточного числа тогда можно 5.4.2 Максимальный коэффициент трансформации момента Одной из основных характеристик инерционной передачи является максимальный коэффициент трансформации момента kT. Для инерционной передачи без механизмов свободного хода, схема которой изображена на рис. 2.15, коэффициент kT определится по формуле:

где M Д максимальный момент двигателя;

M и max наибольшее значение среднего за цикл вращающего момента на заторможенном ведомом валу импульсного механизма (i=0).

В случае действия на ползун двусторонней силы сопротивления режим заторможенного ведомого вала возможен при любых значениях за исключением значений n, n Z (см. 4.1).

Прямые и обратные импульсы момента на режиме заторможенного ведомого вала импульсного механизма воспринимаются силами полезного сопроср тивления, поэтому выражение для M И max запишется так:

Например, для инерционной передачи с параметрами максимальный коэффициент трансформации момента kT равен 19,64. Для сравнения, максимальный коэффициент трансформации для инерционной передачи с двумя жесткими механизмами свободного хода, выполненной по жесткой схеме и имеющей такие же параметры (5.15), составляет 9,82.

В случае односторонней силы сопротивления режим заторможенного ведомого вала импульсного механизма теоретически невозможен (см. гл. 4, п. 4.1).

Возможно лишь бесконечное приближение к этому режиму, например, при P. Поэтому и максимальный коэффициент kT, определяемый по формуле (5.14), будет лишь недостижимым пределом, хотя приближение к этому пределу может быть сколь угодно близким.

Построение зависимости M Сср f (i) для рассматриваемой схемы (рис. 2.15) затруднено в силу того, что функция M C не является постоянной и для нахождения M Ciср, M Cjср (i 1,2,, n; j m требуются громоздкие расчеты.

В случае односторонней силы сопротивления ( P2 0 ) внешнюю характеристику инерционной передачи (рис. 2.15) рациональнее всего представлять зависимостью P f (s), где s амплитуда движения ползуна на установившемся режиме работы. Действительно, такая зависимость наиболее полно позволяет судить о возможности применения и характере работы инерционной передачи без механизмов свободного хода, но с рычажным механизмом в тех или иных случаях. С другой стороны, определение зависимости P f (s) осуществляется наиболее просто, так как P const.

Для построения характеристики используем допущение const, что значительно упрощает вычисления и приводит к допустимой в инженерных расчетах погрешности. Построение проведем, используя алгоритм, заключающийся в следующем.

По заданным параметрам инерционной передачи и заданной силе сопротивления P, последовательно просчитывая с помощью метода припасовывания несколько циклов, находим периодическое решение, Для найденного решения определяем амплитуду движения ползуна s. Получаем одну точку на графике функции P f (s). Аналогично, получаем точки, соответствующие тем же параметрам, но другим значениям силы P.

При построении внешней характеристики воспользуемся решениями дифференциальных уравнений по участкам, полученным в параграфе 4.1 четвертой главы. Слежение за переходом от одного участка к другому осуществляется по переменным, и. Начальные условия задаются произвольным образом. Цикл считается просчитанным окончательно в случае, если начальные и конечные значения совпадают с заданной точностью.

На рис. 5.8 представлена характеристика инерционной передачи с кривошипно-ползунным механизмом, имеющей параметры:

Рис. 5.8. Внешняя характеристика инерционной передачи С целью удобства графического построения внешняя характеристика инерционной передачи на рис. представлена в координатах s, ln P. Отметим, что ось ординат ln P является асимптотой, т.е. график функции ln P f (s) лишь бесконечно стремится к этой оси, никогда ее не достигая. Тем самым подтверждается теоретическое положение о том, что затормозить ползун инерционной передачи без механизмов свободного хода с помощью односторонней силы сопротивления невозможно.

Пологость характеристики на интервале (0,004; 0,04) (см. рис. 5.8) объясняется тем, что ось ординат взята в логарифмических координатах.

При аналитическом построении внешней характеристики с использованием решений, полученных в параграфе 4.1 четвертой главы диссертации, хорошую точность результатов можно гарантировать на сравнительно небольшом интервале изменения амплитуды колебаний s (примерно от 0 до 0,03 м), поскольку решения отмеченного параграфа получены в предположении малости угла поворота В случае двусторонней силы сопротивления задача построения внешней характеристики значительно усложняется, что связано, в первую очередь, с усложнением типов периодических решений. Так естественными, например, будут движения, при которых ведомый вал импульсного механизма совершает полный оборот с наложенными высокочастотными колебаниями, причем амплитуда этих колебаний даже для одного установившегося режима будет различной в силу того, что момент сопротивления на ведомом валу M C является функцией угла поворота (см. 4.1). Такие движения определяются несколькими поворотами грузовых звеньев в относительном движении и задача определения этих движений является чрезвычайно сложной [145].

Можно привести лишь некоторые рассуждения, относящиеся к построению внешней характеристики в случае двусторонней силы сопротивления. Так например, представляется целесообразным строить внешнюю характеристику в трехмерном пространстве в координатах P, P2, sц, где sц пройденный ползуном путь в течение цикла установившегося движения, что позволит более полно отразить возможности инерционной передачи.

5.5 Методика расчета механизма свободного хода релейного типа Применение механизмов свободного хода релейного типа в конструкциях инерционных передач и других машинах и механизмах позволяет в несколько раз повысить работоспособность привода. Поэтому создание научно-обоснованной методики расчета и проектирования таких механизмов свободного хода будет служить основой для более широкого их внедрения в приводах машин различного назначения.

Механизм свободного хода релейного типа включает в себя три основные составные части: обычную обгонную муфту (преимущественно роликовую), винтовую передачу (преимущественно шариковинтовую) и фрикционную муфту (преимущественно дисковую). Расчеты всех этих устройств по отдельности известны [121, 149, 190], но проблема заключается в согласовании расчетных параметров, их взаимосвязи, правильном выполнении переходных операций. Кроме того, специфика механизма свободного хода релейного типа и принципа его действия позволяет исключить некоторые из расчетных процедур. Например, нет необходимости проверять фрикционную муфту на нагрев, поскольку включение и выключение муфты происходят при выровненных угловых скоростях фрикционных дисков. Нет необходимости также проверять винт винтовой передачи на устойчивость в силу того, что напряженный в осевом направлении участок винта является коротким. Существуют и другие особенности расчета механизма свободного хода релейного типа.

Исходным значением для расчета служит величина максимального передаваемого момента M, Н м.

На первом этапе расчета следует задаться типом обычной обгонной муфты, входящей в конструкцию механизма свободного хода релейного типа. Наиболее предпочтительной является роликовая обгонная муфта, отличающаяся бесшумностью работы, компактностью конструкции, высокой четкостью включения и выключения. Геометрические параметры роликовой обгонной муфты могут быть найдены по формулам [182]:

внутренний диаметр наружной обоймы, м наружный диаметр наружной обоймы, м диаметр вала ведущей обоймы, м В качестве исходного значения среднего диаметра d винтовой нарезки на ведущем валу механизма свободного хода релейного типа примем dв.

Соотношение моментов M1, передаваемого через заклинивающие элементы механизма свободного хода, и M 2, передаваемого через фрикционные поверхности, примем равным M1 0,1M, M 2 0,9M, что позволит на порядок разгрузить самые слабые звенья заклинивающие элементы. Заметим, что при необходимости можно еще более значительно разгрузить заклинивающие элементы, но при этом может возникнуть необходимость в обеспечении меньших углов подъема винтовой линии, что может вызвать значительное увеличение осевой силы с повышением нагрузки на элементы винтовой и фрикционной пар.

В большинстве случаев угол подъема винтовой линии не превышает 10.

Как исходное значение угла подъема можно взять, например, значение угла подъема равное 8.

значение осевой силы P Qctg Расчет шариковой винтовой передачи проведем по динамической грузоподъемности для предупреждения усталостного разрушения (выкрашивания рабочих поверхностей) и по статической грузоподъемности для предупреждения пластических деформаций [182].

Определение вспомогательных коэффициентов.

В табл. 5.1 приводятся коэффициенты КТ, KT 0, KTR, которые вводятся в расчетные формулы для учета влияния точности изготовления передачи.

KTR Коэффициент надежности К Р при выполнении расчетов для вероятности безотказной работы более 90% приводится в табл. 5.2.

безотказной работы, % Коэффициенты учета числа витков гайки Кi, Ki 0 приводятся в табл. 5.3.

Наиболее часто применяется трехвитковая гайка.

Ki Коэффициенты К Н, K Н 0 учитывают снижение динамической и статистической грузоподъемности с уменьшением твердости поверхности качения ниже 61HRCЭ. Эти коэффициенты рассчитываются по формулам:

Обычно при изготовлении шариковинтовых передач для гаек применяют стали 9XC, ШX15, 18XГТ. Винты изготавливают из сталей ХВГ, 8ХФ, 20ХЗМВФ. Рабочие поверхности закаливают до твердости Н 61HRCЭ.

Коэффициент К М учитывает влияние качества материала деталей на сопротивление контактной усталости. Для обычной плавки К М 1, для электрошлакового переплава К М 1,4, для вакуумного переплава К М 1,7.

Тогда корректирующие коэффициенты К, K0 для вычисления расчетных значений динамической и статистической грузоподъемности соответственно найдутся по формулам:

Найдем значение требуемой базовой динамической грузоподъемности, Н:

По табл. 5.4 выбираем шариковинтовую передачу, удовлетворяющую условию СА СА min.

Таблица 5.4. Основные характеристики шариковинтовой передачи Проверяем выполнение условия на контактную статистическую прочность.

Найдем значение требуемой базовой статической грузоподъемности, Н:

С0 А min Р / K0. Статическая контактная прочность обеспечивается, если С0 А С0 А min.

Зная типоразмер шариковинтовой передачи, находим угол подъема винтовой линии и сравниваем с принятым для расчета исходным значением. Сравниваем также полученное по табл. 5.4 значение диаметра d с его исходным значением. В случае достаточно значительного расхождения хотя бы одного из этих значений, полученные расчетные размеры нужно уточнить, принимая полученные при расчете угол подъема винтовой линии и диаметр d за исходные и проводя по методу итераций расчеты еще раз.

Находим диаметр шарика d ш, используя табл. 5.5.

Таблица 5.5. Основные размеры шириковинтовой передачи Номинальный диаметр Шаг резьбы h, мм Диаметр шарика d ш, мм d, мм Внутренний и наружный диаметры резьбы определим соответственно по формулам d З d -1,0212d Ш и d Н d - 0,35d Ш.

Показателем долговечности шариковинтовой передачи служит ресурс, который представляет собой наработку до предельного состояния, выраженную в миллионах оборотов L или в часах LЧ :

знакопеременный характер вращения винта в инерционной передаче с относительно малой амплитудой, частоту вращения винта можно положить в диапазоне от 0,2 до 0,5 значений частоты вращения ведущего вала импульсного механизма.

Если вычисленный ресурс, динамическая и статическая проверки грузоподъемности дают положительные результаты, полученные размеры шариковинтовой передачи принимаются в качестве расчетных. В случае отрицательных результатов хотя бы по одному виду проверок необходимо изменить размеры шариковинтовой передачи до выполнения всех критериев работоспособности.

Далее переходим к расчету фрикционной пары.

В качестве расчетного момента M Ф примем момент M Ф Ксц М 2 0,9Ксц М, где Ксц коэффициент запаса сцепления. Обычно принимают Ксц [1,2;1,5].

Приведенный радиус Rпр найдем по формуле Rпр, где f коэффициРf ент трения. Обычно f [0,1; 0,4]. Более точные значения этого коэффициента в зависимости от материалов фрикционной пары и условий ее работы не составляет труда найти в соответствующих справочниках. Зная значение Rпр, проверим выDН полнение условия Rпр. В противном случае размеры фрикционных дисков будут значительно выступать за радиальные габариты обгонной муфты.

Отношение диаметров рабочей части дисков (рис. 3.4) обычно составляет диапазон D2 / D1 [0,5; 0,8], что соответствует отношению ширины рабочей части дисков к среднему диаметру в диапазоне [1/9;1/3]. Наиболее часто принимают 1/ 4.

Найдем наружный диаметр D1, используя соотношение D1 2 RПР (1 ).

Ширину рабочей части дисков найдем по формуле bШ 2 RПР.

Найдем внутренний диаметр D2 D1 2bШ.

Расчет на удельные давления проведем по соотношению Если проверка на удельные давления не выполняется, требуется увеличить рабочую зону фрикционного контакта, или ввести дополнительное число пар трущихся поверхностей zФ для выполнения условия:

5.5.2Пример расчета механизма свободного хода релейного типа Максимальный передаваемый момент 50 Нм.

Найдем геометрические параметры роликовой обгонной муфты, приняв число роликов равным 4:

расчетный диаметр ролика d Р 0,0058 3 0,0058 3 0,01346 м 0,014 м (округляем до большего значения);

внутренний диаметр наружной обоймы наружный диаметр наружной обоймы длина ролика диаметр вала ведущей обоймы В качестве исходного значения среднего диаметра d винтовой нарезки на Исходное значение угла подъема примем равным 8.

чение осевой силы P Qctg 625 7,115 4447 Н.

Проведем расчет шариковинтовой пары.

В качестве материала изготовления принимаем для оси (винт) сталь XBГ, для внутренней обоймы (гайка) сталь 9ХС. Плавка обычная, поэтому коэффициент К М 1. Твердость закалки не меньше 61HRCЭ, тогда примем коэффициенты К Н, K Н 0 равными 1. При 95% надежности из табл.2 найдем К Р 0,85.

Класс точности по ОСТ 2 Р31-4-88 соответствует П3, Т3. Поэтому значения коэффициентов точности (см. табл. 5.1) будут равны КТ 0,98, KT 0 0,95.

Используем обычную практику, применяя трехвитковую гайку. Поэтому (см. табл. 5.1) коэффициенты Кi 1, Кi 0 1.

Получив значения вспомогательных коэффициентов, найдем значения корректирующих коэффициентов:

Найдем значение требуемой базовой динамической грузоподъемности:

По табл. 5.4 выбираем шариковинтовую передачу с ближайшим большим значением С А 16580 Н. При этом получим d 25 мм, h 5 мм.

С0 А min Р / K0 4447 / 0,95 4681Н. Для выбранных параметров шариковинтовой передачи проверка на статическую грузоподъемность выполняется, так как (см.

табл. 5.4) С0 А 28100 Н С0 А min 4681 Н.

Угол подъема примерно в два раза отличается от исходного значения. Значительно отличается от исходного значение диаметра d. Поэтому повторим вычисления по винтовой паре, приняв полученные значения за исходные. Повторные вычисления проводятся гораздо проще, поскольку значения вспомогательных и корректирующих коэффициентов остаются прежними.

чение осевой силы P Qctg 400 14,301 5720 Н.

Вычислим значения требуемых базовых динамической и статической грузоподъемностей:

По табл. 5.4 выбираем ту же шариковинтовую передачу с параметрами d 25 мм, h 5 мм, так как данная передача имеет ближайшие табличные значения С А 16580 Н и С0 А 28100 Н, такие, что выполняются требуемые условия:

Важно заметить, что, несмотря на тот же типоразмер, что и получен при первом вычислении, повторное вычисление имело смысл, так как оно позволило получить более точное значение осевой силы, необходимое для правильного расчета фрикционной пары.

По табл. 5.5 находим диаметр шариков dш 3 мм.

Находим внутренний и наружный диаметры резьбы:

Вычислим ресурс работы шариковинтовой передачи, приняв частоту вращения винта n 300 мин-1 :

Перейдем к расчету фрикционной пары.

Положив коэффициент запаса сцепления Ксц 1,2, коэффициент трения f 0,2, найдем расчетный момент и приведенный радиус:

Отношение ширины рабочей части дисков к среднему диаметру примем равным 1/ 4.

Найдем наружный диаметр Заметим, что D1 0,12 DН 0,14, следовательно, фрикционная пара впишется в радиальные габариты обгонной муфты.

Найдем ширину рабочей части дисков Найдем внутренний диаметр D2 D1 2bШ 0,12 0,047 0,073 м.

Остается провести проверку фрикционного контакта по критерию удельных давлений. Примем [ p] 0,8. Тогда получим:

В случае более низких значений [ p] есть возможность снизить удельные давления p за счет увеличения ширины рабочей части фрикционных дисков.

Расчет механизма свободного хода релейного типа произведен[191].

Отметим, что в рассчитанной конструкции механизма свободного хода релейного типа нагрузки на заклинивающие элементы (ролики) снижены на порядок по сравнению с исходной роликовой обгонной муфтой. При этом габаритные размеры механизма свободного хода релейного типа практически не отличаются от габаритных размеров исходной роликовой обгонной муфты.

5.6 Методика расчета инерционной бесступенчатой передачи с однимвыходным механизмом свободного хода Из всего многообразия рассмотренных схем инерционных бесступенчатых передач выберем предпочтительную, наиболее перспективную схему. С точки зрения обеспечения высокой надежности и работоспособности передачи интерес представляют инерционные передачи, в кинематических схемах которых полностью отсутствуют наиболее слабые звенья механизмы свободного хода. Однако, эти передачи предполагают знакопеременное движение рабочих органов, что ограничивает область их применения. К сожалению, создать инерционную бесступенчатую передачу общего назначения без механизмов свободного хода пока не удается. Вопрос о принципиальной возможности создания таких передач остается открытым.

Из совокупности инерционных передач общего назначения наиболее интересными являются передачи с одним выходным механизмом свободного хода, так как они обеспечивают одностороннее вращение ведомого вала с достаточно высокой равномерностью вращения. Хотя, как это было отмечено ранее, даже относительно высокая неравномерность вращения не обязательно должна рассматриваться, как недостаток передачи, поскольку вибрационный характер подачи момента при этом играет положительную роль, повышая в ряде случаев эффективность выполнения технологического процесса. Наличие в конструкции лишь одного механизма свободного хода способствует повышению надежности передачи и ее работоспособности.

Что касается механизма свободного хода, предпочтительной является конструкция механизма свободного хода релейного типа. Методика расчета такого механизма рассмотрена в параграфе 5.5 пятой главы, в которой было показано, что эти механизмы обладают значительно более высокой (примерно на порядок) нагрузочной способностью по сравнению с обычными роликовыми обгонными муфтами и вместе с тем, габариты механизмов свободного хода практически не отличаются от габаритов обгонных муфт.

Исходя из сказанного, в качестве предпочтительной схемы инерционной бесступенчатой передачи возьмем инерционную передачу с одним выходным механизмом свободного хода [130], в которой в качестве механизма свободного хода выступает механизм свободного хода релейного типа [128].Импульсным механизмом в предпочтительной схеме может служить, например, достаточно отработанный и подтвердивший свою высокую надежность механизм Левина [192]. В этом механизме сателлиты выполнены плавающими, что исключает необходимость установки осей сателлитов на подшипниках и, следовательно, можно не заботиться о возможности разрушения подшипников, которые бы испытывали ударные нагрузки в силу импульсной подачи момента. Благодаря такому конструктивному решению импульсный механизм Левина обладает высокой надежностью и долговечностью.

Рекомендуется проводить расчет выбранной в качестве предпочтительной конструкции инерционной передачи в два этапа. На первом этапе осуществляется упрощенный расчет, позволяющий определить основные параметры передачи (массовые и геометрические) простыми средствами. На втором этапе следует проводить подробный расчет, корректируя выбранные на первом этапе параметры.

При этом возникает необходимость построения периодических решений (эта задача решена в параграфе 5.3 пятой главы), причем требуется учитывать режимы работы передачи (циклограмму) в процессе ее эксплуатации. Такая задача является сложной, так как требует ясного представления о специфических условиях конкретного применения передачи, характере режима ее работы и может быть решена лишь при широком использовании компьютерной обработки с выполнением динамического анализа, построения внешней характеристики на всем диапазоне передаточных чисел и детального расчета на прочность.

Опишем разработанную методику приближенного расчета инерционной передачи с одним выходным механизмом свободного хода. В связи с отсутствием сведений о конкретных условиях работы передачи, за основу расчета выберем наиболее нагруженный режим ее работы стоповый режим, при котором ведомый вал передачи заторможен ( 0 ).

В случае заторможенного ведомого вала импульсной передачи ведомый вал импульсного механизма не имеет возможности вращаться в прямом направлении.

Поэтому ведомый вал импульсного механизма под действием обратных импульсов инерционного момента будет поворачиваться в обратном направлении, сжимая пружину, пока момент от усилия пружины не сравняется по величине с величиной максимального крутящего инерционного момента. При этом ведомый вал импульсного механизма станет неподвижным ( 0 ).

Исходными данными являются: максимальная мощность двигателя N Д max, угловая скорость вала двигателя при максимальной мощности и максимальный коэффициент трансформации момента КТ max.

Из уравнений движения (3.31) можно найти крутящий момент, действующий на ведомый вал передачи на стоповом режиме:

откуда можно найти выражение для значений максимального М КР max и среднего за цикл М КРср крутящего момента, действующего на заторможенный ведомый вал передачи:

При этом максимальный коэффициент трансформации КТ max найдется по выражению:

Заметим, что при одинаковых параметрах импульсного механизма коэффициент КТ max для рассматриваемой предпочтительной схемы (рис. 2.4) в раз больше, чем для общей жесткой схемы (рис. 2.1) и в / 2 раз больше, чем для схемы (рис. 1.6) с использованием обратного импульса посредством зубчатой передачи.

Из выражения (5.17) находим М КРср М Д max KT max.

Для механизма Левина обычно q 1 q [1,5; 2,5], [0,8;1,2] и n 6. Принимая значения этих величин из указанных диапазонов, можем получить формулу, связывающую оставшиеся величины:

Момент инерции выходного вала импульсного механизма может быть найден из условия выхода на прямую передачу [42]:

Значение максимальный момент М КР max (5.16) принимается за исходное при проектировании механизма свободного хода релейного типа и упругого элемента.

Методика расчета механизма свободного хода релейного типа описана в параграфе 5.5 пятой главы. Применяя описанную методику, находим параметры механизма свободного хода.

В качестве упругого элемента принимаем цилиндрическую винтовую пружину. Эти пружины широко применяются в технике и давно зарекомендовали себя. Расчеты таких пружин с разной степенью детализации хорошо известны [182, 193, 194]. Для определения прикидочных значений пружины выполним прочностной расчет по следующему алгоритму.

Находим максимальную осевую силу, действующую на пружину, по форМ КР max муле Р0 max, где RП расстояние от оси передачи до оси пружины. ЗаRП даваясь коэффициентом запаса К З [1,1 ;1,2], найдем расчетное значение осевой силы PP P0 max K З.

Зададим максимальную деформацию пружины hП и индекс пружины iП, где D0 ПР средний диаметр пружины, d П диаметр проволоки.

Подсчитаем коэффициент К В, учитывающий увеличение напряжения во внутренней стороне витка по соотношению К В.

Выбираем материал пружины и по справочникам находим допускаемое напряжение [ ].

Находим диаметр проволоки, используя формулу d П и округляя найденное значение до ближайшего большего значения по ГОСТ 13766-86.

Находим средний диаметр D0 П iП d П, наружный диаметр DНП (iП 1)d П и внутренний диаметр пружины DВП (iП 1)d П.

Найдем эластичность пружины sП 4, где G модуль сдвига.

Округляя полученное значение до ближайшего большего целого и добавляя к числу рабочих витков два опорных витка, находим общее число витков пружины.

Крутильная жесткость пружины с, входящая в математическую модель инерционной передачи (п.2.5.4), найдется по формуле с сП RП. Найденное значение крутильной жесткости позволяет строить периодические решения дифференциальных уравнений движения передачи и ее внешнюю характеристику (п. 5.3).

6 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ДИНАМИКИ

ИНЕРЦИОННЫХ БЕССТУПЕНЧАТЫХ ПЕРЕДАЧ ПОВЫШЕННОЙ

НАГРУЗОЧНОЙ СПОСОБНОСТИ

Основная задача экспериментальных исследований заключалась в проверке положений разработанной теории инерционных бесступенчатых передач повышенной нагрузочной способности. Результаты экспериментальных исследований опубликованы в работах [1, 195].

Для проведения экспериментальных исследований в научноисследовательской лаборатории Южно-Уральского государственного университета был спроектирован и изготовлен опытный образец инерционной бесступенчатой передачи. Фотография экспериментального стенда представлена на рис. 6.1, а его принципиальная схема изображена на рис. 6.2.

Экспериментальный стенд включает двигатель Д с тиристорным управлением, позволяющим менять угловую скорость двигателя в пределах от 0 до 200 с-1, клиноременную передачу с передаточным отношением i рп 1, импульсный механизм Левина с ведущей эпициклической шестерней и ведомой солнечной шестерней, центральный кривошипно-ползунный механизм, зубчатую передачу и нагружающее устройство Т.

На выходном валу 1 импульсного механизма установлен эпицикл 2, входящий в зацепление с неуравновешенными «плавающими» сателлитами 3, которые, в свою очередь, входят в зацепление с солнечной шестерней 4, жестко закрепленной на промежуточном валу 5. На промежуточном валу также закреплен кривошип 6 центрального кривошипно-ползунного механизма. Конструкция предусматривала возможность ступенчатого изменения радиуса кривошипа. Значение радиуса выбиралось из ряда: 0,058; 0,063; 0,078; 0,083; 0,103 и 0,118 м. К кривошипу одним концом присоединен шатун 7. Другой конец шатуна шарнирно прикреплен к ползуну 8. Для удобства проведения экспериментальных исследований ползун выполнен в виде зубчатой рейки, входящей в зацепление с зубчатой шестерней 9, установленной на валу электромагнитного порошкового тормоза ПТ.

Применение порошкового тормоза в качестве нагружающего устройства позволяет простым образом осуществлять двустороннее сопротивление на ползуне.

Соответствие экспериментального стенда и разработанной модели инерционной бесступенчатой передачи без механизмов свободного хода устанавливалось по формуле где mзр масса зубчатой рейки;

m приведенная к ползуну масса, звеньев, расположенных по кинематипр ческой цепи за зубчатой рейкой.

Рис. 6.2. Принципиальная схема экспериментального стенда Выражение для массы mпр, определяемое из условия равенства кинетических энергий реальной и эквивалентной систем [196], имеет вид где J C момент инерции зубчатой шестерни 9 и вращающихся масс порошкового тормоза относительно оси вала тормоза;

rзш радиус делительной окружности шестерни 9.

С целью уменьшения влияния сил трения ползун (зубчатая рейка) установлен на роликовых опорах 10.

Фотография импульсного механизма Левина представлена на рис. 6.3. На фотографии виден ленточный токосъемник.

Рис. 6.3. Фотография импульсного механизма Левина Экспериментальный стенд работает следующим образом.

Вращение приводного двигателя передается через клиноременную передачу на выходной вал 1, затем эпицикл 2, неуравновешенные сателлиты 3. Инерционные силы вращающихся в относительном движении сателлитов 3 создают знакопеременные импульсы инерционного момента на промежуточном валу 5. При этом промежуточный вал совершает знакопеременное вращение, которое через звенья кривошипно-ползунного механизма 6, 7 и 8 передается на шестерню 9. При этом ползун 8 совершает возвратно-поступательное движение. С увеличением силы сопротивления на ползуне уменьшается амплитуда движения ползуна, меняется скорость обкатки грузовых звеньев импульсного механизма. Происходит автоматическое изменение крутящего момента. Движущее усилие на ползуне увеличивается. Трансформация момента происходит на промежуточном валу импульсного механизма. В зависимости от силы сопротивления на ползуне и положения кривошипа инерционная передача работает или на режиме динамической муфты, или на режиме трансформации крутящего момента, или на режиме заторможенного промежуточного вала импульсного механизма.

Экспериментальный образец инерционной бесступенчатой передачи имел следующие параметры:

b 0,025 м, k 0,087 м, h 0,025 м, q 0,95, m1 2,6 кг, m2 2 кг, mзр 3,5 кг, Для уменьшения влияния вибраций экспериментальный стенд был выполнен на жесткой раме и закреплен с помощью болтовых соединений и сварки.

6.2. Описание измерительной аппаратуры. Проведение эксперимента В процессе экспериментальных исследований замерялись следующие показатели:

1) средняя угловая скорость входного вала 1;

2) вращающий момент на входном валу 1;

3) вращающий момент на промежуточном валу 5;

4) сила сопротивления на ползуне 8;

5) перемещение ползуна 8.

Позиции поставлены в соответствии с рис. 6.2.

Регистрация средней угловой скорости входного вала проводилась фотоэлектрическим методом. На входном валу был закреплен диск 11 с отверстием, расположенном на периферии. Напротив отверстия с одной стороны диска устанавливалась лампочка 12 с блоком питания БП, а с другой фотодиод 13. Сигнал с фотодиода с помощью триггера 14 преобразовывался в импульс и регистрировался на осциллографе 15 (Н-115), отмечая один оборот входного вала.

Замер вращающего момента на входном валу осуществлялся тензодатчиками при использовании полумостовой схемы включения. Для исключения влияния поперечной силы от натяжения приводных ремней на входном валу 1 жестко закреплены четыре пластины 16. Вращение от шкива на входной вал передавалось через эти пластины с помощью поводков 17. На пластины были наклеены тензодатчики, сигнал с которых снимался с помощью концевого токосъемника (ТРАК-1). Контакт в концевом токосъемнике осуществлялся через ртутную амальгаму. Для усиления сигнала использовался тензоусилитель 19 (8АНЧ-7М).

Регистрация сигнала производилась с помощью осциллографа 15 (Н-115).

Замер вращающего момента на реакторе осуществлялся аналогичным образом. Отличие заключалось лишь в использовании токосъемника ленточного типа.

Для измерения силы сопротивления на ползуне также были использованы тензодатчики. Схема наклейки тензодатчиков предусматривала компенсацию влияния поперечных усилий от действия шестерни 9 и роликовых опор 10.

При проведении экспериментальных исследований использовались тензодатчики 2ПКБ-10-200Х. Тарировка тензодатчиков осуществлялась с помощью рычага с фиксированным плечом и разновесов.

Регистрация перемещения ползуна осуществлялась с помощью подпружиненного самописца 20, закрепленного на ползуне. След самописца отмечался на бумаге, перемещаемой лентопротяжным устройством. Скорость протяжки составляла 0,1 м/с. Такой способ замера отличается простотой и, вместе с тем, позволяет получить наглядные результаты, так как регистрация перемещения осуществляется в натуральную величину.

При работе экспериментального стенда возможны следующие основные режимы:

1. Режим динамической муфты. На этом режиме звенья импульсного механизма вращаются как одно целое с небольшими относительными колебаниями.

Ползун кривошипно-ползунного механизма совершает возвратно-поступательное движение с максимальной амплитудой.

2. Режим трансформации момента, при котором ползун совершает возвратнопоступательное движение от одной мертвой точки до другой с наложенными высокочастотными колебаниями. Существование такого режима можно предсказать теоретически. Действительно, для импульсного механизма на основании теоремы о производной по времени от момента количества движения относительно оси можно записать где M io моменты внешних сил относительно оси импульсного механизма.

Рассматривая установившийся режим работы, после интегрирования получим Используя теорему о среднем значении интеграла, найдем где М дср среднее значение момента двигателя;

М сср, М сср среднее значение момента сопротивления соответственно за положительную и отрицательную части цикла.

Таким образом, значение момента М сср больше значения момента М сср на величину среднего значения момента двигателя М дср, поэтому даже при условии Р1 Р2 возможен режим работы, при котором ползун совершает возвратнопоступательное движение с наложенными высокочастотными колебаниями. Периодический режим при этом происходит за несколько оборотов грузового звена в относительном движении.

Возможность работы инерционных бесступенчатых передач без механизмов свободного хода на описанном режиме значительно расширяет область их возможного применения. В частности, становится возможным использование инерционных передач в выполнении технологических операций, требующих полной амплитуды движения ползуна. Наложенные высокочастотные колебания при этом будут способствовать интенсификации технологических процессов.

3. Режим трансформации момента, определяемый одним оборотом грузовых неуравновешенных звеньев. На этом режиме ползун совершает колебания относительно определенного положения. Средняя угловая скорость реактора для этого режима равняется нулю.

4. Возможны устойчивые периодические режимы, определяемые несколькими оборотами неуравновешенных грузовых звеньев, но без движения ползуна от одной мертвой точки до другой с достижением этих точек. В этом случае скорее надо говорить не о периодических, а о квази-периодических режимах работы инерционной передачи. Существование таких режимов рассмотрено в параграфах4.1 и 4.2.

5. Режим заторможенного ползуна. На этом режиме звенья кривошипноползунного механизма и промежуточный вал импульсного механизма неподвижны, а приводной двигатель вращается, что объясняется тем, что импульсный механизм имеет две степени свободы. При таком режиме осуществляется защита двигателя от перегрузок в моменты заклинивания рабочего органа. На практике за счет зазоров и упругостей звенья кривошипно-ползунного механизма и промежуточный вал совершают небольшие колебания и в случае заторможенного ползуна.

Существование отмеченных режимов подтверждено экспериментально.

Экспериментальные исследования проводились следующим образом.

1. После прогрева и подготовки к работе измерительной аппаратуры, варьированием числа оборотов электродвигателя и величины момента сопротивления порошкового тормоза устанавливался режим работы инерционной передачи, при котором ползун совершал полный ход с наложенными знакопеременными колебаниями. Проводилась запись показаний тензодатчиков и фотодиода на осциллографе Н-115 и регистрация перемещения ползуна на ленте за один полный оборот промежуточного вала импульсного механизма. Скорость протяжки осциллографической фотобумаги составляла 0,25 м/с.

2. Изменением момента сопротивления порошкового тормоза осуществлялся переход работы инерционной передачи на периодический режим, определяемый одним поворотом грузовых неуравновешенных звеньев в относительном движении. Промежуточный вал и ползун при этом совершали колебания относительно определенного положения. На этом режиме изменялась сила сопротивления на ползуне и через каждые 100 Н проводилась регистрация и запись показаний измерительной аппаратуры. Изменение силы сопротивления производилось до стопового режима. Показания тензодатчиков регистрировались и для аналогичных режимов трансформации момента с различными значениями угловой скорости ведущего вала.

3. После отсоединения электромагнитного порошкового тормоза инерционная передача выводилась на режим динамической муфты, и на этом режиме проводилась регистрация перемещения ползуна при различных значениях угловой скорости ведущего вала.

4. Варьированием угловой скорости ведущего вала и величины силы сопротивления на ползуне с помощью порошкового тормоза устанавливался квазипериодический режим работы инерционной бесступенчатой передачи.

Таким образом, экспериментальные исследования инерционной передачи без механизма свободного хода проводились на всех отмеченных в этом параграфе режимах работы.

6.3. Обработка осциллограмм.Сравнение результатов экспериментальногои теоретического исследований Осциллограммы момента двигателя М Д, момента сопротивления М С и силы сопротивления на ползуне РС снимались на самопроявляющуюся на свету осциллографическую бумагу, темнеющую со временем. Поэтому сразу после проявления осциллограммы были переведены на кальку.

Обработка осциллограмм и графиков перемещений проводилась по следующей методике [197-199]:

1. Результаты измерений заносились в таблицу.

2. Определялось среднее значение n измеренных величин по формуле 3. Вычислялась погрешность каждого измерения ak a ak.

4. Находилась средняя квадратичная погрешность 5. Определялся коэффициент Стьюдента t n [197]. При этом значение коэффициента надежности принималось равным 0,95.

6. Вычислялась погрешность серии измерений a t n Sn.

7. Записывался окончательный результат измерений a a a.

8. Определялась относительная погрешность результатов серии измерений Приведем пример расчета средней угловой скорости ведущего вала по осциллограммам, аналогичным представленным на рис.6.4.

Время, за которое происходит один оборот ведущего вала, для каждого замера определялось по формуле t l / v, где l длина записи в метрах между двумя соседними всплесками от фотодиода ФД-I; v скорость протяжки осциллографической ленты (0,25 м/с). Тогда средняя угловая скорость ведущего вала для каждого замера найдется из соотношения 1 2 / t 2 v / l.

По результатам замеров составим ряды, первые несколько значений которых представлены в табл. 6. Полные ряды содержат гораздо больше значений, поэтому в табл. 6.1 не приводятся.

‘DescriptiveStatistics”[199]приводятся в табл. 6.2.

Skewness Kurtosis 95% доверительный интервал найдем с помощью процедуры “Explore” [199].

Результаты обработки приводятся в табл. 6.3.

95% Confidence Interval Lower Bound 54, Окончательный результат запишем в виде 1 54,7143 0,2064с-1.

При этом относительная погрешность равняется Время цикла, подсчитанное аналогичным образом для тех же осциллограмм, составляет tцэ 0,12 0,2с. Для сравнения, время цикла, вычисленное теоретически по формуле () имеет значение tцт 0,1204с.

На рис.6.5 представлен график зависимости момента сопротивления M C от времени, построенный по результатам теоретических исследований. Значения силы сопротивления P и P2 принимались равными P 800 H, P2 460 H.

Рис.6.5. Теоретический график зависимости момента Сравнение с экспериментальными данными (рис.6.4) показывает хорошую сходимость результатов теоретических и экспериментальных исследований.

На рис. 6.6 представлены осциллограммы момента М С и силы PC на режиме трансформации, при котором средняя скорость ведущего вала составляла 40 c-1.

Рис.6.6. Осциллограммы моментов М Д, На рис.6.7 изображены осциллограммы, полученные на режиме трансформации момента при различных значениях силы сопротивления РС. Средняя скорость ведущего вала не менялась и составляла 68 c-1.

Рис.6.7. Осциллограммы момента М С и силы Анализ осциллограмм показывает, что с увеличением силы сопротивления РС происходит автоматическое увеличение момента М С. Для осциллограмм, изображенных на рис. 6.7а), значения силы сопротивления P1 и P2 принимались равными P 1800 H, P2 720 H. При этом среднее значение момента М С за цикл составило 153 Нм. Значения момента на отрицательном импульсе брались по абсолютной величине. Среднее значение момента М С, подсчитанное теоретически, составило 132 Нм. Для осциллограмм, представленных на рис. 6.7б), было принято P 1067H, P2 700 H. Расчеты среднего значения момента М С по теоретическим и экспериментальным исследованиям дали следующие результаты:

M C ср.теорр 102H м, M C ср.эксп 114 H м. Расхождение результатов экспериментальных и теоретических расчетов лежит в пределах 15%. В целом, расхождение результатов теоретических и экспериментальных исследований не превысило %, что свидетельствует о правильности сделанных теоретических положений и полученных результатов.

Перемещение ползуна. Регистрация перемещения ползуна производилась на всех основных режимах инерционной передачи с рычажным механизмом на выходе.

На рис.6.8 дано графическое представление в масштабе 1:1 перемещения ползуна на режиме динамической муфты при различных угловых скоростях ведущего вала. Режим динамической муфты с точки зрения исследований особого интереса не вызывает и в данной работе приводится лишь как констатация факта существования такого режима.

Кривые, характеризующие перемещение ползуна на режиме трансформации момента, при котором на основное движение накладываются высокочастотные колебания, представлены на рис. 6.9 и 6.10. Рис. 6.9 соответствует прямому ходу ползуна, рис. 6.10 обратному ходу.

Нетрудно видеть, что амплитуда движения ползуна за одно высокочастотное колебание является переменной и уменьшается по мере приближения к мертвым точкам.

Графики перемещения ползуна при различных значениях силы сопротивления представлены на рис. 6.11. Средняя угловая скорость ведущего вала оставалась постоянной величиной. Средняя угловая скорость ведомого вала импульсного механизма равнялась нулю. Рисунку 6.11 соответствуют, таким образом, режимы трансформации момента, при которых ползун совершает колебания относительно некоторого фиксированного положения. С увеличением силы сопротивления амплитуда колебаний ползуна уменьшается.

Рис. 6.8. Перемещение ползуна на режиме динамической муфты Рис. 6.9. Перемещение ползуна на режиме трансформации момента ( 2 0 ).

Рис. 6.10. Перемещение ползуна на режиме трансформации момента. ( 2 0 ).

Рис. 6.11. Перемещение ползуна на режиме трансформации момента ( 2 0)

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

Проведен анализ существующих конструкций инерционных передач с выявлением их слабых и сильных сторон и возможностей повышения нагрузочной способности. Проведена оценка перспективных областей применения инерционных передач с учетом вибрационного характера подачи крутящего момента на выходной вал и рабочий орган. Перспективными для применения инерционных передач являются машины и механизмы, принцип действия которых основан на использовании вибрационных и колебательных процессов. Изучен опыт создания ошибочных конструкций передач без слабых узлов – МСХ. На основе проведенного анализа и опыта эксплуатации инерционных передач намечены пути возможного повышения их нагрузочной способности: 1) создание конструкций МСХ повышенной нагрузочной способности; 2) разработка конструкций инерционных передач с одним выходным МСХ; 3) разработка конструкций инерционных передач без МСХ; 4) совершенствование математических моделей и методов исследований инерционных передач. Все эти направления реализованы в данной диссертации. Выявлены перспективные схемы инерционных передач, а именно: передачи с одним выходным МСХ и без МСХ.

2. Разработано новое семейство механизмов переменной структуры – инерционных бесступенчатых передач повышенной нагрузочной способности, которое включает инерционные передачи с одним выходным МСХ, обеспечивающие режим прямой передачи, инерционные передачи без МСХ с упругой и без упругой связи, инерционные передачи без МСХ для реверсивного инструмента и с шарнирно-рычажными механизмами, инерционные передачи на основе МСХ релейного типа. Снижение числа слабых узлов (МСХ) в конструкции инерционных передач и использование энергии обратного импульса приводит к снижению напряжений (в / 2 раз) в звеньях и повышению нагрузочной способность передач.

Показано, что в некоторых случаях можно обеспечить постоянную величину крутящего момента на ведомом валу, при этом резко (в раз) снизить максимальные нагрузки в передаче при фиксированной величине среднего момента. Показаны возможности осуществления режима работы при одностороннем вращении ведомого вала с наложенными высокочастотными знакопеременными колебаниями и при одностороннем сопротивлении на рабочем органе. Выявлены перспективы применения инерционных передач без МСХ с реверсивным режущим инструментом. Предложены схемы МСХ релейного типа. Доказано, что в таких механизмах нагрузки на наиболее слабые звенья (заклинивающие элементы) могут быть снижены на порядок и более. Разработана методика расчета механизмов свободного хода релейного типа. В приведенном примере расчета показано, что нагрузки на заклинивающие элементы (ролики) снижены на порядок по сравнению с исходной роликовой обгонной муфтой. При этом габаритные размеры механизма свободного хода релейного типа практически не отличались от габаритных размеров исходной роликовой обгонной муфты. Причем потенциал снижения нагрузок был далеко не исчерпан. Исследованы нелинейные колебания звеньев механизмов свободного хода релейного типа. Построены решения дифференциальных уравнений движения предложенных механизмов, включая периодические решения.

Созданы основы теории разработанного семейства механизмов, включающей в себя: разработанные методы математического моделирования, анализа и исследования механизмов переменной структуры путем преобразования динамических систем переменной структуры к динамическим системам постоянной структуры; разработанные специальные функции и новые методы аппроксимации ступенчатых, кусочно-линейных и обобщенных функций. Основываясь на доказанных автором теоремах, рассмотрены вопросы погрешности и сходимости разработанных методов, выявлена их быстрая сходимость. Предложенные методы позволили совершенствовать математические модели инерционных передач и записать эти модели не в виде совокупности систем дифференциальных уравнений по участкам, как это делалось ранее, а в виде только одной системы за весь цикл движения, что значительно упростило исследование режимов движения инерционных передач, построение периодических решений и исследование их устойчивости. Новые математические модели были предложены для таких видов и схем инерционных бесступенчатых передач, как:

общая жесткая схема инерционной бесступенчатой передачи;

общая упругая схема инерционной бесступенчатой передачи;

инерционная передача с одним корпусным механизмом свободного хода;

инерционная передача с одним выходным механизмом свободного хода;

инерционная передача без механизмов свободного хода без учета упругостей;

инерционная передача без механизмов свободного хода с учетом упругостей;

инерционная передача с рычажным механизмом.

Разработанные методы являются универсальными и их возможные области применения выходят далеко за рамки инерционных передач, вплоть до вопросов квантовой механики и атомной науки и техники. Проведен анализ динамических процессов в инерционных передачах, найдены аналитические и численные решения систем существенно нелинейных дифференциальных уравненийдвижения инерционных передач. Аналитические решения получены различными методами:

малого параметра, последовательных приближений и разложения в степенные ряды. Сравнительный анализ показал преимущество метода малого параметра. Изучены нелинейные колебания инерционных передач. Построены периодические решения дифференциальных уравнений на холостом и рабочем режимах работы с анализом их устойчивости. Выявлено большое многообразие возможных видов периодических и квазипериодических решений. Исследованы резонансные режимы работы инерционных передач. Для подтверждения результатов исследований, полученных с помощью аналитических методов, разработаны компьютерные программы для применения численных методов расчета, включающие такие аспекты, как:

аппроксимация функции Хевисайда, функции (функции Дирака) и её производных;

построение зубчатого профиля с помощью предложенной аппроксимирующей процедуры;

численная проверка предложенных методов аппроксимации ступенчатых функций на примере динамики инерционной бесступенчатой передачи, выполненной по общей схеме;

численная проверка предложенных методов аппроксимации ступенчатых функций на примере динамики инерционной бесступенчатой передачи без механизмов свободного хода;

численное сравнение методов аппроксимации ступенчатых функций на примере динамики релейного механизма свободного хода;

численная проверка методов аппроксимации на примере исследований характеристики жесткости подвески автомобиля;

численное решение системы дифференциальных уравнений движения инерционной передачи с одним выходным механизмом свободного хода.

Сравнительный анализ результатов аналитических и численных расчетов подтвердили их хорошую сходимость, правильность сделанных положений и предпосылок аналитических исследований.

Разработаны методики инженерного расчета инерционных передач повышенной нагрузочной способности, построены их внешние характеристики. Показано, что внешние характеристики близки к идеальной. Даны рекомендации по выбору параметров инерционных передач повышенной нагрузочной способности.

4. Проведены экспериментальные исследования инерционных передач, подтвердившие правильность результатов теоретических исследований. Для проведения экспериментальных исследований изготовлен стенд, включающий двигатель с тиристорным управлением, клиноременную передачу, импульсный механизм Левина с ведущей эпициклической шестерней и ведомой солнечной шестерней, центральный кривошипно-ползунный механизм с изменяющимся радиусом кривошипа, зубчатую передачу и нагружающее устройство. В процессе экспериментальных исследований замерялись следующие показатели:

средняя угловая скорость ведущего вала;

вращающий момент на ведущем валу;

вращающий момент на промежуточном валу;

сила сопротивления на ползуне;

перемещение ползуна.

Рассматривались основные режимы: 1) динамической муфты; 2) трансформации момента, при котором ползун совершает возвратно-поступательное движение от одной мертвой точки до другой с наложенными высокочастотными колебаниями; 3) трансформации момента, определяемый одним оборотом грузовых неуравновешенных звеньев; 4) заторможенного ползуна; 5) периодические режимы, определяемые несколькими оборотами неуравновешенных грузовых звеньев.

Получены осциллограммы вращающего момента, момента сопротивления и силы сопротивления на ползуне при различных режимах работы передачи. Проведена обработка результатов экспериментальных исследований. Проведенный сравнительный анализ результатов экспериментальных и теоретических исследований подтвердил их хорошую сходимость, правильность теоретических положений и выводов.

5. Результаты проведенных исследований внедрены в производство, что позволяет говорить о целостности выполненной работы, начиная с постановки проблемы, анализа ситуации, выявления путей решения поставленной проблемы, заканчивая результатами внедрения после проведения комплексных теоретических и экспериментальных исследований.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Алюков С.В. Динамика инерционного трансформатора вращающего момента без механизмов свободного хода: дисс… канд.техн. наук. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1983. – 198 с.

2. Крайнев А.Ф.Словарь-справочник по механизмам. –2-е изд., перераб. и доп.– М.: Машиностроение, 1987. –560 с.

3. Большой энциклопедический словарь. Серия: Современная энциклопедия.

АСТ, Астрель, 2008. – 1248 с.

4. Большая советская энциклопедия.Гл. ред. А.М. Прохоров, 3-е изд.

Т. 1-30. –М.: Советская энциклопедия, 1969-78.

5. Политехнический словарь. Гл. ред. И.И. Артоболевский. –М.: Советская энциклопедия, 1976. – 608 с.

6. А.с. 1506176 СССР, МПКF 04 D 27/00.Лопастная машина / С.В. Алюков.– опубл. в бюл. «Изобретения». – М., 1989. – № 33.

7. А.с. 1629609 СССР, МПК F 04 C 2/04. Регулируемый шестеренный насос / С.В. Алюков, В.А. Яковлев. –опубл. в бюл. «Изобретения». – М., 1991.– №7.

8. А.с. 1809171 СССР, МПК F 04 D 27/00. Лопастная машина/ С.В. Алюков, А.Г. Харченко, В.А. Яковлев. – опубл. в бюл. «Изобретения». – М., 1993. –№14.

9. Алюков С.В. Семейство механизмов и машин с фрикционным бесступенчатым приводом на основе принципа регулируемого скольжения // IVМеждународная научно-техническая конференция по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл.– Владимир, ВПИ, 1992.– С. 13 Алюков С.В. Фрикционные бесступенчатые передачи на основе принципа регулируемого скольжения //Бесступенчатые передачи, приводы машин и промысловое оборудование: сб. тез. докл.I Международной науч.- техн. конфер. – Калининград, КГТУ, 1997. – С. 9.

11. Баженов С. П. Бесступенчатые передачи тяговых и транспортных машин / С. П. Баженов. – Липецк: Изд-воЛГТУ, 2003. – 81 с.

12. Гребеньков Д.В. Метод прогнозирования технического ресурса инерционной гидродифференциальной автоматической передачи мобильных машин:

дис… канд. техн. наук. –М.: Моск. гос. техн. ун-т «МАМИ», 2005. –167 с.

13. Дедяев М.И. Выбор и обоснование параметров инерционного бесступенчатого автоматического трансформатора момента городского автобуса: дис… канд. техн. наук. – М.: Моск. гос. техн. ун-т «МАМИ», 2008. – 181 с.

14. Набиев И.С. Разработка и обоснование рациональных схем инерционных трансформаторов вращающего момента для транспортных средств: дис… канд.

техн. наук. – Ижевск: ИжГТУ, 2003. – 152 с.

15. Новожилов Б. А. Обоснование и выбор параметров гидродифференциального выпрямителя момента инерционной автоматической бесступенчатой передачи мобильных машин: автореф. дисс… канд. техн. наук. – М.: Моск. гос. техн.

ун-т «МАМИ», 2000. – 16 с.

16. Умняшкин В.А., Первой А.Д. Бесступенчатые передачи и перспективы их применения на мотоциклах// Серия «Мотовелопромышленность». –М.: НЛИН автопром, 1970. – №1.– С. 1-8, 1970. – №2. –С. 1-9.

17. Умняшкин В.А., Сорока И.Ф. Динамика импульсивной инерционной передачи в приводе мотоцикла // Инерционно-импульсные механизмы, приводы и устройства. –Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1974. –№ 134. –С. 218 – 219.

18. Патент № 2294468 РФ, МПКF 16 H 33/14. Бесступенчатая механическая передача / В.П. Бондалетов, А.А. Заплаткин, И.В. Наганова и др. – опубл. в бюл.

«Патенты и полезные модели». –М., 2010. – № 21.

19. Патент № 2453750 РФ, МПКF 16 H 33/14. Бесступенчатая импульсная передача / С.А. Андреев, В.В. Громов, М.Г. Маринин и др. – опубл. в бюл. «Патенты и полезные модели». – М., 2012. – № 17.

20. Вибрации в технике: Справочник. В 6-ти т./Ред. совет: В. Н. Челомей (пред.). –М.: Машиностроение, 1981.

21. Пожбелко В. И. Инерционно-импульсные приводы машин с динамическими связями. – М.: Машиностроение, 1989. – 136 с.

22. Белоглазов В.Г. Научные основы нового направления развития и использования зубчатых планетарных инерционно-импульсных механических систем:

дисс… д-ра техн. наук. –Донецк: Донецкий техн ун-т, 1994. –605 с.

23. Куница А.В. Развитие теории функционирования зубчатых планетарных инерционно- импульсных механических систем: дисс… д-ра техн. наук. – Горловка: Донецкий нац. техн. ун-т, 2004.– 402с.

24. А.с. 153817 СССР, Класс F 06 h; 47h, 12. Бесступенчатая инерционная импульсная передача для транспортных машин / М.Ф. Балжи. –опубл. в бюл.

«Изобретения». – М., 1963. – №7.

25. Балжи М.Ф. Инерционный бесступенчатый трансформатор крутящего момента: дисс… д-ра. техн. наук. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1970. – 168 с.

26. Балжи М.Ф. Лабораторные испытания инерционного бесступенчатого трансформатора крутящего момента// Расчет и конструирование машин. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1957. – дополнение к вып. №10. – С. 61 – 70.

27. Полецкий А.Т., Поляков А.П. Исследование движения реактора инерционного трансформатора крутящего момента // Теория машин и механизмов. –М.:

Наука, 1964, –№98-99. – С. 83 – 87.

28. Полецкий А.Т., Васин Г.Г. К интегрированию уравнений инерционного трансформатора момента // Динамика машин. – М.: Машиностроение, 1969. – С. 64 – 69.

29. Васин Г.Г. Основы теории инерционных импульсных механизмов переменной структуры: дисс… д-ра техн. наук. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1970. – 375 с.

30. Васин Г.Г. Состояние проблемы по инерционно-импульсным системам и перспективы их использования в современном машиностроении// III Всесоюзная науч. конфер. по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл. –Челябинск, 1982. –С. 2 – 3.

31. Васин Г.Г. Состояние проблемы по инерционно-импульсным системам и перспективы их применения в технике // IIВсесоюзная науч. конфер. по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл. – Челябинск, 1977. – С. 3 – 4.

32. Диковский А.Ф. Динамика упругого микрохрапового механизма свободного хода в инерционном трансформаторе вращающего момента: дисс… канд. техн.

наук. – Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола,1967.– 214 с.

33. Крупицкий С.М. Исследование инерционной передачи на режиме динамической муфты: дисс… канд. техн. наук. – Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1972. – 202 с.

34. Болдырев Р.Н. Исследование механических характеристик инерционных трансформаторов крутящего момента: дисс… канд. техн. наук. – Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1972. – 190 с.

35. Умняшкин В.А. Динамика инерционного трансформатора момента с центробежно-инерционным аккумулятором энергии // Известия вузов. Машиностроение, 1966. – № 4. – С. 97 –102.

36. Умняшкин В.А. Динамика инерционных автоматических вариаторов// Исследование и расчет механических передач. – Ижевск: Удмуртия, 1966. – С. – 28.

37. Ганькова Т.А. Обоснование выбора параметров инерционного трансформатора на основе анализа методов построения и оптимизации внешней характеристики: дисс… канд. техн. наук. –Ковров: Ковров. гос. технол. акад., 2004. – 38. Белецкий А.В. Математическое моделирование и выбор оптимальных проектных решений в САПР преобразователей момента инерционных передач:

дисс… канд. техн. наук. –Липецк: ЛГТУ, 2005. – 149 с.

39. Филимонов В. Н. Внешняя характеристика и оптимизация параметров инерционного трансформатора вращающего момента с двигателем внутреннего сгорания: автореф. дисс... канд. тех. наук. – Владимир: ВПИ, 1986. – 16 с.

40. Леонов А.И. Предпочтительное семейство импульсных механизмов // Машиноведение. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1973. – №125. –С.

103 – 106.

41. Леонов А.И. Выделение предпочтительного семейства на основе анализа импульсных механизмов// IV Всесоюзная науч.-техн. конфер. по вариаторам и передачам гибкой связью:сб. тез. докл. – Одесса, 1972.–С. 52.

42. Леонов А.И. Инерционные автоматические трансформаторы вращающего момента. – М.: Машиностроение, 1978. – 224 с.

43. Леонов А.И. Теория и конструкции инерционных бесступенчатых автоматических трансформаторов вращающего момента с упругими механизмами свободного хода: дисс… д-ра техн. наук. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1979. – 400 с.

44. Баженов С.П., Галкин А.В., Дедяев М.И. Метод оценки динамической нагруженности выпрямителя момента инерционной автоматической передачи городского автобуса // Современные наукоемкие технологии, 2008. – №4. – С.63–65.

45. Пономарев С.М. Динамика инерционного трансформатора с упругими элементами в области малых передаточных чисел: дисс… канд. техн. наук. – Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1980. – 261 с.

46. Дубровский А.Ф. Динамика упругого микрохрапового механизма свободного хода в инерционном трансформаторе вращающего момента: дисс… канд.

техн. наук. – Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1967.– 234 с.

47. Архангельский Г.В., Мальцев В.Ф., Юзюк В.С. Особенности динамики машинных агрегатов с инерционными импульсными механизмами// Инерционноимпульсные механизмы, приводы и устройства. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1974. – №134. – С. 194 – 199.

48. Балжи М.Ф., Баженов С.П., Белоглазов В.Г. и др. Решение на ЭЦВМ уравнений движения инерционного трансформатора момента с учетом упругости автологов// Механика машин. – М.: Наука, 1969. –№ 21-22. – С. 77 – 84.

49. Геренштейн А.В., Ахметшин Н.И., Гоц Э.М. Исследование динамики инерционно-импульсного механизма планетарного типа с упругими элементами// VВсесоюзная науч.-техн. конфер. по вариаторам и передачам гибкой связью:

сб. тез. докл. – Одесса, 1976. – С. 7.

50. Крупицкий С.М., Лившиц В.А. Некоторые вопросы динамики инерционных передач с учетом упругостей звеньев// VВсесоюзная науч.-техн. конфер. по вариаторам и передачам гибкой связью: сб. тез. докл. – Одесса, 1976. – С. 42.

51. Пономарев С.М., Девяткин П.В., Забейворота В.И. Экспериментальное исследование нагрузок в механизмах свободного хода с упругими элементами // IIВсесоюзная науч. конфер. по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл. – Челябинск, 1977. – С.45.

52. Суетин А.С. Исследование динамики инерционного трансформатора с упругими автологами и параллелограммным импульсным механизмом: дисс… канд.

техн. наук. – Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1974. – 245 с.

53. Умняшкин В.А., Дмитриев Б.Н., Дмитриев О.Б. Динамика машинного агрегата с автоматическим трансформатором вращающего момента с учетом упруго-диссипативных и реактивных связей// III Всесоюзная науч. конфер. по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл. – Челябинск, 1982. – С. 108.

54. Чернышев В.А. Мсследование динамики импульсатора планетарного типа с упругими звеньями// III Всесоюзная науч. конфер. по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл. –Челябинск, 1982. –С. 19.

55. Leonov A.I., Dubrovsky A.F. Dynamics of inertial stepless automatic transformer of driving moment with elastic elements // Proceedings of the Fifth World Congress on the Theory of Machins and Mechanisms. – Montreal: Canada, 1979. –Vol. 1. – P.

800 – 803.

56. А.с. 284540 СССР, МПКF 16 H 33/08. Инерционный трансформатор вращающего момента / М.Ф. Балжи, С.П. Баженов. –опубл. в бюл. «Изобретения». – М., 1970. – №32.

57. Балжи М.Ф., Баженов С.П., Болотов Г.А. Рабочий цикл импульсатора с двузначным выпрямителем// Автомобили, тракторы и двигатели. – Челябинск:

ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1969. – С. 8 – 12.

58. Болотов Г.А., Крупицкий С.М. Некоторые вопросы динамики инерционных передач, использующих энергию обратного импульса// VВсесоюзная науч.техн. конфер. по вариаторам и передачам гибкой связью: сб. тез. докл. – Одесса, 1976. – С. 42 – 43.

59. Болотов Г.А., Крупицкий С.М. Теоретическое исследование инерционных передач, использующих энергию отрицательного импульса// IIВсесоюзная науч. конфер. по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл. – Челябинск, 1977. – С.21 – 22.

60. Болотов Г.А., Крупицкий С.М. Теоретические и экспериментальные исследования инерционной передачи с «жестким» способом использования отрицательных импульсов момента//VI Всесоюзная науч.-техн. конфер. по управляемым и автоматическим механическим приводам и передачам гибкой связью: сб.

тез. докл. –Одесса, 1980. – С. 86 – 87.

61. Болотов Г.А., Крупицкий С.М. Динамика планетарных инерционноимпульсных передач // Известия вузов. Машиностроение, 1976. – №8.–С. 48 – 51.

62. Болдырев Р.Н., Болотов Г.А., Крупицкий С.М., Злотник М.И. Обоснование схемы инерционной передачи для транспортных машин// VI Всесоюзная науч.техн. конфер. по управляемым и автоматическим механическим приводам и передачам гибкой связью: сб. тез. докл. – Одесса, 1980. – С. 21 – 22.

63. Васин Г.Г., Белоглазов В.Г., Куница А.В.и др. Инерционный трансформатор вращающего момента с использованием импульсов на различных рабочих органах // Инерционно-импульсные механизмы, приводы и устройства. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1978.– № 221. – С. 76 – 80.

64. Белоглазов В.Г., Куница В.В., Загороднов М.И. Некоторые результаты теоретических исследований динамики инерционных трансформаторов вращающего момента с нефиксированными опорными звеньями прямого и обратного хода//III Всесоюзная науч. конфер. по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл. –Челябинск, 1982. – С.54 – 55.

65. Белоглазов В.Г. Инерционные трансформаторы вращающего момента с нефиксированными опорными звеньями прямого и обратного хода// III Всесоюзная науч. конфер. по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл. –Челябинск, 1982. – С.53 – 54.

66. Хельдт П.М. Автомобильные сцепления и коробки передач. М.: Машгиз, 1947. – 328 с.

67. Сорока И.Ф., Бурцев Е.Т., Кныш И.Ф. Экспериментальные исследования автоматической импульсивной передачи// VI Всесоюзная науч.-техн. конфер. по управляемым и автоматическим механическим приводам и передачам гибкой связью: сб. тез. докл. – Одесса, 1980. – С. 11 – 12.

68. Мальцев В.Ф., Сорока И.Ф., Бондарь П.А. Динамика инерционной передачи с упругим выходным валом// VI Всесоюзная науч.-техн. конфер. по управляемым и автоматическим механическим приводам и передачам гибкой связью: сб.

тез. докл. – Одесса, 1980. – С.34 – 35.

69. Пожбелко В.И. Исследование динамики полигармонического инерционного трансформатора момента с однозначным выпрямителем и эффективности его применения в приводе камнефрезерного станка: дисс… канд. техн. наук. – Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола,1975. – 187 с.

70. А.с. 485263 СССР, МПК F 16 H 33/14. Автоматическая планетарная инерционно-импульсная передача / В.И. Пожбелко. –опубл. в бюл. «Изобретения». М., 1975. – №35.

71. Пожбелко В.И. Исследование инерционного трансформатора момента с полигармоническим импульсным механизмом// Машиноведение.– Челябинск:

ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1974. –№142. –С. 66 – 70.

72. А.с. 818850 СССР, МПК B 25 B 21/00. Инерционный гайковерт / А.А. Романченко, А.И. Леонов, А.Л. Колесников.– опубл. в бюл. «Изобретения». М., 1981. – №13.

73. КолесниковА.Л. Разработка инерционных автоматических гайковёртов с динамической опорой (конструкции, основы расчёта): дисс… канд. техн. наук.

– Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1985. – 211 с.

74. А.с. 275703 СССР. Машина для сварки трением/М.Ф. Балжи, Р.Н. Болдырев, Н.П. Воинов, Э.Я. Ровинский. – опубл. в бюл. «Изобретения». М., 1970.–№22.

75. Геренштейн А.В., Пожбелко В.И. Динамика инерционного трансформатора момента при знакопеременном за цикл моменте сопротивления// Машиноведение. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1974. –№ 142. – С. 31–36.

76. А.с. 314954 СССР, МПК F 16 H 47/04. Гидроинерционный импульсатор/ М.Ф. Балжи, Р.Н. Болдырев. – опубл. в бюл. «Изобретения». М., 1971. – №22.

77. Филинов В.И. Исследование гидроинерционной передачи: дисс… канд.

техн. наук. – Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1978. – 235 с.

78. Филинов В.И., Диковский Б.Л., Щербаков И.Б. Вопросы теории гидроинерционных передач// IIВсесоюзная науч. конфер. по инерционно-импульсным механизмам, приводам и устройствам: сб. тез. докл. – Челябинск, 1977. – С.25 – 31.

79. Патент № 2106554 РФ, МПКF 16 H 47/04. Инерционный гидродифференциальный трансформатор вращающего момента/ С.П. Баженов, В.М. Земин, А.А.

Остапенко. –опубл. в бюл. "Патенты и полезные модели". – М., 1998.– № 16.

80. Гребеньков Д.В. Метод прогнозирования технического ресурса инерционной гидродифференциальной автоматической передачи мобильных машин:

дисс… канд. техн. наук. –М.: Моск. гос. техн. ун-т «МАМИ»,2005. – 167 с.

81. Пожбелко В.И., Шанин С.В., Новиков А.Н. и др. Инерционно-импульсные виброударные установки для бучардирования прочного гранита // Машиноведение. –Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1979. –№235. – С. 50 –54.

82. Пожбелко В.И., Захаров С.Н., Шанин С.В. и др. Механизация процесса обработки грубоколотой поверхности гранита с применением механического виброударного инерционно-импульсного привода// VI Всесоюзная науч.техническая конференция по управляемым и автоматическим механическим приводам и передачам гибкой связью: сб. тез. докл. – Одесса, 1980. – С. 88 – 89.

83. Шанин С.В., Захаров С.Н. Экспериментальные исследования виброударной камнеобрабатывающей установки с планетарным инерционным импульсным механизмом// Динамика и синтез инерционных импульсивных силовых систем.

– Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1981. – №259. – С. 44 – 47.

84. Захаров С.Н., Шанин С.В., Новиков А.Н. и др. Исследование эффективности вибрационных инерционно-импульсных установок для механической обработки гранита// VI Всесоюзная науч.-техническая конференция по управляемым и автоматическим механическим приводам и передачам гибкой связью: сб. тез.

докл. – Одесса, 1980. – С. 84.

85. Новиков А.Н., Тарасов Ю.Г. Экспериментальные исследования эффективности камнеобрабатывающего станка с дебалансным виброударным приводом при обработке гранита// Динамика и синтез инерционных импульсивных силовых систем. – Челябинск: ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1981. – №259. – С.

47 – 51.

86. Новиков А.Н. Разработка и определение рациональных параметров виброударного инерционно-импульсного привода рабочего инструмента камнеобрабатывающего станка: дисс… канд. техн. наук. – Челябинск:ЧПИ им. Ленинского комсомола, 1988. – 202 с.

87. Мальцев В.Ф. Механические импульсные передачи. – 3-е изд., перераб. и доп.– М.: Машиностроение, 1978. – 367 с.

88. Благонравов А.А. Механические бесступенчатые передачи нефрикционного типа. – М.: Машиностроение, 1977. – 145 с.

89. Благонравов А.А. Механические бесступенчатые передачи. –Екатеринбург:

УрО РАН, 2005. – 204 с.

90. Кропп А.Е. Приводы машин с импульсными вариаторами.– М.: Машиностоение, 1988. – 144 с.

91. Леонов А.И., Дубровский А.Ф. Механические бесступенчатые нефрикционные передачи непрерывного действия. – М.: Машиностроение, 1984. – 192 с.

92. www.google.ru/patents/US7481127. – Continuously variable transmission using oscillating torque and one-way drives.

93. www.google.ru/patents/US6062096, – Continuously variable transmission utilizing oscillating torque and one way drives.

94. www.google.kz/patents/US6062096. –Continuously variable transmission utilizing oscillating torque and one way drives.

95. www.freepatentsonline.com/5771743. – Continuously variable torque transmission with torsion bars and energy recuperating brake device.

96. www.google.com/patents/US20100269605. –Continuously Variable Transmission Using Oscillating Torque, Tethered Masses, and Inertia Control.

97. www.patentbuddy.com/Patent/6044718. – Continuously variable transmission utilizing oscillating torque and one way drives.

98. http://poisson.me.dal.ca/~dp_05_7/ProjectDescription.html.–Infinitely Variable Transmission.

99. www.google.com/patents/US5189927. – Variable ratio drive transmission.

100. Леонов А.И. К общей теории инерционных трансформаторов вращающего момента // Известия вузов. ВУЗов. – М.: Машиностроение, 1975. – №7. – С. 49 – 52.

101. А.с. 861799 СССР, МПК F 16 H 33/08. Инерционная импульсная передача / Н.Е. Осипов. –опубл. в бюл. «Изобретения». – М., 1981. – №33.

102. А.с. 1025945 СССР, МПКF 16 H 13/08. Инерционная импульсная передача / Н.Е. Осипов, И.Б. Барский и А.С. Дурманов.–опубл. в бюл. «Изобретения». – М.,1983. –№24.

103. Патент№ 2025610 РФ,МПК F 16 H 15/30. Инерционный трансформатор / В.Н. Пелипенко.– опубл. в бюл. "Патенты и полезные модели". – М., 1994.

104. А.с. 947543 СССР, МПК F16 H 33/14. Автоматический инерционный планетарный вариатор В.И. Долгополова / В.И. Долгополов.–опубл. в бюл. «Изобретения». – М., 1982. – № 28.

105. PetrovDimitar. An investigation on the dynamics of a stepless automatic inertial mechanical transmission by means of the application of the second sort Lagrange’s differential equations // International conference “Power transmission’03”, section I “Theory, calculation and design of transmission elements”, ISBN 954–90272–9–5, 2003. –P. 99 – 103.