片状剥落损伤的力学条件

本文通过计算和试验讨论了接触疲劳中片状剥落的力学条件，并采用“动态硬度”来进行强度计算，同时，还用“相关判据”进一步证实了导致片状剥落的不是主切应力τ45、而是正交切应力τxy。     

渐开线齿轮传动粗糙度系数的理论研究

首先通过实测获得了一系列具有横向纹理的表面粗糙度数据;然后,借助傅里叶非线性变换拟合出粗糙度函数,并将其叠加到油膜厚度方程中形成了混合热弹流润滑模型;基于此模型,针对中、重载渐开线直齿圆柱齿轮传动,通过改变粗糙度数据共进行了280组数值计算。计算结果显示:当齿面粗糙度的均方根值σ≤0.3μm时,粗糙齿面接触时的主剪应力最大值τ_(max,r)仅比光滑齿面的相应值τ_(max,s)大5%左右;但当σ≥0.5μm时,τ_(max,r)比τ_(max,s)约大15-20%。通过对计算结果的回归分析,建立了中、重载齿轮传动粗糙度系数的理论公式。     

球团压制机辊轴在循环弹塑性变形时的应变

论述了循环变形下的球团压制机辊轴类重型荷载零件,不应采用一次变形下的设计计算方法,而应采用循环变形下的弹塑性分析的方法解决其应变强度问题;分析了弹塑性变形问题的理论和计算步骤;作出了J_(su)、J_(sv)值与广义最大应变τ_(maxR)~*值之间的关系表和不同的应变区间τ_n~*内J_(nu)和J_(nv)值与τ_(maxR)~*值的关系表,以供工程技术人员实际计算时查找方便;另做出了常用轴料45~#钢的广义弯矩M_u~*、M_r~*、M~*及广义偏角ψ值与τ_(maxR)~*值之间的关系曲线;并通过试验数据验证了这些曲线的正确性。     

计入σ_6~''''时卧式容器的优化设计

本文分析表明:按《设计规定》1985年版设计卧式容器时,最佳支承位置应为A=0.5 R_i。此时,若容器的直径较小,D_i≤1m;或长度较短,L<3m,或设计压力较高,P≥1.4MPa时均可不必进行简体局部应力校核,只要按标准~[2]选取支座就行。一、寻优程序卧式容器(不考虑设置加强圈)与支承位置A值有关的筒体局部应力共有8个;轴向应力σ_1,σ_2,σ_3,σ_4,剪应力τ,τ_H,鞍座处简体的周向应力σ5、σ6(当考虑垫板加强作用     

受剪力的螺纹连接件的拉紧力

在图1中,在力 F_τ作用下,螺纹连接强度取决于承受剪应力的螺栓截面强度。应预先说明:螺纹连接件承受的拉紧力值往往取决于连接件的强度和连接的紧密程度。但是,随着力 F_τ的增长,一方面在螺栓的危险截面上出现和力 F_τ成比例增长的拉应力和扭转应力τ_(kp),这些应力都要减弱螺栓的     

冲裁用冲头的设计资料两则

[Ⅰ]圆形冲头尾部所产生的最大压应力:σ_(max)=P_(max)/A(公斤/毫米~2)最大冲力:P(max)=ltτ_(?)(公斤)A——冲头截面积(毫米~2)l——冲孔圆周长(毫米)t——毛坯板厚(毫米)     

小节锥角锥齿轮根切缺陷分析

我厂在Y236刨齿机上加工小节锥角锥齿轮(见图1)时,出现了严重的根切缺陷。分析其原因,由于仅8个齿,远不足以发生根切的最小当量数(17=Z_0min=Z/cosφ_1)的要求,又超出机床的加工范围。但在零件图齿轮参数(m=7.144,Z_1=8,Z_2=32,α_0=20°,L=117.82,h_(?)=15.62,h_(?)=9.96,h_x=11.26,S_x=14.79_(-0.15)~(-0.07),x=0.3947,τ=0.59)中标明该齿轮在设计上已采取径向和切向变位的措施,在机床调整准确的情况下是不会发生根切的。产生根切的原因是,刨齿切削加工是通过机床中心的假想产形齿轮与被切锥齿轮啮合的原理。这假     

斜向铲齿τ角的计算

为了使成形铣刀等刀具的侧刃得到应有的后角,斜向铲齿在工厂中有时也应用。目前工厂中同时铲削顶刃及侧刃时,铲削方向倾射的角度τ(图1)取值各不相同。一般情况下选取τ=10°～15°,然后按下式验算侧刃上任一点的法向后角的最小值. tgα_(nx)=(K-τZ)/(2πR_τ)sin(φ_x τ) α_(nx)≥2°～3°式中z为铣刀齿数。要使α_(nx)≥2°～3°,同时使顶刃后角α_(fa)=10°～12°的τ值不一定在10°～15°之间。合适τ值(工厂中最大用到τ=45°)的求得比较困难,常常需要反复取值验算。     

120号合成极压齿轮油在大型减速机上应用

我厂6台50年代从东德进口的800马力2×1100型大型减速机,使用中齿面严重剥落和胶合,这是由于实际工作应力σ_H>σ_(HP)齿面材料本身的许用应力和HQ-15汽油机油使用后粘度低、酸值大、杂质多致使润滑不良而引起的。     

深沟球轴承沟曲率对轴承性能和寿命的影响

轴承的沟曲率大小,直接影响轴承的应力分布和润滑性能,从而影响到轴承的使用寿命和性能.本文着重说明了不同沟曲率的203轴承的应力计算结果,从而确定了203轴承外圈沟曲率ρ_2和内圈沟曲率ρ_1的匹配形式,以ρ_2/ρ_1=(0.510/0.520)、(0.510/0.525)和(0.510/0.530)较好.附表2个     

当冲切力大于冲床吨位时怎么办?

在SK360车床的生产中,我们遇到了如图1所示的零件,对其中的长圆口加工,采用冲压成型的方法最为经济,它所需的冲切力P=KLδτ。其中K取1.25,L——冲形展开长为464.5毫米,δ——冲切料厚度为5毫米,τ_0——材料抗剪应力,A3钢的抗剪应力为38公斤力/毫米~2。经计算P=110.3(吨)。而我们仅有J11-100吨的压力机,于是我们采用在一套模具上分两次冲     

卵形截面钢丝螺旋弹簧切应力分析及多目标优化设计

卵形截面钢丝螺旋弹簧如今广泛应用于发动机气门弹簧、离合器弹簧等领域.基于弹性理论,对卵形截面钢丝螺旋弹簧切应力进行分析,提出一种切应力计算方法.弹簧截面扭转基本方程为非齐次偏微分方程.通过换元法、分离变量法及Fourier展开法得到截面扭转切应力,基于半逆解法得到弯曲情况下的切应力,将修正后的扭转切应力和弯曲切应力叠加得到总切应力.通过有限元仿真,验证了计算方法的正确性.基于带精英策略的快速非支配排序遗传算法(a fast elitist Non-dominated Sorting Genetic Algorithm-II,NSGA-II)和上述切应力计算方法提出了一种卵形截面钢丝螺旋弹簧多目标优化设计方法.优化结果表明,该方法可以为卵形截面钢丝螺旋弹簧的设计提供参考.     

箱形梁在弯曲和扭转时约束翘曲影响的计算

主梁的强度和耐久计算都归结为验算弯曲正应力σ_(max),σ_(max)由梁危险截面的弯矩除以相应截面模数求得。此时假定梁在弯曲时其横截面仍为平面,因此翼缘板的正应力沿翼缘宽度均匀分布,而腹板的正应力按线性规律分     

渗硼后冷却速度和相变对渗硼层剥落的影响

研究了A3、45和T10钢经高频加热和电炉加热渗硼后空冷、炉冷引起渗硼层(Fe_2B)“原始剥落”的原因.研究结果表明:热应力引起Fe_2B折断,组织应力主要引起渗硼层开裂.     

折线裂纹的当量应力强度因子

对于折线裂纹端点的应力强度因子,目前尚无理论计算公式。华东化工学院提出了用圆弧裂纹当量方法以近似计算扩展后斜裂纹的应力强度因子,分别在单向受载及x、y双向受载(σ_2/σ_1=0.5)情况下作了计算,并与试验     

σmax／σm≠const时起重机零件的疲劳强度计算

对于起重机零件的疲劳强度计算,起重机设计规范已对简单加载情况下,即σ_(max)/σ_m=const、γ=σ_(min)/σ_(max)=const应力状态的算式作出了规定,但起重机零件颇多处于复杂加载情况下,即σ_(max)/σ_m(?)const,而σ_m=const或σ_(min)=const的应力状态,对此亦应有相应的疲劳强度计算式。本文列出这些算式,并指出与简单加载情况算式的差别。     

钛合金TC4与铝青铜在冲击滑动耦合作用下的磨损特性

采用正交试验方法,利用冲击滑动磨损试验装置研究钛合金TC4与铝青铜在冲击滑动耦合作用下的磨损特性,运用极差分析处理试验数据,研究试验因素对冲击试件(铝青铜)平均磨损体积,回转试件(钛合金)平均磨损体积及两者比值的影响.结果表明:较硬的钛合金的磨损体积大于较软的铝青铜.对磨痕表面形貌分析表明,冲击频率增大,冲击试件(铝青铜)的磨损形式呈现由机械作用到黏着剥落的变化;回转试件(钛合金) 磨痕表面呈片状剥落,随滑动速度的增加,片状剥落趋向严重;冲击试件与回转试件之间存在物质转移,主要为钛合金向铝青铜转移.     

弹簧受动载荷时的强度计算

在实际应用中的弹簧往往受到振动或冲击之类的动载荷。进行这类弹簧的强度计算时,要考虑到共振、颤振等效应对强度的影响。一、普通螺旋弹簧的常用计算公式普通螺旋弹簧,当受到轴向载荷F作用时,其弹簧丝产生的切应力τ和轴向变形λ可按下     

汽车发动机连杆有限元及疲劳裂纹扩展寿命计算

应用增补后平面有限元程序对6102型汽车发动机连杆进行了应力应变计算。根据计算结果用直接法计算应力强度因子和几何因子。用数值积分法得出连杆有一初始裂纹α_0后扩展到临界裂纹 a_(cr)的循环寿命。     

单向稳定变应力强度计算分析

通用机械零件的疲劳强度按一定变化规律的单向稳定变应力计算的有转轴(循环特性Υ=C)、紧螺栓联接的螺栓(下简称螺栓。最小应力σ_(min)=C)及圆柱螺旋弹簧