http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=9201
Обоснование режимов шлифования плиточного стекла
Таким образом, производительность обработки и качество обработанной поверхности определяют тем, какой из процессов разрушения преобладает, так как в общем виде процесс шлифования происходит при наличии одновременно хрупких и упругопластических деформаций материала. Установлено, что независимо от характера разрушения материала, закономерности любого процесса обработки характеризуются условиями работы алмазных зерен в процессе резания.
При шлифовании зерна абразива перемещаются по обрабатываемому материалу и создают на его поверхности царапины, сопровождающиеся трещинами, идущими в глубь материала. В отличие от обработки металлов и сплавов при пересечении трещин, сопровождающих царапины, происходит выкалывание частиц материала с его поверхности и образование рельефного поверхностного слоя, состоящего из выступов и впадин. Продолжающиеся в глубь материала под рельефным слоем, трещины образуют так называемый «трещиноватый» (дефектный) слой. Совокупность рельефного и «трещиноватого» слоев образуют разрушенный слой.
При шлифовании неметаллических материалов абразивом качество поверхности зависит от условий обработки: кинематики и режимов шлифования, микротвердости обрабатываемого материала, характеристики абразива, вида и способа подачи СОЖ в зону обработки.
Степень влияния различных технологических факторов на шероховатость поверхности не одинакова. Наиболее эффективного уменьшения шероховатости поверхности обрабатываемого стекла можно достичь за счет выбора характеристик абразива. Они, в свою очередь, по степени воздействия располагаются в следующем порядке: зернистость, концентрация, марка.
Зернистость абразива - наиболее важный из всех этих факторов. Уменьшением зернистости можно добиться снижения шероховатости в несколько раз. Физическая сущность повышения шероховатости шлифованной поверхности с ростом зернистости абразива достаточно сложна. В основном это происходит за счет уменьшения числа зерен на единицу поверхности при увеличении их зернистости и увеличивающейся разновысотности. Мелкозернистый абразив, обладая большим числом зерен и более ровной высотой, наносит на обрабатываемую поверхность большое число мелких царапин, незначительно различающихся по глубине, уменьшая тем самым рельефный и «трещиноватый» слой на стекле.
Повышение концентрации абразива обеспечивает снижение шероховатости шлифованной поверхности стекла. Увеличение числа зерен на единицу поверхности, а следовательно, уменьшение их разновысотности делает режущий рельеф более сглаженным. В результате на обрабатываемую поверхность наносят риски и царапины с меньшей разницей глубин. Однако значительного эффекта за счет изменения этой характеристики абразива достичь нельзя. Так при повышении концентрации абразива в 3 раза шероховатость шлифованной поверхности стекла снижается всего на 30-40%.
Необходимо учесть, что на доводочных притирочных операциях, например при обработке оптического стекла при больших площадях контакта, необходимо применять пониженную концентрацию алмазного инструмента.
По сравнению с характеристиками абразива режимы шлифования оказывают на шероховатость обработанной поверхности несколько меньшее влияние. Так при торцовом шлифовании стекла с увеличением скорости резания шероховатость обработанной поверхности уменьшается незначительно и изменяется в пределах одного класса шероховатости. Изменение давления шлифования и скорости продольной и поперечной подач практически не отражается на шероховатости обработанной поверхности, особенно на операциях черного шлифования.
Влияние интенсивности режимов резания и характеристик инструмента на шероховатость обработанной поверхности в практике абразивной обработки чаще всего выражают в виде степенных зависимостей. Формула для определения Ra, мкм при тонком шлифовании оптического стекла имеет вид: [1, с. 52, таблица 2,19]
где D – размер абразивного зерна,
К – концентрация абразива в инструменте,
НRВ – твердость связки,
S – твердость обрабатываемого материала,
р – давление,
V – скорость резания.
При круглом наружном шлифовании кварцевого стекла.
где VКР – окружная скорость инструмента,
VД – окружная скорость детали,
S – подача на оборот детали,
t – глубина резания.
Анализ приведенных формул показывает, что на среднее арифметическое отклонение профиля обработанной поверхности Ra наибольшее влияние из характеристик инструмента оказывает зернистость абразива, а из режимных параметров – скорость резания.
Абразивное шлифование большинства неметаллических материалов невозможно без применения смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ). При обработке стекла СОЖ имеет особое значение, так как она принимает активное участие в разрушении материала, влияет на работоспособность и стойкость инструмента, а также на величину «трещиноватого» и рельефного слоев обработанного материала. Основными функциями СОЖ при шлифовании являются теплоотвод (охлаждение); уменьшение трения (смазывание); удаление продуктов обработки (смывание) и химическое воздействие на обрабатываемый материал и инструмент.
Охлаждающее действие СОЖ заключается в стабильном и быстром отводе тепла, возникающего в зоне обработки. В основном охлаждающее действие жидкости проявляется в поверхностных слоях обрабатываемого материала и инструмента, где в процессе разрушения материала и трения выделяется большое количество тепла.
Смазочное действие СОЖ заключается в ее способности образовывать устойчивые смазывающие пленки между трущимися поверхностями обрабатываемого материала и инструмента. Это вызывает снижение коэффициента трения и способствует тем самым уменьшению выделения тепла. Интенсивность удаления отходов шлифования из зоны обработки определяется моющими свойствами жидкости и условиями ее поступления. На моющие свойства СОЖ в основном влияют физико-химические свойства жидкости, ее количество и способ подачи.
Химическое действие СОЖ заключается в облегчении условий разрушения обрабатываемого материала благодаря присутствию в ней поверхностно-активных веществ, которые влияют на интенсивность изнашивания связки, и способствует процессу самозатачивания инструмента. Входящие в состав СОЖ поверхностно-активные вещества проникают в трещины, возникающие в процессе разрушения, и образуют в них тончайшие расклинивающие пленки, облегчающие процесс разрушения материала. Абсорбирование этих веществ на абразиве защищает зерна от налипания на них частиц ошлифованного материала и тем самым предупреждает засаливание поверхности инструмента. Кроме этого, под воздействием поверхностно-активных веществ происходит классификация поверхностных слоев связки, что позволяет увеличить интенсивность ее изнашивания и улучшить условия самозатачивания инструмента.
Таким образом, СОЖ оказывает сильное влияние на процесс шлифования, воздействует как на зерно и связку инструмента, так и на обрабатываемый материал. Общее участие СОЖ в процессе шлифования заключается в смывании и удалении продуктов разрушения материала и износа инструмента.
Исследования влияния смазочно-охлаждающей жидкости на процессы абразивной обработки стекла показали пути выбора СОЖ, установили механизм ее действия и дали возможность разработать эффективные составы. СОЖ классифицируется по химической структуре на водные и эмульсионные жидкости и углеводородные составы.
Вода представляет собой самою простую и доступную СОЖ, в известной степени удовлетворяющую требованиям к охлаждению, но не обладающую достаточными смазывающими и химическими свойствами. Кроме того, вода вызывает коррозию деталей станка и инструмента. Водные растворы щелочей и моющих средств, хотя не вызывают коррозию деталей, но и не обеспечивают высокой стабильности и интенсивности процесса шлифования. Кроме того, они не предохраняют инструмент от засаливания и затупления вследствие низкой поверхностной активности.
Органические жидкости, такие как керосин, скипидар и минеральные масла, способствуют стабильной работе абразивных зерен и препятствуют засаливанию инструмента. Однако большими недостатками их применения являются необходимость введения дополнительной операции промывки изделий после обработки, высокая пожароопасность и вредное воздействие на организм человека.
Водные эмульсии масел с добавлением поверхностно активных, антикоррозионных, бактерицидных и других присадок наиболее полно отвечают требованиям, предъявляемым к СОЖ. Эмульсии, имеющие высокую дисперсность, хорошие смазывающие и моющие свойства, изготавливают на основе стандартных, выпускаемых промышленностью эмульсоров.
На производительность шлифования и удельный расход абразива влияют способ подачи и величина расхода СОЖ, что приобретает особое значение при больших площадях контакта инструмента и обрабатываемого материала. Наиболее часто встречающиеся способы подачи СОЖ – подача свободно падающей струей; напорной струей; струйно-напорный внезоновый способ; контактный, через внутреннюю полость инструмента.
На большинстве шлифовальных станков шлифовальных станков применяют подачу СОЖ в зону резания свободно падающей струей, так называемое «охлаждение поливом». СОЖ подают центробежным насосом через сопло, имеющая целевое выходное отверстие, при этом скорость истечения жидкости составляет примерно 1 м/с и давление жидкости не превышает 0,15…0,20 МПа.
Подача СОЖ напорной струей существенно не отличается от подачи СОЖ свободнопадающей струей, давление жидкости повышается до 1,5 МПа и более. Повышение давления приводит к увеличению потока СОЖ, что усиливает отвод тепла от обрабатываемой детали. Эффективность охлаждения возрастает в результате проникновения СОЖ к участкам поверхности детали, расположенным в непосредственной близости от зоны резания. Усиливается также смазочное действие СОЖ, поэтому подача СОЖ напорной струей более эффективна, чем подача СОЖ поливом.
Струйно-напорным внезоннымым способом СОЖ подают под давлением на рабочую поверхность шлифовального круга вне зоны резания, через одно или несколько сопл. Струи СОЖ с определенной силой действуют на рабочую поверхность круга, очищая связку и абразивные зерна от отходов шлифования. С технической и экономической точек зрения струйно-напорный внезонный способ является одним из наиболее эффективных при наружном шлифовании.
При торцовом шлифовании стекла и при сверлении наиболее часто применяется подача СОЖ через внутреннюю полость инструмента: в этом случае достигается хороший подвод ее в зону резания.
Интенсивность подачи СОЖ должна возрастать с увеличения площади контакта между инструментом и деталью, диаметра инструмента, а также с уменьшением зернистости кругов. Чем выше качество шлифованной поверхности, сложнее ее формы, тоньше стенки деталей, тем обильнее следует подавать СОЖ. Установлено, что при торцовом шлифовании оптического стекла кольцевым алмазным инструментом оптимальный расход СОЖ находится в пределах 10…12 л/мин, а при обработке периферии плоского круга – в пределах 8…10 л/мин., при сверлении стекла 6…8 л/мин. Шероховатость обработанной в значительной мере зависит от количества и размера частиц механических примесей в СОЖ. При черновом шлифовании допускается повышенная концентрация шлаков в СОЖ.
При чистовом шлифовании, когда требуется получить шероховатость поверхности не ниже параметров Ra = 0,63…0,32 мкм, концентрация примесей не должна превышать 0,01…0,02 % массы воды, размеры частиц шлака не должны превышать половины допустимого значения среднего отклонения профиля Ra. Поэтому рекомендуется опираться чернового и чистового шлифования проводить на разных станках, либо производить тщательную очистку или смену СОЖ перед чистовой обработкой. При обработке материалов между инструментом и материалом возникает сила взаимодействия, называемая силой резания, Эта сила – результат упругих деформаций материала, трения абразивных зерен об обрабатываемый материал, а также отделение, стружки от обрабатываемого материала (диспергирования). Знание значения сил резания и их составляющих бывает необходимо во многих случаях. Так как значение нормальной и тангенциальной составляющих силы резания определяет производительность шлифования, температура и мощность шлифования, шероховатость обработанной поверхности, то знание закономерностей и изменение сил резания дает возможность выбрать оптимальный режим шлифования, обеспечивающий высокую производительность обработки и значительный срок службы абразивного инструмента.
Для измерения сил резания удобно пользоваться проекциями вектора силы Р На оси координат PX, PY, PZ . Для случая торцового шлифования возникающая сила резания, и положения составляющих этой силы в пространстве приведены на рисунке 1.
Рисунок 1 – Силы резания при плоском шлифовании
Оси координат располагаются следующим образом: Х – по радиусу шлифовального круга параллельно продольной подачи; Y – параллельно оси вращения инструмента; Z – плоскости изделия касательно к шлифовальному кругу в точке контакта круга с изделием.
Для измерения составляющих силы резания при торцовом шлифовании стекла применяют трехкомпонентный тензометрический мост с проволочными датчиками сопротивления. Зависимость составляющих силы резания представлены на рисунке 2
Рисунок 2 – Графики зависимости силы резания
от технологических параметров
При увеличении нормальной силы и скорости продольной подачи силы резания значительно возрастают. При увеличении скорости резания, составляющие силы резания уменьшаются.
Увеличение концентрации абразивных зерен в инструменте приводит к уменьшению составляющих силы резания, причем значительнее в области меньших концентраций. С увеличением зернистости порошка, при прочих равных условиях составляющие силы резания уменьшаются.
Составляющие силы резания и мощности шлифования рассчитываются по формулам
где РН – усилие прижима инструмента к обрабатываемой поверхности (нормальная нагрузка);
рУД – удельное давление;
VК – окружная скорость инструмента;
SПР – продольная подача,
KZ, KX, Kn – суммарные поправочные коэффициенты, равные произведению частных поправочных коэффициентов, учитывающих влияние на составляющие силы и мощность резания..
Анализ этих зависимостей позволяет сделать заключение, что наибольшее влияние на изменение сил резания оказывают давление шлифования и скорость продольного перемещения стекла, скорость резания влияет на силы резания несколько меньше. На изменение эффективной мощности шлифования режимные параметры влияют примерно в одинаковой степени.
Из практики абразивной обработки стекла температура в зоне контакта инструмента и обрабатываемого материала не превышает 300…350° С и не оказывает существенного влияния на изнашивание инструмента, структуру и качество поверхностных слоев обрабатываемого материала.
воскресенье, 14 января 2018 г.
Проектирование станка для гидроабразивного шлифования стекла
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=9200
При выполнении дипломного проекта я изучил существующее оборудо-вание для гидроабразивного шлифования, ознакомился с перспективными мето-дами абразивной обработки, проанализировал рационализаторские предложения и основные тенденции развития шлифовального оборудования.
В процессе проектирования и научилась: производить кинематический расчёт привода (определять передаточные отношения механических передач, оп-ределять числа зубьев зубчатых колёс, разрабатывать кинематические схемы); производить расчёт основных силовых характеристик привода (определять кру-тящие моменты на валах и передаваемые мощности), выполнять прочностной расчёт геометрических размеров элементов механических передач (зубчатых ко-лёс), производить предварительный (без учёта изгиба) и уточнённый (на устало-стную прочность) расчёты валов, выполнять подбор и проверочный расчёт опор-ных подшипников, а также рассчитывать на прочность по допускаемым напря-жениям смятия шпоночные соединения.
Кроме этого были выполнены сборочные чертежи узлов станка и рабочие чертежи основных деталей.
В результате работы над проектом были спроектирован станок для гидро-абразивной обработки стекла со следующими характеристиками:
Количество рабочих позиций, шт 4
Окружная скорость шлифования, м/с 10…15
Максимальное удельное давление на шлифуемое стекло, кПа 30
Габариты станка, мм 1677×1630×1230
Масса станка, кг 1340
Потребляемая мощность, кВт 9
При выполнении дипломного проекта я изучил существующее оборудо-вание для гидроабразивного шлифования, ознакомился с перспективными мето-дами абразивной обработки, проанализировал рационализаторские предложения и основные тенденции развития шлифовального оборудования.
В процессе проектирования и научилась: производить кинематический расчёт привода (определять передаточные отношения механических передач, оп-ределять числа зубьев зубчатых колёс, разрабатывать кинематические схемы); производить расчёт основных силовых характеристик привода (определять кру-тящие моменты на валах и передаваемые мощности), выполнять прочностной расчёт геометрических размеров элементов механических передач (зубчатых ко-лёс), производить предварительный (без учёта изгиба) и уточнённый (на устало-стную прочность) расчёты валов, выполнять подбор и проверочный расчёт опор-ных подшипников, а также рассчитывать на прочность по допускаемым напря-жениям смятия шпоночные соединения.
Кроме этого были выполнены сборочные чертежи узлов станка и рабочие чертежи основных деталей.
В результате работы над проектом были спроектирован станок для гидро-абразивной обработки стекла со следующими характеристиками:
Количество рабочих позиций, шт 4
Окружная скорость шлифования, м/с 10…15
Максимальное удельное давление на шлифуемое стекло, кПа 30
Габариты станка, мм 1677×1630×1230
Масса станка, кг 1340
Потребляемая мощность, кВт 9
Проектування і розрахунок установочно-затискного пристосування
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=9198
Проектування і розрахунок установочно-затискного пристосування
Обґрунтування конструкції пристосування
Конструкція спеціальних установочно-затискних пристосувань (УЗП) визначається наступними параметрами:
1) Форма і розміри оброблюваної деталі(заготівлі);
2) Кількість, форма, розташування, розміри і вимоги якості оброблюваних поверхонь;
3) Структура технологічного процесу обробки деталі на верстаті, тобто його технологічне компонування (кількість робочих позицій, характер обробки поверхонь на кожній позиції, тип і кількість різальних інструментів).
Ці параметри впливають на габарити пристосування, схему установки і закріплення оброблюваної деталі і, отже, на конструкцію базових елементів і механізму затиску.
Проектований верстат по типу технологічного компонування відноситься до класу багатопозиційних периферійних із круговим рухом позиціонування. УЗП установлюються по периферії планшайби поворотно-ділильного столу (ПДС). Конструкція (форма, характер базування і кріплення) підстави пристосування, яким воно встановлюється на планшайбі ПДС, уніфіковані [ ]. Форма підстави - круговий сегмент, кут якого дорівнює 360/Z, де Z - число позицій столу (Z=8). Пристосування встановлюється на планшайбі на два базових пальці втулками 12(див. креслення пристосування МШ50.7090203.10К-06) і кріпляться до неї чотирма гвинтами.
1. Вибираємо схему базування оброблюваної деталі в пристосуванні. При цьому виходимо з характеру і вимог точності розташування оброблюваних поверхонь.
У деталі (креслення обробки МШ50.7090203.10К-01) необхідно обробити 19 отворів - 8 наскрізних отворів: Æ9.2 у вертикальній площині (агрегати 3,7), 8 отворів М8-7Н и 3 східчасті отвори Æ25Н14/ Æ31Н13 у горизонтальній площині (інші агрегати). Необхідно забезпечити точність розташування осей отворів у межах: -0.2...+0.2 мм для 8-ми різьбових отворів М8-7Н щодо осі лівого східчастого отвору Æ25/31; -0.26..+0.26 мм для 3-х східчастих отворів щодо площини 146х89 і 8-ми отворів Æ9.2 щодо площини 146х41.5.
Вибираємо в якості базових наступні поверхні заготівлі:
1) Настановна площина - площина 146х89 забезпечує орієнтацію деталі по трьох координатах (позбавляє 3-х ступенів волі) - переміщення перпендикулярно цієї площини і проверт щодо осей у ній;
2) площину 146х41.5 приймаємо як направляючу базу. Вона позбавляє деталь 2-х ступенів волі - переміщення перпендикулярне до неї і проворот щодо осі, перпендикулярної настановної площини;
3) Напівциліндричні(округлені) поверхні з діаметром 21 мм (бонки), відстань між осями яких дорівнює 126 мм (див. ескіз деталі мал.1.6 і креслення обробки МШ50.7090203.10К-01),приймаємо як опорну базу, що орієнтує її уздовж направляючої бази.
Таким чином, маємо повну схему базування. Деталь позбавлена 6-ти ступенів волі (зорієнтована по всім 6-ти координатах.
Як базові деталі (див.креслення пристосування) використовуємо:
1) настановна база - дві прямокутні планки (поз.23);
2) направляюча база - опорна планка (поз.19), що встановлюється з боку підходу різальних інструментів і має фігурний проріз для обробки 3-х східчастих отворів Æ25/31 і 8-ми різьбових отворів М8-7Н;
3) опорна база - підводима притискна призма (поз.20) по округленому контурі заготівлі.
По класифікації схем базування [19] прийнята схема буде мати позначення УНО 4.3.6.
2. Як механізм затиску заготівлі (див.креслення пристосування і мал.4.1 ) приймаємо кліно-плунжерний механізм із пневмоприводом, що містить у собі :
1) однобічний (одне скосий) клин (поз.26), виконаний за одне ціле зі штоком пневмоцилиндра;
2) клин через ролик 13, установлений на осі у плунжері-штовхальнику 12, надає зусилля притиску притискній призмі 20. Призма переміщається в направляючої 21, а з плунжером з єднана через тягу 27. Заготівля притискається до опорної планки 19, а скосами на притискній призмі до настановних базових планок 23.
Процес завантаження-вивантаження деталі в пристосуванні протікає в наступній послідовності:
1) на завантажувальній позиції відбувається віджим деталі. Поршень пневмоцилиндра піднімається нагору, піднімає клин, звільняє плунжер і знімає притискне зусилля з рухливої призми;
2) Під дією пружини 42 і стакана 11 плунжер із призмою відводяться від деталі на відстань приблизно 10 мм;
3) оператор знімає готову деталь з баз пристосування і встановлює на те ж місце нову заготівлю.
4) при повороті планшайби на наступну позицію відбувається затиск деталі (поршень опускається вниз і клином через плунжер і рухливу призму притискає деталь до базових деталей).
Перерозподіл тиску повітря в пневмоцилиндрах затискних пристосувань відбувається через пневморозподільник, установлений на центральній колоні поворотного столу.
Крім розглянутих 3-х елементів конструкції пристосування (базування деталі, механізм затиску з пневмоприводом і настановних елементів самого пристосування) на корпусі пристосування в напрямку осей різальних інструментів (у горизонтальній і у вертикальної площинах) установлені 4 пальця-ловителя (поз.7), на яких базуються кондукторні плити всіх кондукторів для підвищення точності напрямку різальних інструментів.
Розрахунок надійності закріплення заготівель
Для розрахунку зусиль затиску і необхідного для цього діаметра пневмоцилиндра визначаємо найбільш небезпечні варіанти нагружения заготівлі в пристосуванні. Усього на верстаті в процесі обробки мають місце 3 варіанти нагружения (кількості і напрямки сил і моментів різання).
1) Тільки горизонтальні сили Рг і моменти Мг різання. Це має місце на 1,3,4 і 6-й операційних станціях, де працюють тільки горизонтально встановлені силові агрегати. З них найбільш навантажена по сумарному зусиллю різання 4-я і 6-я позиції (Рг=1201 Н, Мг=4.0 Нм), а по діючому моменті, що крутить - 1-я позиція (Рг=492 Н, Мг=20.2 Нм).
2) Діють і горизонтальні і вертикальні навантаження. Це має місце на 2-й і 5-й операційних станціях. На 2-й станції вертикально прикладені Рв=3844 Н, Мв=16.8 Нм (свердління 8-ми отворів Æ9.2 мм), а горизонтально Рг=498 Н, Мг=24.06 Нм (розсвердління 3-х отворів Æ29 мм).
3) Діє тільки крутить момент Мг=5.13 Нм (нарізування різьблення М8-7Н в 4-х отворах на 7-й операційної станції).
Тому що по другому варіанті нагружения вертикальна сумарна сила різання Рг=3844 Н притискає заготівлю до основної настановної бази і сприяє її нерухомості в напрямку обох базових площин (настановної і спрямован), те як найбільше небезпечний варіант приймаємо варіант 1.
Розрахункова схема пристосування приведена на мал.4.1. За розглянутою схемою нагружения і базування-закріплення деталі можливі два варіанти її зсуву під дією сил і моментів різання:
а) зсув (віджим від бази) під дією осьового зусилля подачі Рг. Для забезпечення нерухомого положення деталі в процесі обробки необхідно забезпечити ефект самогальмування в парі клин-ролик;
б) проворот (перекидання) її у вертикальній площині щодо правої крайки правої опорної планки настановної бази під дією моменту різання Мг. Утримуючим від проворота деталі буде момент сил тертя, що виникає на опорному торці бази 146х41.5 і вертикальна складова Рн сили затиску від скосу притискної призми (45о) у вертикальній площині.
У такий спосіб умови нерухомості деталі при обробці для двох прийнятих гіпотез розкріплення будуть мати вид:
- по 1-й гіпотезі - віджим деталі від бази, необхідно перевірити наявність самогальмування в парі клин-ролик
K = tg(fпр)/tg(a) = fпр/tg(a) > [K], (4.1)
де K - запас самогальмування; fпр - приведений кут тертя, а fпр=0.23 - приведений коефіцієнт тертя в місцях контакту клин-ролик, плунжери-втулки, клин-втулки; a=11.32о - кут скосу клина; [K]=1.1-1.5 - запас самогальмування, що допускається.
Для підвищення ефекту самогальмування установлюємо вісь пневмоцилиндра (і, відповідно, вісь клина) таким чином, щоб напрямок сили різання було перпендикулярно поверхні клина в крапці контакту її з роликом.
Крім того, для більшої надійності необхідно забезпечити умову
Кз*Рг < Pзаж. (4.2)
- по 2-й гіпотезі - проворот(перекидання) деталі від дії моменту різання Мг
Кз*Мг < Рн*LА+Мтр, (4.3)
де Кз=1.5 - коефіцієнт запасу, LА=112 мм - відстань від ймовірної крапки перекидання (крапка А на мал.4.1 ) до крапки додатка вертикальної складової сили затиску Рн, Мтр - момент тертя в опорній базі.
Мтр = (Рзаж-Рг)*f*Rтр, (4.4)
Рн = 0.5*Рзаж*h.
У рівняннях (4.4): Рзаж,Н - зусилля, що розвивається механізмом затиску, f=0.15 - коефіцієнт тертя заготівлі по опорах (алюміній по сталі), h=0.96 - коефіцієнт утрат на тертя в парі притискна призма-заготівля, Rтр = (164+42)/4 = 47 мм - радіус тертя в направляючій площині (площини проворота). З виражень (4.3) і (4.4) виводимо формулу для розрахунку Рзаж.
Рзаж = (Рг*f*Rтр + K*Мг) / f*Rтр. (4.5)
Зусилля затиску Рзаж, що розвивається механізмом затиску при зусиллі на штоку(клині) пневмоцилиндра [1] Q, визначається по формулі
(4.6)
де a=11.32о - кут робочої ділянки клина, jпр - приведений кут тертя клина з роликом, d=12 мм, D=25 мм - діаметри осі і ролика, j2=arctg(f1) - кут тертя плунжера в направляючій утулці, j1=arctg(f2) - кут тертя клина по його направляючій утулці
jпр = arctg(f)*d/D (4.7)
Коефіцієнти тертя в контактах механізму затиску для матеріалів, з яких виготовлені його деталі(алюміній по сталі) мають значення f=0.1, f1=tgj1=0.15, f2 = tgj2 = 0.15.
Множник при Q у вираженні (4.4) позначимо через і. Тоді необхідне зусилля на штоку пневмоцилиндра
Q = Рзаж/i. (4.8)
Фактичне зусилля пневмоцилиндра при діаметрі поршня Dц і тиску повітря р визначається по вираженню
Q = 0.785*Dц2*р, (4.9)
відкіля необхідний діаметр пневмоцилиндра
Dц = Q / 0.785*р, мм, (4.10)
Тиск у пневмоцилиндрі верстата р = 0.4-0.6 МПа. Робимо обчислення і перевірки за вираженнями (4.1)-(4.10).
Запас самогальмування в клиновому механізмі
К = 0.23/tg(11.36о)= 0.23/0.2 = 1.15 > [K]=1.1.
Розраховуємо необхідне зусилля затиску. Одержуємо:
По 1-й гіпотезі: Pзаж = Кз*Рг = 1.5*1201 = 1800 Н.
По 2-й гіпотезі:
- на 4-й і 6-й операційних станціях:
Рзаж = (1201*0.15*47 + 1.5*4000) /(0.15*47) = 2052 Н.
- на 1-й операційної станції:
Рзаж = (492*0.15*47 + 1.5*20200) /(0.15*47) = 4790 Н.
jпр = arctg(0.1)*12/25 = 2.74о,
Передаточне число клинового механізму:
Тоді необхідне зусилля, що розвивається пневмоцилиндром, по найбільшому необхідному зусиллю затиску
Q = 4790 / 2.45112 = 1954.2 Н,
і діаметр пневмоцилиндра
Dц = 1954.2/(0.785*0.4) = 6223.57 = 78.5 мм.
Попередньо був прийнятий діаметра пневмоцилиндра Dц=125 мм.
Розрахунок погрішності установки заготівель у пристосуванні
Погрішність установки eу деталей у затискних пристосуваннях у загальному випадку визначається по вираженню
, (4.11)
де eб - погрішність базування, eз - погрішність закріплення (зсув деталі під дією сил затиску), eпр – погрішність пристосування.
Погрішністю закріплення зневажаємо (eз=0), тому що сила затиску спрямована уздовж осі деталі перепендикулярно контрольованим розмірам і не впливає на їхню точність.
Погрішність базування при обраній схемі базування і розташуванні контрольованих розмірів буде визначатися максимальною величиною зсуву осей оброблюваних отворів щодо базових площин. Визначаємо погрішність положення осей оброблюваних отворів щодо баз у двох напрямках для кожної з трьох їхніх груп.
1) 3 отвору Æ25/31.
Від настановної площини(бази) положення їхніх осей визначається розміром 20.5±0.26. Тут настановна і вимірювальна бази збігаються, тому
eб =0. У напрямку уздовж настановної площини положення осей цих отворів ув язано тільки між собою заданими відстанями між ними. При цьому eб також дорівнює 0, тому що всі три отвори обробляються одночасно налагодженими інструментами.
2) 8 отворів Æ9.2 мм.
Ці отвори також обробляються одночасно з використанням багатошпин-дельних насадок. Тому погрішність відстаней між їхніми осями дорівнює погрішності координат розташування шпинделів насадки (дорівнює 0.01 мм). Відстань до крайнього отвору також задано від направляючої базової площини (29.3 мм), тому і тут eб=0.
3) 8 різьбових отворів М8-7Н. Ці отвори обробляються двома групами: 4 отвору верхнього ряду і 4 - нижнього. Тут також положення отворів уздовж направляючої і настановної площин ув язано тільки між собою. У напрямку, перпендикулярному цим площинам, положення верхнього ряду отворів ув язано з віссю трьох отворів Æ25/31 (13±0.2). Задане також положення цих рядів відносно один одного (26±0.2 мм). Тут погрішність базування також дорівнює eб=0.
Погрішність пристосування - це зсув осі отвору базової втулки щодо середньої осі встановлених різальних інструментів (теоретичного положення осі оброблюваної деталі), що визначається точністю зборки верстата (юстировки силових агрегатів щодо затискних пристосувань за допомогою монтажного шаблона). Допуск на розташування юстировочных отворів у монтажному шаблоні звичайно приймається рівним 0.02 мм (±0.01). Крім того, при юстіровці силових вузлів допуск на точність юстировки також дорівнює 0.02 мм. У такий спосіб сумарна погрішність пристосування eпр=0.04. Тоді
що значно менше допуску на зсув осей оброблюваних отворів щодо осі деталі eу=0.04 < d=0.4.
Перевірочний розрахунок на міцність елементів пристосування
Найбільш навантаженими деталями в пристосуванні будуть: місце контакту ролика з клином (зминання) і вісь ролика (зріз).
Спочатку визначаємо максимальне, діюче по нормалі в крапці контакту, зусилля в парі клин-ролик N. Максимальне зусилля, що розвивається пневмоцилиндром по вираженню (4.8)
Qmax = 0.785*1252*0.4 = 4906 Н,
Рзажмах = Qmax * і = 4906 * 2.45112 = 12025.2 Н.
1) Перевірочний розрахунок контактних напруг в парі клин-ролик:
sк = 418* Рзаж*E/(b*rр) < [sк] (4.12)
де E=2.1*105 Мпа - модуль пружності стали, b=20 мм - ширина ролика, rр=12.5 мм - радіус ролика.
sк = 418*12025.2*2.1*105 / (20*12.5) = 1160.4 Мпа
Ролик виготовлений зі сталі 40Х с загартуванням ТВЧ. Контактна напруга, що допускається, для нього дорівнює [sк ]=1500 Мпа.
Клин виготовлений зі сталі 45 із загартуванням ТВЧ із напругою, що допускається, [sк ]=1300 Мпа.
У такий спосіб у даному випадку умова міцності (4.12) виконується.
2) Перевірочний розрахунок осі ролика на зріз:
Умова міцності має вид
tср = Рзаж/(pd2/4) < [t], (4.13)
де [t]=245 МПа (вісь із загартованої до HRc 37-41 сталі 40Х). Підставляючи значення параметрів, одержуємо
tср = 12025.2/(p*162/4) = 61.3 Мпа < [t]=245 Мпа.
Умова міцності осі на зріз також виконується.
Проектування і розрахунок установочно-затискного пристосування
Обґрунтування конструкції пристосування
Конструкція спеціальних установочно-затискних пристосувань (УЗП) визначається наступними параметрами:
1) Форма і розміри оброблюваної деталі(заготівлі);
2) Кількість, форма, розташування, розміри і вимоги якості оброблюваних поверхонь;
3) Структура технологічного процесу обробки деталі на верстаті, тобто його технологічне компонування (кількість робочих позицій, характер обробки поверхонь на кожній позиції, тип і кількість різальних інструментів).
Ці параметри впливають на габарити пристосування, схему установки і закріплення оброблюваної деталі і, отже, на конструкцію базових елементів і механізму затиску.
Проектований верстат по типу технологічного компонування відноситься до класу багатопозиційних периферійних із круговим рухом позиціонування. УЗП установлюються по периферії планшайби поворотно-ділильного столу (ПДС). Конструкція (форма, характер базування і кріплення) підстави пристосування, яким воно встановлюється на планшайбі ПДС, уніфіковані [ ]. Форма підстави - круговий сегмент, кут якого дорівнює 360/Z, де Z - число позицій столу (Z=8). Пристосування встановлюється на планшайбі на два базових пальці втулками 12(див. креслення пристосування МШ50.7090203.10К-06) і кріпляться до неї чотирма гвинтами.
1. Вибираємо схему базування оброблюваної деталі в пристосуванні. При цьому виходимо з характеру і вимог точності розташування оброблюваних поверхонь.
У деталі (креслення обробки МШ50.7090203.10К-01) необхідно обробити 19 отворів - 8 наскрізних отворів: Æ9.2 у вертикальній площині (агрегати 3,7), 8 отворів М8-7Н и 3 східчасті отвори Æ25Н14/ Æ31Н13 у горизонтальній площині (інші агрегати). Необхідно забезпечити точність розташування осей отворів у межах: -0.2...+0.2 мм для 8-ми різьбових отворів М8-7Н щодо осі лівого східчастого отвору Æ25/31; -0.26..+0.26 мм для 3-х східчастих отворів щодо площини 146х89 і 8-ми отворів Æ9.2 щодо площини 146х41.5.
Вибираємо в якості базових наступні поверхні заготівлі:
1) Настановна площина - площина 146х89 забезпечує орієнтацію деталі по трьох координатах (позбавляє 3-х ступенів волі) - переміщення перпендикулярно цієї площини і проверт щодо осей у ній;
2) площину 146х41.5 приймаємо як направляючу базу. Вона позбавляє деталь 2-х ступенів волі - переміщення перпендикулярне до неї і проворот щодо осі, перпендикулярної настановної площини;
3) Напівциліндричні(округлені) поверхні з діаметром 21 мм (бонки), відстань між осями яких дорівнює 126 мм (див. ескіз деталі мал.1.6 і креслення обробки МШ50.7090203.10К-01),приймаємо як опорну базу, що орієнтує її уздовж направляючої бази.
Таким чином, маємо повну схему базування. Деталь позбавлена 6-ти ступенів волі (зорієнтована по всім 6-ти координатах.
Як базові деталі (див.креслення пристосування) використовуємо:
1) настановна база - дві прямокутні планки (поз.23);
2) направляюча база - опорна планка (поз.19), що встановлюється з боку підходу різальних інструментів і має фігурний проріз для обробки 3-х східчастих отворів Æ25/31 і 8-ми різьбових отворів М8-7Н;
3) опорна база - підводима притискна призма (поз.20) по округленому контурі заготівлі.
По класифікації схем базування [19] прийнята схема буде мати позначення УНО 4.3.6.
2. Як механізм затиску заготівлі (див.креслення пристосування і мал.4.1 ) приймаємо кліно-плунжерний механізм із пневмоприводом, що містить у собі :
1) однобічний (одне скосий) клин (поз.26), виконаний за одне ціле зі штоком пневмоцилиндра;
2) клин через ролик 13, установлений на осі у плунжері-штовхальнику 12, надає зусилля притиску притискній призмі 20. Призма переміщається в направляючої 21, а з плунжером з єднана через тягу 27. Заготівля притискається до опорної планки 19, а скосами на притискній призмі до настановних базових планок 23.
Процес завантаження-вивантаження деталі в пристосуванні протікає в наступній послідовності:
1) на завантажувальній позиції відбувається віджим деталі. Поршень пневмоцилиндра піднімається нагору, піднімає клин, звільняє плунжер і знімає притискне зусилля з рухливої призми;
2) Під дією пружини 42 і стакана 11 плунжер із призмою відводяться від деталі на відстань приблизно 10 мм;
3) оператор знімає готову деталь з баз пристосування і встановлює на те ж місце нову заготівлю.
4) при повороті планшайби на наступну позицію відбувається затиск деталі (поршень опускається вниз і клином через плунжер і рухливу призму притискає деталь до базових деталей).
Перерозподіл тиску повітря в пневмоцилиндрах затискних пристосувань відбувається через пневморозподільник, установлений на центральній колоні поворотного столу.
Крім розглянутих 3-х елементів конструкції пристосування (базування деталі, механізм затиску з пневмоприводом і настановних елементів самого пристосування) на корпусі пристосування в напрямку осей різальних інструментів (у горизонтальній і у вертикальної площинах) установлені 4 пальця-ловителя (поз.7), на яких базуються кондукторні плити всіх кондукторів для підвищення точності напрямку різальних інструментів.
Розрахунок надійності закріплення заготівель
Для розрахунку зусиль затиску і необхідного для цього діаметра пневмоцилиндра визначаємо найбільш небезпечні варіанти нагружения заготівлі в пристосуванні. Усього на верстаті в процесі обробки мають місце 3 варіанти нагружения (кількості і напрямки сил і моментів різання).
1) Тільки горизонтальні сили Рг і моменти Мг різання. Це має місце на 1,3,4 і 6-й операційних станціях, де працюють тільки горизонтально встановлені силові агрегати. З них найбільш навантажена по сумарному зусиллю різання 4-я і 6-я позиції (Рг=1201 Н, Мг=4.0 Нм), а по діючому моменті, що крутить - 1-я позиція (Рг=492 Н, Мг=20.2 Нм).
2) Діють і горизонтальні і вертикальні навантаження. Це має місце на 2-й і 5-й операційних станціях. На 2-й станції вертикально прикладені Рв=3844 Н, Мв=16.8 Нм (свердління 8-ми отворів Æ9.2 мм), а горизонтально Рг=498 Н, Мг=24.06 Нм (розсвердління 3-х отворів Æ29 мм).
3) Діє тільки крутить момент Мг=5.13 Нм (нарізування різьблення М8-7Н в 4-х отворах на 7-й операційної станції).
Тому що по другому варіанті нагружения вертикальна сумарна сила різання Рг=3844 Н притискає заготівлю до основної настановної бази і сприяє її нерухомості в напрямку обох базових площин (настановної і спрямован), те як найбільше небезпечний варіант приймаємо варіант 1.
Розрахункова схема пристосування приведена на мал.4.1. За розглянутою схемою нагружения і базування-закріплення деталі можливі два варіанти її зсуву під дією сил і моментів різання:
а) зсув (віджим від бази) під дією осьового зусилля подачі Рг. Для забезпечення нерухомого положення деталі в процесі обробки необхідно забезпечити ефект самогальмування в парі клин-ролик;
б) проворот (перекидання) її у вертикальній площині щодо правої крайки правої опорної планки настановної бази під дією моменту різання Мг. Утримуючим від проворота деталі буде момент сил тертя, що виникає на опорному торці бази 146х41.5 і вертикальна складова Рн сили затиску від скосу притискної призми (45о) у вертикальній площині.
У такий спосіб умови нерухомості деталі при обробці для двох прийнятих гіпотез розкріплення будуть мати вид:
- по 1-й гіпотезі - віджим деталі від бази, необхідно перевірити наявність самогальмування в парі клин-ролик
K = tg(fпр)/tg(a) = fпр/tg(a) > [K], (4.1)
де K - запас самогальмування; fпр - приведений кут тертя, а fпр=0.23 - приведений коефіцієнт тертя в місцях контакту клин-ролик, плунжери-втулки, клин-втулки; a=11.32о - кут скосу клина; [K]=1.1-1.5 - запас самогальмування, що допускається.
Для підвищення ефекту самогальмування установлюємо вісь пневмоцилиндра (і, відповідно, вісь клина) таким чином, щоб напрямок сили різання було перпендикулярно поверхні клина в крапці контакту її з роликом.
Крім того, для більшої надійності необхідно забезпечити умову
Кз*Рг < Pзаж. (4.2)
- по 2-й гіпотезі - проворот(перекидання) деталі від дії моменту різання Мг
Кз*Мг < Рн*LА+Мтр, (4.3)
де Кз=1.5 - коефіцієнт запасу, LА=112 мм - відстань від ймовірної крапки перекидання (крапка А на мал.4.1 ) до крапки додатка вертикальної складової сили затиску Рн, Мтр - момент тертя в опорній базі.
Мтр = (Рзаж-Рг)*f*Rтр, (4.4)
Рн = 0.5*Рзаж*h.
У рівняннях (4.4): Рзаж,Н - зусилля, що розвивається механізмом затиску, f=0.15 - коефіцієнт тертя заготівлі по опорах (алюміній по сталі), h=0.96 - коефіцієнт утрат на тертя в парі притискна призма-заготівля, Rтр = (164+42)/4 = 47 мм - радіус тертя в направляючій площині (площини проворота). З виражень (4.3) і (4.4) виводимо формулу для розрахунку Рзаж.
Рзаж = (Рг*f*Rтр + K*Мг) / f*Rтр. (4.5)
Зусилля затиску Рзаж, що розвивається механізмом затиску при зусиллі на штоку(клині) пневмоцилиндра [1] Q, визначається по формулі
(4.6)
де a=11.32о - кут робочої ділянки клина, jпр - приведений кут тертя клина з роликом, d=12 мм, D=25 мм - діаметри осі і ролика, j2=arctg(f1) - кут тертя плунжера в направляючій утулці, j1=arctg(f2) - кут тертя клина по його направляючій утулці
jпр = arctg(f)*d/D (4.7)
Коефіцієнти тертя в контактах механізму затиску для матеріалів, з яких виготовлені його деталі(алюміній по сталі) мають значення f=0.1, f1=tgj1=0.15, f2 = tgj2 = 0.15.
Множник при Q у вираженні (4.4) позначимо через і. Тоді необхідне зусилля на штоку пневмоцилиндра
Q = Рзаж/i. (4.8)
Фактичне зусилля пневмоцилиндра при діаметрі поршня Dц і тиску повітря р визначається по вираженню
Q = 0.785*Dц2*р, (4.9)
відкіля необхідний діаметр пневмоцилиндра
Dц = Q / 0.785*р, мм, (4.10)
Тиск у пневмоцилиндрі верстата р = 0.4-0.6 МПа. Робимо обчислення і перевірки за вираженнями (4.1)-(4.10).
Запас самогальмування в клиновому механізмі
К = 0.23/tg(11.36о)= 0.23/0.2 = 1.15 > [K]=1.1.
Розраховуємо необхідне зусилля затиску. Одержуємо:
По 1-й гіпотезі: Pзаж = Кз*Рг = 1.5*1201 = 1800 Н.
По 2-й гіпотезі:
- на 4-й і 6-й операційних станціях:
Рзаж = (1201*0.15*47 + 1.5*4000) /(0.15*47) = 2052 Н.
- на 1-й операційної станції:
Рзаж = (492*0.15*47 + 1.5*20200) /(0.15*47) = 4790 Н.
jпр = arctg(0.1)*12/25 = 2.74о,
Передаточне число клинового механізму:
Тоді необхідне зусилля, що розвивається пневмоцилиндром, по найбільшому необхідному зусиллю затиску
Q = 4790 / 2.45112 = 1954.2 Н,
і діаметр пневмоцилиндра
Dц = 1954.2/(0.785*0.4) = 6223.57 = 78.5 мм.
Попередньо був прийнятий діаметра пневмоцилиндра Dц=125 мм.
Розрахунок погрішності установки заготівель у пристосуванні
Погрішність установки eу деталей у затискних пристосуваннях у загальному випадку визначається по вираженню
, (4.11)
де eб - погрішність базування, eз - погрішність закріплення (зсув деталі під дією сил затиску), eпр – погрішність пристосування.
Погрішністю закріплення зневажаємо (eз=0), тому що сила затиску спрямована уздовж осі деталі перепендикулярно контрольованим розмірам і не впливає на їхню точність.
Погрішність базування при обраній схемі базування і розташуванні контрольованих розмірів буде визначатися максимальною величиною зсуву осей оброблюваних отворів щодо базових площин. Визначаємо погрішність положення осей оброблюваних отворів щодо баз у двох напрямках для кожної з трьох їхніх груп.
1) 3 отвору Æ25/31.
Від настановної площини(бази) положення їхніх осей визначається розміром 20.5±0.26. Тут настановна і вимірювальна бази збігаються, тому
eб =0. У напрямку уздовж настановної площини положення осей цих отворів ув язано тільки між собою заданими відстанями між ними. При цьому eб також дорівнює 0, тому що всі три отвори обробляються одночасно налагодженими інструментами.
2) 8 отворів Æ9.2 мм.
Ці отвори також обробляються одночасно з використанням багатошпин-дельних насадок. Тому погрішність відстаней між їхніми осями дорівнює погрішності координат розташування шпинделів насадки (дорівнює 0.01 мм). Відстань до крайнього отвору також задано від направляючої базової площини (29.3 мм), тому і тут eб=0.
3) 8 різьбових отворів М8-7Н. Ці отвори обробляються двома групами: 4 отвору верхнього ряду і 4 - нижнього. Тут також положення отворів уздовж направляючої і настановної площин ув язано тільки між собою. У напрямку, перпендикулярному цим площинам, положення верхнього ряду отворів ув язано з віссю трьох отворів Æ25/31 (13±0.2). Задане також положення цих рядів відносно один одного (26±0.2 мм). Тут погрішність базування також дорівнює eб=0.
Погрішність пристосування - це зсув осі отвору базової втулки щодо середньої осі встановлених різальних інструментів (теоретичного положення осі оброблюваної деталі), що визначається точністю зборки верстата (юстировки силових агрегатів щодо затискних пристосувань за допомогою монтажного шаблона). Допуск на розташування юстировочных отворів у монтажному шаблоні звичайно приймається рівним 0.02 мм (±0.01). Крім того, при юстіровці силових вузлів допуск на точність юстировки також дорівнює 0.02 мм. У такий спосіб сумарна погрішність пристосування eпр=0.04. Тоді
що значно менше допуску на зсув осей оброблюваних отворів щодо осі деталі eу=0.04 < d=0.4.
Перевірочний розрахунок на міцність елементів пристосування
Найбільш навантаженими деталями в пристосуванні будуть: місце контакту ролика з клином (зминання) і вісь ролика (зріз).
Спочатку визначаємо максимальне, діюче по нормалі в крапці контакту, зусилля в парі клин-ролик N. Максимальне зусилля, що розвивається пневмоцилиндром по вираженню (4.8)
Qmax = 0.785*1252*0.4 = 4906 Н,
Рзажмах = Qmax * і = 4906 * 2.45112 = 12025.2 Н.
1) Перевірочний розрахунок контактних напруг в парі клин-ролик:
sк = 418* Рзаж*E/(b*rр) < [sк] (4.12)
де E=2.1*105 Мпа - модуль пружності стали, b=20 мм - ширина ролика, rр=12.5 мм - радіус ролика.
sк = 418*12025.2*2.1*105 / (20*12.5) = 1160.4 Мпа
Ролик виготовлений зі сталі 40Х с загартуванням ТВЧ. Контактна напруга, що допускається, для нього дорівнює [sк ]=1500 Мпа.
Клин виготовлений зі сталі 45 із загартуванням ТВЧ із напругою, що допускається, [sк ]=1300 Мпа.
У такий спосіб у даному випадку умова міцності (4.12) виконується.
2) Перевірочний розрахунок осі ролика на зріз:
Умова міцності має вид
tср = Рзаж/(pd2/4) < [t], (4.13)
де [t]=245 МПа (вісь із загартованої до HRc 37-41 сталі 40Х). Підставляючи значення параметрів, одержуємо
tср = 12025.2/(p*162/4) = 61.3 Мпа < [t]=245 Мпа.
Умова міцності осі на зріз також виконується.
Шаблон монтажний агрегатного верстата
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=9197
Шаблон монтажний агрегатного верстата
Шаблон монтажний агрегатного верстата
Проектування і розрахунок багатошпиндельної насадки
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=9196
Проектування і розрахунок багатошпиндельної насадки
Багатошпиндельні насадки призначені для оснащення силових голівок з висувною пинолью. При цьому розташування шпинделів визначається розташуванням оброблюваних поверхонь.
Багатошпиндельна насадка складається з фланця, корпуса і дахівки, усередині яких розташовуються деталі, що передають рухи від приводного вала силової голівки до шпинделів. Корпус насадки встановлюється на скалках, що запресовані в державке, установленної на торці корпуса силової голівки. У фланці насадки мається циліндричний базовий отвір діаметром 100 мм, яким насадка встановлюється на пиноль голівки.
Змазування зубчастих коліс і підшипників насадки виконується методом створення масляного тумана. При горизонтальному расположении за допомогою вала із зірочкою-росприскувачем, а при вертикальном - за допомогою гвинтового насоса, який накачує рідину на верхні зубчасті колеса.
Проектована насадка буде виготовлятися в 3-х виконаннях для 1,2 і 4-го силових агрегатів. Розрізнятися вони будуть лише встановлюваємим у шпинделях різальним інструментом і режимами роботи (частотою обертання валів і навантаженнями).
Компонування насадки
Компонування насадки вибираємо виходячи з кількості і расположения шпинделів, осі яких збігаються з осями оброблюваних отворів у деталі. У проектованій насадці повинне бути 3 шпинделя (обробка 3-х східчастих отворів 25.0/29.0, розташованих на одній горизонтальній осі на відстані 42 мм друг від друга.
Застосовуємо найбільш просте компонування насадки (див. мал.3.2) з роздачею руху від ведучого вала до шпинделів однією зубцюватою передачею на кожен шпиндель. При цьому зубчасті передачі від ведучого вала до середнього шпинделя (обробка отвору 2) і до крайніх шпинделів (обробка отворів 1,3) розташовуємо в різних плоскостях уздовж осі шпинделів (у різних шарах розкочування). У такий спосіб на ведучому (приводному) валу насадки буде встановлено 2 зубцюватих колеса.
Параметри компонування насадки наступні:
1) по 1РТМ05-77 вибираємо симетричну уніфіковану компоновку корпусних деталей насадки з відстанню між качалками 200 мм (корпус УНМ 40103.01-01, кришка УНМ 40203.01-02, фланець УНМ 40303.21-02, державка УНМ 40403.13-01). Ведучий вал голівки встанавлюваємо на відстані 44 мм від горизонтальної осі обробляємих отворів деталі, встановленої в затискному пристосуванні. Відстань від осі ведучого вала до осі качалок приймаємо 70 мм;
2) від ведучого вала 4 до шпинделів 1,3 установлюємо по однієї передачі Z4/Z1, Z4/Z3 у площині В (консольно на шпинделях);
3) до шпинделя 2 передаємо рух передачею Z4’ / Z2, установленої в площині Б;
4) розташування силової голівки з проектованою насадкою - горизонтальне, тому установлюємо вал-розбризкувач для створення масляного туману в порожнині насадки (вал 5, поз. по кресленню насадки). Обертання до нього передаємо від приводного вала передачею Z4 / Z5;
5) установлюємо додатковий вал у насадці з виступаючим у сторону різальних інструментів шестигранним отвором під ключ. Це необхідно для втримання шпинделів насадки від проворота при знятті й установці різальних інструментів.
Вибираємо уніфіковані складальні одиниці і деталі насадки по 1РТМ05-77 (шпиндельні вузли, що веде вал, вал-розбризкувач, додатковий валик, шестірні й інші). Їхнього позначення і найменування приведені в специфікації до насадки.
Кінематичний і геометричний розрахунок насадки
Передатні відносини від ведучого вала до шпинделів прийняті рівними 1.0 (при виборі параметрів налагодження голівки).
Виходячи з прийнятих передатних відносин і рівності міжосьових відстаней, а також розташування оброблюваних отворів у деталі, виконуємо паралельно кінематичний розрахунок (визначаємо числа зубів зубчастих коліс) і розрахунок координат отворів (розточень) у корпусі насадки. Вихідні дані для розрахунку приведені в таблиці 3.6.
1) Початок координат сполучаємо з віссю лівої скалки (з боку інструментів). Тоді координати осі розточень під качалки будуть рівні:
X7 = 0, Y7 =0; Х8 = 200.0 мм, Y8 = 0 мм
Таблиця 3.6. Режими роботи виконань проектованої насадки
N сил.
агрег. n вед.вала
об/хв n шпинд
об/хв Ро, Н Мкр,
Нм
1 594 594 164 6.7
2 526 526 166 8.02
4 479 479 97 5.05
2) Положення ведучого (приводного) вала голівки (і насадки) приймаємо по центрі насадки між качалками: X4 = 100, Y4 = 70;
3) Налагоджена частота обертання приводного вала силовий голівки, на якій установлена проектована насадка, дорівнює nвв = 594 об/хв. Частота обертання шпинделів насадки також буде дорівнює nш = 594 об/хв (передатне відношення дорівнює 1.0).
Отже, Z4/Z1 = Z4/Z3 =Z4’ / Z2 = 1.0 і числа зубів зубчатых коліс попарно рівні між собою Z4 =Z1 = Z3 і Z4 = Z2;
4) По прийнятій міжосьовій відстані між ведучим валом і віссю другого шпинделя а4-2=44.0 мм і модулю зубчастих передач m=2.0 мм визначаємо числа зубів зубчастих коліс передачі Z4 / Z2.
Z4 = Z2 = (2*a4-2 / m) / (1+u), (3.11)
У вираженні (3.11) u - передаточне число передачі (u=1). Підставляючи значення змінних у (3.11), одержуємо Z4 = Z2 = (2*44/2) / (1+1)= 22;
5) Для розрахунку чисел зубів передач Z4/Z1 і Z4/Z3 визначаємо міжосьові відстані між ведучим валом і шпинделями 1 і 3. При цьому виходимо з відстані між сусідніми шпинделями а2-1= а2-3= 42.0 мм. З трикутника 4-2-1(див.мал.3.3) знаходимо
Потім по вираженню (3.11) знаходимо числа зубів
Z4 = Z1 = Z3 = (2*60.827 / 2) / (1+1) = 30.414
Число зубів зубчастих коліс повинне бути цілим, тому получене значення необхідно округлити. Тут можливо декілька варіантів:
а) можна прийняти число зубів одного з коліс рівним 30, а другого 31, виконуючи одне з них з негативним коефіцієнтом корекції. При цьому буде мати місце відхилення від прийнятого передатного відношення;
б) прийняти всі числа зубів рівними 31 із сумою зубів 62 і с негативними коефіцієнтами корекції. Однак у цьому випадку знижується згинальна міцність зубів;
в) прийняти всі числа зубів рівними 30 із сумою зубів 60 і с позитивними коефіцієнтами корекції. Це приводить до підвищення згинальної міцності зубів (збільшується товщина ніжки зуба).
У такий спосіб зупиняємося на варіанті в) і приймаємо Z4 = Z1 = Z3 = 30. Коефіцієнти корекції визначимо при перевірочному розрахунку зубчастих передач.
Числа зубів ведених коліс передач до валу-розприскувачу і додатковому валу приймаємо рівним Z5 = Z9 = 20. Тоді частота обертання вала-розприску-вача буде рівною
n5 = n9 = nвв * Z4 / Z5 = 594 * 30 / 20 = 891 об/хв.
6) Визначаємо координати розташування осей шпинделів 1 і 3:
Х1 = Х2 - а2-1 = 100 - 42 = 58.0 мм,
Х3 = Х2 + а2-3 = 100 + 42 = 142.0 мм,
Y1 = Y3 = Y2 = 114.0 мм;
7) Визначаємо координати осей вала розприскувача і додаткового вала. При цьому варто врахувати, що ведуче колесо до цих валів Z4 буде корригированным, а ведені шестірні Z5 і Z9 без зсуву вихідного контуру.
а) визначаємо міжосьову відстань передач Z4/Z5 і Z4/Z9.
Колеса Z5 і Z9 приймаємо без зсуву з уніфікованого набору по 1РТМ05-77. Для визначення міжосьової відстані необхідно визначити коефіцієнт корекції колеса Z4. У передачах від вала 4 до шпинделів 1 і 3 має місце корекція, що вирівнює, на необхідну міжосьову відстань а=60.827 мм [ ]. Кут зачеплення цих передач
cos(w) = m*(Z1 +Z4) * cos() / 2*w (3.12)
Сумарний коефіцієнт корекції
Xc = X1 + X2 = (Z1 + Z4) * (invw - inv) / 2*tg, (3.13)
inv = tg - .
Коефіцієнти корекції кожного колеса визначаємо розбиваючи
сумарний коефіцієнт Xc пропорційно їхньому числу зубів
X1 = X2 = Xc * Z1 / (Z1 + Z4), (3.14)
Початкові діаметри коліс Z1 і Z4:
dw4 = dw1= 2 * aw * Z4 / (Z1 + Z4), (3.15)
По виразам (3.12)-(3.15) виконуємо розрахунок
cos(w) = 2*(30+30)*cos(20)/2*60.827 = 0.9269166
w = arccos(0.9269166) = 22.0408 градуса
Xc = (30+30) * (inv22.0408 - inv20) / 2*tg20 =
= 60*(0.02017 - 0.0149) / (2*0.364) = 0.434038.
Приймаємо Xc = 0.43404, тоді X1 = X2 = 0.43404 * 30 / 60 = 0.21702
і початкові діаметри коліс 1,3 і 4 будуть рівні
dw4 = dw1 = dw3 = 2*60.827*30/(30+30) = 60.827.
б) Приймаємо положення осі вала-розбризкувача (вал 5) по осі Х співпадаючим з центром насадки Х5 = 0. Координату Y визначаємо по зачепленню колеса Z5 c ведучим колесом Z4. Колесо Z5 приймаємо без зсуву. Його початковий і ділильний діаметр буде дорівнює:
dw5 = d5 = m*Z5 = 2*20 = 40 мм
Міжосьова відстань між валами 4 і 5, 4 і 9 буде дорівнює міжосьовій відстані зачеплення пари зубчастих коліс Z4 і Z5
a4-5 = a4-9 = aw = (dw5 + dw4) / 2 = (40+60.827)/2 = 50.4135 мм.
в) Приймаємо положення осі додаткового вала 9 по вертикалі стосовно осі вала 4 зміщеним униз на величину Y=18 мм. Тоді Y9 = Y4 - 18 = 70-18 = 52 мм, а друга координата
X9 = X4 + а4-92 - X2 = 100 + 50.41352 - 182 = 100 + 47.091 = 147.091 мм
Розраховані значення координат отворів у корпусі насадки приведені в таблиці на кресленні насадки.
Перевірочний розрахунок на міцність основних деталей насадки
1. Розраховуємо навантаження на валах і передачах насадки з обліком КПД передач і підшипників. КПД зубчастої передачі зп = 0.98, а пари підшипників кочення (пп = 0.99-0.995. Їх загальний КПД (п = 0.97.
За кінематичною схемою(мал.3.2 ) і схемі компонування валів насадки (мал.3.3 ) визначаємо діючі на валах моменти що крутять . Результати оформляємо у виді таблиці 3.6.
Таблиця 3.6. Моменти, що крутять, і осьові сили на шпинделях і валах
насадки
№
вала Ро, Н Мкр, Нм Формула для розрахунку
1 166.0 8.02
2 166.0 8.02
3 166.0 8.02
4 0 28.01 (М1+М2+М3) / (о
Загальний КПД насадки:
Потужність на ведучому валу Nвв = Nрез / о = 1.33 / 0.859 = 1.548 квт.
2. Розрахунок зубчастої передачі Z4/Z1
Колесо Z4 є ведучим для шпинделів 1,3 і валів - розприскувача і додаткового і на ньому суммируются всі навантаження.
Розрахунок виконуємо на ЕОМ з використанням пакета прикладних программ (ППП) АПП - Автоматизоване проектування передач , розробленому в МВТУ ім. Баумана. По цій програмі можна виконати розрахунок будь-якої передачі з одержанням креслення основної деталі (зубчастого колеса) у системі AutoCAD.
Вихідними даними для розрахунку є:
1) модуль передачі m=2.0 мм;
2) міжосьова відстань а=60.827 мм (за умовами компонування насадки);
3) момент, що крутить, на колесі Z4: М4 = 28.01 Нм;
4) частота обертання коліс: n=594 об/хв;
5) ресурс(термін служби) передачі: Т=20000 годин.
Повний набір вихідних даних і результати розрахунку передачі
приведено нижче.
З розрахунку обоє колеса Z1 і Z4 є коригованими з коефіцієнтом зсуву Х1 = Х2 = 0.217. При заданій міжосьовій відстані і модулі ширина обох коліс отримана рівної 9 мм. Уніфіковані колеса, з яких скомпонована насадка, мають ширину 12 мм. Це показує, що вони мають значний запас міцності (витривалості) при вихідному режимі нагружения передачі.
За допомогою системи АПП отримане креслення колеса Z4, що при-
ведене у додатку (креслення МШ50.7090203.10К-09).
Проектування і розрахунок багатошпиндельної насадки
Багатошпиндельні насадки призначені для оснащення силових голівок з висувною пинолью. При цьому розташування шпинделів визначається розташуванням оброблюваних поверхонь.
Багатошпиндельна насадка складається з фланця, корпуса і дахівки, усередині яких розташовуються деталі, що передають рухи від приводного вала силової голівки до шпинделів. Корпус насадки встановлюється на скалках, що запресовані в державке, установленної на торці корпуса силової голівки. У фланці насадки мається циліндричний базовий отвір діаметром 100 мм, яким насадка встановлюється на пиноль голівки.
Змазування зубчастих коліс і підшипників насадки виконується методом створення масляного тумана. При горизонтальному расположении за допомогою вала із зірочкою-росприскувачем, а при вертикальном - за допомогою гвинтового насоса, який накачує рідину на верхні зубчасті колеса.
Проектована насадка буде виготовлятися в 3-х виконаннях для 1,2 і 4-го силових агрегатів. Розрізнятися вони будуть лише встановлюваємим у шпинделях різальним інструментом і режимами роботи (частотою обертання валів і навантаженнями).
Компонування насадки
Компонування насадки вибираємо виходячи з кількості і расположения шпинделів, осі яких збігаються з осями оброблюваних отворів у деталі. У проектованій насадці повинне бути 3 шпинделя (обробка 3-х східчастих отворів 25.0/29.0, розташованих на одній горизонтальній осі на відстані 42 мм друг від друга.
Застосовуємо найбільш просте компонування насадки (див. мал.3.2) з роздачею руху від ведучого вала до шпинделів однією зубцюватою передачею на кожен шпиндель. При цьому зубчасті передачі від ведучого вала до середнього шпинделя (обробка отвору 2) і до крайніх шпинделів (обробка отворів 1,3) розташовуємо в різних плоскостях уздовж осі шпинделів (у різних шарах розкочування). У такий спосіб на ведучому (приводному) валу насадки буде встановлено 2 зубцюватих колеса.
Параметри компонування насадки наступні:
1) по 1РТМ05-77 вибираємо симетричну уніфіковану компоновку корпусних деталей насадки з відстанню між качалками 200 мм (корпус УНМ 40103.01-01, кришка УНМ 40203.01-02, фланець УНМ 40303.21-02, державка УНМ 40403.13-01). Ведучий вал голівки встанавлюваємо на відстані 44 мм від горизонтальної осі обробляємих отворів деталі, встановленої в затискному пристосуванні. Відстань від осі ведучого вала до осі качалок приймаємо 70 мм;
2) від ведучого вала 4 до шпинделів 1,3 установлюємо по однієї передачі Z4/Z1, Z4/Z3 у площині В (консольно на шпинделях);
3) до шпинделя 2 передаємо рух передачею Z4’ / Z2, установленої в площині Б;
4) розташування силової голівки з проектованою насадкою - горизонтальне, тому установлюємо вал-розбризкувач для створення масляного туману в порожнині насадки (вал 5, поз. по кресленню насадки). Обертання до нього передаємо від приводного вала передачею Z4 / Z5;
5) установлюємо додатковий вал у насадці з виступаючим у сторону різальних інструментів шестигранним отвором під ключ. Це необхідно для втримання шпинделів насадки від проворота при знятті й установці різальних інструментів.
Вибираємо уніфіковані складальні одиниці і деталі насадки по 1РТМ05-77 (шпиндельні вузли, що веде вал, вал-розбризкувач, додатковий валик, шестірні й інші). Їхнього позначення і найменування приведені в специфікації до насадки.
Кінематичний і геометричний розрахунок насадки
Передатні відносини від ведучого вала до шпинделів прийняті рівними 1.0 (при виборі параметрів налагодження голівки).
Виходячи з прийнятих передатних відносин і рівності міжосьових відстаней, а також розташування оброблюваних отворів у деталі, виконуємо паралельно кінематичний розрахунок (визначаємо числа зубів зубчастих коліс) і розрахунок координат отворів (розточень) у корпусі насадки. Вихідні дані для розрахунку приведені в таблиці 3.6.
1) Початок координат сполучаємо з віссю лівої скалки (з боку інструментів). Тоді координати осі розточень під качалки будуть рівні:
X7 = 0, Y7 =0; Х8 = 200.0 мм, Y8 = 0 мм
Таблиця 3.6. Режими роботи виконань проектованої насадки
N сил.
агрег. n вед.вала
об/хв n шпинд
об/хв Ро, Н Мкр,
Нм
1 594 594 164 6.7
2 526 526 166 8.02
4 479 479 97 5.05
2) Положення ведучого (приводного) вала голівки (і насадки) приймаємо по центрі насадки між качалками: X4 = 100, Y4 = 70;
3) Налагоджена частота обертання приводного вала силовий голівки, на якій установлена проектована насадка, дорівнює nвв = 594 об/хв. Частота обертання шпинделів насадки також буде дорівнює nш = 594 об/хв (передатне відношення дорівнює 1.0).
Отже, Z4/Z1 = Z4/Z3 =Z4’ / Z2 = 1.0 і числа зубів зубчатых коліс попарно рівні між собою Z4 =Z1 = Z3 і Z4 = Z2;
4) По прийнятій міжосьовій відстані між ведучим валом і віссю другого шпинделя а4-2=44.0 мм і модулю зубчастих передач m=2.0 мм визначаємо числа зубів зубчастих коліс передачі Z4 / Z2.
Z4 = Z2 = (2*a4-2 / m) / (1+u), (3.11)
У вираженні (3.11) u - передаточне число передачі (u=1). Підставляючи значення змінних у (3.11), одержуємо Z4 = Z2 = (2*44/2) / (1+1)= 22;
5) Для розрахунку чисел зубів передач Z4/Z1 і Z4/Z3 визначаємо міжосьові відстані між ведучим валом і шпинделями 1 і 3. При цьому виходимо з відстані між сусідніми шпинделями а2-1= а2-3= 42.0 мм. З трикутника 4-2-1(див.мал.3.3) знаходимо
Потім по вираженню (3.11) знаходимо числа зубів
Z4 = Z1 = Z3 = (2*60.827 / 2) / (1+1) = 30.414
Число зубів зубчастих коліс повинне бути цілим, тому получене значення необхідно округлити. Тут можливо декілька варіантів:
а) можна прийняти число зубів одного з коліс рівним 30, а другого 31, виконуючи одне з них з негативним коефіцієнтом корекції. При цьому буде мати місце відхилення від прийнятого передатного відношення;
б) прийняти всі числа зубів рівними 31 із сумою зубів 62 і с негативними коефіцієнтами корекції. Однак у цьому випадку знижується згинальна міцність зубів;
в) прийняти всі числа зубів рівними 30 із сумою зубів 60 і с позитивними коефіцієнтами корекції. Це приводить до підвищення згинальної міцності зубів (збільшується товщина ніжки зуба).
У такий спосіб зупиняємося на варіанті в) і приймаємо Z4 = Z1 = Z3 = 30. Коефіцієнти корекції визначимо при перевірочному розрахунку зубчастих передач.
Числа зубів ведених коліс передач до валу-розприскувачу і додатковому валу приймаємо рівним Z5 = Z9 = 20. Тоді частота обертання вала-розприску-вача буде рівною
n5 = n9 = nвв * Z4 / Z5 = 594 * 30 / 20 = 891 об/хв.
6) Визначаємо координати розташування осей шпинделів 1 і 3:
Х1 = Х2 - а2-1 = 100 - 42 = 58.0 мм,
Х3 = Х2 + а2-3 = 100 + 42 = 142.0 мм,
Y1 = Y3 = Y2 = 114.0 мм;
7) Визначаємо координати осей вала розприскувача і додаткового вала. При цьому варто врахувати, що ведуче колесо до цих валів Z4 буде корригированным, а ведені шестірні Z5 і Z9 без зсуву вихідного контуру.
а) визначаємо міжосьову відстань передач Z4/Z5 і Z4/Z9.
Колеса Z5 і Z9 приймаємо без зсуву з уніфікованого набору по 1РТМ05-77. Для визначення міжосьової відстані необхідно визначити коефіцієнт корекції колеса Z4. У передачах від вала 4 до шпинделів 1 і 3 має місце корекція, що вирівнює, на необхідну міжосьову відстань а=60.827 мм [ ]. Кут зачеплення цих передач
cos(w) = m*(Z1 +Z4) * cos() / 2*w (3.12)
Сумарний коефіцієнт корекції
Xc = X1 + X2 = (Z1 + Z4) * (invw - inv) / 2*tg, (3.13)
inv = tg - .
Коефіцієнти корекції кожного колеса визначаємо розбиваючи
сумарний коефіцієнт Xc пропорційно їхньому числу зубів
X1 = X2 = Xc * Z1 / (Z1 + Z4), (3.14)
Початкові діаметри коліс Z1 і Z4:
dw4 = dw1= 2 * aw * Z4 / (Z1 + Z4), (3.15)
По виразам (3.12)-(3.15) виконуємо розрахунок
cos(w) = 2*(30+30)*cos(20)/2*60.827 = 0.9269166
w = arccos(0.9269166) = 22.0408 градуса
Xc = (30+30) * (inv22.0408 - inv20) / 2*tg20 =
= 60*(0.02017 - 0.0149) / (2*0.364) = 0.434038.
Приймаємо Xc = 0.43404, тоді X1 = X2 = 0.43404 * 30 / 60 = 0.21702
і початкові діаметри коліс 1,3 і 4 будуть рівні
dw4 = dw1 = dw3 = 2*60.827*30/(30+30) = 60.827.
б) Приймаємо положення осі вала-розбризкувача (вал 5) по осі Х співпадаючим з центром насадки Х5 = 0. Координату Y визначаємо по зачепленню колеса Z5 c ведучим колесом Z4. Колесо Z5 приймаємо без зсуву. Його початковий і ділильний діаметр буде дорівнює:
dw5 = d5 = m*Z5 = 2*20 = 40 мм
Міжосьова відстань між валами 4 і 5, 4 і 9 буде дорівнює міжосьовій відстані зачеплення пари зубчастих коліс Z4 і Z5
a4-5 = a4-9 = aw = (dw5 + dw4) / 2 = (40+60.827)/2 = 50.4135 мм.
в) Приймаємо положення осі додаткового вала 9 по вертикалі стосовно осі вала 4 зміщеним униз на величину Y=18 мм. Тоді Y9 = Y4 - 18 = 70-18 = 52 мм, а друга координата
X9 = X4 + а4-92 - X2 = 100 + 50.41352 - 182 = 100 + 47.091 = 147.091 мм
Розраховані значення координат отворів у корпусі насадки приведені в таблиці на кресленні насадки.
Перевірочний розрахунок на міцність основних деталей насадки
1. Розраховуємо навантаження на валах і передачах насадки з обліком КПД передач і підшипників. КПД зубчастої передачі зп = 0.98, а пари підшипників кочення (пп = 0.99-0.995. Їх загальний КПД (п = 0.97.
За кінематичною схемою(мал.3.2 ) і схемі компонування валів насадки (мал.3.3 ) визначаємо діючі на валах моменти що крутять . Результати оформляємо у виді таблиці 3.6.
Таблиця 3.6. Моменти, що крутять, і осьові сили на шпинделях і валах
насадки
№
вала Ро, Н Мкр, Нм Формула для розрахунку
1 166.0 8.02
2 166.0 8.02
3 166.0 8.02
4 0 28.01 (М1+М2+М3) / (о
Загальний КПД насадки:
Потужність на ведучому валу Nвв = Nрез / о = 1.33 / 0.859 = 1.548 квт.
2. Розрахунок зубчастої передачі Z4/Z1
Колесо Z4 є ведучим для шпинделів 1,3 і валів - розприскувача і додаткового і на ньому суммируются всі навантаження.
Розрахунок виконуємо на ЕОМ з використанням пакета прикладних программ (ППП) АПП - Автоматизоване проектування передач , розробленому в МВТУ ім. Баумана. По цій програмі можна виконати розрахунок будь-якої передачі з одержанням креслення основної деталі (зубчастого колеса) у системі AutoCAD.
Вихідними даними для розрахунку є:
1) модуль передачі m=2.0 мм;
2) міжосьова відстань а=60.827 мм (за умовами компонування насадки);
3) момент, що крутить, на колесі Z4: М4 = 28.01 Нм;
4) частота обертання коліс: n=594 об/хв;
5) ресурс(термін служби) передачі: Т=20000 годин.
Повний набір вихідних даних і результати розрахунку передачі
приведено нижче.
З розрахунку обоє колеса Z1 і Z4 є коригованими з коефіцієнтом зсуву Х1 = Х2 = 0.217. При заданій міжосьовій відстані і модулі ширина обох коліс отримана рівної 9 мм. Уніфіковані колеса, з яких скомпонована насадка, мають ширину 12 мм. Це показує, що вони мають значний запас міцності (витривалості) при вихідному режимі нагружения передачі.
За допомогою системи АПП отримане креслення колеса Z4, що при-
ведене у додатку (креслення МШ50.7090203.10К-09).
Проектування кондукторів
http://www.ce-studbaza.ru/werk.php?id=9195
Проектування кондукторів
Конструкція кондуктора
Рухливі кондуктори призначені для оснащення силових голівок при багатоперхідній обробці отворів для направлення ріжучих інструментів. Усі деталі кондукторів уніфіковані крім кондукторних плит, форма і розміри яких залежать від конфігурації оброблюваної деталі і набору виконуваних технологічних операцій.
Обробка по кондукторі використовується на перших 4-х позиціях (робочих станціях) при виконанні операцій свердління, зенкерування і зенкування фасок (позиції 22-25 по складальному кресленню верстата МШ50.7090203.10К-03).
У дипломному проекті спроектований кондуктор для розсвердління і зенкерування 3-х східчастих отворів Æ25/31 1,2 і 4-м силовыми агрегатами.
Кондуктор (креслення МШ50.709090203.10К-05) переміщається по двох направляючим скалках (УНМ509.01.01-05). Рух кондукторові подається від шпиндельної насадки, що одержує рух від пиноли силової голівки. Насадка штовхає вперед кондукторну планку 10, у яку встанавлені 3 кондукторні втулки 20 для напрямку ріжучих інструментів. Кондукторна планка закріплена на двох повзушках 7,8 (1УДН019).
Між корпусом шпиндельної насадки і ползушками (поз.7,8) на втулках 3 (УДИ042 -01) установлені дві пружини 22 (див. креслення кондуктора), що забезпечують силове замикання плити кондуктора на корпус затискного пристосування (втулок 1 на палец-ловитель затискного пристосування) і, тим самим, фіксоване положення кондукторної втулки і, відповідно, осі що ріже инструментів щодо оброблюваної деталі.
Положення кондуктора щодо повзуна в напрямку робочої подачі обмежується спеціальним пристроєм, що складається з тяги 19, знімного упора 9, труби 2 і гайок 14. Цим же пристроєм регулюється зусилля попереднього стиску пружин 22. Для зміни інструментів кондукторна плита може бути відсунута від корпуса насадки на необхідну відстань. Ця можливість забезпечується знімним упором, відсутність якого дозволяє проходити трубі в паз корпуса повзуна до упора шайби і гайок у цей корпус.
Розрахунок пружини кондуктора
Розраховуємо кручену циліндричну пружину стиску з проволоки круглого перетину за методикою, приведеної в [3, т.3, с.97-146]. Приймаємо клас пружини II, розряд 2 [3,табл.1 і табл.2] із границею циклічної витривалості N=100000 циклів. Вихідними даними для розрахунку є: зовнішній діаметр базових утулок кондуктора, на який удягаються пружини Dвт=50 мм; допускне зусилля подачі силової голівки Рп=4200Н; сумарне діюче зусилля подачі Рд=
498 Н; довжина робочого ходу інструмента Lрх=28 мм.
1) Зусилля попереднього стиску пружини Р1=160 Н;
2) Зусилля пружини, стиснутої в робочому стані (наприкінці рабочого ходу пиноли силової голівки) Р2 = 400 Н (P2 < Рп-Рд);
3) Величина робочого стиску пружини h = Lрх = 28 мм;
4) Найбільша швидкість переміщення рухливого кінця пружини
Vo = Lxx / txx,
Lxx = 2*80 - Lрх = 160 - 28 = 132 мм,
txx = tц - tрх, tц = 20.53 с,
tрх = 60*Lрх / (Sон*nн) = 60*28 / (0.249*526) = 12.83 с,
txx = 20.53 - 12.83 = 7.7 c,
Vo = (132 / 7.7) / 1000 = 0.017 м/с;
5) Зовнішній діаметр пружини приймаємо D=60 мм, діаметр про-
волоки d=5.0 мм;
6) Відносний інерційний зазор d = 0.05-0.25 для пружин стиску II класу;
7) Сила пружини при максимально деформації
Р3 = Р2 / (1 - d) = 400 / (1 - (0.05..0.25)) = 422... 534 Н.
По таблиці 15 [3] приймаємо пружину номер 470 з Р3 = 530 Н,
твердістю одного витка Z1 = 37.56 Н/мм і найбільшим прогином одного витка
f3 = 14.11 мм.
8) Максимальне дотичне напруження при крутінні [3, табл.2] t3 = 0.5*sв = 0.5*1600 = 800 Н/мм2;
9) Критична швидкість пружини Vкр = t3*(1-Р2 / Р3) / 35.8 =
= 800 * (1-400/530)/35.8 = 5.48 м/с.
Модуль зрушення пружинної сталі G = 8*105 Н/мм2, щільність материала пружини r = 8*10-9 Н*с2/мм4.
Перевіряємо на відсутність зіткнення витків по інерції по умові V0 / Vкр < 1.0, 0.017 / 5.48 = 0.0031, має місце значний запас.
10) Жорсткість пружини z = (Р2 - Р1) / h = (400-160)/9 = 26.67 Н/мм;
11) Число робочих витків n = Z1 / Z = 37.56 / 26.67 = 1.41 = 2;
12) Повне число витків n1 = n + n2, де n2 = 2 - число опорних витків,
n1 = 2+2 = 4;
13) Середній діаметр пружини D0 = D - d = 60 - 5 = 55 мм;
14) Індекс пружини c = D0 / d = 55/5 = 11. Цей параметр характеризує стійкість пружини при великій величині стиску. Рекомендується с = 4..12;
15) Величина попереднього стиску (деформації) пружини F1 = P1 / z = 160 / 26.67 = 6.0 мм;
16) Максимальна деформація при зіткненні витків F3 = P3 / Z = 530/26.67 = 19.87 мм;
17) Висота пружини при максимальній деформації (n3 – число зашліфованих витків):
H3 = (n1 - n3 + 1) * d = (4 – 1 + 1) * 5 = 20 мм;
18) Висота пружини у вільному стані:
H0 = H3 + F3 = 20+19.87 = 39.87 мм;
19) Висота пружини при попередній деформації:
H1 = H0 - F1 = 39.87 - 6.0 = 33.87 мм;
20) Висота пружини при робочій деформації (наприкінці робочого ходу насадки з інструментами):
H2 = H0 - F2 = 39.87 - 9 = 30.87 мм;
21) Крок пружини t = f3 + d = 14.11 + 5 = 19.11 мм;
22) Довжина розгорнутої пружини
L = 3.2 * D0 * n1 = 3.2 * 55 * 4 = 704 мм;
23) Маса пружини
М = 19.25 * 10-6 * D0 * d2 *n1 = 19.25 * 10-6 * 55 * 52 * 4 = 0.106 кг.
Проектування кондукторів
Конструкція кондуктора
Рухливі кондуктори призначені для оснащення силових голівок при багатоперхідній обробці отворів для направлення ріжучих інструментів. Усі деталі кондукторів уніфіковані крім кондукторних плит, форма і розміри яких залежать від конфігурації оброблюваної деталі і набору виконуваних технологічних операцій.
Обробка по кондукторі використовується на перших 4-х позиціях (робочих станціях) при виконанні операцій свердління, зенкерування і зенкування фасок (позиції 22-25 по складальному кресленню верстата МШ50.7090203.10К-03).
У дипломному проекті спроектований кондуктор для розсвердління і зенкерування 3-х східчастих отворів Æ25/31 1,2 і 4-м силовыми агрегатами.
Кондуктор (креслення МШ50.709090203.10К-05) переміщається по двох направляючим скалках (УНМ509.01.01-05). Рух кондукторові подається від шпиндельної насадки, що одержує рух від пиноли силової голівки. Насадка штовхає вперед кондукторну планку 10, у яку встанавлені 3 кондукторні втулки 20 для напрямку ріжучих інструментів. Кондукторна планка закріплена на двох повзушках 7,8 (1УДН019).
Між корпусом шпиндельної насадки і ползушками (поз.7,8) на втулках 3 (УДИ042 -01) установлені дві пружини 22 (див. креслення кондуктора), що забезпечують силове замикання плити кондуктора на корпус затискного пристосування (втулок 1 на палец-ловитель затискного пристосування) і, тим самим, фіксоване положення кондукторної втулки і, відповідно, осі що ріже инструментів щодо оброблюваної деталі.
Положення кондуктора щодо повзуна в напрямку робочої подачі обмежується спеціальним пристроєм, що складається з тяги 19, знімного упора 9, труби 2 і гайок 14. Цим же пристроєм регулюється зусилля попереднього стиску пружин 22. Для зміни інструментів кондукторна плита може бути відсунута від корпуса насадки на необхідну відстань. Ця можливість забезпечується знімним упором, відсутність якого дозволяє проходити трубі в паз корпуса повзуна до упора шайби і гайок у цей корпус.
Розрахунок пружини кондуктора
Розраховуємо кручену циліндричну пружину стиску з проволоки круглого перетину за методикою, приведеної в [3, т.3, с.97-146]. Приймаємо клас пружини II, розряд 2 [3,табл.1 і табл.2] із границею циклічної витривалості N=100000 циклів. Вихідними даними для розрахунку є: зовнішній діаметр базових утулок кондуктора, на який удягаються пружини Dвт=50 мм; допускне зусилля подачі силової голівки Рп=4200Н; сумарне діюче зусилля подачі Рд=
498 Н; довжина робочого ходу інструмента Lрх=28 мм.
1) Зусилля попереднього стиску пружини Р1=160 Н;
2) Зусилля пружини, стиснутої в робочому стані (наприкінці рабочого ходу пиноли силової голівки) Р2 = 400 Н (P2 < Рп-Рд);
3) Величина робочого стиску пружини h = Lрх = 28 мм;
4) Найбільша швидкість переміщення рухливого кінця пружини
Vo = Lxx / txx,
Lxx = 2*80 - Lрх = 160 - 28 = 132 мм,
txx = tц - tрх, tц = 20.53 с,
tрх = 60*Lрх / (Sон*nн) = 60*28 / (0.249*526) = 12.83 с,
txx = 20.53 - 12.83 = 7.7 c,
Vo = (132 / 7.7) / 1000 = 0.017 м/с;
5) Зовнішній діаметр пружини приймаємо D=60 мм, діаметр про-
волоки d=5.0 мм;
6) Відносний інерційний зазор d = 0.05-0.25 для пружин стиску II класу;
7) Сила пружини при максимально деформації
Р3 = Р2 / (1 - d) = 400 / (1 - (0.05..0.25)) = 422... 534 Н.
По таблиці 15 [3] приймаємо пружину номер 470 з Р3 = 530 Н,
твердістю одного витка Z1 = 37.56 Н/мм і найбільшим прогином одного витка
f3 = 14.11 мм.
8) Максимальне дотичне напруження при крутінні [3, табл.2] t3 = 0.5*sв = 0.5*1600 = 800 Н/мм2;
9) Критична швидкість пружини Vкр = t3*(1-Р2 / Р3) / 35.8 =
= 800 * (1-400/530)/35.8 = 5.48 м/с.
Модуль зрушення пружинної сталі G = 8*105 Н/мм2, щільність материала пружини r = 8*10-9 Н*с2/мм4.
Перевіряємо на відсутність зіткнення витків по інерції по умові V0 / Vкр < 1.0, 0.017 / 5.48 = 0.0031, має місце значний запас.
10) Жорсткість пружини z = (Р2 - Р1) / h = (400-160)/9 = 26.67 Н/мм;
11) Число робочих витків n = Z1 / Z = 37.56 / 26.67 = 1.41 = 2;
12) Повне число витків n1 = n + n2, де n2 = 2 - число опорних витків,
n1 = 2+2 = 4;
13) Середній діаметр пружини D0 = D - d = 60 - 5 = 55 мм;
14) Індекс пружини c = D0 / d = 55/5 = 11. Цей параметр характеризує стійкість пружини при великій величині стиску. Рекомендується с = 4..12;
15) Величина попереднього стиску (деформації) пружини F1 = P1 / z = 160 / 26.67 = 6.0 мм;
16) Максимальна деформація при зіткненні витків F3 = P3 / Z = 530/26.67 = 19.87 мм;
17) Висота пружини при максимальній деформації (n3 – число зашліфованих витків):
H3 = (n1 - n3 + 1) * d = (4 – 1 + 1) * 5 = 20 мм;
18) Висота пружини у вільному стані:
H0 = H3 + F3 = 20+19.87 = 39.87 мм;
19) Висота пружини при попередній деформації:
H1 = H0 - F1 = 39.87 - 6.0 = 33.87 мм;
20) Висота пружини при робочій деформації (наприкінці робочого ходу насадки з інструментами):
H2 = H0 - F2 = 39.87 - 9 = 30.87 мм;
21) Крок пружини t = f3 + d = 14.11 + 5 = 19.11 мм;
22) Довжина розгорнутої пружини
L = 3.2 * D0 * n1 = 3.2 * 55 * 4 = 704 мм;
23) Маса пружини
М = 19.25 * 10-6 * D0 * d2 *n1 = 19.25 * 10-6 * 55 * 52 * 4 = 0.106 кг.
Подписаться на:
Сообщения (Atom)