Проект модернизации агрегатно-сверлильного металлорежущего станка АБ1595

Определяем силу нагружения :

Р = Q/3 = 4725.3/3=1575.1 Н

где F - площадь опасного сечения

d = 4.8 мм внутренний диаметр резьбы винта М6.

[p] = 100МПа - допустимое напряжение для стали 45

Условие выполняется

Описание конструкции и расчёт специального контрольного приспособления.

Проектируемое приспособление предназначено для контроля радиального биения детали Вал , относительно оси вала. Приспособление состоит из плиты (поз. 5), на который устанавливается передняя (поз. 2) и задняя бабка (поз. 1) в которых установлены центра (поз.15)

Также на плите винтами крепиться пластина (поз.7), в которую упирается стойка с индикатором часового типа марки.

Для того, то бы облегчить установку и снятие контролируемой детали, в приспособлении предусмотрены призмы предварительного базирования (поз.4), закрепленные при помощи болтов к плите(поз.11) приспособления. Ось валика вложенного в призмы смещена в низ на 1..2 мм относительно оси контролируемого изделия.

Принцип работы проектируемого приспособлении.

Контролируемый вал устанавливается в приспособление на призмы предварительного базирования.

Далее, вращая рукоятку задней бабки перемещаем задний центр в направлении центровых отверстий вала. Центр задевает правое центровое отверстие вала и начиниет приподнимать деталь над призмами, одновременно сдвигая вал до упора в центр передней бабки. В момент как деталь полностью установиться в центра приспособления и снимется с призм предварительного базирования, производится фиксация заднего центра приспособления, с той целью что бы исключить возможность перемещения детали. Далее возможно, начать контроль радиального биения шеек вала.

Для этого подводим к валу индикаторы до касания наконечников с поверхностью шейки. Для контроля применяем индикатор измерительный рычажно-зубчатый типа 2 МИГ стр. 471 [ 12 ]. Цена деления = 2 мкм. Допустимая погрешность измерения = 4 мкм.

После этого устанавливаем его по малой стрелке на 1…2 мм, а по большой стрелке на ноль. Затем, вращая деталь с втулкой относительно оправки на один оборот, замечаем отклонение стрелки индикатора от нулевого положения в ту или иную сторону от нуля. Деталь будет годной, если разность показаний индикатора не будет превышать - 0,025 мм.

После этого при помощи рукоятки отжимаем заднюю бабка и отводим ее. Вал опускается на призмы, после чего снимаем деталь из приспособления, а на ее место устанавливается следующая.

Расчёт приспособления.

Допустимую погрешность измерения контрольного приспособления [епр.к ] определяем по формуле:

[епр.к ] = [еизм] - (k1Чебк+езк+k2щизм), где [ стр. 14];

[епр.к ] - допустимая погрешность измерения контрольного приспособления;

[е изм] - допустимая погрешность измерения контролируемого параметра;

k1 = 0,8…0,85 - коэффициент, учитывающий наличие отклонений базовых поверхностей, не равных их предельным значениям, принимаем k1 = 0,8;

k2 = 0,6…1,0 - поправочный коэффициент; принимаем k2 = 0,8;

еб.к. - погрешность базирования в контрольном приспособлении;

ез.к. - погрешность закрепления при установке детали в контрольном приспособлении;

щизм. - экономическая точность измерения данным методом = 2,5 мкм;

Допустимую погрешность измерения [е изм.] выбираем по ГОСТ 8.051-81.

[е изм. ] = 5 мкм [ стр. 9]

еб.к. = 0 мкм;

ез.к = 0 - деталь не закрепляется;

[е пр.к. ] = 5 - (0,8Ч0+0.6Ч2,5) = 3,5 мкм

Определяем погрешность изготовления и сборки установочных элементов контрольного приспособления:

е ус.к. = , где [ стр. 15];

е и.к.- погрешность износа установленных элементов контрольного приспособления;

е и.к. = в2ЧN, где [ стр. 21];

в2 = 0,001…0,002 - число контактов заготовки с опорой.

Проверяем каждую 10 деталь.

N-число контактов в год = 15000

е и.к.= 0,001Ч15000= 1,5 мкм.

е ус.к. = что допустимо.

9. Охрана труда

9.1 Электробезопасность на участке

Общие сведения. Сила тока - основной фактор, обусловливающий степень поражения. Она пропорциональна напряжению (U) и обратно пропорциональна сопротивлению цепи (R), т. е.

I = U/R.

Средства и способы защиты человека от поражения электрическим током сводятся к следующему:

· уменьшению рабочего напряжения электроустановок;

· выравниванию потенциалов (заземление, зануление);

· электрическому разделению цепей высоких и низких напряжений;

· увеличению сопротивления изоляции токоведущих частей (рабочей, усиленной, дополнительной, двойной и т. п.);

· применению устройств защитного отключения и средств коллективной защиты (оградительных, блокировочных, сигнализирующих устройств, знаков безопасности и т. п.), а также изолирующих средств защиты.

Напряжение до 42 В переменного и 110 В постоянного тока не вызывает поражающих факторов при относительно непродолжительном воздействии. Поэтому везде, где это возможно, кроме случаев, специально оговоренных в правилах, следует применять электроустановки с рабочим напряжением, не превышающим приведенных значений, без дополнительных средств защиты.

Однако при повышении мощности электроустановок с низким рабочим напряжением возрастают потребляемые ими токи, а следовательно, увеличиваются сечение проводников, габариты, потери энергии, и стоимость электроустановок. Самыми экономичными считаются электроустановки с напряжением 220...380 В. Такие напряжения опасны для жизни человека, что вызывает необходимость применения дополнительных защитных средств (защитные заземление и зануление).

Защитное заземление - преднамеренное соединение металлических нетоковедущих частей электроустановки с землей. Электрическое сопротивление такого соединения должно быть минимальным (не более 4 Ом для сетей с напряжением до 1000 В и не более 10 Ом для остальных) . При этом корпус электроустановки и обслуживающий ее персонал будут находиться под равными, близкими к нулю, потенциалами даже при пробое изоляции и замыкании фаз на корпус. Различают два типа заземлений: выносное и контурное.

Выносное заземление характеризуется тем, что его заземлитель (элемент заземляющего устройства, непосредственно контактирующий с землей) вынесен за пределы площадки, на которой установлено оборудование. Таким способом пользуются для заземления оборудования механических и сборочных цехов.

Контурное заземление состоит из нескольких соединенных заземлителей, размещенных по контуру площадки с защищаемым оборудованием. Такой тип заземления применяют в установках выше 1000 В.



Рис. 9.1 Принципиальная схема защитного заземления:

а - в сети с изолированной нейтралью; б - в сети с заземленной нейтралью; 1 - заземляемое оборудование; 2 - заземлитель защитного заземления; 3 - заземлитель рабочего заземления; R3 - сопротивление защитного заземления; RO - сопротивление рабочего заземления

Зануление - преднамеренное электрическое соединение с нулевым защитным проводником металлических нетоковедущих частей, которые могут оказаться под напряжением. Оно считается основным средством обеспечения электробезопасности в трехфазных сетях с заземленной нейтралью напряжением до 1000 В.

В сети с занулением следует различать нулевые защитный и рабочий проводники. Нулевым защитным проводником называется проводник, соединяющий зануляемые части потребителей (приемников) электрической энергии с заземленной нейтралью источника тока. Нулевой рабочий проводник используют для питания током электроприемников и тоже соединяют с заземленной нейтралью, но через предохранитель.

Использовать нулевой рабочий провод в качестве нулевого защитного нельзя!

т. к. при перегорании предохранителя все подсоединенные к нему корпуса могут оказаться под фазным напряжением.



Рис. 9.2. Принципиальная схема зануления:

1 - корпус однофазного приемника тока; 2 - корпус трехфазного приемника тока; 3 - предохранители; 4 - заземлители; Iк - ток однофазного короткого замыкания; Ф - фазный провод; Uф - фазное напряжение; HР - нулевой рабочий проводник; HЗ - нулевой защитный проводник; КЗ - короткое замыкание

На рис. 9.1 и рис. 9.2 приведены принципиальные схемы защитного заземления и защитного зануления электроприемников. Следует отметить, что при случайном пробое изоляции и замыкании фазы на корпус, в цепи см. (рис.9.2) развивается ток короткого замыкания Iк. При этом предохранитель перегорает, и установка отключается от сети.

К устройствам защитного отключения относятся приборы, обеспечивающие автоматическое отключение электроустановок при возникновении опасности поражения током. Они состоят из датчиков, преобразователей и исполнительных органов. Разработаны устройства, реагирующие на напряжение корпуса относительно земли и на перекос фаз в аварийных ситуациях.

Изолирующие средства защиты предназначены для изоляции человека от частей электроустановок, находящихся под напряжением. Различают основные и дополнительные изолирующие средства.

Основными изолирующими средствами для обслуживания электроустановок напряжением до 1000 В служат: изолирующие штанги, изолирующие и измерительные клещи, указатели напряжения, диэлектрические перчатки, слесарно-монтажный инструмент с изолирующими ручками, средства для ремонтных работ под напряжением (изолирующие лестницы, площадки и др.).

Дополнительными изолирующими средствами являются: диэлектрические галоши, коврики, изолирующие подставки.

Все изолирующие средства защиты, кроме штанг, предназначенных для наложения временных заземлений, ковриков и подставок, должны подвергаться электрическим испытаниям после изготовления и периодически в процессе эксплуатации.

9.2 Расчет зануления

Для питания электрооборудования от цеховой силовой сборки используется провод марки АЛП, прокладываемый в стальной трубе. Выбираем сечение алюминиевого провода S=2.5 мм. Потребитель подключен к третьему участку питающей магистрали.

Первый участок магистрали выполнен четырехжильным кабелем марки АВРЕ с алюминиевыми жилами сечением (350+125) мм в полихлорвиниловой оболочке. Длина первого участка - 0,25 км. Участок защищен автоматом А 3110 с комбинированным расщепителем на ток Iном=100 А.

Второй участок проложен кабелем АВРЕ (325+110) мм длиной 0,075 км. Участок защищен автоматическим выключателем А 3134 на ток 80 А. Магистраль питается от трансформатора типа ТМ=1000 с первичным напряжением 6 кВ и вторичным 400/220 В.

Магистраль зануления на первых двух участках выполнена четвертой жилой питающего кабеля, на третьем участке - стальной трубой.



Рис. 9.1. Схема питания оборудования

TT - трансформатор

ТП - трансформаторная подстанция

РП - распределительный пункт

СП - силовой пункт.

Для защиты используется предохранитель ПР-2. Ток предохранителя:

где КП - пусковой коэффициент = 0,5...4,0

Значение коэффициента КП принимается в зависимости от типа электрических установок:

1. Если защита осуществляется автоматическими выключателями, имеющими только электромагнитные расцепители, т.е. срабатывающие без выдержки времени, то КП выбирается в пределах 1,25ё1,4

2. Если защита осуществляется плавкими предохранителями, время перегорания которых зависит от величины тока (уменьшается с ростом тока), то в целях ускорения отключения КП принимают і3.

3. Если установка защищена автоматами выключения с обратно зависимой от тока характеристикой, подобной характеристике предохранителей, то так же КП3.

Выбираем стандартный предохранитель на 15 А.

Так как в схеме приведен участок магистрали больше 200 м, то необходимо повторное зануление. Значение сопротивления зануления не должно превышать 10 Ом.

Расчетная проверка зануления

Определим расчетное значение сопротивления трансформатора:

Рассчитаем активное сопротивление фазного провода для каждого из участков:

где l - длина провода

S - сечение провода

- удельное сопротивление материала (для алюминия =0,028 0м*мм2/км).

Рассчитаем активное сопротивление фазных проводов для трех участков:

Ом

Ом

Ом

RФ1=0,14 0м; RФ2=0,084 0м; RФ3= 0,336 0м:

Полное активное сопротивление фазного провода: RФе =О, 56 0м;

Рассчитаем активное сопротивление фазного провода с учетом температурной поправки, считая нагрев проводов на всех участках равным Т=55С.

Ом

где

a=0,004-1град - температурный коэффициент сопротивления алюминия.

Активное сопротивление нулевого защитного проводника:

Ом

Ом

Для трубы из стали: =1,8 Ом/км

Ом

Таким образом, суммарное сопротивление магистрали зануления равно:

RM3 е =RM3 1+RМЗ 2+RM3 3=0,544 Oм

Определяем внешние индуктивные сопротивления. Для фазового провода:

Х'Ф= Х'ФМ - ХФL

Для магистрали зануления:

Х'М3= Х'М3 М - ХМ3 L

где

Х'М3 и Х'ФМ- индуктивные сопротивления, обусловленные взаимоиндукцией фазового провода и магистрали зануления;

ХМ3 и ХФ1- внешние индуктивные сопротивления самоиндукции.

Индуктивные сопротивления, обусловленные взаимоиндукцией фазового провода и магистрали зануления, определяются по формуле:

Х'ФМ = Х'М3 М =0145 lg(dФМ3)

где d - расстояние между фазным и нулевым проводом. (для 1 и 2 d=15 мм, для 3 d=9.5 мм)

Х'ФМ1=Х'М3М=0,145 lg15=0,17 Ом.

Х'ФМ2=Х'М3М=0,145 lg15=0,17 Ом.

Х'ФМ3=Х'М3М=0,145 lg9,5=0,142 Ом.

Суммарное сопротивление на всех участках:

Х'ФМ =Х'М3М =3*0,145=0,482 Ом

Внешние индуктивные сопротивления определяются по формуле:

XФL = X'L* L

где X'L- удельное сопротивление самоиндукции, Ом/м.

X'L1 =0,09*0,25=0,023 Ом

X'L2=0,068*0,075=0,005 Ом

X'L3 =0,03*0,03=0,0009 Ом

Суммарное внешнее индуктивное сопротивление фазового провода:

ХФL=0,029 Ом

XM3L1 =0,068*0,25=0,017 Ом

XM3L2 =0,03*0,075=0,0025 Ом

XM3L3=0,138*0,03=0,004 Ом.

Суммарное внешнее индуктивное сопротивление магистрали зануления:

XM3L=0,024 Ом

Суммарное внешнее индуктивное сопротивление:

ХФ'=0,435-0,0314=0,453 Ом

ХМ3'=0,435-0,0244=0,458 Ом

Определяем внутреннее индуктивное сопротивление:

ХФ"1-2= XM3"1-2=0,057*0,075=0,001 Ом

ХФ"3=0,0157*0,03=0,0005 Ом

Полное сопротивление фазного провода и магистрали зануления:

ZФ=0,78 Ом

ZM3=0,79 Ом

Ток однофазного КЗ определим по формуле:

Сравним расчетные параметры с допустимыми: IКЗ=132>12 А

Кроме того, должно выполняться условие: ZM3 < 2 * ZФ

Условие выполняется.

9.3 Инструкция по технике безопасности при работе на станке

1. Прежде, чем приступить к работе, оператор должен изучить устройство и правила эксплуатации станка. Непосредственно на рабочем месте оператор должен быть ознакомлен с правилами техники безопасности, пожарной безопасности и промышленной санитарии, действующими на предприятии.

Эксплуатация и техобслуживание станка должны производиться в соответствии со следующими документами:

а). ГОСТ 12.2.003-74 «Оборудование производственное. Общие требования безопасности»;

б). «Общие правила техники безопасности и производственной санитарии для предприятий машиностроения».

2. Обслуживающий персонал должен быть ознакомлен со следующими дополнительными требованиями:

ЗАПРЕЩАЕТСЯ:

- работа при отсутствии или повреждении заземления;

- наладка станка при включенном электродвигателе;

- работа при неисправном станке;

- работа с неисправными средствами механизации, входящими в состав линии;

- производить ремонтные, наладочные и работы по техобслуживанию во время работы станка.

3. При кратковременных отлучках оператор должен выключать станок и отключать вводный автомат электрошкафа.

4. При возникновении неисправностей и нарушении режима работы станка прекратить работу, выключить станок и поставить в известность мастера или начальника смены.

5. По окончании работы, а также во время проведения технических осмотров, станок должен быть отключен от электро и пневмосети.

6. Металлические корпуса электрооборудования, станина станка, электрошкаф, пульт управления, электропривод должны быть надежно заземлены в соответствии с действующими «ПУЭ» путем надежного присоединения к цеховому контуру заземления

7. Работа неисправной пневмосистемы, а также работа при неисправных приборах запрещается.

8. Работа в режимах, превышающих установленные технической документацией, не допускается.

9. Испытание и эксплуатация пневмосистемы должны производиться при строгом соблюдении правил противопожарной безопасности.

10. Монтаж эксплуатация, демонтаж станка, или отдельных его частей, должны вестись персоналом, ознакомленным с правилами эксплуатации, и при строгом соблюдении правил техники безопасности.

10. Температурный расчет шпиндельных узлов на опорах качения

С ростом удельных энергетических характеристик станков (при высокопроизводительном резании или шлифовании N/d?200600Вт/мм) и параметра быстроходности [при высоко- и сверхскоростном резании dn?(12)106ммоб/мин] (здесь N - мощность главного привода; d -- диаметр передней шейки шпинделя; n-- частота его вращения) [1] значительно обостряется проблема температур и тепловых деформаций шпиндельных . узлов (ШУ) на подшипниках качения (далее подшипники). При работе на повышенных режимах резания заметно увеличиваются потери на трение в опорах, соответственно возрастают их температура и тепловые деформации, что без соблюдения специальных мероприятий может привести к потере технологической надежности ШУ. Технический уровень современных ШУ во многом зависит от результатов температурного анализа на ранних этапах их проектирования. , Как показывает зарубежный и отечественный опыт , наилучших результатов удается добиться, проведя структурную и параметрическую рационализацию конструкции ШУ. Структурная рационализация позволяет уточнить схему установки, тип и число подшипников в опорах, исходя из целевой задачи -- обеспечения работоспособности ШУ во всем рабочем диапазоне частот вращения шпинделя. При параметрической рационализации определяют, при каких значениях конструктивных размеров ШУ, рабочих зазорах-натягах и условиях смазывания опор избыточная температура ТУ становится наименьшей.

Ранее выполненными расчетами установлено , что на выходные температурные и энергетические характеристики ШУ наибольшее влияние оказывает структурная рационализация их конструкции в сочетании с уточнением условий смазывания опор жидким и пластичным материалами. Обобщая полученные результаты для ШУ станков различного назначения, продолжим температурный анализ по параметру быстроходности применительно как к диаметру d передней шейки шпинделя, так и к среднему диаметру dm подшипника.

Сравним два исполнения ШУ многоцелевого токарного станка -- скоростное и силовое. У первого из них в передней опоре установлен сдвоенный радиально-упорный подшипник № 246922 (110150 мм; ГОСТ 1832--78), у второго -- радиально-упорный конический двухрядный подшипник № 697920Л (100150 мм; подобен подшипнику типа Gamet-G). Как видно из рис. 1,-для каждого из них характерен свой диапазон предельных максимальных и минимальных температур. Расчетами установлено, что на верхних частотах вращения потери на трение у обоих исполнений ШУ примерно одинаковы. При холостом ходе ШУ уровень абсолютных температур не превышает значений, допустимых для станков классов точности Н и П.

Как показала имитация (на расчетной модели Пальмгрена ) нагружения опор скоростного ШУ силой резания, хотя по мере нагружения момент Мо, обусловленный гидродинамическими потерями на перемешивание масла, уменьшается, но общие потери на трение МТ = Мо + М1 (здесь М1 -- нагрузочные потери в обеих опорах ШУ) возрастают. Согласно экспериментам и расчетам при нагружении опор наблюдается заметное увеличение натяга А (рис. 2) и толщины слоя масла в подшипниках, что при определенных условиях- может привести к их тепловому заклиниванию. При нагружении же опор силового ШУ силой до 15 кН расход прокачиваемого масла (Индустриальное-20А) может достигать 6 л/мин, что требует применения станции смазывания с холодильником.

На рис. 3 приведены результаты сравнения температуры в передней опоре четырех типоразмеров ШУ станков, -Они имеют одинаковые условия токарных смазывания и схемы установки подшипников: в передней опоре-- три радиально-упорных подшипника (по схеме "триплекс") серии 246000 КУ12, в задней опоре --один двухрядный радиальный подшипник с короткими цилиндрическими роликами серии 3182100 ТОСТ 7634--75); размеры переднего подшипника dD, где D- наружный диаметр): 90 125 мм вариант А), 110 150 мм (вариант Б), 140 210 мм (вариант В) и 160 240 мм (вариант Г).

Как видно из рис. 3, рост температуры в сравниваемых ШУ примерно пропорционален скоростному параметру dmn значения dmnmax приведены ниже.

Вариант ШУ	А	Б	В	Г
dmnmax10-5 ммоб/мин	4,3	5,2	5,25	5,0

Наблюдаемый разброс температур связан с особенностями теплоотвода в шпиндель и корпус ШУ. Сравниваемые ШУ принадлежат к среднескоростным (dmnmax=(35)105 ммоб/мин)

Таблица 11.1.

Вариант ВШГ	Обозначение подшипника	Размеры подшипника, мм	Межопорная длина L, мм	dmnmax 106 ммоб/мин
		d	D	dm
1	236906	30	47	38,5	156	1,54
2	236106	30	55	42,5	132	1,70
3	236206	30	62	46	114	1,84
4	236907	35	55	45	150	1,80
5	236908	40	62	51	138	2,04

Сравним теперь различные варианты конструкции ШУ (табл. 11.1) внутришлифовальной головки (ВШГ) с гильзовым исполнением корпуса [длина гильзы 250 мм; наружный диаметр 65 мм (вариант 1) и 80 мм (остальные варианты)]. Исполнения различаются диаметром d и соответственно размерами (а также серией) радиально-упорного подшипника передней опоры. Смазывание опор осуществляется пластичным материалом с кинематической вязкостью базового масла v50 = 12 мм2/с.

На рис. 4 приведены расчетные значения температуры в передней опоре ВШГ. Как видно, для вариантов 1, 2 и 3 при Л -- 30 мм увеличение диаметра I) (соответственно 47, 55 и 62 мм) приводит к росту температуры; это объясняется возрастанием гидродинамической составляющей Мo момента трения в опорах (так, при n = 20 000 об/мин для вариантов 1, 2 и 3 Мo = 21,8; 28,2 и 32,7 Н-м соответственно). Сравнение вариантов 3 и 4 показывает, что, хотя их средние диаметры почти одинаковы (45 и 46 мм), температура для варианта 3 выше, что обусловлено конструктивным сближением опор (межопорное расстояние L = 114 и 150 мм для вариантов 3 и 4 соответственно).

Для расширения технологических возможностей современные шлифовальные станки комплектуются в ряде случаев двумя-тремя сменными ШУ, различающимися диаметром передней шейки (гильзовое исполнение позволяет сохранить при этом наружный диаметр корпуса ШУ). Ниже приведены характеристики трех исполнений сменных ШУ, в каждой из опор которых установлены по схеме "дуплекс" два радиально-упорных подшипника типа 236200 КУ22 легкой серии.

Исполнение ШУ	I	II	III
Тип подшипника	236211	236207	236206
dD, мм	55100	3572	3062
nmax, об/мин	3150	6000	12500

Как показали расчеты, верхний предел абсолютной температуры опор у таких ШУ не превышает 40-43 °С благодаря хорошему отводу теплоты массивной гильзой; значение dmnmax находится в пределах (2,4 5,8)106 ммоб/мин.

Практический интерес для конструктора представляет сравнительная оценка влияния серии диаметров подшипников на тепловыделение и температуру в опорах ШУ. Такое сравнение проводили по общим потерям мощности на трение (выраженным в значениях момента М) при фиксированном значении внутреннего диаметра и подшипников трех серий диаметров (в соответствии с ГОСТ 3467-79): особо легкой 1 (№46118 в передней опоре и № 36118 в задней); легкой серии 2 (соответственно № 46218 И № 36218) и сверхлегкой серии 9 (№ 46918 и 36918). Установлено, что МТ9 :МТ1 ;МТ2 = 1:1,16:1,36 (здесь цифровой индекс соответствует номеру серии диаметров). В то же время переход к подшипникам более тяжелых серий приводит к росту температур в отношении Т9:Т1:Т2=1:1,05:1,14, т.е. примерно пропорционально росту среднею диаметра подшипника (dm9:dm1:dm2=1:1,07:1,16). Поэтому при оценке серий подшипников только по потерям на трение без учета теплоотвода от опор эффект, получаемый при использовании новых, более легких серий подшипников в конструкциях ШУ, несколько завышается.

Изменение среднего диаметра dm подшипника при фиксированном наружном D (а) и внутреннем d (б) диаметре для трех серий диаметров (1 - особо легкая; 2 - легкая; 9 - сверхлегкая)

В конструкторской практике известны два способа обоснования выбора диаметра d: исходя из габаритных размеров гильзы корпуса (рис. 5. в) или исходя из диаметра отверстия в шпинделе под пруток или зажимную цангу (рис. 5. б). Это приводит к тому, что при анализе применения подшипников различных серий в опорах ШУ следует считать фиксированным соответственно диаметр D или d. При анализе обоих вариантов конструктивного решения ШУ используем ряд частных критериев: 1) критерий Кn характеризующий предельную частоту вращения n; 2) критерии Кd и KD характеризующие максимальную изгибную жесткость шпинделя; 3) критерий Кt характеризующий наименьшую температуру t опор ШУ. Их можно определить следующим образом: Kni=ni max/n2 max; KDi=Kdi=di4/di4; Kti=tit2, где I=1; 2; 9 (серия диаметров). Как видно, за базу сравнения приняты подшипники легкой серии диаметров. Тогда общий критерий качества сравниваемых конструктивных решений ШУ при фиксированном диаметре d (или D) имеет вид:

Исходя из постоянства параметра быстроходности (например, dmnmax=1106ммоб/мин) и одинаковых условий смазывания подшипников жидким маслом, найдем предельную частоту вращения из соотношения ni max=106/dmi. Основные результаты оценки эффективности применения подшипников трех серий диаметров приведены в табл. 11.2.

Таблица 11.2.

Серия диаметров	Kt	nmax, об/мин	Kn	KD/Kd	KDШУ/KDШУ
9	0,88	10250/11750	1,1/1,15	2,73/1	3,41/1,31
1	0,92	9750/11100	1,05/1,08	1,49/1	1,7/1,17
2	1	9300/10250	1/1	1/1	1/1

Таким образом, проведенный расчетный температурный анализ быстроходных ШУ показывает необходимость обязательного учета параметра быстроходности dmnmax по среднему диаметру. Причем там, где это возможно по условиям статической жесткости шпинделя, целесообразен переход на подшипники серий диаметров 1 или 9. При выборе опор качения ШУ многих типов станков более целесообразно фиксировать наружный диаметр подшипников (см. рис. 5, а) и затем подбирать серию диаметров. На ранних стадиях проектирования учет отмеченных факторов позволяет конструктору более осознанно подходить к проблеме повышения быстроходности ШУ на опорах качения для современных режимов резания

11. Эксперементальное исследование термодинамического состояния токарного станка с ЧПУ

В данном разделе представлены результаты экспериментальных исследований термодинамического состояния токарного станка с ЧПУ мод.16Б16Т1. Целью данного исследования являлось установление термодинамического состояния станка на разных режимах работы холостого хода станка. Эксперимент выполнялся для трех частот вращения шпиндельного узла: 200 мин-1, 800 мин-1 и 2000 мин-1. Значения температуры и перемещений по осям X и Y фиксировались как при нагреве, так и остывании станка. Зафиксированы два эффекта “температурный всплеск” - после останова ШУ и “температурный провал” - при повторном его включении.

Необходимость создания конкурентоспособных станков вызывает потребность в обеспечении их теплоустойчивости, что является обязательным условием для достижения требуемой точности и надежности выпускаемого оборудования.

Для тепловых испытаний следует выделить следующие специфические особенности:

1) большая продолжительность во времени;

2) для достоверности формирования представления о тепловом состоянии станка необходимость проведения измерения в большом количестве точек.

Эти особенности определяют ценность в литературе экспериментальной информации о проводимых тепловых испытаниях. Особенно значимой эта информация становится в сложившихся экономических условиях.

Основными задачами проведенного эксперимента являлись: установление теплового и деформационного состояния станка при его нагреве на различных частотах вращения станка; оценка модальности температурного поля станка; установление изменения теплового и деформационного состояния станка при останове и повторном включении ШУ.

Эксперимент проводился при следующей схеме работы станка:

1) задавались три частоты вращения ШУ n=200, 800 и 2000 мин-1 ;

2) по истечении времени температурной стабилизации или близкому к нему производился останов ШУ и повторное включение.

Измерение температур производилось при помощи многоканального устройства, выполненного по схеме одноканального цифрового термометра с точностью измерения ±0,2 C.

Прибор оснащен одиннадцатью термодатчиками, в качестве которых использовались кремниевые диоды.

Измерения температур выполнялись в два этапа. На первом этапе анализировался характер распределения температур на крышках подшипников в передней и задней опорах. На втором этапе анализировался характер распределения температур в точках, принадлежащих различным конструктивным элементам станка.

Температура технической среды имела существенный диапазон. Этот диапазон составлял не менее 5% от начальной температуры. Результаты экспериментальных исследований первого этапа для двух частот вращения ШУ n=200 и n=800 мин-1 приведены на рисунках 1 и 2. Рисунки включают по четыре кривых, иллюстрирующих температурное состояние в четырех точках станка. Термодатчики 1 и 2 устанавливались на подшипниковой крышке задней опоры ШУ, а датчики 3 и 4 - на передней крышке. Термодатчики 1 и 3 располагались в верхних точках крышек, а 2 и 4 - в нижних. Остальные термодатчики 5 - 8 также располагались на крышках задней и передней опорах между датчиками 1 - 4, соответственно.

Анализ полученных экспериментальных результатов позволил сделать следующие выводы.

Прогрев задней опоры, на малых частотах вращения ШУ более существенен, чем в передней. Для средних и больших частотах вращения передняя опора прогревается больше, чем задняя. Этот эффект объясняется следующим образом: на малых частотах существенно влияние ременной передачи, используемой в качестве приводного элемента ШУ. На средних и больших частотах вращения ШУ, нагрузка от натяжения ремня не оказывает заметного влияния на тепловыделения в задней опоре. В этом случае в большей степени проявляются гидродинамические зависимости потерь в опорах.

На всех режимах работы ШУ отслеживалась асимметрия температурного поля подшипников. На всех режимах работы ШУ нагрев верхних частей подшипниковых крышек был больше, чем нижних. Асимметрия - результат качества сборки подшипников, т.к. эксперимент выполнялся на холостом ходу.

На всех частотах вращения после останова ШУ наблюдался “температурный всплеск”. Этот температурный всплеск объясняется скачкообразным изменением термодинамического состояния станка, обусловленного внезапным изменением условий конвективного теплообмена. После останова ШУ все теплоотдающие поверхности станка находятся в условиях только естественной конвекции и коэффициенты теплоотдачи, количественно описывающие конвективный теплообмен, уменьшаются в несколько раз. Значительное уменьшение коэффициентов теплоотдачи отдельных теплоотдающих поверхностей станка вызывает существенное увеличение времени температурной стабилизации и повышение уровня нагрева, что хорошо описывается решением уравнения нестационарной теплопроводности с использованием модального подхода:

где - элементы матрицы собственных векторов, лk-соответствующие собственные значения, uok - элементы вектора uo , определяемые начальными условиями термодинамической системы, diag() - обозначение диагональной матрицы, fj - элементы вектора тепловой нагрузки, n - число узлов расчетной схемы.

На втором этапе исследований, измерения выполнялись в одиннадцати точках, что соответствовало максимальному числу установленных термодатчиков. Результаты экспериментальных исследований проиллюстрированы рисунками 3 и 4 для предельной частоты вращения ШУ - 2000 мин-1 . Кривые на рисунке 3 соответствуют показаниям соответствующих датчиков. Термодатчики устанавливались следующим образом: шпиндельная бабка - 2; направляющие станины вблизи бабки - 1 и 7; станина - 4 и 8; крышки шпиндельных опор - 6 (задняя опора) и 5 (передняя опора); пустотелая тумба, на которой установлена станина - 3, 10 и 11; электродвигатель привода главного движения - 9.

Анализ полученных результатов позволяет сформулировать следующее представление о тепловом состоянии станка. Как и следовало ожидать, наиболее нагретыми оказались точки 5 и 6, находившиеся в непосредственной близости от основных источников генерации тепла - роликовых опор. Перегрев передней опоры по отношению к задней, составлял более 4C, при средней температуре окружающей среды в 22C . Следующим наиболее нагретым элементом была шпиндельная бабка. Ее тепловое состояние представлял датчик 2, установленный на лицевой стенке бабки, вблизи стыка со станиной. Расхождение в уровне нагрева относительно передней подшипниковой крышки составляло более 10C вблизи установившейся температуры. Двигатель 9 имел температуру меньшую, более чем на 10C по сравнению с нагревом бабки. Меньше всего нагревалась пустотелая тумба. Ее избыточная температура в разных точках составляла от десятых долей градуса до 10C (вблизи коробки скоростей и двигателя привода главного движения). Показания датчиков 1, 7 и 8 практически не отличались, поэтому для лучшей визуализации представления на рисунке 3 приведены лишь показания для восьмого датчика. Здесь, необходимо несколько слов сказать о модальности температурного поля, особенно отчетливо представленной температурными характеристиками точек, принадлежащих различным элементам станка. Модальность температурного поля заключается в формировании температуры в каждой точке станка, учитывающей воздействие от всех элементов станка. Это влияние существенно различается в зависимости от структурного расположения в станке (структурное расположение - положение анализируемого температурного состояния точки станка по отношению к источникам тепла и теплоотдающим поверхностям, а также ее принадлежность определенному конструктивному элементу станка). Визуальное проявление модальности температурного поля заключается в различии времени температурной стабилизации или величины тепловой постоянной времени в различных точках станка. Так подшипниковая крышка передней опоры 6 имела наименьшую тепловую постоянную времени, определяемую на уровне 20 минут. Крышка задней опоры - около 45 минут. Шпиндельная бабка - около 60 минут. Для шпиндельной бабки особенно четко проявился эффект “запаздывания”, оцениваемый в 12-14 минут. Что связано с особенностями формирования теплового источника для шпиндельной бабки. “Запаздывание” устанавливается по температурной характеристике, как функции температуры во времени. Для запаздывания характерно наличие вогнутого участка кривой. Для шпиндельной бабки основным источником, бесспорно, являлись опоры. Но “запаздывание” проявилось из-за удаленности точки измерения от источников тепла. Поэтому, тепло доставлялось в эту точки путем сложного теплообмена: по стенкам бабки, через прогреваемый воздух внутри бабки и через нагретое масло, используемое как для смазывания опор, так и зубчатых колес. Учитывая, что в станке 16Б16Т1 используется циркуляционная система смазки, поэтому требуется некоторое время, чтобы масло успело существенно нагреться и в коробке собралось достаточное его количество для прогрева стенок бабки. Такой эффект наблюдается и в двусторонних торцешлифовальных станках. Так как в них основным источником генерации тепла выступает нагретая СОЖ, поэтому время запаздывания полностью определяется временем формирования теплового источника. Первые минуты работы станка фактически связаны с формированием источника тепла. Для других элементов станка (двигатель 9 в данном случае не принимается в расчет, т.к. он сам являлся источником тепла) ярко эффект запаздывания не проявлялся, в силу небольшого нагрева и больших постоянных времени, что характеризует длительность процесса нагревания.

На втором этапе исследований также фиксировался “температурный всплеск”. На больших частотах вращения он выражался более ярко. Так для n=2000 мин-1 на передней подшипниковой крышке он составлял более 3C . Чтобы оценить изменение теплового состояния станка при повторном нагреве, что реально происходит в производственных условиях работы оборудования, после 20 минут останова ШУ, шпиндельный узел был запущен вновь, на той же частоте. При этом оказалось, что самые нагретые точки станка 2, 5 и 6 не успели вернуться к прежнему температурному состоянию - состоянию до останова ШУ. Все другие точки станка - точки 1, 3, 4, 7, 8, 9, 10 и 11, ввиду существенного для них “температурного всплеска”, имели температурное состояние через 20 минут после повторного запуска ШУ с большим уровнем нагрева. Это объясняется тем, что при повторном включении привода главного движения, наблюдался эффект, противоположный “температурному всплеску” и названный “температурным провалом”. Для “температурного провала” характерно остывание точек станка во время повторного включения ШУ. Этот эффект объясняется аналогично эффекту “температурного всплеска”. Помимо температур в эксперименте отслеживались перемещения подшипниковой крышки передней опоры ШУ по осям X и Y (рисунок 4). Измерения выполнялись с помощью многооборотных индикаторных головок с ценой деления 2 мкм. Здесь следует отметить, что уже после 100 минут работы станка перемещения по осям не претерпевали изменений. На перемещениях не отражались эффекты температурного всплеска и провала. Максимальные перемещения составили по оси Y - более 100 мкм, а по оси X - 80 мкм. Таким образом, проведенные исследования позволяют сформулировать следующие выводы:

1) на холостом ходу, на инструмент через тумбу станка тепловыделения не оказывают заметного влияния. Возникающие изменения начального термодеформационного состояния инструмента могут быть связаны лишь с изменением температуры технической среды.

2) эффекты “температурного всплеска” и “температурного провала” могут быть использованы для выравнивания теплового и деформационного состояния станка, причем путем рационального сочетания остановов и повторных прогревов можно добиться скорейшего выравнивания теплового и деформационного состояния оборудования.

Заключение

Развитие агрегатного станкостроения осуществляется в трех основных направлениях: повышение производительности обработки, повышение уровня автоматизации и повышение точности.

Пути повышения производительности обработки на агрегатных станках:

-расширение технологических возможностей унифицированных узлов (силовых головок, делительных и силовых столов и т. д.) и станков в целом с целью выполнения операций, которые ранее не производились;

-увеличение степени концентрации операций, позволяющих обрабатывать деталь полностью с одной установки;

- интенсификация режимов резания;

- сокращение вспомогательного времени и времени холостых ходов.

Дальнейшее увеличение концентрации операций возможно за счет:

- увеличения числа позиций на станке;

- силовых головок на каждой позиции;

- режущих инструментов, установленных на каждой силовой головке;

- применения комбинированного режущего инструмента;

- увеличения количества деталей, обрабатываемых на каждой позиции.

Повышение производительности обработки в части интенсификации режимов резания происходит по всем основным направлениям: повышения скорости резания, увеличения толщины срезаемого слоя и суммарной длины режущих кромок.

Оптимизация режимов резания может обеспечиваться бесступенчатым и многоступенчатым регулированием скоростей и подач или автоматическим регулированием скорости и подачи во время обработки.

Повышение производительности агрегатных станков за счет уменьшения вспомогательного времени происходит в следующих направлениях:

1. Облегчение и ускорение управления станками: оптимизация органов управления, повышение скоростей холостых ходов инструментов, а также скорости перемещения детали от позиции к позиции, введение системы цифровой индексации.

Увеличение скорости холостых ходов инструментов достигается при использовании силовых головок с пневмогидравлическим и гидравлическим приводом подач. Силовые головки современных конструкций сообщают инструментам скорость перемещений в пределах 6 ... 12 м/мин, в связи с чем подвод их к обрабатываемым поверхностям не превышает 1--3 с. Поворот планшайб делительных столов занимает 2--4 с.

Сокращение холостых ходов имеет особенно большое значение для агрегатных станков, на которых обрабатываются небольшие детали: продолжительность цикла таких станков обычно мала, и экономия буквально нескольких секунд на каждой позиции может значительно повысить производительность обработки.

2. Сокращение времени установки, закрепления и снятия деталей, совершенствование и механизация зажимных устройств, совмещение времени установки обрабатываемой детали со временем резания.

Особенно сильно сказывается на производительности время установки, закрепления и снятия деталей, обрабатываемых на однопозиционных агрегатных станках. Указанное вспомогательное время не перекрывается машинным .и полностью входит в продолжительность цикла станка. Выход из данного положения -- автоматизация загрузки деталей.

Наряду с автоматизацией массового и крупносерийного производства все шире внедряется автоматизация изготовления деталей, выпускаемых мелкими и средними сериями. Трудности автоматизации серийного производства вызваны необходимостью довольно частого переналаживания оборудования из-за частых изменений в конструкции изделия. Во многих случаях эффективное использование высокопроизводительных агрегатных станков возможно лишь при обработке однотипных деталей, что вызывает необходимость в переналадке оборудования.

Работы по созданию быстропереналаживаемых агрегатных станков развиваются в нескольких направлениях: проектирование полуавтоматов и автоматов из полностью взаимозаменяемых стандартных сборочных единиц и деталей; разработка компоновок станков, допускающих быструю переналадку; применение элементов программного управления циклом работы станка.

Способы переналадки агрегатного станка зависят от конструктивных особенностей деталей, которые предстоит обрабатывать на этом станке. Довольно просто вопросы переналадки решаются в случае, когда обрабатываемые поверхности и расстояния между ними одинаковы. Переналадка может заключаться в изменении количества шпинделей многошпиндельной насадки или в замене насадки полностью, в изменении числа позиций делительного стола или станка, в перекомпоновке силовых головок и т. д. Поэтому необходимость в быстрой переналадке станка предъявляет к конструкции его узлов некоторые дополнительные требования. Необходимо обеспечить возможность перемещения силовых головок в горизонтальной и вертикальной плоскостях по отношению к делительному столу. Конструкция стола должна предусматривать настройку на различное число позиций, а приспособления должны быть рассчитаны на закрепление нескольких деталей или на быструю замену другими приспособлениями. Насадки (многошпиндельные или фрезерные) также необходимо конструировать с учетом возможности их быстрой смены или регулировки расстояний между шпинделями.

Повышение точности агрегатных станков необходимо осуществлять путем создания высокоточных силовых головок, делительных столов, обеспечения геометрических характеристик базовых деталей, разработки более совершенных способов сборки станков и методов контроля сборочных операций. Совершенствование конструкций унифицированных узлов и всего агрегатного станка немыслимо без работ по оценке стабильности их основных точностных параметров в процессе длительной эксплуатации.

Список использованной литературы

Гузенков П. Г. Детали машин: учебное пособие для студентов втузов. - М.: Высш. Школа, 1982.-351 с.

Чернавский и др. “Курсовое проектирование деталей машин” , изд.“Машиностроение”, Москва,1985год.

Решетов Д.Н. “Детали и механизмы металлорежущих станков”, Том 2 изд. “Машиностроение”, Москва,1972 год.

Пуш В.Э. и др. «Металлорежущие станки», изд.“Машиностроение”, Москва,1986год.

Колев Н.С. и др. «Металлорежущие станки», изд.“Машиностроение”,Москва,1973год.

Колев Н.С. и др. «Металлорежущие станки», изд.“Машиностроение”,Москва,1980год.

Анурев В. И. Справочник конструктора - машиностроителя в 3-х т. М.; Машиностроение ; 1982 .т1 729 с.

Справочник технолога машиностроителя в 2-х т . Под ред А.Г. Косиловой и Р.К Мещерякова т.1 М.; Машиностроение ; 1985.

Режимы резания металлов. Справочник. Под ред. Барановского Ю. В. М.; Машиностроение ; 1985.407 с.

Белькевич Б. А., Тимашков В. Д. Справочное пособие технолога машиностроительного завода. Мн. «Беларусь», 1972г. 640с.

Адам Я. И., Овумян Г. Г. Справочник зубореза. М.; Машиностроение. 1971г. 232 ст.

Размещено на Allbest.ru