Усовершенствование экскаватора-погрузчика JCB 4 CX
Анализ видов навесного оборудования. Быстросъемное соединительное устройство замены рабочего оборудования. Гидравлическая система управления. Предложения по автоматизации рабочих процессов экскаватора–погрузчика. Конструирование виброуплотняюшей плиты.
| Рубрика | Транспорт |
| Вид | дипломная работа |
| Язык | русский |
| Дата добавления | 15.06.2014 |
| Размер файла | 3,8 M |
Отправить свою хорошую работу в базу знаний просто. Используйте форму, расположенную ниже
Студенты, аспиранты, молодые ученые, использующие базу знаний в своей учебе и работе, будут вам очень благодарны.
Выбираю (из методички по гидроприводам)
Диаметр г-ра определяю по формуле:
,
Где F - усилие г-ра на штоке, Н
Pном - номинальное давление в системе
Погрузочное оборудование
Dк=34мм
Выбираю цилиндры:
Dк=80мм
dк=56мм
ход штока - 400мм
Dс=68мм
Выбираю цилиндры:
Dс=80мм
Dс=56мм
ход штока - 630мм
Экскаваторное оборудование
Dк=92мм
Выбираю цилиндры:
Dк=110мм
Dк=70мм
ход штока - 900мм
У ковша и рукояти одинаковые цилиндры, поэтому:
Dр=92мм
Выбираю цилиндры:
Dр=110мм
Dр=70мм
ход штока - 900мм
Dс=138мм
Выбираю цилиндры:
Dс=140мм
Dс=80мм
ход штока - 900мм
Расчет мощности и подачи насосов
Мощность насоса определяется по формуле:
F - усилия на штоках одновременно работающих гидроцилиндров, Н
V - скорость выдвижения штока в м/c
- гидромеханический КПД насоса и одновременно раб. цилиндров соответственно
=0,91
=0,97
Выбираю по ГОСТ 8753-80 насос шестеренный Н1(на схеме) с рабочим объемом 32х10-4 м3/с.
Насос предназначен для создания давления в контуре включающем аутригеры и поворотную колонку.
Определяю мощность второго насоса:
Выбираю шестеренный насос с рабочим объемом 46х10-4 м3/с.
=24,1 кВт
V=45,7 см3
Частота вращения 120 об/мин
1.14 Конструирование виброуплотняюшей плиты
Для уплотнения насыпных несвязных грунтов применяют поверхностные вибрационные машины. Этот тип уплотняющих машин особенно эффективен при работе на грунтах с большим количеством каменистых включений.
При работе вибрационных машин под действием кинетической энергии, создаваемой вибратором, частицы грунта, расположенные в зоне действия вибратора, приводятся в состояние колебательного движения.
Поскольку массы частиц грунта не одинаковы, возникающие при этом силы инерции также будут иметь разную величину. Если разность сил инерции в отдельных смежных частицах невелика, то возникающие на их границах напряжения будут уравновешиваться силами трения и сцепления.
Если же эта разность будет достаточно большой, силы связей между частицами окажутся нарушенными, произойдет отрыв частиц друг от друга и начнется их относительное перемещение.
В результате воздействия вибратора на грунт разрушается его первоначальная структура, отдельные частицы внутри уплотняемого слоя начинают двигаться и, перемещаясь, заполняют пустоты, увеличивая тем самым плотность грунта.
При прочих равных условиях уплотнение грунтов будет происходить тем интенсивнее, чем больше разница в размерах частиц и чем меньше силы связей между ними. Поэтому несвязные грунты, содержащие в своем составе частицы различной крупности со слабыми связями между ними, хорошо уплотняются вибрированием, связные же грунты, являющиеся по своему составу более однородными материалами с большими внутренними силами связей, плохо поддаются уплотнению этим способом.
При возрастании возмущающей силы увеличивается амплитуда колебаний вибратора и грунта. До определенного значения возмущающей силы колебания вибратора будут гармоническими или близкими к ним, затем колебания приобретают беспорядочный характер и далее возможен отрыв вибратора от поверхности грунта.
Машины, у которых происходит отрыв вибрационной плиты от поверхности грунта, а затем удар о грунт относятся к вибротрамбующим, а в машинах у которых это явления почти не наблюдается относятся к вибрационным.
Конструкция виброплиты должна обеспечивать неизменность параметров вибротрамбовки и возможность их регулирования в процессе эксплуатации с учётом износа отдельных элементов.
В процессе работы виброплита не должна выходить за пределы установленных габаритных размеров для исполнительных органов. В транспортном режиме они должны находиться в пределах габаритов базовой техники.
1.14.1 Описание конструкции
Разрабатывается уплотняющее устройство, выполненное в виде вибротрамбующей плиты, навешенной на нижнюю заднюю часть ковша .
На виброплите размещены два возбудителя колебаний, несущая рама и приводной механизм работающий от гидромотора, подключенного к гидросистеме базовой машины. Перед началом работ вибротрамбовка ковша из транспортного положения опускается на уплотняемую поверхность до соприкосновения с ней с помощью гидроцилиндров , тем самым принимая положение уплотненительных работ. При включении привода вращение от гидромотора посредством зубчатой передачи передается валу дебалансных вибраторов. За счет вертикальной составляющей возмущающей силы вибратора происходит уплотнение грунта. Уплотнение основано на способе, который заключается в непрерывном и интенсивном вибрационно-ударном трамбовании грунта по горизонтальной плоскости. Перемещение виброплиты происходит за счет передвижения базовой машины.
1.14.2 Выбор параметров вибротрамбующей плиты
Основная цель выбора параметров - обеспечение режима вибротрамбования грунта, при котором достигается требуемая степень уплотнения материала и требуемая скорость передвижения.
Основными параметрами вибротрамбования грунта являются: амплитуда Sa и частота f колебаний, скорость передвижения при уплотнении Vупл , время вибрирования tв , длина l, ширина Bк и толщина b плиты, угол наклона рабочей поверхности плиты к оси поверхности (пути) б.
Рис. 1.14. - Основные параметры вибротрамбования грунта
1.14.3 Геометрические параметры
Значения и соотношения геометрических параметров устанавливаются исходя из необходимости формирования зон уплотнения грунта с требуемой степенью и глубиной уплотнения, достаточного для закрепления.
Эти условия представлены в виде соотношения:
где b - толщина плиты, м (а = 0,026 м );
l - длина плиты, м;
б - угол наклона плиты к оси поверхности (пути), град (принят б = 8?);
K1 - коэффициент, учитывающий неравномерное попадание грунта под плиту (принят K1 = 1,25);
K2 - коэффициент уменьшения объёма грунта, сдвигаемого виброплитой (принят K2 = 1,1);
С - площадь пустот грунта под плитой (ямы) С ?0,01 м2 .
Из соотношения находится l :
Длина плиты l = 0,419 м найдено из условия обеспечения зон уплотнения грунта.
Далее находим скорость уплотнения Vупл исходя из условия обеспечения требуемой степени уплотнения грунта.
Для этого определим минимально необходимое число вибровоздействий на грунт, при котором возможно получение требуемой степени уплотнения:
где е - требуемая степень уплотнения (принят е = 0, 145 );
D, E - эмпирические коэффициенты, зависящие от вида грунта и способа вибровоздействия. Для щебня D = 3300, E = 10 ;
л - коэффициент, определяющий степень использования воздействия плиты (л = 2);
ш - коэффициент, определяющий долю объёма материала охватываемого относительными перемещениями (ш = 1);
.
Находится время воздействия tв,с :
где щ - угловая частота колебаний виброплиты, с-1:
где f - частота колебаний (принимается f = 27…23 Гц);
Тогда :
Находится Vупл рабочую скорость уплотнения машины по формуле:
Принимается длина плиты l=0,419 м и рабочая скорость уплотнения Vупл=0,175м/c обеспечивающие требуемое число вибровоздействий на уплотняемый грунт.
1.14.4 Режим вибротрамбования грунта
К параметрам, характеризующим режим вибротамбования, относятся: амплитуда Sa , частота колебаний f и рабочая скорость уплотнения Vупл.
Для обеспечения наивысшего эффекта уплотнения значение Sa , f, Vупл должны находиться между собой в определённом соотношении.
Рекомендуемые значения амплитуды Sa , частоты колебаний f скорости уплотнения Vупл находятся в пределах: Sa = 4…8 мм, f = 25...40 Гц, Vупл = 70 …200 мм/с .
Предварительно принимается: Sa = 4 мм, f = 25 Гц.
Должно выполняться условие:
- условие выполняется.
Окончательно принимается: Sa = 4 мм, f = 25Гц, Vупл=175 мм/с.
1.14.5 Корпус плиты
Основная цель компоновки корпуса плиты - это определение его возможных размеров, с учётом которых разрабатывается возбудитель колебаний. Определению подлежат: высота корпуса HК, длина LК и ширина BК (рисунок 2.1). Высота корпуса HК зависит от его длины и определяется габаритными размерами вибровозбудителя, необходимостью расположения шарнирных соединений рессорных комплектов с плитой.
В первом приближении принимается:
где LК - длина корпуса, м (конструктивно принято Lk=0,419 м);
г - угол наклона нижней стенки плиты к горизонтальной плоскости, град (г?8?).
Ширина корпуса BК определяется исходя из необходимости обеспечения безопасности производства работ при вибротрамбовке грунта.
Максимально возможная ширина корпуса конструктивно принимаем примерно равной ширине ковша Вк ? 2,5 м
В процессе разработки возбудителя колебаний размеры корректируются.
При транспортировке машины плита не должна выходить за приделы габаритов ковша и базовой машины.
1.14.6 Разработка возбудителя колебаний
Для дебалансного возбудителя рассчитывается требуемая вынуждающая сила FВ и, соответственно, конструкция дебалансов, обеспечивающих колебания виброплиты, с заданной амплитудой.
При вращении дебалансов с угловой частотой щ и амплитудой Sa суммарная вынуждающая сила составит:
где mn - приведенная масса колеблющихся элементов, кг;
щo - частота свободных колебаний плиты с учётом жёсткости грунта, с-1;
h - коэффициент демпфирования, с-1.
Находим mn:
mn = an ·m
где m -масса корпуса плиты с вибровозбудтелями, кг (m ? 150 кг);
aп - коэффициент приведения (aп=1,15).
mn = 1,15?150=172,5 кг.
Находим щo:
где Cр - приведенный коэффициент жёсткости виброподвески (принят Cр = 1?106 Н/м);
Cб - приведенный коэффициент жёсткости грунта, Н/м:
Cб = Cуд · a · l · kгр
где b - толщина плиты, м (a=0,026 м);
l - длина плиты, м (l=0,419 м);
Cуд - удельный коэффициент жёсткости груна, Н/м4 , принимается по графику, (Cуд= 3?107 Н/м3 );
kгр - переводной коэффициент зависящий от модуля деформации грунта, для несвязных грунтов (щебня) kгр ? 0,1
Cб = 3?107 ?0,1· 0,026 ? 0,419 = 32,7 ?104 Н/м .
Тогда:
Далее находится коэффициент демпфирования h:
где bб , bр - соответственно коэффициент сопротивлений грунта и плиты, Н?с/м (принят bр = 5?103 Н?с/м [5]).
bб = bуд·kгр ·b · l
где bуд - удельный коэффициент вязкостных сопротивлений, Н?с/м4, принимается по графику , при :
bуд = 12 ? 104 Н?с/м4.
bб = 12?104 ? 0,1? 0,026 ? 0,419 = 0,13?103 Н?с/м .
Тогда:
В итоге получили:
Принята FВ ? 17 кН.
По найденной FВ и принятой компоновке вибровозбудителя найдём вынуждающую силу одного дебаланса FВ':
FВ' = FВ / n
где n - принятое число дебалансов (n=4).
FВ' = 17 / 4 = 4,25 кН .
1.14.7 Компоновка дебалансов
Для устранения действия горизонтальной составляющей возмущающей силы применяются вибраторы с направленным действием возмущающей силы. Простейшим вибратором такого типа является двухвальный вибратор. Валы, на которых установлены дебаланса, соединены зубчатыми колесами и вращаются в противоположные стороны с одинаковой угловой скоростью. При этом горизонтальные составляющие возмущающей силы Fх (если равны массы дебалансов) всегда будут равны по величине, но противоположны по направлению, следовательно, они будут взаимно уравновешивать одна другую. Вертикальные составляющие возмущающей силы также будут иметь одинаковую величину, но в противоположность горизонтальным их направление будет совпадать. Вследствие этого вибратор получает направленное действие сил инерции, причем линия действия всегда будет перпендикулярна к прямой, соединяющей геометрические центры валов дебалансов.
Неуравновешенные части дебалансов в сечении имеют форму кругового сектора. Значение r0 (расстояние от оси вращения до центра тяжести дебаланса) зависит от угла сектора ц0 внешнего Rв и внутреннего rв радиусов дебаланса.
Угол ц0 по рекомендациям назначается 120?. Радиус Rв предварительно определяется выражением:
Rв = 0, 36? l - дД - bК
где дД - зазор между дебалансом и стенкой корпуса, м (дД = 0,045 м);
bК - толщина корпуса виброплиты, м (bК = 0,01 м).
Rв = 0,36?0,419 - 0,045 - 0,05 = 0,0554? 0,055 м.
Риc. 15 - Схема компоновки дебалансов
Расстояние от оси вращения до центра тяжести дебаланса:
Внутренний радиус дебаланса:
где дст - толщина ступицы, м (принимается конструктивно дст?0,01 м)
dв - диаметр вала дебаланса, (предварительно принимается dв=0,03м);
Тогда:
Зная необходимую возмущающую силу ? 850 кг одного вибратора и расстояние от оси вращения до центра тяжести дебаланса найдем массу дебаланса:
где m - масса одного дебаланса в кГ-сек2/м;
г - угол при котором возбуждающая сила максимальна, град;
r0 - расстояние от оси вращения до центра тяжести дебаланса в м;
n - частота вращения дебаланса в минуту.
Вес колеблющихся частей существенно влияет на процесс вибротрамбования грунта. Если вес окажется недостаточным, то требуемая плотность грунта не может быть достигнута ни за счет уменьшения толщины уплотняемого слоя грунта, ни за счет увеличения времени вибротрамбования.
Площадь дебаланса, м2 :
Длина дебаланса, м:
где с - плотность металла, кг/м3 (с =7800 кг/м3).
Мощность, необходимая при вибротрамбовании грунта.
Затраты мощности при вибротрамбовании представлены в виде:
Рв = Рб + Pвс
где Рб - средняя мощность, необходимая для преодоления сопротивлений колебаниям виброплиты от балласта и рессорной подвески, Вт;
Pвс - мощность, необходимая для преодоления внутренних сопротивлений вибровозбудителя, Вт.
где ц - фаза вынужденных колебаний по отношению к фазе возмущающей силы, град;
Fв - максимальная вынуждающая сила, Н (Fв=17?103Н).
где h - коэффициент демпфирования, с-1 (h = 14,8 с-1);
щ0 - частота свободных колебаний плиты с учётом жёсткости балласта, с-1 (щ0=87,7 с-1).
По формуле (2.23) находится:
Мощность P'BC находится по формуле:
где P0 - мощность, необходимая для преодоления диссипативных сопротивлений вращению, Вт.
Р0 =0,5?Fв ? dв?щ ?fn,
где fn - приведённый коэффициент трения в подшипниках дебелансного вала, fn = 0,001 ( [3] стр.148).
P0 = 0,5?17?103?0,018 ?157?0,001 = 24 Вт
Находится PВМ :
PВМ = 0,02 ? P0
PВМ = 0,02 ? 24 = 0,5 Вт
Находим Р33 по формуле:
где зз - КПД зубчатой передачи синхронизатора (зз = 0,96 - [2] стр. 23);
m - количество зубчатых зацеплений (m=3).
Pзз= (1542,9 +24) ? (1 - 0,963) = 180,6 Вт.
Тогда:
Pвс' = 24 + 0,5 + 180,6 = 205,1 Вт.
В итоге суммарные затраты мощности равны:
Pв = 1542,9 + 205,1 = 1748 Вт.
В некоторые моменты работы виброплиты могут возникнуть ситуации, такие как совпадение фазы вынужденных колебаний с фазой возмущающей силы.
Максимально возможные значения Рб возможно при sin 2 ц0 =1:
Максимально возможные потери мощности в зубчатом зацеплении:
P33max = (3877,8+24)(1-0,963) = 449,7 Вт.
Тогда мощность PВС' max:
PВС' max = 24 + 0,5 + 449,7 = 474,2 Вт.
В итоге максимально возможная мощность, затрачиваемая на вибротрамбовку грунта равна:
Pв max = 3877,8 + 474,2 = 4352 Вт.
Для того чтобы учесть возрастание сопротивления на уплотнение грунта, при попадании плиты в резонанс, при выборе двигателя возьмём среднее значение мощности Pв ср:
Pв ср = (1748+4352)/2 =3050 Вт ?3,1 кВт.
Потребная мощность двигателя вибровозбудителя трамбовочной плиты:
Pв ср = Pв ср / зn
где зn - КПД передачи от двигателя до ведущего вала вибровозбудителя (зn = 0,98).
Pдв = 3,1/0,98 =3,16 кВт.
1.14.8 Подбор гидравлического мотора привода виброплиты
В соответствии потребной мощности привода выбирается нерегулируемый аксиально-поршневой мотора МГ.3.12/32.
Рис.16-Габаритные размеры нерегулируемого аксиально-поршневого мотора МГ.3.12/32.
Таблица 6. - Характеристика нерегулируемый аксиально-поршневой мотора МГ.3.12/32
|
Параметры |
МГ.3.12/32 |
|
|
Рабочий объем, см3 |
12 |
|
|
Номинальная частота вращения, с-1 (об/мин}: |
33 (2000) |
|
|
Номинальный расход, л мин |
30 |
|
Давление на входе, МПа:номинальноемаксимальное |
1520 |
|
Номинальная мощность, кВт:эффективная, не менее |
9,3 |
|
|
Крутящий номинальный момент, Н·м. |
36 |
|
|
Тонкость фильтрации, мкм |
25 |
|
|
Масса, кг |
7 |
Учитывая разность частоты вращения валов дебалансов и частоты вращения вала двигателя устанавливается дополнительный вал с зубчатым колесом понижающий частоту вращения вала дебаланса (рисунок 3.4).
1 - гидромотор; 2 - понижающая зубчатая передача; 3 - синхронизирующая зубчатая передача; 4 - дебалансы;
Рис.17- Кинематическая схема привода виброплиты.
1.15 Расчёт цилиндрической зубчатой передачи привода вибротрамбовки.
1.15.1 Определение параметров привода
Общее передаточное число привода:
uпр=
uпр=
По ГОСТ 2185-66 возьмём стандартные значения передаточных чисел (uцил=1,35)
Отклонение стандартного значения 0передаточного числа от фактического значения передаточного числа не должно превышать 4%. В данном случаи
Крутящий момент на приводном валу:
Tпр = T2
Крутящий момент на ведущем шкиве ремённой передачи (на валу электродвигателя)
Крутящий момент на входном валу мотора:
T1 = 36•0,95=34,2 Н·м.
Крутящий момент на выходном валу редуктора:
T2 = 36•1,35•0,97=47,14 Н·м.
1.15.2 Выбор материалов и определение допускаемых напряжений
По типу производства назначаем вид термообработки: для серийного производства - улучшение для колеса и закалка ТВЧ для шестерни (Токи Высокой Частоты).
Для изготовления колёс принимаем сталь 40Х, как наиболее распространённую в общем редукторостроении.
Шестерня: HRC1 = 45; в = 1500 МПа; т = 1300 Мпа.
Колесо: HВ2 = 250; в = 850 МПа; т = 550 Мпа.
Определение допускаемых контактных напряжений для шестерни:
Закалка ТВЧ:
H lim b 1 = 17·+200 = 17·45+200 =965 МПа
(предел выносливости по контактным напряжениям).
SH 1 = 1,2 (коэффициент запаса безопасности).
NHE 1 =
NHE 1 = 60·2000·735·(2,23·10-4+13·0,4+0,63·0,4+0,33·0,2) = 326·106
(эквивалентное число циклов).
m=9 (показатель кривой усталости), так как HB>350.
NHO 1 = 30·(10)2,4 = 30·(10·45)2,4 = 70·106 (базовое число циклов).
Так как NHE1>NHO1, то KHL 1 = 1 (коэффициент долговечности).
= 804 МПа.
Определение допускаемых контактных напряжений для колеса:
Улучшение:
H lim b 2 = 2·+70 = 2·250+70 =570 МПа.
SH 2 = 1,1.
NHE 2 = = 93·106.
NHO 2 = 30·()2,4 = 30·2502,4 = 17,1·106.
Так как NHE2>NHO2, то KHL 2 ==1.
=578 МПа.
Расчётное значение допускаемых контактных напряжений:
[H]р = [H]min
[H]р = [H]min = 518 МПа.
Допускаемые контактные напряжения при перегрузке:
[H]max 2 = 2,8·Т
[H]max 2 =2,8·550 =1540 МПа.
[H]max 1 = 40·HRC
[H]max 1 =40·45 =1600 МПа.
1.15.3 Допускаемые изгибные напряжения для шестерни и колеса
Определяем допускаемые значения для шестерни:
F lim b 1 = 650 МПа.
SF1 = 1,75 (коэффициент запаса).
KFC1 = 1, так как передача нереверсивная.
NFO1 = 4·106.
NFE1 =
NFE1 = 60·1500·735·(2.29·10-4+0,4+0.69·0,4+0,39·0,2) = 347·106.
Так как NFE1>NFO1, то KFL1=1.
[F]1 = 371,4 МПа.
Определяем допускаемые значения для колеса:
F lim b 2 =1,8•
F lim b 2 =1,8•250=450 МПа.
Допускаемые изгибные напряжения при перегрузке:
[F]max = 0,6·в
[F]max = 0,6·1500 = 900 МПа.
SF2 = 1,75 (коэффициент запаса).
KFC2 = 1, так как передача нереверсивная.
NFO2 = 4·106
NFE2 = 99·106.
Так как NFE2>NFO2, то KFL2=1.
[F]2 = 260 МПа.
Допускаемые изгибные напряжения при перегрузке:
[F]мах1=0,6·в1
[F]мах1 = 0,6·1500=900 МПа.
[F]мах2=0,8·т2
[F]мах2=0,8·550=440 МПа.
1.15.4 Расчёт цилиндрической прямозубой передачи
1. Проектный расчёт цилиндрической прямозубой передачи
Межосевое расстояние
Ka = 490 МПа.
KH = 1,2 (коэффициент, учитывающий концентрацию нагрузки).
ba = 0,315 (коэффициент ширины колеса).
82,4 мм.
По рекомендации выбираем стандартное рекомендуемое межосевое расстояние астщ= 80 мм.
2. Назначаем нормальный модуль по соотношению:
mn = (0,01…0,02)·а
mn = (0,01…0,02)·80 = (0,8…1,6) мм
По ГОСТ 9563-80 принимаем стандартный m = 1.
3. Определяем число зубьев шестерни и колеса
Число зубьев шестерни:
z1 = 68,08.
Принимаем z1 = 68.
Число зубьев колеса:
z2 = u·z1 = 1.35·68 = 91,8.
Принимаем z2 = 92.
4. Уточняем передаточное число
uф =1.35.
Отклонений от требуемого u нет (допускается 4%).
5. Определяем диаметры делительных окружностей колёс
d=mn·z
d1 = mn ·z1 = 1·68 = 68 мм.
d2 = mn ·z2 = 1· 92 = 92 мм.
6. Проверка межосевого расстояния
а = 0,5·(d1+d2) = a стщ
а = 0,5·(68+92) = 80 мм = астщ.
7. Определяем ширину зубчатых колёс
b2 = ba·a = 0,315·80 = 25,2 мм.
По ГОСТ 6636-69 округляем до стандартного значения
b2 = 25 мм.
Ширину зубчатого венца шестерни назначим на (5…8) мм. больше
b1 = b2+(5…8) = 25+(5…8) = (30…33) мм. принимаем
b1 = 30 мм.
Проверочный расчёт передачи проводим в соответствии с ГОСТ 21354-75.
Проверка передачи на контактную выносливость:
ZH=
(коэффициент, учитывающий форму сопряжённых поверхностей зубьев).
= 20 (угол зацепления).
ZH =1,76.
ZM =
(коэффициент, учитывающий механические свойства материалов сопряжённых колёс, МПа).
(приведенный модуль упругости).
E1 = E2 =2,1·105 МПа.
Eпр=2,1·105 МПа.
= 0,3 (коэффициент Пуассона).
ZM =271,1 МПа.
Z = (коэффициент, учитывающий суммарную длину контактных линий).
(коэффициент торцевого перекрытия).
a =1,7.
Z =0,9.
(окружная сила).
Ft =?1020 Н.
KH = KH·KHV (коэффициент нагрузки).
KH - коэффициент концентрации нагрузки.
K- коэффициент начальной концентрации нагрузки, выбирается в зависимости от :
K= 1,26.
При непостоянной нагрузке KH = (1-х)• K + х
х =
х =10-4•2,2+0,4•1+0,4•0,6+0,2•0,3=0,7
KH = (1-0,7) •1,26+0,7= 1,08.
Определяем KHV (коэффициент динамичности) в зависимости от V (окружной скорости).
V =7,1 м/с.
Принимаем 8-ю степень точности по рекомендации (тихоходные передачи машин низкой точности). Находим:
KHV = 1,22.
KH = 1,08·1,22 = 1,3.
H =494,8 МПа.
H = 494,8 < [H]min = 578 МПа.
Недогрузка передачи составляет
H =14 % >[H]=(12…15)%, что указывает на отсутствие возможности уменьшения габаритов передачи и целесообразные геометрические размеры зубчатой передачи.
Проверка передачи на изгибную выносливость:
(условие работоспособности на изгиб для прямозубых колёс).
С достаточной степенью точности можно считать, что KF = KH, а KFV = KHV.
YF (коэффициент формы зуба) находим в зависимости от числа зубьев рассчитываемого колеса z и коэффициента смещения режущего инструмента x (x1 = x2 = 0) :
YF1 = 4,07; YF2 = 3,61.
На изгибную выносливость проверяются зубья того колеса, для которого отношение минимально:
Следовательно, на изгибную прочность проверяем зубья колеса:
F2 =26 МПа.
F2 = 26 МПа < [F]1 = 260 МПа.
Проверяем передачу на прочность зубьев при пиковых (кратковременных) перегрузках:
H =370 МПа, , =1540 МПа
H max =550 МПа < [H]max = 1540 МПа.
Следовательно, контактная пластическая деформация зубьев (бринеллирование) будет отсутствовать:
F max =816 < [F]max = 900 МПа.
Следовательно, объёмная пластическая деформация будет отсутствовать.
Геометрические характеристики зацепления.
Определяются только те геометрические характеристики, которые необходимы при вычерчивании зубчатого зацепления передачи и рабочих чертежей зубчатых колёс.
Расчёт геометрических размеров передачи внешнего зацепления производится по ГОСТ 16532-70.
Некоторые размеры и параметры передачи уже определены:
mn = 1 мм; a = 80 мм; b1 = 25 мм; b2 = 30 мм; d1 = 68 мм; d2 = 92 мм; u = 1,35.
Диаметры окружностей выступов:
da1 = d1+2·(h+x1)· mn; da2 = d2+2·(h+x2)· mn.
h= 1 (коэффициент высоты головки зуба исходного контура).
x1 = x2 = 0 (коэффициенты смещения режущего инструмента).
da1 = 68+2·(1+0)·1 = 70 мм;
da1 = 92+2·(1+0)·1 = 94 мм.
Диаметры окружностей впадин зубьев:
df1 = d1-2·(h+c*-x1)· mn; df2 = d2-2·(h+c*-x2)· mn.
c* = 0,25 (коэффициент радиального зазора исходного контура).
df1 = 68-2·(1+0,25-0)·1 = 65,5 мм;
df2 = 92-2·(1+0,25-0)·1 = 89,5 мм.
Усилия действующие в зацеплении:
Осевая сила
Fa = Ft·tg = 0, так как = 0.
Радиальная сила
Fr =373 Н.
1.15.5 Расчет валов
Определим средний диаметр вала из расчета только на кручение при пониженных допускаемых напряжениях:
где Т - крутящий момент на валу, Н?мм;
- для редукторных и других аналогичных валов, ;
а) средний диаметр быстроходного вала:
;
б) средний диаметр тихоходного вала:
Предварительно оценить диаметр проектируемого вала можно, также ориентируясь на диаметр того вала, с которым он соединяется (валы передают одинаковый момент Т ). Например, если вал соединяется с валом гидравлического мотора (или другой машины), то диаметр его входного конца можно принять равным или близким к диаметру выходного конца вала гидравлического мотора.
1.15.6 Геометрические размеры зубчатой передачи
Окружная сила в зубчатом зацеплении Ft1 = Ft2 = 1025 Н;
радиальная сила в зубчатом зацеплении Fr1 = Fr2 = 373 Н.
Шестерня
Крутящий момент на ведущем валу (мотора) привода T1 = 34,2 Н•м;
номинальная частота вращения на ведущем валу привода n1=2000об/мин;
количество зубьев z1=68;
ширина шестерни b1 = 30 мм;
делительный диаметр шестерни d1 = 68 мм;
диаметр вала шестерни d1в = 20 мм
наружный диаметр шлицевого соединения d1ш = 25 мм
диаметр ступицы шестерни d1ст =1,6 · d1ш =1,6 · 25 ? 40 мм
длина ступицы шестерни l1ст = (1,2 ч1,5) · d1ш = (1,2 ч1,5) · 25= 30 ч 37,5 = 36 мм
толщина обода шестерни до1 = (2,5 ч 4)· mn =(2,5 ч 4)· 1=2,5 ч 4 =4 мм
толщина диска шестерни С1 = 0,3· b1=0,3· 30 =9 мм
Колесо
Крутящий момент на ведомом валу (дебалансов) T2 = 47,14 Н•м
номинальная частота вращения на ведомом валу привода n2=1482об/мин;
количество зубьев z2=92;
ширина колеса b2 = 25 мм;
делительный диаметр колеса d2 = 92 мм.
диаметр вала колеса d2в = 25 мм
наружный диаметр шлицевого соединения d2ш = 30 мм
диаметр ступицы колеса d2ст =1,6 · 30 ? 48 мм
длина ступицы колеса l2ст = (1,2 ч1,5) · 30= 36 ч 45 = 36 мм
толщина обода колеса до2 = (2,5 ч 4)· mn =(2,5 ч 4)· 1=2,5 ч 4 =4 мм
толщина диска колеса С2 = 0,3· b2=0,3· 25 ?8 мм
Синхронизирующие зубчатые колеса
Крутящий момент на валу дебалансов T3 = T2 = 47,14 Н•м
номинальная частота вращения на ведомом валу привода
n3= n2=1500об/мин;
количество зубьев z3=58;
ширина колес: ведущего b3 = 40 мм;
ведомого b'3 = 35 мм
делительный диаметр колес d3 = 116 мм.
диаметр вала колес d2в = 25 мм
наружный диаметр шлицевого соединения d3ш = 30 мм
диаметр ступицы колес d3ст =1,6 · 30 ? 48 мм
длина ступицы колес l3ст = (1,2 ч1,5) · 30 = 36 ч 45 = 40 мм
толщина обода колес до3 = (2,5 ч 4)· mn =(2,5 ч 4)· 2=5 ч 8 =8 мм
толщина диска колес: ведущего С3 = 0,3· b3=0,3· 40=12 мм
ведомого С'3 = 0,3· b'3=0,3· 35?11 мм
1.15.7.Расчет пальцев и проушин крепления виброплиты.
Определим напряжения среза:
где Р- срезающее усилие;
i- число плоскостей среза, i =2;
d- диаметр пальца, d = 40 мм;
[ф] - допускаемые напряжения среза, [ф] =100 МПа.
кН,
Расчет пальца на смятие проведем по формуле
где 2- сумма толщин стенок, 2 =40 мм;
- допускаемые напряжения смятия, =160 МПа.
Таким образом, из расчета следует, что условия прочности пальца по напряжениям среза и смятия выполняются.
Расчет нижнего пальца крепления стрелы:
где Р3- срезающее усилие;
i- число плоскостей среза, i =2;
d- диаметр пальца, d = мм;
[ф] - допускаемые напряжения среза, [ф] =100 МПа.
, кН
, кН
, кН
Расчет пальца на смятие проведем по формуле:
где 2- сумма толщин стенок, 2 =60 мм;
- допускаемые напряжения смятия, =160 МПа.
Таким образом, из расчета следует, что условия прочности пальца по напряжениям среза и смятия выполняются.
1.15.8 Расчёт подвески виброплиты
Расчёт подвески виброплиты сводится к расчёту и выбору гидроцилиндров механизма подъёма и опускания плиты.
Сила действующая на 2ва гидроцилиндра опускания плиты Fшт находится из схемы 2.16 по формуле:
гдеFпл -сила подъема-прижатия действующая на шток со стороны виброплиты, Н ;
kнеб - коэффициент учитывающий различные неблагоприятные условия, (kнеб?1,15);
б' - угол наклона гидроцилиндров относительно горизонтальной плоскости, град.
где mро - масса рабочего оборудования, кг [5].
где mпл - приведённая масса виброплиты (3х пластин из мартенсинистой стали), кг (? 30 кг);
mр - масса рамы, кг (? 50 кг);
mпр - масса установки привода, кг;
mвиб - масса вибровозбудителей, кг (? 10кг);
Где mм - масса гидравлического мотора МГ3.12/32, кг (mм =7кг);
mкр - масса крепежных приспособлений привода, кг (mкр =2 кг);
mв.ш. - масса валов, шестерней, кг (Принято mв.ш. =2.5кг).
В итоге:
Отсюда:
Тогда усилие необходимое для подъема (втягивания) виброплиты:
Усилие необходимое для прижатия плиты к грунту (выдвижения):
1.15.9 Расчет гидроцилиндра подъема-опускания виброплиты.
Усилие на штоке гидроцилиндра:
где Pном - давление рабочей жидкости в гидросистеме, Па;
згмц - гидромеханический КПД цилиндра, при Pном=15 МПа , згмц=0,94
D - диаметр поршня, м
Отсюда диаметр поршня:
Корректируем диаметр с учетом рекомендуемых значений:
Потребную мощность привода насоса вращательного движения для работы гидроцилиндра станка находим по формуле:
гдеvп - скорость перемещения поршня, м/с;
КПД гидромеханический. насоса;
КПД находим по справочным данным выбираем .
Действительная необходимая подача находится из формулы:
1.15.10 Прочностные расчеты
Проверочный расчет толщины стенки силового гидроцилиндра:
Материал корпуса гидроцилиндра сталь - 30ХГСА. Допускаемое напряжение разрыва
.
Усилие от максимального рабочего давления:
Толщина стенки гидроцилиндра
Отношение наружного диаметра ко внутреннему:
Определяем минимальную толщину тонкостенного гидроцилиндра (проверка):
Припуски на механическую обработку . Условно принимаю . Тогда:
Условие прочности выполняется, т.е. прочность обеспечена.
Расчет на продольный разрыв прямых тонкостенных стальных трубопроводов:
Материал трубопровода: ст.35 -
Принимаем диаметр условного прохода напорного трубопровода , определим толщину его стенки из условия прочности:
Для тонкостенных трубопроводов допускают, что внешний диаметр примерно равен внутреннему:
Толщина стенки напорного трубопровода:
1.15.11 Подбор резинометаллических виброизоляторов
Виброизоляторы ВИ-1 и ВИ-2 изготавливаются по ТУ 38.605-101-89 «Виброизолятор резиновый ВИ» в соответствии с конструкторской документацией и представляют собой куб размером 120х60х60 мм со сквозными отверстиями диаметром 2 мм (ВИ-1 -41 отверстие, ВИ-2 - 25 отверстий). ВИ обеспечивают среднюю вертикальную собственную частоту при номинальной нагрузке - 15…25 Гц и логарифмический декремент колебаний не менее 0,4, что обеспечивается рецептурой соответствующей резиновой смеси.
Применение:
предназначены для защиты от вибрации (виброизоляции):
виброчувствительного (измерительные приборы);
виброактивного оборудования с периодически возмущающей силой (компрессоры, станки и др.);
оборудования с импульсными нагрузками (штампавтоматы);
оборудования текстильной промышленности.
Условия применения:
при температуре от -30°С до +70°С;
при наибольшей рабочей нагрузке 20 кН.
НИИРП совместно с НТЦ Вибросейсмозащита разработаны и производятся высокопрочные многослойные резиновые (тип 1) и резинометаллические (тип 2) виброизоляторы. Метод виброизоляции позволяет снизить уровень динамического воздействия на конструкцию в 15-20 раз, осуществлять монтаж и замену виброизоляторов в любой момент строительства и эксплуатации сооружения.
Виброизоляторы набираются из расчетного количества элементов заданной высоты и площади опоры в диапазоне нагрузок (от 20 до 30 кг/см) в соответствии с конкретными условиями технологии и санитарными нормами.
Перечень НТД: ТУ 2532-012-00152106-96
Применение:
предназначены для виброзащиты (виброизоляции) зданий, сооружений и оборудования от воздействия техногенной (транспортной, промышленной) и природной (землетрясения) вибрации.
Амортизаторы резинометаллические арочные типа А
Амортизаторы резинометаллические арочные предназначены под нагрузку от 2450 до 19600 Н (от 250 до 2000 кгс), для амортизации механизмов и оборудования на судах и плавсредствах всех типов, классов и назначений.
Амортизаторы типа А предназначены для работы в воздушной среде при температуре от минус 5°С до плюс 70°С в присутствии паров масла, дизельного топлива, пресной и морской воды. Допускается применение амортизаторов для работы в специальных условиях.
Арочные амортизаторы представляют собой резинометаллические изделия, состоящие из верхней Т-образной и нижней с-образной металлическими деталями, скрепленные между собой привулканизованными немаслостойким резиновым массивом, покрытым маслостойкой клеевой пленкой.
1.15.12 Расчет производительности
Произведём расчёт производительности при 6ти схемах работы одноковшового погрузчика на пневмоколёсном ходу, в комплекте с транспортными средствами.
Исходя из соображений, что фронтальный погрузчик работает в режиме машины циклического действия, то его производительность для всех схем работы будем находить по формуле
где
,
=1,3
Очевидно, что в нашем случае зависеть производительность будет исключительно от времени рабочего цикла
В зависимости от выбранной рабочей схемы время цикла будет различным.
Рассмотрим каждую схему работы фронтального погрузчика.
А) Схема работы с поворотом на угол 45-50?.
1/2+
Б) Челночная схема работы
+
В) Схема работы с поворотом на угол 45-50?.
1/2+
Г) Схема работы с поворотом на угол 90?.
+
Д) При спаренной установке ТС
+
Е)Челночным способом с разгрузкой в сторону (для гусеничных погрузчиков)
+
Далее рассчитаем производительность для каждой схемы работы:
А) Схема работы с поворотом на угол 45-50 град.
Б) Челночная схема работы
В) Схема работы с поворотом на угол 45-50 град.
Г) Схема работы с поворотом на угол 90 град.
Д) При спаренной установке ТС
Е)Челночным способом с разгрузкой в сторону (для гусеничных погрузчиков)
Как видно из расчётов, самая выгодная схема работы для одноковшовых фронтальных погрузчиков с пневматическими шинами - челночная, самая не выгодная - с поворотом на угол 90 град
Эксплуатационная производительность уплотнительных работ, м3/ч:
где В - ширина укатываемой полосы в м;
А - величина перекрытия в м(А = 0,2м);
Но - оптимальная толщина слоя грунта в плотном теле в м;
kв - коэффициент использования рабочего времени (кл = 0,85);
v - рабочая скорость в м/ч;
t - время, затрачиваемое на переключение передач в конце участка, в ч ( t = 0,001 ч);
n - необходимое число проходов .
1.16 Предложения по автоматизации рабочих процессов экскаватора - погрузчика
Одноковшовые экскаваторы выполняют до 38% земляных работ в строительстве. Процесс копания у одноковшовых экскаваторов состоит из двух операций -- заглубления ковша и его перемещения по забою. При заглублении ковш должен создавать ровную поверхность у подошвы забоя, что ведет к уменьшению затрат на планировку перед передвижкой экскаваторов (при ручном управлении экскаваторами на зачистку и планировку дна котлована после копания остается слой фунта до 20 см). В процессе копания ковш должен быть заполнен при минимальных затратах энергии и за минимальное время. Максимально возможная производительность и лучшие энергетические показатели достигаются при правильном сочетании подъемного и напорного движений. Поэтому внедрение на экскаваторах микропроцессоров и лазерных информационно-измерительных устройств для управления процессом копания позволяет повысить точность и качество выполняемых работ, снизить трудозатраты и численность обслуживающего персонала. В одноковшовых экскаваторах используются различные виды указанных устройств.
В одном случае при автоматизации работы экскаватора с обратной лопатой на рытье траншей приемник лазерного излучения крепится на ковше экскаватор. Лазерный излучатель устанавливается на дне траншеи в начале ее разработки с направлением пучка лазера вдоль оси траншеи с проектным углом наклона. В кабине машиниста располагается информационно-индикаторное устройство, на экране которого по положению (перемещению) лазерного пятна определяет величину и направление отклонения ковша от заданных отметок и устанавливает ковш в требуемое положение.
Другая автономно-копирная система управления одноковшовым экскаватором по лучу лазера состоит из лазерного излучателя, информационно-измерительного устройства с датчиками, установленными в шарнирах крепления рабочего оборудования, механизма перемещения фотоприемного устройства, а также микропроцессорного устройства, реализующего заданный закон управления рабочим процессом машины. Во время работы микропроцессорное устройство по сигналам датчиков вырабатывает управляющие сигналы, поступающие на исполнительные устройства, для поддержания заданной глубины копания и требуемого угла резания. Рабочие параметры высвечиваются на дисплее. При этой системе копание производится вручную но индикатору глубины копания, а на зачистных операциях включается автоматическая система управления, обеспечивающая заданную глубину копания, прямолинейность траектории движения режущей кромки ковша и заданный угол резания.
Наибольшую эффективность использования экскаваторов с лазерными системами дает применение бортовых микрокомпьютеров. В этом случае в память компьютера вносятся все необходимые данные, такие как геометрические размеры котлована, углы откосов, емкость, угол поворота, высота подъема ковша и т.н. Тогда во время работы в компьютер автоматически поступают сигналы с фотоприемника, а затем на исполнительные устройства для «моментальной» корректировки выполняемого процесса по отрывке траншеи или котлована.
Компания Торсоп разработала «спутниковую» систему управления экскаватором (через GPS). Бортовой комплект состоит из бортового компьютера, приемника с двумя антеннами, четырех датчиков-акселерометров, монтажных кронштейнов и соединительных кабелей. Достоинством этой системы является возможность быстрого монтажа и настройки компонентов системы, быстрая установка и калибровка системы. Но существуют и недостатки. Во-первых, данная система предназначена только для гусеничных экскаваторов, во-вторых, необходимо дополнительное оборудование за пределами машины (базовая станция, ведущая в эфир информацию и нескольких опорных точек с известными координатами в системе координат проекта).
Для гидравлических одноковшовых экскаваторов и погрузчиков, выполняющих длительные работы с постоянно повторяющимися циклами, разработана компьютерная система управления погрузочными работами. Наиболее эффективно эта система используется при прокладке траншей, планировке откосов, погрузке разрабатываемых материалов в транспортные средства, в шахтах и т.н. Она позволяет освободить машиниста от ручного управления при многократных повторениях выполняемых операции. Однако при использовании такой системы заполнение ковша происходит в ручном режиме. Кроме того, необходимо каждый раз «переобучать» систему при изменении каких-либо внешних факторов (смена самосвала, перемещение экскаватора и т.д.).
Для повышения эффективности использования гидравлических одноковшовых экскаваторов при выполнении планировочных и зачистных работ на них устанавливается автоматизированная система управления рабочим органом. Эта система выполнена с однопроводной управляющей связью и состоит из датчика положения ковша, датчиков положения рукояти и стрелы, каната управляющей связи, рычага и аппаратуры управления гидрораспределителем ковша. Данная следящая система позволяет сохранить первоначальное положение режущей кромки ковша при изменении положения рукояти.
Все перечисленные выше системы обладают одним общим недостатком: в них нет системы мониторинга текущего состояния экскаватора. А отсутствие же контроля текущего состояния может привести к тяжелым повреждениям (вплоть до аварии). Кроме того, все эти системы не способны отреагировать на появление препятствия на пути рабочего органа. Необходимо разработать математическую модель, которая будет точно описывать текущее состояние экскаватора исходя из входных данных, поступающих с датчиков. Построенная модель сможет служить базой для синтеза системы автоматизации экскаватора, которая сможет не только управлять скоростью и направлением перемещения рабочего оборудования, но и отслеживать текущее состояние машины.
Глава 2. Технологический процесс изготовления детали
2.1 Обоснование выбора способа изготовления заготовки
Метод выполнения заготовок для деталей машин определяется назначением и конструкцией детали, материалом, техническими требованиями, масштабом и серийностью выпуска, а также экономичностью изготовления.
В нашем случае втулка сделана из стали 35 ГОСТ 1050-88. Двухзначное число-среднее содержание углерода в сотых долях процента. Заменитель: стали 30,40,35Г.
Данная деталь устанавливается в отверстии корпуса муфты механизма отбора мощности строго перпендикулярно установочной поверхности корпуса посредством 3-х винтов. Отверстие, выполненное по 7 квалитету, является основным, т.е. по нему происходит соединение втулки с другими деталями, т.е. устанавливается подшипник скольжения.
Данная втулка не большого размера. Наибольший наружный диаметр 32мм, наибольшая разница диаметров составляет 14 мм. При изготовлении мелких деталей класса « втулки» (d<50 мм) применяют сортовой прокат (либо пруток, либо труба). Трубу в данном случае применить не удастся, т.к. трубы Ш32 с толщиной стенки 12 мм в сортаменте нет.
Хотя штамповка имеет ряд преимуществ перед ковкой, в единичном и мелкосерийном производствах ковка обычно экономически более целесообразна. Объясняется это тем, что при ковке используют универсальный (годный для изготовления различных поковок) инструмент, а изготовление специального инструмента (штампа) при небольшой партии одинаковых поковок экономически невыгодно. Поковки средней и малой массы изготовляют из блюмов и сортового проката квадратного, круглого или прямоугольного сечения. Однако не тот, не другой способ не обеспечивают получение размеров с необходимой точностью (Ш32-0,15).
Отливки в землю или центробежное литье не подходит т.к. применяется для деталей больших размеров и сложной конфигурации. Стальные отливки сложной формы весом 50 - 500 г рекомендуется отливать по выплавляемым моделям, при этом обеспечиваются 11 - 12 квалитет точности и шероховатость Ra = 2040 мкм.
Таким образом, анализируя вышесказанное, принимаю решение провести сравнительный анализ 2-х видов заготовки: сортовой прокат (круг калиброванный, х/катаный ГОСТ 7417-75 Ш32) и отливка по выплавляемым моделям. Оба эти метода позволяют не обрабатывать резанием поверхность Ш32-0,15.
2.1.1 Определение стоимости заготовки
Для определения стоимости надо вычислить массу заготовки, а значит, ее размеры, которые назначаются исходя из припусков на размеры.
В этом разделе определяю припуски приближенно табличным методом согласно [(22), стр. 581584, табл. 1 - 4]:
Вариант № 1. Прокат.
Диаметр прутка, как уже было сказано выше, принимаю Dз = 32-0,15 мм.
С учетом ширины отрезного резца, а = 3 мм, принимаю длину заготовки
Lз = 28 мм.
Вариант № 2. Отливка.
Поверхность Ш32-0,15: диаметр исходной отливки Dз1 = 32-0,15 мм отливается без последующей механической обработки, длина Lз1 = 8,6 мм;
Поверхность Ш18 h11: диаметр исходной отливки Dз2 = 21-0,52 мм, длина
Lз2 = 8,6 мм;
Поверхность Ш20 h9: диаметр исходной отливки Dз3 = 24-0,52 мм, длина
Lз3 = 8,6 мм.
Определяю объемы заготовок и их массу:
Вариант № 1. Прокат.
Объем заготовки:
;
Масса заготовки
Вариант № 2. Отливка.
Объем заготовки получается как сумма объемов составных частей:
Объем заготовки общий:
Масса заготовки:
Определяю стоимость заготовок:
Вариант № 1. Прокат.
S - цена 1 кг материала заготовки, руб.
q - масса готовой детали, кг;
Sотх - цена 1 тонны отходов, руб.
Принимаю S = 0,16 руб. [(3), стр. 32, табл. 9], Sотх = 14,4 руб. [(18), стр. 33, табл. 10], q = 0,067 кг.
Тогда
Коэффициент использования материала
Вариант № 2. Отливка.
C2 = 1600 руб. - базовая стоимость одной тонны заготовок [(18), стр. 36];
kт = 1,1 - коэффициент, зависящий от класса точности заготовки [(18), стр. 36];
kс = 1,0 - коэффициент, зависящий от группы сложности отливки [(18), стр. 36, табл. 13];
kв = 1,0 - коэффициент, зависящий от массы заготовки [там-же];
kм = 1,0 - коэффициент, зависящий от материала [18), стр. 36];
kп = 1,23 - коэффициент, зависящий объема производства [(18), стр. 37].
Тогда
Коэффициент использования материала
Результаты расчетов свожу в таблицу.
Табл. 6. Сравнение вариантов метода получения заготовки.
|
Наименование показателей |
1-й вариант |
2-й вариант |
|
|
Вид заготовки |
Прокат |
Отливка |
|
|
Эскиз |
|||
|
Масса заготовки, кг |
0,176 |
0,108 |
|
|
Коэффициент использования материала |
0,38 |
0,62 |
|
|
Стоимость заготовки, руб. |
0,0266 |
0,2332 |
|
|
Годовая экономия материала, кг. |
- |
204 |
|
|
Экономический эффект от стоимости, руб. |
619,8 |
- |
|
|
Наиболее выгодный метод получения заготовки |
Прокат |
2.1.2 Маршрут обработки поверхности детали
Наружную цилиндрическую поверхность Ш20 h9(-0,052), Ra = 2,5 мкм наиболее экономично получить методом чистового точения. До этого выполняется черновое точение за 2 перехода по 12 квалитету точности с Ra = 20 мкм. Заготовкой этой поверхности служит прокат, имеющий EI = - 0,15 мм.
Наружную цилиндрическую поверхность Ш18 h11(- 0,11), Ra = 5 мкм наиболее экономично получить методом получистового точения. До этого выполняется черновое точение за 2 перехода по 14 квалитету точности с Ra = 20 мкм. Заготовкой этой поверхности служит прокат, имеющий EI = - 0,15 мм.
Отверстие Ш8 Н14(+0,36), Ra = 10 мкм получаю сверлением в сплошном металле.
Отверстие Ш9 Н13(+0,22), Ra = 10 мкм наиболее экономично получить методом растачивания.
Отверстие Ш12 К7(), Ra = 1,25 мкм наиболее экономично получить методом тонкого точения. До этого на токарной операции выполняется получистовое растачивание по 9 квалитету точности с Ra = 5 мкм. Заготовкой этой поверхности служит просверленное отверстие, имеющее ES = +0,36 мм.
Таким образом, намечены планы обработки всех поверхностей, выбраны способы обработки каждой из них и определено требуемое количество переходов, исходя из соображений экономической точности обработки.
Используя результаты расчета межпереходных диаметров и учитывая принятые решения, разрабатываю следующий технологический маршрут обработки:
Операция 005. Заготовительная.
Операция 010. Токарная с ЧПУ.
На данной операции производится сверление отверстия 8, предварительная обработка поверхностей 20h9, 12К7, подрезка торца и отрезка детали.
Для выполнения операции выбираю токарный станок с ЧПУ модели 16Б16Т1. Пруток закрепляется на станке в 3-хклачковом патроне (заготовка базируется по наружному диаметру и упору).
Операция 015. Токарная с ЧПУ.
На данной операции производится окончательная обработка поверхности 18h11, растачивание отверстия 9Н13, проточка фаски 1Ч45°, подрезка торца в размер 24h12 и уступов в размеры 7 мм и 16 мм.
Обработка производится так же на токарном станке с ЧПУ модели 16Б16Т1. Заготовка закрепляется на станке в цанговом патроне за 20 с упором в торец.
Операция 020. Токарная с ЧПУ.
Производится окончательная обработка поверхности 20h9, отверстия 12К7 и подрезаются уступы. При этом выдерживаются допуски расположения поверхностей.
Для выполнения операции выбираю токарный станок модели ТПК-125В. Пруток закрепляется на станке в цанговом патроне (заготовка базируется по наружному диаметру и упору).
Операция 025. Фрезерно-сверлильная с ЧПУ.
Обрабатывается лыска в размер 29h12, сверлятся 3 отверстия 3, зенкуются 3 фаски в размеры 5 мм, 90є-2є, 260,05, 120є30. При этом обработка отверстий и фасок производится комбинированным сверлом за один рабочий ход. Обработка производится на вертикальном фрезерном станке с ЧПУ модели 6520Ф3. Заготовка закрепляется на станке в оправке с базированием по поверхности 20h9 и уступу 32.
2.1.3 Расчет режимов резания
Выполняю расчет режимов обработки для каждого перехода.
Операция 010.
Переход № 2.
Последовательно: подрезается торец с глубиной резания tmax = 1,13 мм; точится наружная поверхность с глубиной резания tmax = 3 мм. На всех поверхностях выполняется черновое точение с Ra = 10 мкм. Все расчеты произвожу для tmax = 3 мм. Обрабатывается сталь 35 с ув = 540 МПа, НВ = 207.
Определяю подачу согласно ([6], стр. 266, табл. 26):
S = 0,3 мм/об.
Скорость резания определяю по формуле ([21], стр. 265):
КмV, КпV, КиV, Кц, Кr - коэффициенты, учитывающие влияние материала заготовки, состояние поверхности заготовки, материала инструмента, главного угла в плане, радиуса при вершине резца;
Т - период стойкости инструмента;
t и S - величины глубины резания и подачи соответственно;
m, x, y - эмпирические показатели степени.
Все данные принимаются из справочника ([21], стр. 261 - 269, табл. 1 - 17). Тогда;
Частота вращения шпинделя:
Ближайшая меньшая по паспорту станка n = 1250 об/мин, что обеспечивает скорость резания
Величину силы Pz определяю по эмпирической формуле, используя численные значения коэффициентов и показателей степеней из ([21], стр. 264 - 275, табл. 9 - 23):
Мощность
, что меньше полезной мощности станка (Nст = 5,3 кВт).
Минутная подача
Используя формулы и справочные данные ([21]), провожу расчет режимов обработки всех остальных переходов.
Результаты расчетов свожу в таблицу.
Табл.7. - Режимы обработки по переходам операций.
2.1.4 Расчет нормируемого времени
Определяю время рабочего (основное) и холостого ходов:
Определяю вспомогательное время, связанное с переходом:
Переход №3.
Время рабочего (основное) и холостого ходов:
Вспомогательное время, связанное с переходом
Переход №4.
Переход №5.
Операция 015.
Переход №2.
Переход №3.
Переход №4.
Операция 020.
Переход №2.
Переход №3.
Операция 025.
Переход №2.
Переход №3.
2.1.5 Проведение технического нормирования
Операция 010.
Штучное время обработки заготовки определяется по формуле:
tо = ? tоi - основное время на операцию,
tо010 = 0,134 + 0,147 + 0,072 + 0,16 = 0,513 мин;
tв = tву + ? tвi - вспомогательное время, включающее время tву на установку и снятие заготовки и ? tвi, связанное с каждым переходом,
tву = 0,2 мин;
? tвi = 0,144 + 0,114 + 0,074 + 0,148 = 0,48 мин;
tв010 = 0,2 + 0,48 = 0,68 мин;
tобс + tпер - время на обслуживание рабочего места и время на личные надобности составляет 10% от оперативного времени ([16]), т. е.
(tобс + tпер)010 = 0,1•(0,513 + 0,68) = 0,12 мин;
Тшт010 = 0,513 + 0,68 + 0,12 = 1,313 мин.
Подготовительно - заключительное время Тпз при обработке на станках с ЧПУ определяется по формуле:
Тпз010 = Тпз1 + Тпз2 + Тпз3 + Тпз4 = 12 + 12,1 + 19,6 = 43,7 мин,
Где Тпз1 - время, включающее получение наряда, чертежа, технологической документации и ознакомление с ними, равное 12 мин ([16]);
Тпз2 - время, учитывающее дополнительные работы, согласно ([16]), равное 12,1 мин;
Тпз3 - время пробной обработки одной заготовки, учитывается только в случае отсутствия на станке корректора, в данном случае равно нулю;
Тпз4 - время, связанное с приемами по наладке станка, равное для четырех инструментов 19,6 мин.
Операция 015.
tо015 = 0,077 + 0,023 + 0,133 = 0,233 мин;
tву = 0,2 мин; ? tвi = 0,145 + 0,116 + 0,143 = 0,404 мин;
tв015 = 0,2 + 0,404 = 0,604 мин;
(tобс + tпер)015 = 0,1•(0,233 + 0,604) = 0,084 мин;
Тшт015 = 0,233 + 0,604 + 0,084 = 0,921 мин.
Тпз015 = 38,8 мин.
Операция 020.
tо020 = 0,126 + 0,163 = 0,289 мин;
tву = 0,2 мин; ? tвi = 0,143 + 0,117 = 0,26 мин;
tв020 = 0,2 + 0,26 = 0,46 мин;
(tобс + tпер)020 = 0,1•(0,289 + 0,46) = 0,075 мин;
Тшт020 = 0,289 + 0,46 + 0,075 = 0,824 мин.
Тпз015 = 33,9 мин.
Операция 025.
tо025 = 0,159 + 0,195 = 0,354 мин;
Подобные документы
Выбор и расчет основных параметров погрузчика. Расчет гидросистемы погрузочного оборудования. Определение производительности и продолжительности рабочего цикла погрузчика. Разработка стрелы погрузчика путем расчета ее методом конечных элементов.
курсовая работа [2,2 M], добавлен 17.12.2013Техническая характеристика машины - экскаватора без рабочего оборудования. Преимущества использования рабочего оборудования обратная лопата на экскаваторе ЭО-4121 в сравнении с экскаватором Э-652Б. Гидросистема управления навесным оборудованием.
курсовая работа [1,3 M], добавлен 02.06.2015Расчёт профиля и номинальной вместимости основного ковша, сопротивлений при черпании материала ковшом погрузчика. Расчет механизма подъема стрелы. Выбор гидроцилиндров поворота ковша и подъема стрелы. Расчет производительности фронтального погрузчика.
курсовая работа [506,6 K], добавлен 22.04.2014Конструктивные особенности одноковшовых экскаваторов. Области применения экскаваторов. Определение линейных размеров рабочего оборудования. Расчет основных параметров механизма передвижения. Основные пути повышения производительности экскаватора.
курсовая работа [1,4 M], добавлен 11.12.2014Состав, устройство погрузчика. Разработка насосного агрегата, включающего сдвоенный насос принципиально новой конструкции и гидрораспределителя поворота для мобильного ковшового погрузчика "Амкодор-208". Технология изготовления золотников распределителей.
дипломная работа [9,2 M], добавлен 28.07.2011Назначение, общее устройство, принцип действия и техническая характеристика экскаватора ЭКГ-8И. Поворотная платформа с механизмами. Описание машины для замены канатов на экскаваторе. Расчет шпоночного соединения вала со ступицей сцепной кулачковой муфты.
дипломная работа [3,9 M], добавлен 03.07.2015Определение размеров базовой части гусеничного экскаватора (объема ковша, глубины копания и высоты нагрузки), основных параметров ковша и насосно-силовой установки. Выбор типоразмеров гидроцилиндров и их привязка. Металлоконструкция рукояти и стрелы.
дипломная работа [2,5 M], добавлен 09.02.2011Состав машино-тракторного парка Могилёвского ДРСУ. Анализ использования машин. Пути повышения эффективности использования МТП в Могилевских ЦРМ. Назначение, устройство и техническая характеристика экскаватора. Подготовка нового экскаватора к работе.
отчет по практике [2,7 M], добавлен 22.11.2009Общее устройство экскаватора ЭО-5123 и его назначение, техническая характеристика и особенности. Описание гидросистемы данного экскаватора, его составные части. Неисправности данной системы, оценка ее практической эффективности и надежности, ремонт.
реферат [1,9 M], добавлен 22.11.2010Расчет параметров базовой машины и технологического оборудования колесного погрузчика. Построение кинематической схемы механизма поворота ковша. Расчет усилий на штоках гидроцилиндров привода поворота ковша (захвата). Прочностной расчет сварного шва.
курсовая работа [1,2 M], добавлен 11.09.2012
