Содержание

Вступление

І. Конструкторская часть

1. Актуальность темы

2.Цель и задачи исследования

ІІ. Теоретическая часть, анализ и синтез технических систем лентоукладчика

2.1Синтез механизма

2.2Определение сил, действующих в механизме

2.3 Расчеты деталей на прочность и долговечность

ІІІ. Экспериментальная часть

IV. Исследование работы лентоукладчика

4.1 Исследование работы лентоукладчика

4.2 Структурный анализ лентоукладчика

4.3Силовое исследование

4.3.1 Силовой расчет лентоукладчика

4.3.2 Силовой расчёт ведущего звена

Вывод

Список литературы

Приложение



Введение

Научный прогресс не стоит на месте, поэтому внедрение и эксплуатация нового оборудования является актуальной проблемой.

Но в современных условиях в нашей стране при устаревшем парке производственных машин и сложностью с финансированием обновления оборудования важным моментом в производственном процессе является модернизация устаревшего оборудования: увеличение производительности, уменьшение энергопотребления, шумовой активности, виброактивности и т.д.

Путь создания машины сложен. Замысел к созданию, выражается в виде формулировки служебного назначения машины, являющегося исходным документом в проектировании машины.



І. Конструкторская часть

1. Актуальность темы

Холст, который поступает из трепального отдела, укладывается на медленно вращающийся холстовой валик В, что разворачивает холст и передают его по питательному столу 2 под рифленый питательный цилиндр 3. С помощью рычажного нажимного устройства 4 хлопок зажимается между питательным цилиндром и вогнутой поверхностью питательного стола. Обертывая, что питает цилиндр постепенно выводит хлопок из зажима и подает его к приемному барабану 5, где хлопок расчесывается сначала зубьями приемного барабана, а потом дополнительно между рабочим валиком 6 и приемным барабаном 5. Что остались на рабочем валике волокна снимаются с его чистительным валиком 7 и передаются снова на приемный барабан. Под приемным барабаном перед паром, который расчесывает, расположенному сороотбойный чем, что служит для выделения угорал из хлопка.

Рис.1. Чесальная машина



Из зубьев приемного барабана волокна снимаются гарнитурой главного барабана 8 и переносятся под шляпочное полотно 9, где расчесываются и параллелизуются между иглами шляпок и гарнитурой главного барабана.

Выйдя из зоны шляпок, хлопок переносится главным барабаном к съемному барабану 10 и переходит на гарнитуру съемного барабана.

Из поверхности съемного барабана прочес непрерывно снимается быстро качающимся гребнем 11 и в виде тонкой вуали направляется в воронку 12, что формирует прочес в ленту.

Из воронки лента проходит между плющильными валиками 13, что имеют пружинную погрузку. Полученная уплотненная лента поступает в лентоукладчик 14, где, проходя снова между плющильными валиками, укладывается кольцами в таз.

2.Цель и задачи исследования

Целью данного курсового проекта является повышение безотказности работы лентоукладчика. Для этой цели рассматривается обработка поверхности вала методом холодной пластической деформации. Использование такого метода повышает износостойкость контактных поверхностей вала.

Детали, воспринимающие контактные нагрузки, относятся к наиболее ответственным элементам машин. Прочность таких деталей часто определяет надежность работы узла или машины в целом. Значительные рабочие усилия при наличии перекосов сопрягаемых деталей нередко приводят к смятию («подбивке») рабочих поверхностей, искажению их формы, изменению расчетных зазоров между деталями. В результате сокращается долговечность работы узла. В таких условиях работают, например, канатные блоки при разбивке поверхности их рабочего профиля канатами, валы, на которые установлены подшипники качения.

Применение термических или химико-термических методов упрочнения при изготовлении крупных деталей ограничено их габаритными размерами и массой. Наиболее простым и доступным, а часто и единственно возможным методом упрочнения таких деталей, является обработка поверхностей холодным пластическим деформированием [1].

В настоящей работе приведены результаты исследования влияния поверхностного упрочнения обкаткой роликами на контактную прочность сталей 20, 25Л. 35Л, 40 и 34ХНІМ, работающих в условиях контактного смятия вблизи кромки.

Для испытаний использовали стандартную машину износа МИ и карусельный станок. При обычном использовании испытательных машин с параллельными осями вращения цилиндрических или конических роликов необходимым условием является полное прилегание контактирующих поверхностей. Для воспроизведения условий работы материала при кромочном контакте была предложена новая методика испытаний.

Рис.2. Схема обработки вала

3. Теоретическая часть, анализ и синтез технических систем лентоукладчика

Летроукладчик (рис. 3) предназначен для тазов диаметром 500 мм с шаровыми опорами и служит для укладки ленты в таз и уплотнения ее. Он состоит из верхней головки с плющильными валиками и лентоотводом. Стойки со средней опорой и нижней плиты с подтазником и планетарным редуктором.

Механизм плящильных валиков (13) и лентоотвода (14), расположенный в головке лентоукладчика, приводится во вращательное движения от вала лентоукладчика (24) и шестерни (23).

Для опор плющильных валиков применены шарикоподшипники с односторонней защитной шайбой, вследствие чего не предусматривается дополнительных уплотнений. Поэтому при заправке свежей смазкой необходимо учесть, чтбы масло не попадало на поверхность плющильных валиков. Шестерни (21) плющильных валиков не смазываются. Для регулировки давления между плющильными валиками необходимо замок (7) повернуть на оси (8) и зафиксировать на валике. После этого чиститель повернуть на оси (8) и положить его на плющильные валики. При этом носик чистителя должен упереться в шток (4), сжимая пружину(3), что заставит подвижный плющильный валик сместиться в сторону неподвижного плющильного валика, увеличивая давление между валиками. Окончательную регулировку давления производят во время работы машины для более рационального уплотнения ленты. К чистителю приклеивается войлок толщиной 2 мм.

Регулировка производится путем передвижения стакана по резьбе.

На крышке (16) лентоукладчика располодена подвижная воронка (11) и сигнальная лампа (15).

Во время заправки ленты через подвижную воронку (11) необходимо прижать подвижную воронку к неподвижной (22), нажать кнопку (20), при этом крючок (19) должен зацепиться за головку фиксатора (18), после чего опустить кнопку, подвижная воронка должна располагаться параллельно крышке и заправить ленту.

После того, как лента достигнув нормального натяжения прижмет подвижную воронку к крышке (16), ось (26) повернется и крючок (19) выйдет из зоны зацепления с фиксатором (18). Регулировка равновесия неподвижной воронки во время работы машины осуществляется грузом (8). При утонении или обрыве ленты подвижная воронка под действием груза (8) должна подняться в верх и повернуть ось (26), при этом планка контакта (9) нажать на кнопку микропереключателя (10).

При этом зажигается сигнальная лампа и останавливаются эл.двигатель «питание-выпуск».

При открывании крышки (16). Головка лентоукладчика, во время работы машины, автоматически отключается эл.двигатель 2Д и зажигается сигнальная лампа. Блокировочное устройство состоит из упора, который при открывании крышки нажимает на кнопку микропереключателя.

Над лентоотводом (14) расположена раздвижная воронка (12), у которой при случае забивания лентоотвода лентой подвижная часть смещается и штоком (25) нажимает на кнопку микропереключателя. При этом зажигается сигнальная лампа и останавливается электродвигатель «питание-пуск». Возвращение в рабочее положение подвижной части раздвижной воронки происходит за счет пружины кнопки микропереключателя.

Средняя опора стойки лентоукладчика состоит из корпуса с шарикоподшипниками и конической шестерни(23) на валу (24).

В корпусе нижней плиты лентоукладчика расположен планетарный механизм (29) который состоит из трех центральных колес 1,2,3, водила (28), которое несет три опоры сателлитов.

Вращательное движение редуктора получается через муфту (5) на центральной оси (29) и передает ее подтазнику (2) через цепную передачу.

Таз своими шаровыми опорами устанавливается в кольцевое углубление подпятника.

Вращая подтазник в сторону, обратную направлению вращения верхней тарелки головки лентоукладчика.

Планетарный редуктор при необходимости может быть извлечен из нижней плиты без разбора лентоукладчика, для этого необходимо снять крышку (30), отвернуть болты (27) , крепление стойки к нижней плите лентоукладчика и снять цепь (31).

При сборке планетарного редуктора необходимо обратить внимание, что на шестернях - сателлитах имеются метки на торце двух зубьев. Это означает , что при установке водила с тремя сателлитами, впадины между двумя зубьями с рисками должны разместиться под углом 120 градусов. На неподвижной центральной шестерне (1) имеется риски на торце трех зубьев под 120 градусов.

Необходимо подвижную центральную шестерню расположить так, чтобы зуб подвижной шестерни (3) совместился с зубьями с риской на неподвижной шестерне под 120 градусов.

После чего вставляется водило с сателлитами таким образом, чтобы во впадину между двумя мечеными зубьями сателлитов вошел зуб с риской неподвижной шестерни.

Такое же зацепление должно быть у подвижной шестерни - сателлита.

Установив водило с сателлитами устанавливают центральную шестерню (4) и проверяют легкость вращения редуктора , проворачивая центральную ось.



Рис.3. Лентоукладчик



3.1ОРИЕНТИРОВОЧНЫЙ РАСЧЕТ ВАЛОВ

Схема нагружения тихоходного вала

Горизонтальная плоскость

?m_C= F_t205-X_D300 = 0 (1)

X_D= 3735?205/300 = 2552 H

X_C = F_{t -} X_D = 3735 - 2552 =1183 H (2)



Изгибающие моменты

M_x = X_С120 = 1183?205 = 242,4 H·м

Вертикальная плоскость

?m_C=F_r2205-F_a2d₂/2+Y_D300= 0 (3)

Y_D=(1296?340/2 - 411?205)/300 = 454 Н

Y_C= Y_D+F_r = 454+411 = 865 Н (4)

Изгибающие моменты

M = 865?205 =177,2 Н?м

M =454?95 =43,1 Н?м;

Суммарные реакции опор

F_RС = ?1183² + 865² = 1466 Н

F_RD= ? 2552² + 454² = 2592 Н.

Эквивалентная нагрузка

Отношение F_a/C₀ =1296/40,1?10³= 0,032 -? e = 0,35 [c212]

Проверяем наиболее нагруженный подшипник D

Отношение F_a/F_RD=1296/2592=0,50>e; следовательно X=0,45 Y=1,58 [c212]

P = (XVA+YF_a)K_бK_т = (0,45?2592+1,58?1296)1,5 = 3856 H (5)

Расчетная долговечность подшипника

= 10⁶(48,210³ /3856)³/60120 = 27100 часов, (6)

Диаметр вала

(7)

где Т - передаваемый момент;

[_к] = 15ч20 МПа - допускаемое напряжение на кручение [1c.161]

Быстроходный вал

d₁ = (16•61,2·10³/р18)^1/3 = 27 мм (8)

Чтобы ведущий вал редуктора можно было соединить с помощью стандартной муфты с валом электродвигателя диаметром d_дв = 38 мм, принимаем:

диаметр выходного конца d_в1 = 32 мм;

диаметр под уплотнением d_у1 = 35 мм;

диаметр под подшипником d_п1 = 40 мм.

Вал выполнен заодно с шестерней

Тихоходный вал

d₂ = (16•295,2·10³/р18)^1/3 = 44 мм (9)

принимаем:

диаметр выходного конца d_в3 = 45 мм;

диаметр под уплотнением d_у3 = 50 мм;

диаметр под подшипником d_п2 = 55 мм.

диаметр под колесом d_к2 = 60 мм.

Конструктивные размеры колеса:

диаметр ступицы

d_ст = (1,5…1,7)d = (1,5…1,7)60 = 90…102 мм (10)

принимаем d_ст = 95 мм

длина ступицы

l_ст = (1,2…1,7)d = (1,2…1,7)60 = 72…102 мм (11)

принимаем l_ст = 80 мм (с последующей проверкой шпонок на смятие) толщина обода

= 4m = 4·2,0 = 8 мм (12)

толщина диска

С = 0,3b = 0,3·64 = 20 мм (13)

3.2 Расчет конической передачи

Выбор материалов зубчатых колес

Принимаем сталь 45;

шестерня - термообработка улучшение: HB230

колесо - термообработка нормализация: HB210.

Допускаемые контактные напряжения [c.33]

[?_H] = (2HB+70)K_HL/[S_H]=(2?210+70)1/1,1=445 МПа (14)

K_HL=1-коэффициент долговечности, при длительной эксплуатации

[S_H] = 1,1 коэффициент безопасности

Допускаемые изгибные напряжения

[?_F] = 1,8HB/[S_F] (15)

[S_F] = [S_F]'[S_F]''=1?1,75=1,75-коэффициент безопасности

[S_F]'=1,75-коэффициент нестабильности свойств материала [c.45]

[S_F]''=1- коэффициент способа получения заготовки[c.44]

шестерня [?_F]₁ = 1,8?230/1,75 = 237 МПа

колесо [?_F]₂ = 1,8?210/1,75 = 216 Мпа

Внешний делительный диаметр колеса

, (16)

где K_d = 99,0 - для прямозубых передач [c. 49],

_bR = 0,285 - коэффициент ширины венца [c. 49],

K_HB = 1,3 - при консольном расположении колес [c. 32].

d_e2 = 99,0{[634,910³1,33,15]/[445²(1-0,5·0,285)²0,285]}^1/3= 392 мм

Принимаем по ДСТУ 12289-96 [c.49] d_e2 = 400 мм

Принимаем число зубьев шестерни z₁= 20, тогда число зубьев колеса

z₂=z₁u = 20?3,15 = 63, (17)

уточняем передаточное число u = z/z = 63/20 = 3,15

Внешний окружной модуль

m_е = d_e2/z₂ = 400/63 = 6,35 мм (18)

Углы делительных конусов

сtg₁ = u₁ = 3,15 ₁ = 17^o 36`, (19)

₂ = 90^o - ₁ = 90^o - 17^o36' = 72^o 24`. (20)

Внешнее конусное расстояние R_e и длина зуба b

= 0,56,35(20² + 63²)^1/2 = 210 мм, (21)

b = ?_bRR_e = 0,285?210 = 60 мм (22)

Внешний и средний делительный диаметры шестерни

d_е1=m_еz₁= 6,35?20 =127 мм (23)

d₁ =2(R_е-0,5b)sin?₁ = 2(210-0,5?60)sin17^o36` =108 мм. (24)

Средний окружной модуль

m = d₁/z₁ =108/20 = 5,4 мм (25)

Средний делительный диаметр колеса

d₂ = mz₂ = 5,4?63 = 340 мм (26)

Коэффициент ширины шестерни ?_bd = b/d₁ = 60/108= 0,56

Средняя окружная скорость



v = ?d₁n₁/6?10⁴ = ??108?378/6?10⁴ = 2,14 м/с (27)

Принимаем 7-ую степень точности

3.3 Расчет деталей на прочность и долголетие

Уточняем коэффициент нагрузки

K_H = K_HбK_HвK_Hv =1,22?1,05 =1,28 (28)

K_Hб= 1,0-коэффициент учитывающий неравномерность распределения нагрузки между зубьями [c.39]

K_Hв = 1,22-коэффициент учитывающий неравномерность распределения нагрузки по ширине венца [c.39]

K_Hv = 1,05 - динамический коэффициент [c40].

Расчетное контактное напряжение

=

=335/(210 - 0,560){634,910³1,28[(3,15² + 1)³]^1/2/(60 3,15²)}^1/2 = 403 МПа. (29)

Недогрузка = 9,4%

Силы действующие в зацеплении:

окружная

F_t= 2T₂/d₂ = 2?634,9?10³/340 = 3735 Н (30)

радиальная для шестерни, осевая для колеса

F_r1 = F_a2 = F_ttg? cos?₁ = 3735tg20^оcos17^o36` = 1296 H (31)

осевая для шестерни, радиальная для колеса

F_a1= F_r2 = F_ttg? sin?₁ = 3735?tg20^osin17^о36` = 411 H (32)

Проверка зубьев по напряжениям изгиба расчетное изгибное напряжение

?_F =F_tK_FY_F/?bm (33)

?=0,85 [c51]

Y-коэффициент формы зуба, зависящий от эквивалентного числа зубьев :

z_v= z/cos? (34)

при z₁= 20 > z_{v1 =} 20/(cos17є36`)= 21 ? Y_{F1 =} 4,05 [c42]

при z₂= 63> z_{v2 =} 63/(cos72є24`) = 185 ? Y_{F2 =} 3,6

отношение [?_F]/Y_F

шестерня [?_F]₁/Y_F1 = 237/4,05 = 58,5 МПа

колесо [?_F]₂/Y_F2 = 216/3,6 = 60,0 МПа

т.к. [?_F]₂/Y_F2 > [?_F]₁/Y_F1 то расчет ведем по зубьям шестерни.

коэффициент нагрузки [c42]

K_F = K_FвK_Fv = 1,3?1,15 = 1,5 (35)

K_Fв = 1,30-коэффициент концентрации нагрузки [c43]

К_Fv = 1,15-коэффициент динамичности [c43]

?_F1 = 3735?1,50?4,05/0,85?60?5,4 = 87 МПа (36)

Условие ?_F1 < [?_F]₁ выполняется

Рис.4.



ІІІ. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ЧАСТЬ

ПОВЫШЕНИЕ КОНТАКТНОЙ ПРОЧНОСТИ ДЕТАЛЕЙ ОБКАТЫВАНИЕМ ИХ РОЛИКАМИ

Детали, воспринимающие контактные нагрузки, относятся к наиболее ответственным элементам машин. Прочность таких деталей часто определяет надежность работы узла или машины в целом. Значительные рабочие усилия при наличии перекосов сопрягаемых деталей нередко приводят к смятию («подбивке») рабочих поверхностей, искажению их формы, изменению расчетных зазоров между деталями. В результате сокращается долговечность работы узла. В таких условиях работают, например, канатные блоки при разбивке поверхности их рабочего профиля канатами, валы, на которые установлены подшипники качения.

Применение термических или химико-термических методов упрочнения при изготовлении крупных деталей ограничено их габаритными размерами и массой. Наиболее простым и доступным, а часто и единственно возможным методом упрочнения таких деталей, является обработка поверхностей холодным пластическим деформированием [1].

В настоящей работе приведены результаты исследования влияния поверхностного упрочнения обкаткой роликами на контактную прочность сталей 20, 25Л. 35Л, 40 и 34ХНІМ, работающих в условиях контактного смятия вблизи кромки.

Для испытаний использовали стандартную машину износа МИ и карусельный станок. При обычном использовании испытательных машин с параллельными осями вращения цилиндрических или конических роликов необходимым условием является полное прилегание контактирующих поверхностей. Для воспроизведения условий работы материала при кромочном контакте была предложена новая методика испытаний.

Цилиндрический ролик-образец 1 контактирует с коническим роликом-эталоном 2 с углом при вершине б = 4^о (рис. 1, Схема испытания образцов на машине износа МИ). Этот угол выбран из условий возможных перекосов реальных деталей машин при эксплуатации. В процессе испытания смятие кромки приводит к образованию на цилиндрической поверхности испытуемого ролика-образца фаски, ширина которой b обратно пропорциональна способности материалов сопротивляться смятию. Ширина b измеряется с помощью отсчетного микроскопа МПБ-2 с точностью 0,05 мм без снятия образца с машины после ее остановки. Эталонные конические ролики изготовлялись из стали ХВГ с твердостью НRС 58-62.

Принятый угол б/2 = 2^о обеспечивался шлифованием и выполнялся для серии образцов при одной настройке шлифовального станка. Ролики-образцы изготовлялись из сталей 20, 25Л, 35Л, 40 и 34ХНІМ. Для образцов из сталей 20, 40 и 34ХНІМ использовался прокат в состоянии поставки, а заготовки для образцов из сталей 25Л и 35Л вырезали из отливок после их термообработки.

Обкатывались образцы на токарном станке однороликовым (D_р = 60 мм) пружинным приспособлением при скорости 12 м/мин за один проход. Режимы обкатывания роликами выбирались по методике, описанной в работе [2].

Перед испытаниями образцы подвергались металлографическому исследованию для определения микроструктуры. Структура сталей 20, 25Л и 40 представляет собой перлит на ферритной основе. В результате обкатки зерна имеют вытянутую форму (волокнистость). Вблизи поверхности отчетливо видны следы пластической деформации. Структура стали 34ХНІМ - сорбит и продукты распада аустенита во второй ступени без заметных следов пластической деформации. Этим объясняется незначительное повышение твердости таких образцов после упрочнения.

Твердость образцов измерялась по методу Виккерса прибором ХПО-250 при нагрузке 0,10 Н на их торцовых поверхностях после тонкой доводки. Ниже приведены относительное повышение поверхностной твердости и глубина распространения пластической деформации.( ТАБЛ 1)



Таблица1

Относительное повышение поверхностной твердости и глубина распространения пластической деформации

Марка стали	20	25Л	25Л	35Л
Усилие обкатки в кН	12,00	12,00	1,20	10,00
Поверхностная твердость НV 10:
Исходная	158	151	151	188
после обкатки роликами	235	266	198	272
Относительное повышение твердости в %	48	76	31	45
Глубина распространения пластической деформации:
Расчетная	4,4	4,47	1,41	3,9
Фактическая	5,0	6,0	1,76	4,4
Марка стали	35Л	40	40	34ХНІМ
Усилие обкатки в кН	1,80	8,00	0,50	12,00
Поверхностная твердость НV 10:
Исходная	188	200	200	366
после обкатки	232	253	236	405
Относительное повышение твердости в %	22	27	18	11
Глубина распространения пластической деформации:
Расчетная	1,64	3,27	0,82	2,32
фактическая	2,3	4,0	0,9	3,0

Наибольшее относительное повышение твердости наблюдается у сталей, имеющих ферритно-перлитную структуру. Испытания проводились в условиях фрикционного качения при ведущем ролике-эталоне. Скорость вращения ролика-образца 31,4 м/мин (200 циклов в минуту); давление на образец 1,00 кН; смазка - машинным маслом. За критерий оценки контактной прочности образцов на смятие кромки принято количество циклов испытаний, при котором ширина b контактного пояска достигает заданной величины.

В нашем случае испытания заканчивались при достижении ширины пояска 5,5 мм не менее чем в трех измеряемых точках. Результаты испытаний образцов, обкатанных с различными режимами и числом циклов N, приведены на рис. 2. Образцы, обкатанные с чистовым режимом (кривые 3, 5 и 7), показывают незначительное повышение их контактной прочности на смятие по сравнению с необкатанными. Это объясняется малым повышением твердости таких образцов и недостаточной глубиной распространения пластической деформации (см. выше). Образцы, обкатанные с упрочняющим режимом, показали значительное повышение долговечности при работе на смятие по сравнению с неупрочненными. Очевидна связь эффективности упрочнения образцов с приростом их твердости при обкатывании. Так, образцы из стали 25Л (рис. 2, б), получившие наибольший прирост твердости, показали повышение долговечности в 4 раза, а образцы из стали 40 (рис. 2, г) - с меньшим приростом твердости - только в 1,9 раза.

Особенно высокий эффект упрочнения обкатыванием роликами наблюдается у литых сталей 25Л и 35Л и низкоуглеродистой стали 20, что обусловливается повышением прочности и твердости преобладающего в их структуре феррита. У литых сталей этот эффект увеличивается за счет уменьшения при упрочнении литейных пор и раковин. Незначительный эффект упрочнения у стали 34ХНІМ (рис. 2,д) можно объяснить высокой исходной твердостью (НВ 329) и мелкозернистой сорбитной структурой, не чувствительной к наклепу. Эта структура была получена в результате термической обработки стали.

При испытании образцов на машине износа МИ наружные поверхности вращения контактируют, тогда как в большинстве реальных случаев внутренние кромки втулок сминаются из-за перекоса более твердых валов. Испытания упрочненных раскатыванием роликами образцов-втулок из сталей 25Л и 34ХНІМ были проведены на карусельном станке в условиях, близких к условиям эксплуатации валов и корпусов.



а) б)

в)

г) д)

Рис. 6. Результаты испытания образцов на машине износа МИ:

а - из стали 20; б - из стали 25Л; в - из стали 35Л; г - из стали 40; д - из стали 34ХНІМ; 1 - без обкатывания; 2 - обкатанный с усилием Р = 12,00 кН, профильный радиус ролика г _р= 5мм, подача s = 0,15 мм/об; 3 - Р = 1,20 кН, г_р = 16 мм, s = 0,23 мм/об; 4 - Р = 12,00 кН, г_р = 5 мм, s = 0,15 мм/об; 5 -Р=1,80 кН, г_р= 20 мм, s = 0,34 мм/об; 6 - Р = 10,00 кН, г_р = 5 мм, s = 0,15 мм/об; 7 - Р = 0,50 кН; г_р = 5 мм, s = 0,07 мм/об; 8 - Р = 8,00 кН, г_р = 5 мм, s = 0,15 мм/об; 9 - Р = 12,00 кН, г_р = 8 мм, s = 0,15 мм/об.

а)

б)

Рис.7. Результаты испытаний образцов-втулок на карусельном станке:

а - сталь 25Л; б - сталь 34ХНІМ; 1 - без обкатывания, усилие при испытании 30,00 кН; 2 - то же, 20,80 кН; 3 - раскатанных, усилие при испытании 30,00 кН; 4 - то же, 20,80 кН.

Ниже приведены данные по относительному повышению поверхностной твердости после раскатывания и глубине распространения пластической деформации (Табл.2):

Таблица 2

Относительное повышение поверхностной твердости после раскатывания и глубине распространения пластической деформации

Марка стали	25Л	34 ХНІМ
Поверхностная твердость, НV 10:
Исходная	148	207
после упрочнения	215	248
Относительное повышение твердости в %	45	19
Глубина распространения пластической деформации в мм:
Расчетная	12,7	6,7
Фактическая	13,5	7,0

В кулачках карусельного станка закрепляется образец, а в резце-держателе - эталонный цилиндрический ролик, установленный в пружинящем корпусе требуемой жесткости. Прикладываемая нагрузка определяется прогибом корпуса и контролируется закрепленным на нем индикатором. Испытания проводились при усилии на ролике 20,80 и 30,00 кН и частоте вращения планшайбы 50 об/мин, со смазкой машинным маслом.

Перекос деталей для создания кромочного контакта в данном случае имитируют наклоном оси ролика относительно образующей втулки на 2^о. После каждого испытания приспособление с роликом выводят из втулки. Внутрь втулки на специальной подставке устанавливают бинокулярный микроскоп МБС-1 для измерения ширины b контактного пояска. Эффективность упрочнения оценивается по ширине контактного пояска на упрочненном образце по сравнению с неупрочненным при равном количестве циклов.

Результаты испытаний представлены на рис. 7. Наибольшая скорость расширения контактного пояска наблюдается в течение первых 4,5 х 10³ циклов в минуту, когда напряжения в зоне контакта особенно высоки. Затем ширина стабилизируется или изменяется незначительно. Ниже приведено относительное уменьшение деформации образцов в зависимости от числа циклов и нагрузки при испытании.

Марка стали	25Л	25Л	25Л	25Л
Количество циклов	4,5х103	4,5х103	35х103	35х103
Нагрузка при испытании кН	20,80	30,00	20,80	30,00
Ширина пояска в мм:
без упрочнения	11,2	15,0	13,3	16,8
с упрочнением	9,8	11,7	10,7	12,1
Относительно уменьшенная деформация в %	14	28	24	39
Марка стали	34 ХНІМ	34 ХНІМ	34 ХНІМ	34 ХНІМ
Количество циклов	4,5х103	4,5х103	35х103	35х103
Нагрузка при испытании в кН	20,80	30,00	20,80	30,00
Ширина пояска в мм:
без упрочнения	6,7	8,4	8,0	10,2
с упрочнением	6,0	7,2	7,3	9,4
Относительно уменьшенная деформация в %	12	17	10	8

Эффективность упрочнения стали 25Л (по принятому критерию) повышается с увеличением нагрузки и числа циклов испытаний (рис. 4,а), тогда как у стали 34ХНІМ (рис. 4,б) при увеличении числа циклов испытаний с 4,5х10³ до 35х10³ при нагрузке 30,00 кН эффективность несколько снизилась (с 17 до 8%). Это объясняется предельным наклепом такой стали в ходе самих испытаний.

При оценке эффективности упрочнения деталей в эксплуатации следует учитывать, что даже незначительное уменьшение деформации зоны контакта (в пределах 10-20%) многократно увеличивает их долговечность. Так, для стали 25Л при нагрузке испытаний 30,00 кН ширина контактного пояска упрочненной втулки через 35 тыс. циклов составляет 12 мм (рис. 4,а), неупрочненная втулка уже через 2,5 тыс. циклов имеет такую же деформацию, т.е. долговечность упрочненной поверхности возрастает в 14 раз. Аналогичная зависимость наблюдается и у стали 34ХНІМ.

Проведенные исследования показали, что обкатывание роликами поверхностей, работающих на смятие, является эффективным средством повышения их долговечности. Особенно высок эффект упрочнения литых сталей, деформация которых сопровождается устранением несовершенств их структуры (пор, раковин и т.п.), которые часто бывают в поверхностном слое канатных блоков и корпусных деталей.

При электромеханическом упрочнении стальных деталей вращения твердосплавными роликами при пропускании через пятно контакта электрического тока (сила тока, I = 300-2000 А, напряжения U = 2,5-6 В) глубина упрочненного (белого) слоя составляет 0,05-1,5 мм [1]. Под белым слоем чаще всего возникают остаточные растягивающие напряжения, которые снижают усталостную прочность упрочненных деталей, поэтому для устранения отрицательного влияния остаточных растягивающих напряжений применяют комбинированные технологии. Электромеханической обработке предшествует поверхностное пластическое деформирование (ППД) обкатыванием роликами, или обкатывание роликами осуществляет после электромеханической обработки. В результате этого остаточные растягивающие напряжения преобразуются в сжимающие. Однако это значительно усложняет технологию упрочнения.

Нами предложен способ и разработана конструкция устройства для электромеханического упрочнения деталей с помощью высоковольтного импульсного разряда в жидкости, позволяющие получать глубину упрочненного слоя до 30 мм, создавать в поверхностном слое остаточные сжимающие напряжения и регулярный микрорельеф обрабатываемой поверхности [2].

Устройство для электромеханической обработки деталей вращения показано на рис. 8.

Рис.8. Устройство для электромеханического упрочнения деталей вращения

Устройство состоит из электроразрядной камеры 1, с установленным в ней положительным электродом 2, соединенным с генератором импульсных токов (ГИТ) 3. Рабочий торец камеры 1 выполнен в виде пуансона 4 с профильным радиусом . Корпус камеры 1 соединен с рамой 5, на противоположном конце которой закреплена камера-гидроцилиндр 6, в качестве торца которой служит пуансон 7. В расточках пуансонов 4 и 7 установлены уплотнительные кольца 8 и 9. К пуансонам 4 и 7 прикреплены оси 10 и 11, на которых установлены пружины 12 и 13. Электроразрядная камера 1 и камера-гидроцилиндр 6 соединены между собой гидроканалом 14. Рама 5 установлена на суппорте токарного станка, в центрах которого установлена обрабатываемая деталь 15. Пуансон 7 электрически соединен с отрицательным полюсом ГИТ 3. Электроразрядная камера 1 и камера-гидроцилиндр 6 заполнены рабочей жидкостью (водой с электрическим сопротивлением не менее 15 0м·м).

После установки детали 15 в центрах токарного станка при включении насоса через электроразрядную камеру 1 и камеру-гидроцилиндр 6 прокачивается вода под давлением, обеспечивающим поджим пуансонов 4 и 7 к обрабатываемой детали. При этом пружины 12 и 13 сжаты. Включается вращение детали 15 со скоростью и подача суппорта станка вдоль оси детали 15. При включении ГИТ 3 к электроду 2 подается высокое напряжение, осуществляется пробой водного промежутка длиной , между электродом 2 и торцом пуансона 4 протекает импульсный ток и образуются канал разряда, представляющий собой низкотемпературную плазму, и парогазовая полость. Импульсный ток протекает через поверхность контакта пуансонов 4 и 7 с деталью 15 и электрическое соединение с отрицательным полюсом ГИТ 3. При этом импульсный ток разогревает поверхностный слой детали до ? 900⁰С и за счет отвода тепла в массу осуществляется закалка поверхностного слоя. При расширении парогазовой полости создается квазистатическое давление , передаваемое через пуансоны 4, 7 и обрабатываемую деталь 15. Осуществляется пластическая деформация поверхностного слоя детали на глубину . Высоковольтные импульсы следуют с частотой , деталь поворачивается за каждый импульс на величину . По окончании обработки выключаются ГИТ 3 и насос подачи воды в разрядную камеру, прекращается вращение детали 15 и подача суппорта станка. С помощью пружин 12 и 13 пуансоны 4 и 7 отводятся от детали 15.

На поверхности упрочняемой детали создается вначале тепловой импульс за счет прохождения через поверхность контакта с деталью импульсного тока, возникающего при высоковольтном пробое в разрядной камере. Из-за резкого отвода тепла в массу детали на ее поверхности создается термически упрочненный слой глубиной . Затем за счет расширения парогазовой полости в разрядной камере создается и передается на торец пуансона ударный импульс давлением , обеспечивающий пластическую деформацию поверхностного слоя детали на глубину , материал детали подвергается холодному наклепу, в поверхностном слое возникают остаточные сжимающие напряжения, па поверхности детали в результате круговой и осевой подачи создается регулярный микрорельеф поверхности.

Глубина термического упрочнения рассчитывается по формуле

, м, (31)

где - зарядное напряжение ГИТ, В;

- емкость конденсаторов ГИТ, Ф;

- индуктивность разрядного контура, Г;

- электрическое сопротивление поверхности контакта пуансона с упрочняемой деталью, Ом.

При радиусе сферы 0,03 м пуансона 7 и усилии поджима пуансона к детали =500 Н электрическое сопротивление контакта пуансона с деталью определяют из соотношения

. (37)

При напряжении U = 2,5 В, силе тока I = 470 А

Ом.

Глубина механического упрочнения и залегания остаточных сжимающих напряжений определяют по зависимости

, м, (38)

где - электроакустический КПД высоковольтного разряда, = 0,01 - 0,05;

- диаметр пуансона, м;

- предел текучести упрочняемого металла, Па.

Количество тепла, выделившегося на поверхности контакта пуансона с деталью при прохождении через контакт импульсного тока за длительность импульса t согласно закону Джоуля - Ленца

, кал, (39)



где - среднее значение силы тока в импульсе.

Принимая кривую изменения тока в виде синусоиды, имеем

.

Подставив значение в (3) получим

. (40)

С учетом значения коэффициентов и , учитывающих часть тепла, создаваемого в зоне контакта, которая отводится в деталь, и часть тепла, выделяемого в детали, которое поглощается сверхвысокотемпературным объемом, получим выражение для тепла, идущего для нагрева тонкого слоя детали

. (41)

Количеством тепла, выделившимся в зоне контакта пуансона с деталью за счет их взаимного трения при вращении детали, пренебрегаем, так как при импульсном нагружении коэффициент трения мал.

При заданных L, C, и длине межэлектродного промежутка = (80 - 90) мм принимаем

, (42)

. (43)

Подставив (36) и (37) в (35), получим

. (44)

Принимая минимальную температуру фазового превращения для данной стали равной 900⁰С и теплоемкость при температуре 400⁰С, получим

кал/см³•град,

где С, г - соответственно удельная теплоемкость и плотность металла.

Взяв объем прогретого слоя металла в виде полушара радиусом , определим количество тепла, необходимого для нагрева этого объема до 900⁰С,

; . (45)

С учетом получим в соответствии с (38)

, см = , м.

При заданных значениях величин = 50 кВ, С = 1 мкФ, L = 1 мкГ, = 5•10^-3 Ом получим

м = мм.

Подачу на каждый импульс в круговом на оборот детали в осевом направлениях принимаем равной мм. Это обеспечивает при частоте следования импульсов Гц получение окружной скорости вращения детали

м/мин.

Рассчитаем глубину механического упрощения (наклепа) и распространения сжимающих остаточных напряжений в поверхностном слое . Давление в электроразрядной камере можно рассчитать по формуле [3]

, Па, (46)

где - радиус развития парогазовой полости, м;

- время разряда, с;

W - запасаемая энергия в конденсаторах ГИТ, Дж;

- электроакустический КПД электроразрядной камеры, ₁^* = 0,032 мм при W₁ = 312,5 Дж.

Принимая условие, что для подобных высоковольтных разрядов в камерах замкнутого объема удельная объемная энергия постоянная, получим

, , м. (47)

Из (40) и (41) имеем

. (48)

Усилие на пуансон

.



С учетом (42) получим

. (49)

Глубину наклепа и глубину залегания сжимающих остаточных напряжений при воздействии сферического пуансона на стальную деталь рассчитаем согласно [4]

, м,

где - предел текучести металла, Па;

Р - усилие, Н.

С учетом (43) получим

, (50)

где ;

.

После подстановки этих выражений в (44) получим

. (51)

При значениях C, L, и длине межэлектродного промежутка = (80 - 90) мм = 0,05.

При = 0,16 мм; Па получим

ммм.

Выбирают [] ? 0,05 . В данном случае [] = 20 мм.

Следовательно, полученные в процессе обработки по предлагаемому способу значения глубины наклепа и глубины залегания остаточных сжимающих напряжений гарантируют эффективное повышение усталостной прочности детали диаметром 500 мм, а толщина белого слоя д_т = 0,43 мм обеспечит длительный ресурс детали с точки зрения ее износостойкости.



IV. ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ ЛЕНТОУКЛАДЧИКА

4.1 Исходные данные

Исходные данные: Lва=140 мм. Lcd=710 мм. Lac=430 мм. Lcs3=290 мм. h=315 мм. Lcs3=0.29 м.

4.1.1 Определение недостающих размеров

Определим угол - между крайними положениями кулисы. Для этого рассмотрим прямоугольный треугольник АВоС, где <АВоС=90, т.к. в крайних положениях кулиса является касательной к окружности радиусом Lab с центром в точке А.

Sin(/2)=Lab/Lac=140/430=0.3256

/2=arcsin0.3256=19 =19х2=38

Таким образом, коэффициент скорости хода:

К=Vхх/Vрх= =1,5

4.1.2Структурный анализ механизма

Подвижность механизма: W=3n-2p5-p4=3*5-8*2-0=-1

Кинематическая пара Е' введена для того, чтобы звено 5 не работало на изгиб и не влияет на характер движения механизма. Подвижность механизма без учёта Е' W=3*5-2*7=1.

Разложим механизм на структурные группы

n=2 P5=3 W=3х2-2х3=0

Формула структурного строения механизма.

Механизм класса 2-го порядка

4.2 Структурный метод исследования.

4.2.1 Расчёт масштабов.

Масштаб длины l= = =0.0025 м/мм

Пересчитаем длины звеньев в соответствии с новым масштабом

АВ= = =56 мм. СD= =284 мм. AC= =172 мм.

Cs3= =116 мм. h= =126 мм.

Для определения перемещения ведомого звена вычертим схему механизма в 12 положениях, образованных поворотом кривошипа на 30. За начальное положение выбираем начало рабочего хода Во. Вычертим также дополнительное положение конец рабочего хода Во'- в положение 8'.

Таким образом, первому положению соответствует =0 и S=0, второму положению =30, а S - это разница между проекциями точки D на направление ЕЕ. Таким образом, каждому положению кривошипа соответствует определённое перемещение и путь звена. На основании этого строим график пути - перемещения ведомого звена. Для построения выбираем следующие масштабы:

Масштаб перемещения s= = =0,005 м/мм.

Последовательно дважды графически дифференцируя полученный график зависимости S=f() получим график аналога скорости и ускорения

=f() = f()

Возьмем базу дифференцирования графика H1=28мм.

Масштаб угла поворота = = =0,052 рад/мм.

Масштаб скорости v= = =0,00343 м/смм.

База дифференцирования графика скорости 7,5 мм.

Масштаб ускорения а= = =0,0088.

Угловая скорость = = =15,7 рад/с. (для ведущего звена)

Для того чтобы из графиков аналога скорости и аналога ускорения ведомого звена получить истинное значение скорости необходимо взять высоту соответствующего графика в мм умножить на соответствующий масштаб и угловую скорость ведущего звена.

Максимальный угол отклонения кулисы:

L/L=sin =arcsin(56/172)=19

Максимальное перемещение рабочего звена:

S=187*0.005=0.93 м.

Табл.1

Модули перемещения, скорости и ускорения выходного звена.

№ положения	Перемещения	Скорость	Ускорения
	Мм. черт.	М.	Мм. черт	М/с	Мм. черт	М/с2
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12	0 12,5 36 70 117 141 169 184 177 134 70 16	0 0,0625 0,18 0,35 0,585 0,705 0,845 0,92 0,885 0,67 0,35 0,08	0 28 45 48,5 48 43 32 13 35,5 83 88 31	0 1,5 2,4 2,6 2,5 2,3 1,7 0,7 1,9 4,46 4,7 1,7	25 15 8 1,5 1 5 10 16,5 30 19 13 42	54 32,5 17,3 3,3 2,2 10,8 21,7 35,8 65 41 28,2 91

Пример расчёта скорости и ускорения для некоторых положений

Для 3 положения

V=Vмм*v*=45*0.00343*15.7=2.4 м/с.

a=aмм.*a**=8*0.0088*15.7*15.7=17.3 м/с2

Графоаналитический метод исследования механизма.

В графоаналитическом методе задача о скоростях и ускорениях решается построением планов скоростей и ускорений.

Построение плана скоростей.

Рассмотрим порядок построения плана скоростей для данного механизма.

Угловая скорость вращения кривошипа АВ:

ав=pi*n/30=5pi 1/c.

Скорость точки В1 - конца кривошипа:

Vb1=ав*Lав=0,7pi м/с.

Вектор Vв1 направлен перпендикулярно АВ в сторону вращение кривошипа АВ.

Для построения планов скоростей выбираем масштаб v=0,05 м/смм.

Составляем векторные уравнения для определения скоростей характерных точек. Точка В3 характеризует положение кулисного камня и принадлежит кулисе CD. Движение точки В3 можно рассмотреть как движение вместе с концом кривошипа (точка В1) и движение относительно него, а также как движение относительно неподвижной точки С. На основании этого составим векторные уравнения:

Vb3=Vb1+Vb3b1,

Vb3=Vc+Vb3c.

При этом нам известно: у Vb1 - величина и направление, у Vb3b1 - направление (параллельно CD), у Vb3c - направление, а Vc=0.

Построив вектор Vb3, определяем скорости точек D1 (конца кулисы) и S3 (цент тяжести кулисы) из пропорции. Направление движения всех этих трёх точек одинаково, а величину находим из пропорции:

= и =

Точка D3 принадлежит звену 5, следовательно, её скорость по величине и направлению совпадает со скоростью ведомого звена. Находим её по следующему векторному уравнению:

Vd5Ех=Vd4+Vd5d4 , где Vd3 направлена горизонтально, Vd3d1 направлена вертикально.

Для определения величины скорости из плана скоростей необходимо длину отрезка характеризующего эту скорость (в мм.) умножить на масштаб v.

4.3.2 Построение плана ускорений

Рассмотрим порядок построения плана ускорений для данного механизма.

аВ1 = аВ1 = АВ*L АВ = 3.5pi2 м/с2

аВ1 направлено параллельно АВ от конца кривошипа к центру его вращения.

Для построения плана ускорений выбираем масштаб:

а=1 м/мм.с2

Составим векторные уравнения для определения ускорений характерных точек для диады

ab3=ac+anb3c+ab3c ,

ab3= anb1+аkb3b1+аrb3b1 ac=0

ab3c= V2b3c/Lb3c, ab3c параллельно CD и направлено от D к C.

ab3c перпендикулярно CD.

аb3b1=2*CD* Vb3b1 и направлено паралельно CD

СD= Vb3c./Lb3c

Величину Аd4 определяем аналогично Vd4, составив векторные уравнения для диады

Ae=Aex+Aeex

Ae=Ad4+Aed4 Aeex=Ad4+Aed4

Величина ускорения находится из плана ускорений перемножением длины отрезка характеризующего данное ускорение на а.

Приведём пример определения скоростей и ускорений графоаналитическим методом для 4 положения механизма.

Определяем Vb3:

Vb3=Vb1+Vb3b1,

Vb3=Vc+Vb3c.

Для данного положения механизма Vb3b1 - направлено параллельно CD от D к C, а Vb3c перпендикулярно CD и направлена в сторону вращения кулисы. Выполнив построение, получим длину отрезка, характеризующего величину Vb3 nb3=43 мм., а длина CB=263 мм. Длины отрезков nd1 и hc находим как:

nd1= * nb3=53 мм.

ns3= * nb3=37 мм.

Построим эти отрезки на плане скоростей в направлении, совпадающем с направлением Vb3.

Vd3=Vd1+Vd3d1 , где Vd3 направлена горизонтально, Vd3d1 направлена вертикально.

Подсчитаем величины скоростей по формуле:

Vi=Ni*v

nb3b1=12 мм. VB3B1=0.6 м/с.

nb3= 43 мм. VB3=2.14 м/с.

nd1=55 мм. Vd1=2.7 м/с.

nd3=54 мм. Vd3=2.67 м/с.

nd3d1= 4.4 мм. VD3D1=0.22 м/с.

Модули скоростей, вычисленные графоаналитически

Табл 2

№ положения	Vb3b1	Vb3	Vs3	Vd1	Vd3d1	Vd3
	М/с
1	2,2	0	0	0	0	0
2	2,01	0,94	06	1,41	0,31	1,38
3	1,2	1,85	1,04	2,51	0,46	2,47
4	0,534	2,14	1,1	2,7	0,22	2,67
5	0,28	2,2	1,1	2,73	0,19	2,72
6	1,07	1,92	1,05	2,48	0,39	2,45
7	1,77	1,26	0,72	1,79	0,57	1,7
8	2,2	0,22	0,19	0,38	0,13	0,35
8'	2,2	0	0	0	0	0
9	2,105	0,69	0,51	1,38	0,41	1,3
10	1,19	1,885	1,73	4,4	1,19	4,21
11	0,64	2,105	2,07	5,12	0,44	5,09
12	1,76	1,32	0,97	2,8	0,57	2,73

Построение плана ускорений.

Определяем Ad3

Ad3=Ab1+Ab3b1=Ab3b1

Ad3=Ac+Ab3c+Ab3c

Для данного положения Ab1 направлено параллельно АВ от В к Аb3b1=2cd*Vb3b1=2*4*1.25=10 м/с2, где cd=Vd4/Lcd=2.85/0.71=4 рад/с

Vb3b1=1,25 м/с скорость камня относительно кулисы

Ab3c=Vb3c2/La3c=1.752/(212*0.005)=2.9 м/с2.

Anb1=2*Lab=15.72*0.14=34.5 м/с2.

Ad4=Ab1*Lcd/Lb3c=12*284/210=16.2 м/с2.

Построение годографа центра тяжести кулисы.

Скорость центра тяжести кулисы определим из плана скоростей

Vц=Lpd4*v*Lcs3/CD

Выберем масштаб скорости годографа vц=0,05 м/с.мм.

Vц2=33*0,05*0,29/0,71=0,67 м/с. Lvц2=0,67/0,05=13,4 мм.

Длины векторов годографа

Табл. 4

№ п.п	1	2	3	4	5	6	7	8	9	10	11	12
Lpd4	0	33	46	55	56,5	49	37	10	35	100	105	55
Lvc	0	13,4	18,8	22,5	22,6	20	15	4	14,3	40,8	43	22,5

Построение аналога угловой скорости и аналога углового ускорения кулисы.

Угловую скорость кулисы определяем из плана скоростей:

к2=Lpd42*/CD=33*0.05/0.71=2.3 рад/с

Выберем масштаб для аналога угловой скорости =0,1 рад/с.мм.

Аналог углового ускорения кулисы построим графическим дифференцированием графика аналога угловой скорости.

База дифференцирования H=6 мм. таким образом

=/(*H)=0.1/(0.052*6)=0.32 рад/с2мм.

Для 8 положения 8=L8*=12*0.32=3.8 рад/с2.

1.6. Расчёт погрешности

Вычислим среднюю погрешность при определении скорости рабочего органа методом планов скоростей и графическим методом

Еv3=(Vпс-Vг)/Vпс=45*0,05-2,4/(45*0,05)=5%

Еv5=(155*0.05-2.5)/55*0.05=9%

Ev10=(90*0,05-4,46)/(90*0,05)=1%

Есрv=(Ev3+Ev5+Ev10)/3=5%

Вычислим погрешность при определении ускорений:

Еа=(Апс-Аг)/Апс

Еа1=(57-54)/57=5%

Еа3=(17-17,3)/17=1%

Еа10=(63-57)/63=9%

Есра=(Еа1+Еа3+Еа10)/3=5%

Таким образом, погрешности находятся в допустимых пределах.

Аналитический метод расчёта.

Составим уравнение замкнутого векторного контура АВСА

L1+L4=L3 (1)

В проекции на оси неподвижной системы координат X Y:

L1cos(1)=L3cos(3)

L1sin(1)+L4=L3sin(3) (2)

XL1=L1cos(1)

YB1=L1sin(1)+L4

Угол поворота кулисы ВС

3=Arctg(L1sin(1)+L4/(L1*cos(1)) (3)

Положение камня кулиса 2

L3=L1 (4)

Координаты точки D:



Xd=Lcd*cos(1) Yd=Lcdsin(3) (5)

Угловая скорость кулисы

3=L1cos(1-3)* 1/L3 (6)

Скорости точек звеньев:

Xb1=-L11sin(1) Yb1=L1*1cos(1) Vb1=L1*1. (7)

Xd=-Lcd3sin(3) Yd=-Lcd3cos(3) (8)

Vb3b1=-L11sin(1-3) (9)

Xb3=-Lcb33sin(3) Yb3=-Lcb33cos(3) Vb3=Lcb33 (10)

Угловое ускорение кулисы

E3=Lb3c21sin(1-3)/L1-2Vb3b23/L3 (10)

Ускорение точек звена

Xb1=-L121cos(1), Yb1= -L121sin(1) Ab1=L1*12. (11)

Xd=-Lcd*E3sin(3)-Lcd23cos(3)

Yd=-Lcd*E3cos(3)-Lcd23sin(3) (12)

Ad=

Рассмотрим пример

1=109 3=Arctg(L1sin(1)+L4/(L1*cos(1))=94,6

L3=L1 =0,564 м.

3=2,198cos(1-3)/L3=3,775 1/с

Vb3b1=-2,198sin(1-3)=-0,545 м/с

Vd=Lcd3=0.713=2.68 м/с

E3=-34,545sin(1-3)+2Vb3b23/L3=-7,9

Xd=-0,71*E3sin(3)-Lcd23cos(3)=6,408 м2/с

Yd=0,71*E3cos(3)-Lcd23sin(3)=-9,632 м2/с

Ad= =11,569 м2/с.

Аналогичным образом, пользуясь выражениями (8), (9), (11), (13), (14), (15), найдем значения скоростей и ускорений для всех положений механизма. Результаты представлены в виде таблицы 5.

Табл.5

Ускорения и скорости, вычисленные аналитически.

№ пол.	1	3	L3, м	3 1/с	Vb1b3, м/с	Vd, м/с	Ес 1/с2	Ad, м/с2
1	199	109	0,407	0	-2,2	0	-84,88	60,26
2	169	106	0,477	2,15	-1,95	1,53	-46,5	33,22
3	139	101,4	0,532	3,27	-1,34	2,33	-23,07	18,07
4	109	94,6	0,564	3,77	-0,5	2,68	-7,9	11,57
5	79	87,3	0,568	3,82	0,32	2,72	4,5	10,8
6	49	80,2	0,543	3,46	1,14	2,46	18,47	15,63
7	19	74,4	0,494	2,52	1,81	1,8	39,09	28,12
8	-11	71,1	0,426	0,7	2,18	0,5	73,15	51,94
8'	-19	71	0,407	0	2,2	0	84,87	60,26
9	-41	72,6	0,354	-2,5	2,01	-1,77	117,7	83,70
10	-71	81,3	0,301	-6,4	1,02	-4,6	97,2	75,17
11	-101	95,2	0,294	-7,8	-0,61	-5,1	-62,8	57,68
12	-131	105,8	0,337	-3,5	-1,84	-2,53	-124,76	89,04

4.3 Силовой расчёт

4.3.1 Исходные данные:

Усилие резани Рпс=130 кг.

Веса звеньев G1=10 кг G2=2 кг. G3=16 кг. G4=2 кг. G5= 22 кг.

Угловая скорость кривошипа:

1=15,7 рад /с.

Длины звеньев:

Lcd=0.71 м. Lас=0,43 м. Lab=0.14 м. Lcs3=0.29 м.

Для 3 положения механизма имеем:

As5=17 м/с.

As3=(Ab3/Lcb3)Lcs3=(12/214)*117=6.6 м/с2.

3=(Ab3/(Lcb3*v))=12/(214*0.0025)=22.4 рад/с2.

Определение сил инерции звеньев.

Из механики известно, что любую систему сил можно привести к главному вектору сил:

Р=ma;

И главному моменту инерции:

Mи=-Is

Действующих относительно точки приведения, за которую мы принимаем центр масс звеньев.

Определим Ри и Ми для всех звеньев механизма:

Ми5=0 т.к. =0 Ри5=G5*A5/g=22*17/10=37.4 кг.

Ми4=0 т.к. J4=0 Ри4=G4*A4/g=2*17/10=3.4 кг.

Ми3=J3*E3=0.04*22.4=0.896 рад/с2. Ри3=22,4*0,29*16/10=10 кг.

Ми2=0 т.к. J2=0 Ри2=21Lab=15.72*0.14=34.5 кг.

Точкой приложения Ри3 служит точка S3. За точку приложения Ри5 условно принимаем середину между опорами Е.

После определения сил инерции звеньев и точек их приложения проводим дальнейшие расчёты для каждой группы отдельно.

Определение реакций в кинематических парах.

Структурная группа

силовой расчёт начнём с наиболее удалённого звена т.к. все силы действующие на него известны. Действие отброшенных звеньев и реакций опор заменяем силами R0-5 и R3-4. Определим их величины и направления. Масштаб построения выберем p=1 кгс/мм.

Рассмотрим равновесие звена 5:

УРi=0 G5+Pи5+Рпс+ R0-5 + R4-5=0

У реакции и сил, подчеркнутых одной чертой известно направление, двумя чертами величина и направление. Реакция R0-5 - направлена вертикально; R3-4- горизонтально. Построением силового многоугольника определим их величины (действием сил трения пренебрегаем).

Далее рассмотрим равновесие звена 4:

УРi=0 R5-4 + Ри4 +G4 + R3-4= 0

R4-5=-R5-4 Построением находим величину и направление R3-4, которая приложена к шарниру. Для нахождения точки приложения R0-5 составим уравнения моментов всех сил, действующих на данную структурную группу относительно точки D.