Технологический процесс изготовления коленчатого вала кривошипного пресса

Таким образом, одним из факторов, определяющих форму поверхности детали, являются упругие деформации ТС, порождаемые нестабильностью сил резания, которые определяются режимами резания. Например, составляющие силы резания при продольном и поперечном точении пропорциональны глубине t, подаче s и скорости v резания и могут быть оценены следующей эмпирической зависимостью:

P_{z, y, x} = C_pt^bs^mvⁿK_P, (5.1)

где Р_г -- тангенциальная, Р_у -- радиальная, Р_х -- осевая составляющие силы резания Р. Значения постоянного коэффициента С_P и показателей степени b, т и п для конкретных условий обработки и для каждой из составляющих силы резания табулированы в справочниках. С учетом фактических условий резания составлены также таблицы и для коэффициентов, произведением которых определяется поправочный коэффициент Кр.

Приняв, что в рабочем диапазоне сил резания отношение упругого смещения у(Р) элементов ТС станка по нормали к обработанной поверхности к силе Ру постоянно, можно утверждать, что соответствующие упругие деформации пропорциональны значению Р_y, а следовательно, и произведению C_pt^bs^mvⁿK_p из формулы (5.1). При фиксированных значениях s и v смещение у(Р) в рабочем диапазоне сил резания пропорционально глубине резания, взятой в степени b, а именно:

y(P)=Ct^b, (5.2)

где С -- коэффициент пропорциональности.

Колебания припуска на обработку детали, связанные с погрешностью заготовки и распределением припуска при наладке станка, изменяют глубину резания. Отметим также, что при черновой обработке глубину резания, как правило, назначают максимальной. С другой стороны, припуск не может быть постоянным даже в пределах одной заготовки, так как толщина слоя металла, удаляемого с поверхности, непостоянна.

Исходя из сказанного, можно сделать вывод о том, что распределение припуска по обрабатываемой поверхности при фиксированных значениях подачи и скорости резания определяет смещение у(Р). В свою очередь, на распределение припуска в значительной степени влияет положение заготовки на рабочей позиции, зависящее от выбора технологических баз, процессов базирования и закрепления заготовки. Учитывая это, поставим задачу путем выбора технологических баз и последующего базирования уменьшить упругие деформации элементов ТС станка и тем самым повысить точность формы обработанной детали.

5.2 Выбор технологических баз

Теоретическая схема базирования представлена на плане обработки и представляет собой схему расположения на технологических базах заготовки "идеальных" точек, символизирующих позиционные связи заготовки с принятой схемой координат станочного приспособления.

Поскольку вал коленчатый представляет собой несимметричную деталь относительно главной оси, то при его изготовлении необходимо ввести “искусственные центры осей”, которые позволят изготовить ступени вала не лежащие на главной оси, а таковыми являются коренные шейки.

Проблему с искусственными центрами решают простым способом: к крайним торцам привариваются технологические щеки, на которых на расточном станке просверливают три пары центровых отверстий, поскольку деталь конструктивно имеет три оси.

В целом, все токарные операции осуществляют по двойной направляющей и торцу, только местоположение этой двойной направляющей базы различно и зависит от выбора пар центровых отверстий.

На расточных операциях заготовку необходимо установить на примы, а это также базирование по двойной направляющей, для закрепления заготовки необходимо осуществить два зажима.

5.3 Технологический маршрут и план изготовления детали

Разработаем технологический маршрут на базе типового техпроцесса, что обеспечит его более высокое качество при сокращении времени разработки, учитывая, что тип производства - серийный.

Разработаем кодировку размеров (рис.5.1).

Последовательность изготовления детали сведем в таблицу 5.1.

Таблица 5.1

Технологический маршрут изготовления детали

№ опер.	Название операции	№ обрабатываемых поверхностей	Ra, мкм	Модель станка
010	0101 Разметочная	-	10	Бетта-3Д
015	4220 Расточная	16, 30	10	Шисс70Н/ ВЕТТ-15
020	4110 Токарная	1-5,11-15, 17,21-27, 29	5	1А661
025	0108 Слесарная	зафиксировать технологические щеки	-	Спец.площадка
030	9100 Сварка	приварить технологические щеки	-	1А661
035	4220 Расточная	ц.о. на технологических щеках	2,5	Шисс70Н/ ВЕТТ-15
040	4110 Токарная	7, 8, 9	2,5	ВЦМ
045	4165 Шлице-фрезерная	18, 19, 20		5К32OF10
047	5130 Закалка	Все	-	-
050	4110 Токарная	4, 7-9,12	2,5	1А661
055	4110 Токарная	6,10	2,5	1А661
060	4110 Токарная	1, 2-5, 11-14, 15, 21-27, 29	0,63	1А661
065	4220 Расточная	28, 31	2,5	Шисс70Н/ ВЕТТ-15
067	4151 Шлицешлифовальная	18 , 20		5В833
070	0108 Контрольная	-	-	Кант.площатка
075	0801 Консервация	Все	-	Кант.площадка
080	0180 Маркировочная	-	-	Кант.площадка

План изготовления детали вынесем на лист чертежа [ ].

Верхний индекс номеров поверхностей и размеров обозначает номер операции, на которых они были получены.

Кодировка размеров

Рис. 5.1

6. Проектирование технологических операций. Выбор СТО. Расчет режимов резания

6.1 Проектирование технологических операций

В таблице 5.1 представлен технологический маршрут изготовления детали - коленчатый вал двухкривошипного пресса.

Представим полное описание установов и переходов на каждой из операций:

010 Разметочная

Выполнить разметку линейных размеров шеек коленчатого вала для черновых операций

015 Расточная

Горизонтально-расточной станок 2В622Ф4.

Фрезерование торцев заготовки пов.1⁰¹⁵ , 15⁰¹⁵в размер И⁰¹⁵ и сверление центровых отверстий в размер Ц1, Ц2, Ц3.

020 Токарная

Токарно-револьверный станок модели 1А661.

Токарная черновая обработка пов. 2⁰²⁰, 3⁰²⁰, 4⁰²⁰, 5⁰²⁰, 11⁰²⁰, 12⁰²⁰, 13⁰²⁰, 14⁰²⁰, 17⁰²⁰, 26⁰²⁰.

025 Слесарная

Спец площадка

Наживить технологические щеки: ввернуть шпильку в центровые отверстия и навинтить технологические щеки.

030 Сварка

Приварить технологические щеки во избежании скручивания во время вращения заготовки в патроне на токарных операциях

035 Расточная

Горизонтально-расточной станок 2В622Ф4.

Сверление трех пар центровых отверстий соответственно трем осям заготовки в размер Ц1⁰³⁵, Ц2⁰³⁵.

040 Токарная

Токарно-револьверный станок модели 1А661.

Токарная черновая обработка пов.: 8⁰⁴⁰, 22⁰⁴⁰, 23⁰⁴⁰, 24⁰⁴⁰, 25⁰⁴⁰.

045 Шлицефрезерная

Зубофрезернай станок 5К32 OF10.

Обработка пов.18⁰⁴⁵ _, 19⁰⁴⁵, 20⁰⁴⁵ .

047 Термообработка проводится по заказу на ВЦМ

050 Токарная

Токарно-револьверный станок модели 1А661.

Токарная чистовая обработка пов.: 7⁰⁵⁰, 8⁰⁵⁰, 9⁰⁵⁰, 19⁰⁵⁰, 20⁰⁵⁰, 21⁰⁵⁰, 32⁰⁵⁰ 33⁰⁵⁰, 34⁰⁵⁰, 35⁰⁵⁰, 38⁰⁵⁰, 39⁰⁵⁰ , 40⁰⁵⁰, 41⁰⁵⁰.

Провести накатку роликом пов.: 8⁰⁵⁰ и канавок согласно ТТ чертежа.

055 Токарная

Токарно-револьверный станок модели 1А661.

Токарная чистовая обработка пов.: 6⁰⁵⁵, 10⁰⁵⁵.

060 Токарная

Токарно-револьверный станок модели 1А661.

Точить начисто пов.: 2⁰⁶⁰, 3⁰⁶⁰, 4⁰⁶⁰, 5⁰⁶⁰, 11⁰⁶⁰, 12⁰⁶⁰, 13⁰⁶⁰, 14⁰⁶⁰, 21⁰⁶⁰, 22⁰⁶⁰, 23⁰⁶⁰, 24⁰⁶⁰, 25⁰⁶⁰, 26⁰⁶⁰, 27⁰⁶⁰.

Провести накатку роликом пов.: 4⁰⁶⁰, 12⁰⁶⁰.

065 Расточная

Горизонтально-расточной станок 2В622Ф4.

Фрезеровать шпоночные пазы соответственно создать пов.: 28⁰⁶⁵, 31⁰⁶⁵.

067 Шлицешлифовальная

Зубошлифовальный станок 5В8363.

Обработка пов.18⁰⁴⁵ _, 20⁰⁴⁵ . Окончательная обработка шлицевых зубьев.

070 Слесарная

Притупить острые кромки

075 Маркировочная

Кантовочная площадка.

Произвести маркирование детали в определенном месте согласно техническим требованиям чертежа [ ].

080 Консервация

Кантовочная площадка.

Произвести упаковку и консервацию детали.

6.2 Выбор СТО

Задача данного раздела - выбрать для каждой операции ТП такие оборудование, приспособление, режущий инструмент (РИ) и средства контроля, которые бы обеспечили заданный выпуск деталей заданного качества с минимальными затратами.

Представим выбранное оборудование в таблицах 6.1 и 6.2. Далее в таблицу 6.3 сведем все сведения по выбору средств технологического оснащения, который проводился с использованием [6] и [7], по каждой операции с указанием ГОСТов на стандартный инструмент и приспособление.

Таблица 6.3

Выбор средств технического оснащения

	Название операции	Наименование и модель оборудования	Наименование приспособления	Наименование инструмента	Наименование измерительного средства
1	2	3	4	5	6
005	0108 Слесарная		--	--	1. Штангенциркуль ШЦIII-400-0,1 ГОСТ 160-80
010	0101 Разметочная	Бетта -3Д	Призмы УСП ГОСТ 12195-69, Зажимной меха- низм УСП Упор УСП	Цеховой инструмент-керн
015	4220 Расточная	Горизонтально-расточной станок “ШИСС” 70Н/Бетт-15	Призмы УСП ГОСТ 12195-69, Зажим УСП	Фреза торцовая 250 Т5К10 (Р40) ГОСТ 9304-69, Сверло центровочное ГОСТ 14952-75 тип В, d=6,3 ГОСТ 14952-80 Метчик машинный 6 мм Т30К4 (Р01) ГОСТ 17933-72	1.Штангенциркуль ШЦIII-400-0,1 ГОСТ 160-80 2. Шаблон
020	4110 Токарная	Токарно-револьверный станок модели 1А661	Четырехкулачковый патрон ГОСТ 3890-82 Центр вращающийся ГОСТ 8742-75	Резец токарный черновой проходной изогнутый Р18	1 Микрометр ГОСТ 6507-78, 2 Штангенциркуль ШЦIII-400-0,1 ГОСТ 160-80
025	0108 Слесарная	Кантовочная площадка			1 Штангенциркуль ШЦIII-400-0,1 ГОСТ 160-80
030	9100 Сварка	Сварочный пост
035	4220 Расточная	Горизонтально-расточной станок “ШИСС” 70Н/Бетт-15	Призмы УСП ГОСТ 12195-66, Зажимной меха- низм УСП, Упор УСП	Сверло центровое ГОСТ 14952-75 типа А d=6.3 ГОСТ 10903-77	Штангенциркуль ШЦIII-400-0,1 ГОСТ 160-80
040	4110 Токарная	Токарно-револьверный станок модели 1А661	Четырехкулачковый патрон ГОСТ 3890-82 Центр вращающийся ГОСТ 8742-75	Резец токарный черновой проходной изогнутый Р18	Штангенциркуль ШЦIII-400-0,1 ГОСТ 160-80
045	4165 Шлицефрезерная	Зубофрезерный станок модели 5К32OF10	Четырехкулачковый патрон ГОСТ 3890-82 Центр неподвижный ГОСТ 8740-75	Фреза шлицевая ГОСТ 6033-80	Калибр
050	4110 Токарная	Токарно-револьверный станок модели 1А661	Четырехкулачковый патрон ГОСТ 3890-82 Центр вращающийся ГОСТ 8742-75	Резец строгальный прорезной отогнутый ВК6 (К20) Приспособление для накатывания поверхностей патент РФ №212443	Скоба рычажная СР ГОСТ 11098-75
055	4110 Токарная	Токарно-револьверный станок модели 1А661	Четырехкулачковый патрон ГОСТ 3890-82 Центр вращающийся ГОСТ 8742-75	Резец строгальный прорезной отогнутый ВК6 (К20)	Скоба рычажная СР ГОСТ 11098-75
060	4110 Токарная	Токарно-револьверный станок модели 1А661	Четырехкулачковый патрон ГОСТ 3890-82 Центр вращающийся ГОСТ 8742-75	Резец токарный чистовой прорезной отогнутый ВК8 (К30) Приспособление для накатывания поверхностей патент РФ №2124430	Скоба рычажная СР ГОСТ 11098-75
065	4220 Расточная	Горизонтально-расточной станок “ШИСС” 70Н/Бетт-15	Призмы УСП ГОСТ 12195-66, Зажимной меха- низм УСП Упор УСП	Фреза шпоночная 40мм ВК8 ГОСТ 16463-80	Штангенциркуль ШЦIII-400-0,1 ГОСТ 160-80 Калибр-пробка
067	4141 Шлицешлифовальная	Зубошлифовальный станок модели 5В833	Патрон поводковый ГОСТ 2571-71. Центр неподвижный ГОСТ 8740-75	Круг шлифовальный 25А16СМ17К ГОСТ 2424-83	Ролик специальный
070	0108 Контрольная	Кантовочная площадка	--	--	--
075	0801 Консервация	Кантовочная площадка	--	--	--
080	0180 Маркировочная	Кантовочная площадка	--	--	--

6.3 Расчет режимов резания

Токарная 055: чистовое точение шеек вала

1) Расчет длины рабочего хода L_р.х. в мм,

, (6.1)

где L_рез - длина резания, мм;

у - подвод, врезание и перебег инструмента, мм;

L_доп - дополнительная длина хода, вызванная в отдельных случаях особенностями наладки и конфигурацией деталей, мм.

.

2) Назначение подачи суппорта на оборот шпинделя S₀ в мм/об,

точение стали 40Х при суммарной глубине (t+b) до 3 мм, S₀=0,3мм/об - обработка прорезным резцом,

3) Стойкости инструмента Т_Р=200 мин.

4) Расчет скорости резания V в м/мин и числа оборотов шпинделя n в минуту,

4.1) определение рекомендуемой нормативами скорости резания:

, (6.2)

где К₁ - коэффициент, зависящий от размеров обработки [8, с.32, карта Т-4];

К₂ - коэффициент, зависящий от состояния обрабатываемой поверхности и её твердости [8, с.33, карта Т-4];

К₃ - коэффициент, зависящий от стойкости материала инструмента [8, с.34, карта Т-4].

V_табл =65м/мин, твердосплавный режущий инструмент, обработка прорезным резцом и S₀=0,3мм/об,

Условия обработки - твердый сплав, НВ 286…332 (НВ288 после улучшения) К₁ =0,6;

К₂ =1,0 т.к. твердый сплав ВК8, стойкость Т=100мин.

.

4.2) Расчет числа оборотов шпинделя, соответствующего рекомендуемой скорости резания, и уточнение его по паспорту:

, (6.3)

где D - диаметр детали, мм.

nП=1,6-200 об/мин

(безступенчатое регулирование) принимаем n=62 об/мин

уточнение скорости резания по принятым оборотам шпинделя:

1) Расчет основного машинного времени обработки T_О в мин,

, (6.4)

.

2) В серийном производстве определяется норма штучно-калькуляционного времени Т_ш-к:

Т_ш-к = Т_п-з / n + Т_шт , (6.5)

где Т_п-з - подготовительно-заключительное время, мин;

n - количество деталей в настроечной партии;

Т_шт - штучное время, мин.

6) Расчет количества деталей в партии:

, (6.6)

где N -- годовая программа деталей (изделий);

D -- количество рабочих дней в году;

В -- количество дней запаса деталей для обеспечения бесперебойной работы сборочного цеха (соответствует периодичности запуска). Для крупных деталей принимается равным от 3 до 6 суток.

шт.

7) Число повторений запуска-выпуска партии деталей:

 (6.7)

где N_мес - месячная программа выпуска деталей, равная:

, шт (6.8)

шт.

8) Периодичность запуска-выпуска партии деталей:

(6.9)

где Д_мес - количество рабочих дней в месяце.

шт.

9) Расчет штучного времени:

Т_шт = Т_о + Т_в + Т_об + Т_от (6.10)

где Т_о - основное время, мин;

Т_в - вспомогательное время, мин.

Вспомогательное время состоит:

Т_в = Т_у.с + Т_з.о + Т_из , (6.11)

где Т_у.с -время на установку и снятие детали, мин;

Т_з.о - время на открепление и закрепление детали, мин;

Т_из - время на измерение детали, мин.

Время на обслуживание рабочего места Т_об в серийном производстве слагается из времени на организационное обслуживание Т_орг и времени на техническое обслуживание рабочего места Т_тех:

Т_об = Т_орг + Т_тех; (6.12)

Т_от - время перерывов на отдых и личные надобности, мин.

Приведенные выше формулы для определения штучно-калькуляционного времени можно представить в виде:

Т_{ш-к 055}= Т_п-з / n + Т_о + Т_у.с + Т_з.о + Т_из + Т_{об. от} .

Т_{ш-к 055}= 4,08/0,2 + 20,4 + 2,04 + 2,04 + 2,45 + 2,45=49,78 мин.

10) Длительность производственного цикла.

Длительность производственного цикла Т_Ц определяется рабочим периодом и перерывами. Рабочий период включает в себя время на технические Т_техн и подготовительно-заключительные операции Т_пз, контрольные Т_к, транспортные Т_тр и другие операции, естественные процессы Т_ест. Время перерывов Т_пер делится, в свою очередь, на межоперационные и междусменные перерывы.

Таким образом, длительность производственного цикла можно рассчитать по формуле:

Т_ц = Т_техн + Т_к + Т_тр + Т_ест + ... + Т_пер. (6.13)

На участке применяется последовательный вид движения, когда в цехе (на участке) обрабатывается большая номенклатура небольшого годового объема изделий и. производительность на смежных рабочих местах резко отличается. Этот вид движения характерен для цехов единичного и мелкосерийного типов производства.

Токарная 055: чистовая обработка поверхностным пластическим деформированием

1) Расчет длины рабочего хода L_р.х. в мм,

, (6.14)

где L_рез - длина обрабатываемой поверхности, мм;

L_доп - дополнительная длина хода, вызванная в отдельных случаях особенностями наладки и конфигурацией деталей, мм.

.

2) Диаметр ролика определен типоразмерами патента D=60мм;

3) Определении подачи ролика по [8, с.247] принимаем S_Р=0,5мм/рол

4) Назначение окружной скорости обкатывания V, м/мин (скорости перемещения пятна контакта ролика по обрабатываемой поверхности)

Т.к. диаметр обрабатываемой детали больше 100мм , то окружная скорость вращения ролика лежит в пределах 25…60 м/мин

По конструктивным особенностям сборки накатного приспособления частоту вращения ролика рассчитаем по формуле:

(6.15)

где n₀- число оборотов ролика;

n-число оборотов шпинделя станка.

Отношение А рассчитывают по формуле [8, с.248]

(6.16)

где i - отношение диаметра обрабатываемой поверхности к диаметру ролика

Окружная скорость ролика равна скорости вращения детали, отсюда частота вращения ролика определим по формуле:

n₀= об/мин

Рекомендуемое число оборотов шпинделя станка:

об/мин

Поскольку ведем совместную обработку токарной и упрочняющей операции принимаем частоту вращения шпинделя по токарной операции, во избежании поломки резца из-за возможных больших усилий.

(6.17)

Т_{ш-к 055}= Т_п-з / n + Т_о + Т_у.с + Т_з.о + Т_из + Т_{об. от} .

Т_{ш-к 055}= 0,4/0,2 + 2,0 + 0,2 + 0,2 + 0,24 + 0,24 = 7,88 мин.

Расточная 065: фрезерование шпоночных пазов

1) Расчет длины рабочего хода в мм и средней ширины фрезерования в мм.

(6.1)

где - длина резания, равная длине обработки, измеренной в направлении резания, мм;

у - длина подвода, врезания и перебега инструмента, мм;

- дополнительная длина хода, вызванная в ряде случаев особенностями наладки и конфигурации детали, мм.

(6.18)

где F - площадь фрезеруемой поверхности, мм².

,

F=14850мм²,

.

2) Определение рекомендуемой подачи на зуб фрезы по нормативам S_Z , мм/зуб [8, с.83, карта Ф-2].

t - глубина резания, мм, t=15мм; концевой фрезой из твердосплава, диаметром 45 мм S_Z=0,04 мм/зуб.

3) Стойкость фрезы Т=80мин.

4) Расчет скорости резания V в м/мин, числа оборотов шпинделя n об/мин, минутной подачи S_м в мм/мин.

4.1) определение рекомендуемой нормативами скорости резания:

(6.19)

где К₁ - коэффициент, зависящий от размеров обработки [ , с.98, карта Ф-4];

К₂ - коэффициент, зависящий от состояния обрабатываемой поверхности и её твердости [ , с.100, карта Ф-4];

К₃ - коэффициент, зависящий от стойкости материала инструмента [ , с.100, карта Ф-4].

V_табл =22м/мин, концевая шпоночная фрезой, глубина фрезерования до 15 мм.

D=45 К₁ =1,1;

Условия обработки, без корки, НВ 286…332 К₂ =0,6;

К₃ =1,0 т.к. твердосплав, стойкость фрезы Т до 100мин.

.

4.2) расчет числа оборотов шпинделя, соответствующего рекомендуемой скорости резания, и уточнение его по паспорту:

 (6.3)

где D - диаметр фрезы, мм.

nП=36-500 об/мин

n_П = 100 об/мин

Уточнение скорости резания по принятым оборота шпинделя:

4.3) расчет минутной подачи по принятому значению числа оборотов шпинделя:

(6.20)

где ZИ - число зубьев фрезы, шт.

Уточнение расчетной минутной подачи Sм по паспорту: Sм = 48 мм/мин.

5) Расчет основного машинного времени обработки TО в мин

 (6.21)

6) Выявление подачи на зуб фрезы SZ в мм/зуб по принятым режимам резания:

(6.22)

7) Рассчитаем штучное калькуляционное время:

Т_{ш-к 065}= Т_п-з / n + Т_о + Т_у.с + Т_з.о + Т_из + Т_{об. от} .

Т_{ш-к 065}= 1,396/0,2 + 6,98 + 0,698 + 0,698 + 0,837 + 0,837 = 17,03 мин.

Для остальных операций штучно-калькуляционное время определим по приближенной формуле, и значения сведем в таблицу 6.4.

(6.23)

где _к - поправочный коэффициент, зависящий от типа производства, [1, с.173].

Таблица 6.4.

Штучное время на операциях

№ оп.	Код и наименование операции	ТО, мин	к	Тш-к, мин
		Базовый	Проектный		Базовый	Проект.
1	2	3	4	5	6	7
010	0101 Разметочная	2,5	2,5	3,25	8,125	8,125
015	4220 Расточная	5,0	5,0	3,25	16,25	16,25
020	4110 Токарная	120,0	120,0	1,98	237,6	237,6
025	0108 Слесарная	0,7	0,7	1,27	0,889	0,889
030	9100 Сварка	23,0	23,0	1,25	28,75	28,75
035	4220 Расточная	4,0	4,0	3,25	13,00	13,00
040	4110 Токарная	42,0	42,0	1,98	83,16	83,16
045	4165 Шлицефрезерная	25,0	25,0	2,25	32,00	32,00
047	5130 ТО	-	-	-	-	-
050	4110 Токарная	28	21,4	1,98	55,44	42,37
055	4110 Токарная	30	30	1,98	59,40	59,40
060	4110 Токарная	120	110,1	1,98	237,6	217,9
065	4220 Расточная	32,0	32,0	3,25	104,00	104,00
067	4141Шлицешлифов.	28,0	28,0	3,25	83,0	83,0
070	0108 Контрольная	1,0	1,0	1,27	1,27	1,27
075	0801 Консервация	0,6	0,6	1,27	0,762	0,762
080	0180 Маркировоч.	0,5	0,5	1,27	0,635	0,635

Длительность производственного цикла

На участке применяется последовательный вид движения, когда в цехе (на участке) обрабатывается большая номенклатура малого годового объема изделий и производительность на смежных рабочих местах резко отличается. Этот вид движения характерен для цехов единичного и мелкосерийного типов производства.

, (6.24)

где n - партия запуска деталей, шт;

t_ШТ - штучное время на операции, мин;

С - количество станков на операции;

m - количество операций;

t_МО - межоперационное время, мин.

Таблица 6.5

Время на каждой операции с учетом партии запуска. Время цикла

Базовый вариант	Проектный вариант

Рис. 6.3

7. Проектирование четырехкулачкового патрона

Задача данного раздела - разработать промышленно применимый четырехкулачковый патрон с независимым перемещением кулачков для токарно-револьверного станка 1А661, который позволит произвести зажим крупногабаритной заготовки. Патрон должен как закрепить патрон с необходимым усилием, так и должен передавать вращение от привода станка к заготовке.

Расчет усилия зажима заготовки.

В процессе обработки заготовки на нее воздействует система сил. С одной стороны действуют составляющие силы резания, которые стремятся вырвать из кулачков, с другой - сила зажима, препятствующая этому. Из условий равновесия моментов данных сил и с учетом коэффициента запаса определяется необходимое зажимное и исходное усилия.

В нашем случае заготовка с соотношением длинны к диаметру больше чем 2,5, значит она будет обрабатываться с использованием вращающегося центра, устанавливаемого в пиноли задней бабки станка.

Суммарный крутящий момент от касательной составляющей силы резания стремится повернуть заготовку в кулачках и равен в нашем случае:

. (7.1)

Провороту заготовки препятствует момент силы зажима, определяемый следующим образом:

, (7.2)

где W- суммарное усилие зажима, приходящееся на четыре кулачка, Н;

f- коэффициент трения на рабочей поверхности кулачка.

Из равенства моментов определим необходимое усилие зажима, препятствующее провороту в кулачках:

М_Р=М_З

(7.3)

Из формулы (7.3) выразим усилие зажима одного кулачка.

(7.4)

Определение требуемой силы зажима следует производить с учетом коэффициента запаса К, тогда формула (7.4) примет вид:

(7.5)

Значение коэффициента запаса, в зависимости от конкретных условий выполнения технологической операции, определим по формуле [12, с.382].

, (7.6)

где - гарантированный коэффициент запаса,

- при чистовой обработке,

- коэффициент увеличения сил резания вследствие затупления режущего инструмента,

- коэффициент увеличения силы резания при прерывистом резании,

- характеризует постоянство силы, развиваемой зажимным механизмом,

- характеризует эргономику немеханизированного зажимного механизма,

Коэффициент трения между заготовкой и сменным кулачком зависит от состояния его рабочей поверхности [12, с.384]. Для трущейся пары сталь-сталь коэффициент трения равен .

Проведем расчет тангенциальной составляющей силы резания по известной формуле:

где С_Р - коэффициент, влияющий на силу резания

х, y, n - показатели степени, влияющие на силу резания [6, с. 273, табл. 22]

Кр - поправочный коэффициент,

К_р=К_мрК_р К_р К_р К_rр

где К_мр, К_р , К_р , К_р , К_rр - поправочные коэффициенты учитывающие влияние геометрических параметров режущей части инструмента на составляющие силы резания при обработке детали.

K _MP = по [6, с. 264, табл. 9],

К_р =0,89; К_р =1,1; К_р =1,0; К_rр=1,0 по [6, с. 275, табл. 23],

К_р=1,370,89 1,1 1,0 1,0=1,34

Ср =300; х = 1,0; y = 0,75; n = -0,15 по [6, с. 273, табл. 22]

Подставим все определенные коэффициенты в формулу и рассчитаем тангенциальную составляющую силы резания, данные по скорости, подачи и глубине резания были рассчитаны и приняты ранее в п.6.

=10 300 1,0^1,0 0,3^0,75 87,96^-0,15 1,34 = 832,58 Н

Подставив в формулу (7.5) исходные данные, получим:

Величина усилия зажима , прикладываемая к независимым кулачкам несколько увеличивается по сравнению с усилием W и рассчитывается по формуле:

, (7.7)

где - вылет кулачка,

- длина направляющей постоянного кулачка,

f=0,1- коэффициент трения в направляющих постоянного кулачка и корпуса.

Описание конструкции приспособления

Эскиз четырех кулачкового патрона

Станочное приспособление предназначено для базирования и закрепления вала при обработке наружного контура на станке модели 1А661. Применяют для установки и зажима деталей некруглой формы.

Четырехкулачковый патрон с независимым перемещением кулачков (рис.7.2) состоит из корпуса 1, в котором выполнены четыре паза, в каждом пазу смонтирован кулачок 4 с винтом 3, используемым для независимого перемещения кулачков по пазам в радиальном направлении. От осевого смещения винт 3 удерживается сухарем 2. При повороте кулачков на 180 градусов патрон может применяться для крепления заготовок по внутренней поверхности. На передней поверхности патрона нанесены концентричные круговые риски (расстояние между рисками 10-15 мм), с помощью которых кулачки выставляются на одинаковом расстоянии от центра патрона.

8. Проектирование приспособления для контроля биения коренных шеек

Чертеж контрольного приспособления представлен на двух листах чертежей [ ].

Контрольная операция целесообразно проводить на горизонтально-расточном оборудовании для экономии производственной площади. Поэтому основанием для элементов контрольного приспособления служит универсальная плита из набора УСП, вмонтированная на станке “ШИСС” 70Н/Бетт-15.

Контрольное приспособление предназначено для контроля биения коренных шеек коленчатого вала.

Согласно данным чертежа детали [ ] - биение шеек детали должно быть не более 0,05мм.

Разработанное приспособление позволит контролировать крупногабаритные деталей типа вала.

Контрольное приспособление состоит из плиты, в котором выполнены четыре паза, в каждом пазу смонтирован кулачок 4 с винтом 3, используемым для независимого перемещения кулачков по пазам в радиальном направлении. От осевого смещения винт 3 удерживается сухарем 2. При повороте кулачков на 180 градусов патрон может применяться для крепления заготовок по внутренней поверхности. На передней поверхности патрона нанесены концентричные круговые риски (расстояние между рисками 10-15 мм), с помощью которых кулачки выставляются на одинаковом расстоянии от центра патрона.

Контрольное приспособление включает в себя цифровой индикатор - биениемер, с точностью измерений 0,005мм.

9. Анализ повышения точности токарной обработки

Снизить погрешности изготовления деталей (повысить точность их формы и качество поверхностного слоя) при токарной обработке можно путем непрерывного управления деформированным состоянием заготовок [29-31].

Проведем поиск управляющих воздействий в виде сосредоточенных сил либо моментов, прикладываемых в нежесткой заготовке (отношение длины к диаметру более 7) и удовлетворяющих заданному деформационному критерию качества (т.е. отклонению заготовки от исходного недеформированного состояния), используя метод, называемый энергетическим.

Схема деформированного состояния нежесткой заготовки

Полную энергию нежесткой заготовки в деформированном состоянии (рис.9.1) при управляющих воздействиях на это состояние в виде моментов М₁ и М₂ можно выразить следующим образом:

(9.1)

где EI(x) -- изгибная жесткость заготовки;

W(x) -- прогиб заготовки в произвольном сечении с координатой х; W(d) -- прогиб заготовки в сечении с координатой а, в котором приложена сила Р резания;

М₁ и М₂ -- управляющие моменты как функции координаты а;

W'(0) и W(l) - углы поворота сечений заготовки на опорах (при закреплении ее в центрах);

l - длина заготовки;

W(x) - угол поворота сечения с координатой x;

N - продольная (растягивающая) сила, которая возникает при закреплении заготовки и может быть использована в качестве дополнительного управляющего воздействия.

Если нежесткая заготовка представляет собой, например, конус, то момент инерции ее произвольного поперечного сечения:

,

где d₁ и d₂ -- диаметры оснований конуса. Найти точное решение рассматриваемой задачи в этом случае крайне трудно. При поиске значений управляющих моментов (для N = 0) использовали метод Ритца. С целью обеспечить точность аппроксимации изогнутой оси заготовки выражение для расчета прогиба записывали в виде полинома 7-й степени:

(9.2)

здесь коэффициент С₁ находят из условия W(l))=0, а коэффициенты С₂, ... , С₇ -- из условия поддержания минимума полной энергии заготовки в деформированном состоянии, которое она имеет в процессе обработки,

(9.3)

После определения коэффициентов полинома значения управляющих моментов можно найти с помощью деформационного критерия качества. В данном случае используется достаточно простой критерий, представленный в виде следующих условий:

 (9.4)

где

После подстановки полинома (9.2) в выражение (9.1) и вычислений в соответствии с условием (9.3) получаем систему линейных алгебраических уравнений, решая которую на персональной ЭВМ, находим выражения для расчета М₁ и M₂ . Для случая цилиндрических заготовок при использовании метода начальных параметров удалось найти следующее точное выражение:

М₁ - M₂ = 2Pa(1 -a)/3l

Следует отметить, что при определении требуемых управляющих воздействий необходимо учитывать влияние деформации центров на линейные и угловые перемещения сечения заготовки с координатой а. Перемещения 1-го и 2-го центров в результате их изгибных деформаций

W_Ц1 =l_ц³ [P(l-a)+M₁-M₂](l-a)/(3l²EI_ц);

W_Ц1 =l_ц³ [P(l-a)+M₁-M₂](l-a)/(3l²EI_ц);

где l_ц -- длина центров;

Еl_Ц - их изгибная жесткость.

Перемещение и угол поворота сечения заготовки с координатой х, обусловленные деформациями центров, соответственно равны

W(x)_ц=W_w1(1-x/l)+W_ц2 (х/l)

и

W(x)_ц=dW_ц /dx,

где W_Ц -- перемещение центра.

На рис.9.2 даны графики управляющих моментов М₁ и М₂, построенные без учета и с учетом деформаций центров при обработке нежестких конических и цилиндрических заготовок. Как видно, если учитывать деформации центров (рис.9.2,б), то при а = 0 и а = l значения М₁ и М₂ не равны нулю.

Полученные зависимости для М₁ и М₂ входят в математическое обеспечение систем управления автоматической токарной обработкой нежестких заготовок. На базе результатов теоретических исследований спроектированы оригинальные механические исполнительные органы систем автоматического управления (САУ) деформациями нежесткой заготовки представленные в а.с. 973240 МКИ В 23 В 1/00 и а.с. 1085674 МКИ В 23 В 1/00.

В структурную схему (рис.9.3) таких СAУ входят датчики 2, предназначенные для измерения координаты а (характеризующей положение режущего инструмента относительно заготовки при его движении вдоль нее), а также перемещения сечения с координатой а, обусловленного изгибными деформациями заготовки и центров.

Управляемыми параметрами являются, по существу, линейные и угловые перемещения сечения с координатой а. МикроЭВМ вычисляет значения М₁ и М₂ по найденным ранее аналитическим зависимостям. При отклонении значений W(a) и W'(a) от нуля нарушаются условия, описанные выражением (9.4). Датчики перемещений регистрируют отклонения, и САУ вырабатывает корректирующие приращения управляющих воздействий.

Если устранить суммарные (т.е. с учетом деформаций центров) линейное и угловое перемещения сечения нежесткой заготовки с координатой а, то такой заготовке будет соответствовать режим обработки локально жесткой заготовки. Это позволяет значительно уменьшить погрешности обработки, обусловленные упругими деформациями заготовки и центров.

Следует отметить, что в общем случае управление деформациями нежесткой заготовки требует использования адаптивной САУ, в которой выведенные аналитические зависимости реализуются как управление по медленному движению, которое обусловлено деформациями заготовки в связи с медленным изменением положения силы резания при движении резца.

Точность размеров и геометрической формы поверхностей деталей машин в значительной степени определяет их эксплуатационные характеристики. Особенно сложной и трудоемкой является задача ее повышения у маложестких деталей, обрабатываемых на токарных станках. С уменьшением жесткости заготовок увеличиваются упругие отжатия, снижается виброустойчивость процесса обработки и наблюдаются другие негативные явления, которые в силу технологической наследственности сопровождаются уменьшением точности.

Одна из причин, ограничивающих возможности повышения точности у деталей рассматриваемой группы жесткости, заключается в расширенной области рассеяния энергии сил, возникающих между поверхностью заготовки и формообразующим инструментом при их механической обработке. Объясняется это тем, что при выходе силового поля за пределы зоны обработки звенья цепи технологической системы СПИД воспринимают различные по величине, постоянно изменяющиеся нагрузки, которые приводят к изменению их силовой напряженности, а соответственно, и к изменению их жесткости, порождают упругие деформации в продольном сечении (изгиб) заготовки, а также являются источником образования отклонений упругих отжатий. Все эти явления обусловливают необходимость системного подхода к решению данной задачи, учитывающего особенности как конструктивно-технологических параметров заготовок, так и методов их обработки.

В настоящее время к числу наиболее перспективных направлений, позволяющих реализовывать такой подход, относится адаптивное управление точностью совмещенной обработки (СО) резанием и поверхностным пластическим деформированием (ППД).

Совмещение процессов резания и ППД осуществляется, как правило, с помощью комбинированных инструментов (КИ), содержащих режущие и деформирующие элементы (РЭ, ДЭ). При определенном их угловом расположении и правильном подборе режимов обработки можно несколько сузить область силового рассеяния. Однако в связи с тем, что у партии заготовок припуски и твердости колеблются в пределах, устанавливаемых допусками на размер и физико-механические свойства обрабатываемого материала, необходимым условием повышения точности СО маложестких деталей является сохранение постоянства силового замыкания в пределах КИ, обеспечивающего минимально допустимые упругие отжатия на протяжении всего периода обработки деталей.

Согласно основным положениям регулирования точности СО стабилизировать упругие отжатия при изменении входных параметров можно, осуществляя непрерывную корректировку суммарной силы изменением усилия деформирования. В общем виде данное условие выражается уравнением

при

Р=(Р_РР_р)+( Р_дР_д)Р'_д=const0 (9.5)

где Р_р, Р_д - увеличение или уменьшение сил резания P_р и деформирования P_д в зависимости от изменения входных параметров; Р'_д- усилие деформирования, необходимое для корректировки суммарной силы P; j, - соответственно жесткость системы СПИД и возникающие в ней упругие отжатия.

Исходя из особенностей ввода корректив различают три пути повышения точности СО:

1) изменение величины усилия деформирования без изменения направления его действия;

2) изменение направления действия усилия деформирования при постоянном его значении;

3) одновременное изменение величины и направления действия усилия деформирования.

На рис. 9.4 показаны принципиальные схемы управления точностью СО, поясняющие каждый из перечисленных путей. Как видно из данных схем, при изменении входных параметров СО (P'_pP''_p или P'_pP'''_p) сохранить постоянство P=0 можно, корректируя проекции данной силы, поддерживая их постоянно равными нулю изменением натягов, т.е. численных значений усилий деформирования на двух ДЭ (P_y0 при P'_PyP''_Py и Р_Д2Р_Д2 или P'_PyP_Py и Р_Д2Р_Д2; P_Z0 при P'_PzP''_Pz и Р_Д1Р_Д1 или P'_PzP_Pz и Р_Д1Р_Д1 (схема I, рис. 9.4); изменением углового расположения двух ДЭ при постоянной величине их усилий деформирования (P0 при P'_PP''_P и Р_Д12Р_Д12 или P'_PP_P и Р_Д12Р_Д12 (схемы II, рис. 9.4); либо одновременным изменением углового расположения и натяга деформирования на одном ДЭ, позволяющим осуществлять изменения величины и направления действия усилия деформирования синхронно изменениям величины и направления действия силы резания (P0 при P'_PP''_P и Р_ДР_Д или P'_PP_P и Р_ДР_Д) (схемы III, рис. 9.4).

Усилие деформирования при СО является тем технологическим фактором, величина которого оказывает определенное влияние на все параметры, характеризующие качество поверхностных слоев деталей.. С уменьшением жесткости заготовок из-за снижения способности деталей противостоять воздействию неравномерно распределенных остаточных напряжений допустимый диапазон изменения усилия деформирования сужается, что негативно сказывается на производительности труда и технологических возможностях рассматриваемых путей. Поэтому эффективность каждого пути зависит от конкретной области его применения.

Схемы управления процессом и действующие силы

Наиболее широкими технологическими возможностями обладает второй путь повышения точности, так как он не связан с изменением величины усилия деформирования. Однако из приведенных схем видно, что для реализации данного пути, как и для реализации первого пути, при -управлении точностью СО маложестких деталей (P=const0) необходимо, чтобы в процессе управления участвовало не менее двух управляющих ДЭ. Это обстоятельство усложняет структуру систем адаптивного управления (САУ) (обусловливает необходимость применения двухконтурных САУ) и конструкции КИ, приводит к существенному росту затрат на их изготовление. Избежать названных недостатков позволяет третий путь повышения точности.

При одновременном изменении величины и направления действия усилия деформирования точка максимального сближения ДЭ и заготовки совершает перемещения в плоскости обработки YOZ (рис. 9.5), которые подчиняются определенным закономерностям. Изучив эти закономерности и выявив влияние входных и конструктивно-технологических параметров СО на характер их изменения, можно значительно упростить систему автоматического регулирования, положив в основу способа управления возможность перемещения ДЭ по заранее заданной траектории.

Исследования, проводимые в Могилевском отделении физико-технического института АН БССР, показали, что расширить технологические возможности такого способа позволяет вводимый в конструкцию КИ дополнительный упругий ДЭ, не реагирующий на изменения в системе и выполняющий роль демпфера (схема управления представлена на рис. 9.5).

Известно, что изменения величины и направления действия силы резания, вызванные колебаниями припусков и физико-механических свойств обрабатываемого материала, носят отличный друг от друга нелинейный характер. При задании же управляющему ДЭ постоянного закона движения в процесс управления включается и вероятность некоторой погрешности позиционирования. Поэтому для успешной реализации данного способа необходимо решить две задачи:

- определить предполагаемую траекторию движения точки максимального сближения ДЭ и заготовки;

- выявить оптимальные конструктивно-технологические параметры СО, обеспечивающие минимальную погрешность позиционирования.

Схема упрочнения с применением комбинированного инструмента, играющего роль демпфера

Рис.9.5

1. Для решения первой задачи воспользуемся понятием кривизны плоской кривой. Кривизной (К) плоской кривой, как известно, является производная угла поворота касательной к кривой по длине дуги.

Координаты произвольной точки максимального сближения ДЭ и заготовки через их составляющие, как видно из рис. 9.5, выражаются формулой:

 (9.6)

где R - радиус заготовки после опережающей лезвийной обработки;

N_i - натяг деформирования;

_1i, - угол между осью OY плоскости обработки YOZ и направлением действия усилия деформирования на управляющем ДЭ.

Натяг деформирования при СО комбинированными инструментами уравновешенного действия состоит из суммы упругих перемещений у звеньев КИ и глубины внедрения ДЭ (максимального сближения ДЭ и заготовки):

N_i= + . (9.7)

Представив величину упругих перемещений как отношение, вызывающей их силы к жесткости КИ в направлении ее действия и воспользовавшись формулами для определения , уравнение (9.7) можно записать в следующем виде:

N_i= при <1

N_i=

при =1 (9.8)

где ;

С₁=НDD_пр

;

Р_д - усилие деформирования на управляющем ДЭ;

j_ки - жесткость КИ;

P₀ - критическая нагрузка, свидетельствующая о начале зарождения пластической деформации;

HD - пластическая твердость обрабатываемого материала;

D_пр - приведенный диаметр кривизны;

k₁, k₂ - упругие постоянные материалов заготовки и ДЭ;

n - коэффициент, зависящий от соотношения главных линий кривизны поверхностей тел в точке их начального контакта.

Для определения D_пр и Р_д установим функциональную связь между входными и управляемыми параметрами СО.

Так как необходимое условие повышения точности СО заключается в сохранении постоянства Р=0, а входящие в уравнение (9.5) силы P_р и Р_д являются векторными величинами, то, составив систему уравнений равновесия данных сил (см. рис. 9.7) и решив ее относительно Р_Д1 и _1i, заменив при этом нормальную составляющую P_р известным выражением P_рy=D_р найдем требующиеся законы изменения управляемых параметров.

; (9.9)

; (9.10)

где Р_Д2, ₂ -- усилие деформирования и угловое расположение демпфирующего ДЭ.

Из уравнения (6):

. (9.11)

Подставив данное выражение в уравнение (9.10) сделав соответствующие преобразования, получим:

. (9.12)

Решив дифференциальное уравнение (9.6) с учетом уравнений (9.7) -- (9.8), (9.11), (9.12), можно определить все геометрические параметры искомой кривой.

2. Из-за сложности целевой функции поиск ее экстремума в данном случае затруднителен. Поэтому при решении второй задачи целесообразно воспользоваться приближенной математической моделью полиномиального вида.

В качестве показателя, характеризующего точность позиционирования управляющего ДЭ, примем максимальное отклонение кривизны предполагаемой траектории движения точки его максимального сближения с заготовкой, определяемое из соотношения:

,

где К -- величина отклонения;

К_НБ, K_НМ -- наибольшее и наименьшее значения кривизны при изменении t и _В.

На стадии изготовления и эксплуатации КИ из факторов, входящих в уравнения (9.6) - (9.12), варьированию поддаются геометрические параметры ДЭ, величины, характеризующие относительное угловое расположение РЭ и ДЭ, упругие свойства ДЭ, жесткость КИ, силы резания и деформирования. В результате изменения этих факторов при расчете К на уровнях варьирования, рациональных, с точки зрения их технологического обеспечения, установлено, что на величину отклонений наиболее существенное влияние оказывают жесткость КИ, профильный радиус управляющего ДЭ, усилие деформирования на демпфирующем ДЭ.

Поверхность отклика, характеризующая зависимость К от Р_Д2, r₁, j_ки с высокой точностью (погрешность менее 1 %) описывается полиномом второй степени:

(9.13)

где b_o, b₁, b₂, b₁₁, b₂₂, b₃₃, b₁₂, b₁₃, b₂₃ -- коэффициенты полинома.

Определив частные производные рассматриваемой функции по переменным Р_Д2, r₁, j_ки и приравняв их нулю, получим систему из трех уравнений, решение которой позволяет выявить формулы для расчета оптимальных значений варьируемых факторов:

На рис. 9.6 показана геометрическая интерпретация решения уравнения (9.6) на ЭВМ, представленная в виде ряда интегральных кривых, построенных в зависимости от изменения t и _В. Поверхностями 1 и 2 изображены отклики целевой функции соответственно без учета и с учетом параметров оптимизации.