МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РФ Восточно-Сибирский государственный технологический университет
ЛАБОРАТОРНЫЕ РАБОТЫ №5-8 ПО ...
211 downloads
230 Views
698KB Size
Report
This content was uploaded by our users and we assume good faith they have the permission to share this book. If you own the copyright to this book and it is wrongfully on our website, we offer a simple DMCA procedure to remove your content from our site. Start by pressing the button below!
Report copyright / DMCA form
МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РФ Восточно-Сибирский государственный технологический университет
ЛАБОРАТОРНЫЕ РАБОТЫ №5-8 ПО КУРСУ “ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ МАШИН И АППАРАТОВ ЛЕГКОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ И ПРОИЗОДСТВА БЫТОВОГО ОБСЛУЖИВАНИЯ”
Часть 2
Составители: Хадыков Т. Б. Тилигузова Т.М.
ВСГТУ г.Улан-Удэ 2001г.
ЛАБОРАТОРНАЯ РАБОТА № 5 ТЕМА: Раскрой материалов на машинах с пластинчатыми ножами. 1. Цель работы: 1.1.Изучить устройство станка и принцип работы. 2.1Изучить порядок работы машины и меры безопасности. 3.1Изучить теоретические основы функционирования и проектирования машины. 4.1Изучить технологический процесс резания. 2.Назначение. Машина предназначена для раскроя текстильных материалов. 2. Устройство, принцип работы и теоретические основы проектирования и расчета. Машины с пластинчатыми ножами. В машинах с пластинчатыми ножами перемещение последних осуществляется с помощью кривошипноползунных механизмов, подвижными звеньями которых являются: кривошип 1, шатуны 2 и ползун 3 (рис.1.1). К ползунам прикреплены пластинчатые ножи 4, перемещающиеся в направляющих 5. Разрезаемый материал располагается между платформой 6, соединенной стойкой 7 с электродвигателем 8, и упорной лапкой 9. Машины имеют подпружиненные ролики 10 и рукоятки для перемещения. Скорость ножей в рассматриваемых машинах изменяется по величине и направлению, что существенно влияет на процесс резания. При отсчете угла поворота кривошипа от верхнего вертикального положения аппликата оси пальца ползуна 2
1 J c = l ⋅ cosψ − r ⋅ cosϕ = r ( cosψ − cosϕ )
(1)
λ
Где r, l, λ – радиус кривошипа, длина шатуна и их отношение; φ и ψ – угла поворота кривошипа и шатуна. Угол φ определяется из равенства:
l ⋅ sinψ = r ⋅ sin ϕ Поэтому, после его исключения аппликата: А скорость и ускорение ползуна:
1
λ
(2)
zc = r ( cosϕ − sin2 ϕ ) 2 λ vc = v2 = ac =
λ dzc dzc dϕ = ≅ ωr (sin ϕ − sin 2ϕ ); (3) 2 dt dϕ dt
dvc ≅ ω 2 r (cosϕ − λ cos 2ϕ ) dt
(4)
Где ω – угловая скорость кривошипа. Графически скорости и ускорения точек кривошипноползунного механизма ножа удобно определять с помощью повернутых планов (рис.1.2.) Скорость точки С шатуна vc = vB + vCB Где ν B = ω ( AB) - скорость точки В, перпендикулярная АВ; ν BС - скорость движения точки С относительно точки В, перпендикулярная ВС. 3
Рис. 1.1. Схема машины с пластинчатым ножом
4
Где направленное
по n aCB
- ускорение точки В, ВА; 2 -нормальное = vCB / BC относительно точки В,
ускорение точки С направленное по СВ; a t - тангенциальное ускорение точки С относительно В, перпендикулярное ВС. План ускорений следует строить повернутым на π, считая опору А полюсом, а кривошип АВ – ускорением aB n При этом aCB и aC можно определить, не прибегая к аналитическим расчетам. Если из точки В и середины шатуна провести окружности радиусом Вв и ВС/2 и отметить точку F их пересечения, а затем из точки F опустить перпендикуляр на ВС отметив точки n и b′ , то из подобия треугольников ВFС и ВFn находим: 2 ( Bn ) ( BF ) ( BF ) 2 v BC ; ( Bn ) = = = ( BF ) ( BC ) ( BC ) ( BC )
Рис.1.2. Положения и повернутые планы скоростей и ускорений звеньев кривошипно-ползунного механизма
Если считать опору А механизма полюсом плана скоростей, а кривошип АИ – скоростью v B , повернутой на π/2 против ω, то отрезки (Ав) и (Вв) будут соответствовать отложенным в масштабе скоростям ν С и ν СВ
Rv = v B /( AB ) = ω После этого, легко определяются скорости точек. Ускорение точки С: = + n +
aB = ω 2 ( AB)
aC
aB
aCB
других t aCB
(5)
5
(6) Следовательно, отрезки (Вn), (n b′) и п t ускорениями аСВ , аСВ , ас вычерченными . 2
(АВ) являются в масштабе
Ra = aB /( AB) = ω
В связи с изменением скорости ножа изменяют ся отношение ее к скорости подачи материала, составляющие Q и Qz силы резания и сила F сопротивления движению машины. (рис.1.3). Резание материала происходит как бы ножом с непрерывно изменяющимся углом заострения. Радиус кривизны деталей, выкраиваемых на машинах с пластинчатыми ножами, больше, чем на ленточных машинах, и составляет 6
P ≥
b′ 2 sin θ
max
Где b′ - ширина стойки с ножом. При проектировании кривошипно-ползунного механизма ножа необходимо стремиться к улучшению процесса резания материала и уменьшению амплитуды вибрации машины, что обеспечивается при увеличении средней скорости ножа и уменьшения сил инерции звеньев. Скорость же ножа, как было показано, пропорциональна произведению ωr, а силы инерции звеньев определяются в первую очередь ускорением ползуна, пропорциональным произведению ω 2 r . В связи с этим угловую скорость кривошипа целесообразно принимать по возможности меньше, а радиус кривошипа больше. В большинстве машин ω=295 1/С, радиус же кривошипа в машине ЭЗМ-2 - 15 мм. Амплитуда вибраций машин, кроме того, зависит от отношения λ=r/l, так как модуль – максимум возмущающей силы (8) R ≅ ( m + m ) ⋅ r ⋅ ω 2 (1 + λ − K ), 0
m2 c m2 B
2c
3
( BS 2 ) m2 ; m2 = m2 B + m2 C , = i (CS 2 ) m2 = i Где
m2 B , m2C -
части
массы
Рис.1.3. График изменения сил резания (BS2 ), (CS2 ) - расстояние от осей В и С до центра тяжести шатуна Sz; К – коэффициент уравновешивания поступательно движущихся масс противовесом кривошипа. Масса m2C тоже является функцией отношения λ, поскольку оно определяет длину l и массу m2 шатуна (считая r=const). Можно принять
m2C = mII + F (l − d cp ) Где mn , F , d cp
шатуна
γ
2g
; F = F0 + χl
(9)
- соответственно масса нижней головки,
и
площадь поперечного сечения стержня шатуна и полусумма наружных диаметров верхней и нижней его головок; F0 , X - числовые коэффициенты. Тогда амплитуда вибраций машины будет зависеть от величины функции:
7
8
ползуна;
Ф(λ) = A0 = A2 =
m1n = m1′n + m1′′n ...., m1′n в которой уравновешивает массу кривошипа m1 и массу m2 шатуна, а m1′n - часть масс, движущихся возвратно-поступательно.
R0 A A ≅ (1+ λ − K)(1− A0 + 1 + 22 ) ω ⋅ r(m3 + mII ) λ λ 2
F0γdcp 2g(m3 + mII )
χγ ⋅ r2 2g(m3 + mII )
; A1 = (F0 − χdcp)
γ ⋅r 2g(m3 + mII )
Тогда
;
m1′n =
m1 ( AS1 ) + m2 B r , ( AS0 )
(11)
Где ( AS1 ), ( AS 0 ) - расстояние от оси вращения кривошипа до центров тяжести кривошипа и противовеса (см. рис.1.1 ).
.
Масса силы
m1′′n уменьшает
инерции
на
Tzи ,
вертикальную составляющую но
и
составляющую Tх (см. рис. величины составляющих
создает
горизонтальную
1.1 ). В следствии этого
Рz = Pzи + Pzи ; Rx = Tx ,
(12)
где
P = −(m2C + m3 )r ⋅ ω 2 (cosϕ − λ cos 2ϕ ); и z
Tzи = m1′′n ( AS0 )ω 2 cosϕ ;Tx = −m1′′n ( AS0 )ω 2 sin ϕ
Рис.1.4.График функции Ф(λ)
(13)
(14)
Согласно графикам, построенным по зависимостям для механизма машин ЭЗМ-2 при постоянном поперечном сечении шатуна, величина функции Ф(λ) существенно зависит от коэффициента уравновешивания К, а минимумы ее находятся на отрезке 0,15≤λ≤0,25 (Рис.1.4). В машине ЭЗМ отношение λ=0,08. Коэффициент уравновешивания и зависящие от него параметры противовеса можно определить из условия минимизации модуля-максимума сил инерции. Для этого массу противовеса следует представить суммой 9
Модуль
–
максимум
наименьшему, если квадрат
ϕ = π / 2,ϕ = π
рад. В этом случае
m1′′n = K (m2C + m3 )
силы
инерции
близок
к
R = R + R одинаков при 2
2 z
2 x
r 1 + 2λ ;K = ( AS0 ) 2(1 + λ )
(15)
Звенья механизма рассчитывают на прочность при случайной нагрузке, возникающей при попадании под нож посторонних предметов, а кинематические пары – на 10
долговечность. При этом учитывается, что давление в кинематических парах и скорости скольжения элементов пар непрерывно изменяются и по величине и по направлению; кроме того, элементы пар работают в условиях несовершенной смазки. Поэтому, долговечность пары определяют с помощью произведения (gv) – удельного давления в паре на скорость скольжения ее элементов, а допускаемые значения [gv] назначают в зависимости от g и v. Поскольку g и v непостоянны, принимается средняя величина показателя
( gv) ср = −
1 n ∑ gi vi n i =1
вычисленная
для
n
положений механизма. Давления в кинематических парах кривошипноползунного механизма ножа определяются графоаналитически для 6, а иногда 12 его положений или аналитически. Расчет несколько упрощается, если давление кривошипа на шатун представить в виде суммы
R12 = R12Ф + R12n ,
слагаемые которой направлены соответственно по ВА и ВС (рис. 1.5). В этом случае из уравнения
∑М
С 2
Рис.1.5 Силовой расчет кривошипно-ползунных сил механизма: а- схема механизма, б- совмещенный план сил
= 0 моментов сил, действующих на
где
шатун, относительно точки С следует:
R12Ф = − P2иB , где Р2иВ = −т2 В ⋅ аВ . При расчете сначала рассматривается равновесие группы ползун-шатун, а затем равновесие шатуна. Для равновесия группы необходимо:
Р и 2 В + Р2иС + Рзи + Qz + R03 + R12Ф + R12n = 0 Р2иС + Рзи + Qz + R03 + R12n = 0
и
P2иC = − m2C ac ; Р3 - сила инерции ползуна; Q z - вертикальная составляющая силы резания;
R03 -
давление
направляющей и
(16)
и
R12n , которые
Р3и = −m3 ac 12
(где
m3 -
Ф
можно найти с помощью плана
сил ( рис.1.5.б ). Вычислив и отложив
11
ползун,
перпендикулярное к оси z (поскольку Р2 В + R12 = 0 ). В этом уравнении неизвестны только величины
R03
(17)
на
P2иC , Q
масса звена 3), из начала
и
P2иC
проводят луч, параллельный ВС, а из конца Р3 + Qz - луч, перпендикулярный к оси z; тогда точка О пересечения лучей
Удельное давление в плоской кинематической паре
и
R03
будет являться концом
и началом
R12 = R12п + R12n
определяют
R 23 = R 03 + Р 3и . При Q z =0 и ω=const совмещенный механизма.
план
для
и
R12n .
После этого
R 23 = ( R12п + Р 2иС ) или
целесообразно построить один всех исследуемых положений
где Ri - давление в паре; С,L – ширина и длина трущихся поверхностей.
g i = Ri /(CL ) ,
В цилиндрической паре диаметра d при неизменном Ri и одном неподвижном элементе удельное давление изменяется по дуге контакта элементов (рис.1.6.а). При
наибольшем износе δ i в точке М в первом приближении определяется из выражения:
Из плана сил видно, что угол θ между R23 и линией перемещения игловодителя (угол давления) может быть значительно больше угла ψ, образованного линией ВС шатуна с той же линией.
откуда
Следовательно, при
Q z =0 ,
m tgθ =1+ c tgψ m3
2
d d d 4δ i2 sinψ = δ i cosψ + ( + δ ) = δ i cosψ + 1− 2 d 2 2 2 т.е. δ = δ i cosψ Давление в точке М можно считать пропорциональным
.
Р3и ≥ Qz ;ψ ≤ θ ≤ π / 2 ;
2
Отсюда
и 3
P2иC tgθ =1+ и tgψ P3 − Q z
)2 ≅ ( d + δ ) 2 + δ i2 − 2( d + δ )δ i cosψ
(19) d d d2 2 2 или ( + δ ) − 2δ i cosψ ( + δ ) − ( −δ i ) = 0 2 2 4
Q z и Р направлены в разные стороны, то R R03 tgθ = и 03 ; tgψ = и (18) P3 − Qz P3 + p2иC − Qz
Так, если
d 2
(
при
, а при небольших силах инерции
износу и принять g = g i cosψ , где g i - наибольшее давление. Тогда, уравнение равновесия элементов запишется в виде: π /2
Ri = 2
∫ 0
Q =ψ.
d g cosψdF = 2 Lg i 2
Следовательно,
π /2
∫
cos 2 ψdψ =
0
π 2
dLg i (21)
g = 4 Ri /(πdL) .
В конусной паре произведение (gv) износ элементов вдоль образующей можно считать постоянными, а 13
14
наибольшее давление – в сечении наименьшего диаметра d
ЛАБОРАТОРНАЯ РАБОТА №6
min (рис.1.5б) Величина этого давления g i = 4 Ri /(πd min L) . Скорость скольжения элементов вращательных пар
ТЕМА: Раскрой материалов на машинах с дисковыми ножами.
d v i = ω i ( ) , где ω i - относительная угловая скорость 2 элементов. В поступательной паре v i - относительная
ЦЕЛЬ РАБОТЫ: 1. Изучить устройство машины и принцип работы. 2. Изучить теоретические основы функционирования и проектирования машины. 3. Изучить технологический процесс резания. 4. Усвоить основы безопасности работы на машине.
линейная скорость движения элементов.
НАЗНАЧЕНИЕ. Машина предназначена для раскроя материалов. Устройство, принцип работы и теоретические основы проектирования и расчета. МАШИНЫ С ДИСКОВЫМ НОЖОМ. Ри Рис.1.6. Эпюры удельных давлений в кинематических парах: ацилиндрической, б- в конической.
15
Передвижная машина с дисковым ножом марки ЭЗДМ-1 предназначена для раскроя по прямым линиям низких настилов (высотой до 50 мм.) и для вырезания деталей, имеющих небольшую кривизну. Рабочим органом машины является дисковый нож диаметром 120 мм. (рис.1) и толщиной 1,5 мм..Он установлен в широкой стойке, поэтому разрезание настила по траектории с небольшим радиусом закругления невозможно, так как произойдет смещение соседних участков настила. Область применения машины ЭЗДМ-1 меньше, чем ЭЗМ-2. Частота вращения вала электродвигателя 1400 об/мин.
16
Рис. 1. Раскройная машина ЭЗДМ-1 с дисковым ножом Окружная скорость дискового ножа диаметром D=120 мм составляет
v=
πDn 60
=
3,14 ⋅ 0,12 ⋅ 1400 ≈ 9м / с 60
Дисковый нож в процессе работы машины получает вращение в одном направлении, обеспечивая прижим настила к поверхности стола. Помимо машины ЭЗДМ-1 в промышленности используется машины ОМ-3, предназначенные для осноровки края ткани при уточнении размера деталей изделия. Рабочим органом машины ОМ-3 является равномерно вращающийся дисковый нож специальной формы, образуемой четырьмя сопряженными дугами окружности. Мощность электродвигателя 80 Вт. Передача вращения от вала электродвигателя к дисковому ножу осуществляется червячным механизмом с передаточным отношением 3:1. Машина смонтирована на платформе. Снизу платформы установлены ролики, обеспечивающие легкость передвижения машины. 17
Материал, термообработка, стойкость ножей. Наилучшими материалами для ножей, согласно долголетнему опыту использования и исследованиям, являются углеродистые инструментальные стали У8А и У10А, а также легированные кремнемарганцевые стали. Термообработка ножей заключается в закалке с последующим отпуском до твердости по Роквеллу НRС 3545. Очень важно обеспечить равномерную твердость ножа по всей линии его, так как неоднородность механических свойств по длине часто приводит к вытягиванию ножа и появлению вибраций, к неравномерному стачиванию в процессе работы а также и к обрыву ножа. Стойкость ножа, т.е. сохранение режущей способности в течении заданного срока службы, является основным показателем работоспособности. Режущая способность ножей, согласно исследования, является по затухающему закону:
K S = K 0 / l CS где K S - режущая способность лезвия ножа для S ходов, соответствующая обработке контура изделия длиной l;
K 0 - первоначальная режущая способность ножа; С – коэффициент, зависящий от свойств материала ножа и разрезаемого материала. Режущая способность ножей повышается с уменьшением до определенного предела угла заточки. Стойкость ножей многократно увеличивается с применением принципа самозатачивания, разработанного советским изобретателем А.Игнатьевым. При обрыве ножей для быстрого ремонта применяется пайка. Имеется специальный аппарат для пайки лент, позволяющий быстро соединить концы оборванной ленты. При этом механические свойства материала в месте спая 18
почти не нарушаются. Ручная пайка ленты часто сопровождается отпуском в месте спая, что быстро приводит к ее обрыву. Поэтому следует отдать предпочтение аппаратам пайки ленты ножа. Основные положения теории резания. Резание (раскрой) материалов может производится как подвижным так и неподвижным ножом, причем форма ножа может быть различной. Применяются дисковые (круглые) и плоские (ленточные) ножи. Разрезание неподвижным ножом применяется обычно для однослойного настила жесткого материала. При разрезании тканей, мягкой кожи, когда настил состоит из нескольких слоев, применяются подвижные ножи различной формы. В ряде случаев подвижным ножом можно осуществлять пилящее или вибрационное резание. Пилящее резание допускает повышение рабочих скоростей и является высокопроизводительным методом, нашедшим широкое применение в швейном производстве. Угловые характеристики ножа. В большинстве закройных машин используется ленточный нож. Участок такого ножа показан на рис. Угол заточки ножа β 0 составляет обычно 15-20 0 . Резание ткани происходит под некоторым рабочим углом резания, расположенным в плоскости резания АСЕ, не совпадающей с плоскостью угла заточки СDЕ.
Рис.2. К расчету ленточного ножа: а) –конструктивный и рабочий углы резания; б)- зависимость рабочего угла резания от отношения скорости при β 0 = 200 Угол β Р значительно меньше угла заточки ( в десять раз). Выведем уравнение для определения β Р . В соответствии с рис.2а можно записать СВ = DBtg
β0
2 Откуда
ABtg
βP 2
DB β 0 tg 2 2 AB Рассмотрим треугольник АВD и треугольник 0 VP ,Vn плана скоростей. Они подобны, следовательно: tg
βP
=
DB Vn Vn = = = 2 AB VP Vn + VH2
1 V 1 + ( H )2 Vn
где Vn - скорость подачи ткани на нож; VH - скорость движения ножа; VP - скорость резания (VP = Vn2 + VH2 )
Окончательно имеем
19
20
tg
βP 2
=
1 1 + (VH / Vn ) 2
tg
β0 2
(1)
Как видно из выражения (1), рабочий угол резания β Р зависит не только от угла заточки ножа β 0 , но и в значительной степени от отношения скоростей VH / Vn . Подсчитано, что при Vn =0,15-0,20 м/с, VH =20=25 м/с, VH / Vn =100-165
и
β 0 =15-20 0
рабочий
угол
резания
β Р = 0 5′ − 0 10′ . 0
0
Как видно из графика на рис.2б, наиболее интенсивное V изменение угла β Р имеет место при 0 π H π 12 . Vn В раскройных машинах отношение VH / Vn значительно больше (100 и выше). Одной из основных задач, в значительной степени, определяющих конструкцию привода раскройных машин, является определение мощности на подачу материала под нож и мощности на передвижение ножа в процессе резания.
Усилие и мощность подачи материала. Определим усилие подачи материала на нож Pn и мощность N n , затрачиваемую на подачу материала. За исходную примем симметричную форму ножа с двухсторонним заострением под углом β 0 . Тогда на материал во время подачи будут действовать следующие силы (рис.3а): Pn - усилие подачи материала; N1 - сила нормального давления материала на нож; F1 = f1 N1 - силы трения материала о боковые грани ножа; N 2 - сила нормального давления материала на поверхность стола; F2 = f 2 N 2 - сила трения материала о стол. Силы F1 действуют в плоскости резания САЕ по обеим боковым граням ножа. Сила трения F2 распределена на площади соприкосновения материала со столом (в плоскости, параллельной плоскости х0у) и направлена в сторону, обратную усилию подачи Pn . При симметричном ноже силы F2 и N 2 будут направлены по оси ножа в плоскости х0z. Составим уравнения равновесия сил, действующих на лезвие ножа:
∑F
= − Pn + 2 F1 cos
∑F
= N 2 − 2 F1 cos
ix
βP 2
βP
sin ϕ + 2 N1 sin
βP 2
+ F2 = 0
cos ϕ = 0 2 Из последнего уравнения находим iz
βP
cos ϕ 2 Подставляя N 2 в первое уравнение (так как F2 = f 2 N 2 ), получим N 2 = 2 f1 N1 cos
Рис.3. Схема сил, возникающих при резании ткани 21
22
Pn = 2 f1 N1 cos
βP
sin ϕ + 2 N1 sin
β0
+ 2 f1 f 2 N1 cos
βP
Из второго уравнения имеем
cos ϕ
2 2 2 В виду малости произведения f1 f 2 последний член уравнения в приближенных расчетах можно опустить, тогда упрощенная формула для усилия подачи имеет вид: Pn = 2 N1 ( f1 cos
βP
sin ϕ + sin
β0
)
β β β PnVn N1Vn = ( f1 cos P sin ϕ + sin 0 + f1 f 2 cos P cos ϕ ) 102 51 2 2 2 отбросив последний член, получим β β NV N n = 1 n ( f1 cos P sin ϕ + sin 0 ) 51 2 2
Усилие и мощность передвижения ножа. Определим усилие и мощность, затрачиваемые на передвижение ножа ( Pn и N n ). В соответствии с расчетной схемой (рис.3б) на нож действуют следующие силы: Pn - сила передвижения ножа; N1 - нормальная реакция давления ножа на материал; F1 = f1 N1 - сила трения ножа о материал; N 31 - нормальная реакция направляющих ножа; F3 = f 3 N 3 - сила трения в направляющих. Составим уравнение равновесия сил:
∑F
= − Pn + 2 F1 cos
∑F
= N 3 − 2 F1 cos
ix
iz
βP 2
βP 2
cos ϕ + F3 = 0
sin ϕ − 2 N1 sin
β0 2
=0 23
βP
sin ϕ + sin
β0
) 2 2 Подставляя N 3 в первое уравнение, получим Pn = 2 f1 f 3 N1 cos
(2)
2 2 Зная усилие подачи, легко определить мощность подачи N n (в кВт), если известна скорость подачи материала на нож Vn (в м/с): Nn =
N 3 = 2 N1 ( f1 cos
βP 2
sin ϕ + 2 f 3 N1 sin
Если отбросить произведение принимает вид
β0
β0 2
+ 2 f1 N1 cos
βP 2
cos ϕ
f1 f 3 , то выражение
βP
cos ϕ ) 2 2 Мощность, затрачиваемая на передвижение ножа со скоростью VH , определиться по формуле (в кВт) β β β NV N H = 1 H ( f1 f 3 cos P sin ϕ + f 3 sin 0 + f1 cos P cos ϕ ) 51 2 2 2 β β NV или N H = 1 H ( f 3 sin 0 f1 cos P cos ϕ ) 51 2 2 В случаях, когда возможна механизация процесса подачи материала и перемещения ножа одновременно, общая мощность будет равна N 0 = N n + N H , или Pn = 2 N1 ( f 3 sin
+ f1 cos
N1 βP β0 βP V f ϕ f f ( cos sin + sin + cos cos ϕ ) + 1 1 2 n 51 3 2 2 β β β + VH ( f1 cos P cos ϕ + f 3 sin 0 + f1 f 2 cos P sin ϕ ) 2 2 2 N0 =
(3) Приведенные выражения справедливы для подвижного ножа с двухсторонней симметричной заточкой при подаче материала вдоль оси х симметрии ножа. Коэффициенты трения, а следовательно и силы трения и нормального давления обычно определяют опытным путем: экспериментально определяют мощность и, зная 24
геометрические и кинематические параметры, высчитывают указанные в формулах коэффициенты трения. Машины с дисковыми ножами. Дисковые ножи имеют машины ДМ-2, ЭЗДМ-1, ЭЗДМ2. Нож (рис.4а) в этих машинах соприкасается с направляющей 2 и соединен конической передачей 3 с электродвигателем 4. Электродвигатель закреплен на стойке 5, соединенной с платформой 6, платформа имеет подпружиненные ролики 7. Работа этих машин характеризуется различными условиями резания полотен, сравнительно большими ошибками в размерах выкраиваемых деталей и малой маневренностью. В зависимости
Рис. 4 Механизм дискового ножа 25
26
H 22 + 2 f 2 H 2 − C3 = 0; H 2 = − f 2 +
от высоты настила изменяются величина и направление скорости резания и, следовательно, усилия резания. При выкраивании круглых деталей точка А ножа (рис.4б) движется по дуге радиуса ρ, а точка С – по дуге радиуса ρ+∆, т.е. детали, выкраиваемые из верхних и нижних полотен настила, неодинаковы по размерам. Кроме того, радиусы ( АВ) 2 закругления выкраиваемых деталей ρ = не могут быть 2С слишком малы, так как размер АВ значительно больше ширины ленточного или вертикального ножей. Неточность кроя и маневренность машины зависят от высоты настила Н 2 , радиуса R3 ножа (рис.4а) и кривизны деталей. С увеличением Н 2 и R3 значительно увеличиваются горизонтальные проекции дуг АС, в следствии чего увеличиваются неточность ∆ от Н 2 , R3 и ρ можно установить следующем способом. При обозначениях, показанных на рис.4в для треугольников А′ОС ′ и А′ОА′ справедливы зависимости:
где C3 = 2 f1∆(2 R3 − f1 )(2 ρ + ∆) ; f 2 = R3 − H 2 − f1 Зависимость ∆ от Н 2 при f1 =6 мм, ρ= 100 мм, R3=50 мм (кривая 1) и R3= 90 мм (кривая 2) показана на рис.4г.
( А′О) 2 = ( А′С ′) 2 + R32 − 2( A′C ′) R3 cosη1 ( A′O′) 2 = H 22 + R32 − 2 H 2 R3 cosη2 ( A′C ′) 2 = H 2 + 2( A′C ′) R3 cosη1 − 2 H 2 R3 cosη2 Но так как cosη1 = − sin η3 ; cosη3 = sin η3 =
1 R3
R3 − f1 ; R3
f1 (2 R3 − f1 ) ; cosη2 = − cosη4 = −
f2 R3
( A′C ′) 2 = ( AC ) 2 = 2∆ρ + ∆2 тогда 27
f 22 + C3
28
ЛАБОРАТОРНАЯ РАБОТА № 7
ТЕМА: Раскрой материалов на машинах с ленточными ножами. ЦЕЛЬ РАБОТЫ: 1. Изучить устройство машины и принцип работы. 2. Изучить теоретические основы функционирования и проектирования машины. 3. Изучить технологический процесс резания. 4. Усвоить основы безопасности работы на машинах. НАЗНАЧЕНИЕ. Машина предназначена для раскроя материалов. Устройство, принцип работы и теоретические основы проектирования и расчета.
Обеспечение прочности ножевой ленты за счет увеличения сечения ограниченно технологическими условиями резания. В частности, ширина ножа зависит от радиуса кривизны линии раскроя деталей и плотности настила. Установим эти зависимости. При выкраивании материала в форме круга радиусом ρ (рис.1) лезвие А ножа АВ движется по кривой 1-1, а торец его В – по кривой 2-2, отгибая и сминая настил на некоторую величину С. Угол θ, на который отгибается настил, зависит от радиуса кривизны выкраиваемых деталей одежды и механических свойств настила. Из равнобедренных треугольников ВАД и АОД /АВ=АД=в; АО=ДО=ρ/ находим ‹АОД и ширину ножа в: ‹АОД=π- 2(π/2 – θ)=20; в=2ρsinθ (1) Из прямоугольного треугольника АОВ получаем: ( ρ + С ) 2 = в 2 + ρ 2 ; в 2 = 4 ρ 2 sin 2 θ (2) C C2 sin θ = + 2ρ 4ρ 2
РАСЧЕТ СТАЦИОНАРНЫХ ЛЕНТОЧНЫХ МАШИН. РАСЧЕТ НОЖА.
Во время работы ленточных машин наблюдаются поперечные колебания ножа, которые тем больше, чем меньше натяжение ножа. Эти колебания могут существенно повлиять на точность и качество раскроя. Амплитуда поперечных колебаний зависит от жесткости ножа, скорости движения и наличия точечных масс в местах соединения ленты.
2
или sin θ ≈ 0,7 C / ρ (4) Значение угла θ определяют опытным путем. Для вычисления θmax достаточно определить наименьший радиус круга материала и возникающую при этом деформацию С настила. Установлено, что для настилов из драпа и шелка θmax=9-12°.
Для обеспечения удовлетворительной чистоты и точности раскроя принимают Vn / VH =60-80. Дальнейшее повышение скорости ножа может привести к чрезмерному нагреву и пригоранию материала. 29
(3)
30
Рис.1. Схема расположения ножа и материала при выкраивании круглых деталей
от эйлеровых сил трения и центробежных сил инерции, а также натяжения изгиба во время огибания шкивов, зависящие от жесткости самой ленты. Рассмотрим случаи огибания лентой шкива и выясним, как влияют различные факторы на натяжение ленты. Выделим элемент ножевой ленты с элементарным углом dα, при вращении шкива по часовой стрелке на него действуют следующие силы (рис.2а): Т- натяжение ленты в левом сечении; Т+dТ – натяжение ленты в правом сечении; dN – нормальная реакция поверхности шкива; dF=fdN – сила трения между элементом ленты и шкивом (коэффициент трения) dFин – центробежная сила инерции элемента ленты, определяемая по формуле V 2 dm dF ин = = gV 2 dα
ρ
где dm = ρgdα масса элемента ножевой ленты; V – окружная скорость ленты; Р – радиус кривизны в месте сгибания (радиус шкива); g - линейная плотность ленты; m- момент сил, возникающих при изгибе.
После минимально допустимой (исходя из технологических условий) ширины ножа в переходят к прочностному расчету с целью определения толщины h ножевой ленты: T h= 2 (5) b[σ ] где T2 - наибольшее натяжение ведущей ветви ленты; [σ]- допускаемое напряжение. Ножевая лента двух- и трехшкивных раскройных машин, огибая соответственно два или три шкива, помимо своего основного назначения (раскроя материала), играет роль приводного ремня. Поэтому, в процессе работы в поперечных сечениях ленты возникают добавочные напряжения растяжения от предварительного натяжения ее, 31
32
T2 + ∆T
dT = 2 ∫ T + gV T1 + ∆T
Рис. 2. Схемы сил при изгибании ленты dα dα − dF + (T + dT ) cos =0 2 2 dα dα ∑ Fiy = dN + dFин − T sin 2 − (T + dT ) sin 2 = 0 Пренебрегая величинами второго порядка малости и dα dα dα = ; cos = 1, считая в пределе sin 2 2 2 получим dF = dT ; dN = Tdα − dFин
∑F
ix
= −T cos
Так как dF = fdN ; dFин = gV 2 dα То dF = dT = fdN = fTdα − fgV 2 dα Приведя последнее выражение к виду dT = fdα (T − gV 2 ) получим возможность разделить переменные dT = fdα (6) T − gV 2 Интегрируя это выражение по всему участку относительного скольжения, соответствующего всему углу охвата α, с учетом добавки на влияние жесткости ленты ∆Т, найдем:
33
a
∫ fdα ;T
2
= T1e fα + (∆T − gV 2 )(e fα − 1)
(7)
0
Значение ∆Т определим исходя из следующих предпосылок: при установившемся движении ленты ее ось не меняет своего положения; в процессе движения потенциальная энергия dU отрезка, движущегося прямолинейно и переходящего на участок сгибания, будет меняться. Рассматривая эти два участка (рис.2б), видим, что в сечении 1-1 натяжение Т1 распределяется равномерно по сечению, а в сечении 2-2 эпюра распределения напряжений представляет собой трапецию и равнодействующая Т натяжений смещается от оси ленты на расстояние a. В результате этого в сечении 2-2 возникает момент М=Та. При перемещении ленты ножа на величину dS и повороте сечения на угол dγ уравнение работ запишем в виде: − T1dS + TdS + Mdγ = dU (8) где U – потенциальная энергия деформации, зависящая от жесткости ленты. Поделив члены уравнения (8) на dS и учитывая, что dU 1 α dγ = и М=Та, находим T (1 + ) = T1 + dS ρ ρ dS Поскольку а