Расчет привода станка 6Т12

ВВЕДЕНИЕ

Непрерывное совершенствование и развитие машиностроения связано с прогрессом станкостроения. Совершенствование современных станков должно обеспечить повышение скорости рабочих и вспомогательных движений при соответственном повышении мощности привода главного движения. Повышение скоростей рабочих и вспомогательных движений связано с дальнейшим совершенствованием привода станков, шпиндельных узлов, тяговых устройств и направляющих прямолинейного движения.

Модернизация станков — внесение в конструкцию частичных изменений и усовершенствований с целью повышения их технического уровня до уровня современных моделей или для решения конструкторско-технологических задач производства путем приспособления к более качественному выполнению определенного вида работ.

В данном курсовом проекте производится проектирование привода главного движения вертикально-фрезерного станка на основе базового станка модели 6Т12.

Данный курсовой проект является продолжением курсовой работы по дисциплине «Металлорежущие станки». В ходе выполнения курсового проекта на основе ранее полученных данных необходимо спроектировать привод главного движения и произвести расчёт зубчатых передач, валов, подшипников, произвести проектирование шпиндельного узла, рассчитать его на точность, жёсткость и виброустойчивость, выбрать тип и систему смазки.

1. РАСЧЕТ ТЕХНИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК СТАНКА Вертикальные консольно-фрезерные станки предназначены для фрезерования всевозможных деталей из стали, чугуна и цветных металлов торцовыми, концевыми, цилиндрическими, радиусными и другими фрезами.

На станке 6Т12 можно обрабатывать вертикальные, горизонтальные и наклонные плоскости, пазы, углы, рамки, зубчатые колёса и т. п. Технологические возможности станка могут быть расширены с применением делительной головки, поворотного круглого стола, накладной универсальной головки и других приспособлений.

Станок предназначен для выполнения различных фрезерных работ в условиях индивидуального и серийного производства. В крупносерийном производстве станки могут успешно использоваться для выполнения работ операционного характера.

Техническая характеристика и жёсткость станка позволяют полностью использовать возможности быстрорежущего и твердосплавного инструмента.

Технические характеристики станка были определены в результате выполнения курсовой работы по дисциплине «Металлорежущие станки»:

— число ступеней частоты вращения шпинделя Zn=14;

— знаменатель геометрического ряда частот вращения шпинделя цn=1,41;

— максимальная частота вращения шпинделя nmax=1600 мин-1;

— особенности привода главного движения: компоновка В; переключение блоками;

Технические характеристики

1. Наибольшая масса обрабатываемой детали, кг 400

2. Размеры рабочей поверхности стола (длинахширина), мм 1250×320

3. Число Т-образных пазов 3

4. Ширина Т-образных пазов, мм:

центрального 18Н8

крайнего 18Н12

5. Расстояние между Т-образными пазами, мм 63

6. Наибольшие перемещения стола, мм:

продольное 800

поперечное 320

поперечное 420

7. Количество частот вращения шпинделя 14

8. Пределы частот вращения шпинделя, мин 18−1600

9. Количество подач 18

10. Пределы подач, мм/мин:

продольных и поперечных 20−1000

вертикальных 6,3−355

11. Скорость быстрого перемещения стола, м/мин продольного и поперечного 4

вертикального 1,4

12. Наименьшее и наибольшее расстояние от торца шпинделя до рабочей поверхности стола, мм 30−450

13. Расстояние от оси шпинделя до вертикальных направляющих станины, мм 380

14. Наибольший угол поворота шпиндельной головки, град ±45°

15. Цена одного деления шкалы поворота головки, град 1

16. Перемещение стола на одно деление лимба (продольное, поперечное, вертикальное), мм 0,05

17. Перемещение стола на один оборот лимба, мм:

продольное 6

поперечное, вертикальное 2

18. Ход гильзы шпинделя (вертикальный), мм 70

19. Перемещение пиноли, мм:

на один оборот лимба 4

на одно деление лимба 0,05

20. Наибольший допустимый диаметр фрезы при черновой обработке, мм 160

21. Наибольшее усилие резания при подаче стола, Н:

продольной 15 000

поперечной 12 000

вертикальной 5000

22. Корректированный уровень звуковой мощности, дБА 98

23. Габариты станка, мм:

длина 2280

ширина 1965

высота 2265

24. Масса станка с электрооборудованием, кг 3250

Рисунок 1.1 — Кинематическая схема станка 6Т12

Рисунок 1.2 — График частот вращения шпинделя Таблица 1.1 — Передаточные отношения и числа зубьев коробки скоростей

Выбираем асинхронный электродвигатель 4А112М4У3 мощностью 5,5 кВт при частоте вращения 1445 мин-1 (синхронная частота 1500 мин-1).

Крутящие моменты:

Тэ= Т1 =9550 Нм;

Т2=Т1 Нм;

Т3=Т2 Нм;

Т4=Т3 Нм;

Определяем расчетную частоту вращения шпинделя/

nр=nmin мин-1

По графику частот (рисунок 2.3) принимаем np=71 мин-1.

2. РАСЧЁТ ЭЛЕМЕНТОВПРИВОДА ГЛАВНОГО ДВИЖЕНИЯ

2.1 Расчёт зубчатых передач Рассчитаем самую нагруженную зубчатую передачу с передаточным отношением, i8=0,254. Данная передача является прямозубой и состоит из шестерни 1 с числом зубьев z1=17 и колеса 2 с числом зубьев z2=67. Соответственно при расчете параметрам шестерни приписываем индекс — 1, а параметрам колеса -2.

Принимаем материал колеса и шестерни: Сталь 25ХГМ, термообработка колеса и шестерни — нитроцементация с закалкой; твёрдость поверхности зубьев — HRC 56…60, сердцевины HRC 32…45.

2.1.1 Проектный расчёт цилиндрической зубчатой передачи на выносливость зубьев при изгибе Расчет будем вести по методике приведенной в.

Модуль передачи (мм) должен удовлетворять условию:

(2.1)

где km — вспомогательный коэффициент (km=13 — для прямозубых передач);

М1F=705,1 Н· м — исходный расчетный крутящий момент на шестерне;

kF — коэффициент нагрузки на шестерни (kF=1,4);

YF1 — коэффициент, учитывающий форму зуба (YF1=3,6);

z1 — число зубьев шестерни (z1=17);

шbm — отношение ширины колеса b к модулю m (шbm=10);

уFP1 — допускаемое напряжение для материала шестерни, МПа:

Допускаемое напряжение на изгиб:

(2.2)

где — предел выносливости материала зубьев, 1000 МПа;

kFLкоэффициент режима нагружения и долговечности.

уFP=0,4?1000?1,25=500 МПа, Принимаем m=5 мм.

Определим основные геометрические параметры передачи.

Делительные диаметры найдём по формуле:

(2.3)

Межосевое расстояние передачи :

(2.4)

Диаметры вершин зубьев:

(2.5)

Диаметры впадин зубьев:

(2.6)

Ширина венца:

(2.6)

Рекомендуется ширину венца принимать равной 6−10 модулям (меньше для подвижных колёс).

Принимаем

2.1.2 Основные геометрические параметры зубчатых передач коробки скоростей Рассчитаем для оставшихся передач модули по формуле (2.1), а также основные геометрические параметры передачи по формулам 2.3−2.6. Результаты расчётов сведём в таблицу 2.1.

Таблица 2.1- Геометрические параметры зубчатых колёс

Допуски межосевых расстояний определяем по формуле [3]:

(2.7)

гдепредельные отклонения межосевого расстояния цилиндрической зубчатой передачи по ГОСТ 1643–81, мм.

— между I и II, II и II, валами:

?=±(0,6…0,7)•0,035=±(0,021…0,0245) мм, принимаем ?=±0,021 мм;

— между III и IV, IV и V, V и VI валами:

?=±(0,6…0,7)•0,040=±(0,024…0,028) мм, принимаем ?=±0,025 мм;

2.1.3 Проектный расчёт передачи на контактную выносливость зубьев Исходя из заданного передаточного числа u (u?1) и отношения шbd рабочей ширины венца передачи bw к начальному диаметру шестерни dw1 определяем, соблюдается ли соотношение:

(2.8)

где kdвспомогательный коэффициент, kd=770 для прямозубых передач;

kHкоэффициент нагрузки; kH=1,3;

u — передаточное число (u? 1);

шbd — отношение рабочей ширины венца передачи к начальному диаметру шестерни, шbd=0,59.

Допускаемое контактное напряжение для прямозубых передач:

(2.9)

где уHlimbбазовый предел контактной выносливости поверхностей зубьев, уHlimb=1350 МПа;

SH-коэффициент безопасности, SH=1,2;

Условие выполняется, так как dw1=85>83,34 мм.

2.1.4 Проверочный расчет на выносливость зубьев при изгибе Удельная расчетная окружная сила (Н) [1]:

(2.10)

где Ft — расчётная окружная сила, Н;

b — ширина венца по основанию зуба, мм;

kFV — коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку в зацеплении, которая возникает вследствие колебаний масс колёс и ударов в зацеплении;

kF — коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки по ширине венца, которая возникает вследствие погрешностей изготовления колёс, упругих деформаций валов, зазорах в подшипниках;

kF — коэффициент, учитывающий при расчёте прямозубых передач распределение нагрузки между зубьями.

Коэффициенты: kFV=1; kF=1,2; kF=1.

Расчётное напряжение изгиба зубьев:

(2.11)

где YF — коэффициент формы зуба, YF=3,6;

Y — коэффициент, учитывающий перекрытие зубьев: Y=1;

Y — коэффициент, учитывающий наклон зуба, Y=1.

Подставив значения в формулу 2.11 получим:

Допускаемое напряжение при расчёте зубьев на выносливость при изгибе:

(2.12)

где Flimb — длительный предел выносливости зубьев при изгибе;

kFg — коэффициент, учитывающий влияние шлифования переходной поверхности зубьев, kFg=1,1;

kFб — коэффициент, учитывающий влияние упрочнения переходной поверхности зубьев в результате механической обработки, kFб=1,2;

kFc — коэффициент, учитывающий особенности работы зубьев при передаче реверсивной нагрузки, kFc=0,75;

kxF — коэффициент, учитывающий размеры зубчатого колеса, kxF=1,0;

kFL — коэффициент режима нагружения и долговечности, kFL=1,0;

YS — коэффициент, отражающий чувствительность материала к концентрации напряжений;

YR — коэффициент, учитывающий параметры шероховатости переходной поверхности зуба, YR=1,2;

SF — коэффициент безопасности.

Коэффициент YS находим по формуле:

(2.13)

Коэффициент безопасности находим по формуле:

(2.14)

где S’Fкоэффициент безопасности, учитывающий нестабильность свойств материала зубчатого колеса и ответственность зубчатой передачи, S’F=1,55;

S''Fкоэффициент, учитывающий способ получения заготовки, S''F=1.

Подставив значения в формулу 2.14, получим:

.

Подставив значения в формулу 2.12, получим:

В нашем случае FP=729,7 МПа>F1=МПа, т. е. проверка на выносливость зубьев при изгибе выполняется.

2.1.5 Расчёт передачи на контактную выносливость зубьев Удельную окружную силу находим по формуле [1]:

(2.15)

где Ft — расчётная окружная сила, Н;

b — ширина венца по основанию зуба, мм;

kНV — коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку в зацеплении, kНV=1;

kН — коэффициент, учитывающий неравномерность распределения нагрузки по ширине венца, kН=1,2;

kН — коэффициент, учитывающий при расчёте косозубых передач распределение нагрузки между зубьями, kН=1,0.

Подставив значения в формулу 2.15, получим:

Расчётное контактное напряжение находим по формуле:

(2.16)

где zH — коэффициент, учитывающий форму сопряжённых поверхностей зубьев в полюсе зацепления, zH=1,76;

zM — коэффициент, учитывающий механические свойства материала сопряжённых зубчатых колёс, для колёс из стали zM=274;

z — коэффициент, учитывающий суммарную длину контактных линий.

Коэффициент z определяем в зависимости от коэффициентов торцевого и осевого перекрытия.

(2.17)

Так как передача прямозубая, то =0.

Принимаем z=0,9.

Подставив значения в формулу 2.16, получим:

Допускаемое контактное напряжение для прямозубых передач:

(2.18)

где zR — коэффициент, учитывающий параметр шероховатости поверхностей зубьев, zR=1;

zv — коэффициент, учитывающий окружную скорость v, zv=1;

kL — коэффициент, учитывающий влияние смазочного материала, kL=1;

kxH — коэффициент, учитывающий размеры зубчатого колеса, kxH=1;

kHL — коэффициент режима нагружения и долговечности;

SH — коэффициент безопасности;

Hlimbпредел выносливости зубьев на контактную выносливость;

Коэффициент режима нагружения и долговечности kHL определяется по формуле:

(2.19)

где mH — показатель кривой усталости;

NH0 — базовое число циклов перемены напряжений при изгибе (NH0=120 106);

NHE — эквивалентное число циклов перемены напряжений.

NHE=60nt=602 801 040,125=21 106, (2.20)

где n — частота вращения, мин-1;

t =104 — расчетный срок службы передачи, ч.

µН=0,125 — для лёгкого режима нагружения.

Подставив значения в формулу 2.18, получим:

В нашем случае HP=1361,3 МПа >H= МПа, что удовлетворяет условию.

2.2 Расчет валов

2.2.1 Проектный расчёт диаметров валов и предварительный выбор подшипников Диаметр первого вала принимаем по выходному валу двигателя: d1=32 мм.

Ориентировочно диаметры валов определяем из соотношения [6]:

(2.21)

где: Т — крутящий момент на валу, Н· мм.

[ф]k — допускаемое напряжение на кручение, [ф]k = 15…25МПа.

Диаметры валов необходимо согласовать с диаметрами внутренних колец подшипников, размерами муфты и шлицев.

В качестве расчётного вала мы принимаем вал V, так как он наиболее нагружен.

В качестве материала изготовления всех валов выбираем сталь 40Х.

Рис. 2.2 Схема нагружения вала Для определения реакций в подшипниках будем рассматривать вал, как балку, нагруженную силами, действующими на колеса.

Определим силы, действующие в зубчатом зацеплении.

Окружная сила на делительном цилиндре в торцовом сечении:

(2.22)

где d5 — делительный диаметр колеса, мм Радиальная сила:

(2.23)

где — угол исходного контура, =200.

Подставив численные значения в формулы 2.22 и 2.23, получим:

Н, Н

Н, Н

Н Разложим силы, действующие на вал на две взаимно перпендикулярные плоскости ZOX и ZOY, и определим реакции в опорах.

Для этого составим уравнения равновесия сил.

Плоскость ZOY:

? MА:

? MВ:

;

Проверка:

? Y: ;

Плоскость ZOХ:

? MА: ;

? MВ: ;

Проверка:

? Y: ;

Суммарные реакции опор от сил в зацеплении:

Н;

.

Строим эпюры изгибающих моментов, действующих на вал, в плоскостях ZOX и ZOY, рисунок 2.3.

Рис. 2.3 Эпюры изгибающих моментов Определяем суммарный изгибающий момент в наиболее нагруженной точке:

Н· м.

Н· м Проверочный расчёт вала на прочность Цель расчёта — определить коэффициенты запаса прочности в опасных сечениях вала и сравнить их с допускаемыми.

Расчёт проводим для сечения вала В на месте посадки подшипников, т.к. в данном сечение приложен больший изгибающий момент М=779,9 Н· м.

Расчёт проводим по методике изложенной в 4.

Проверочный расчёт валов на прочность выполняем на совместное действие изгиба и кручения по условию.

вертикальный фрезерный станок привод

S[S]=1,3…1,5; (2.24)

где S — коэффициент запаса прочности;

[S]- допускаемый коэффициент запаса прочности;

Нормальные напряжения изменяются по симметричному циклу, при котором амплитуда напряжений, а равна расчётным напряжениям изгиба И:

(2.25)

где М — суммарный изгибающий момент в рассматриваемом сечении, Нм;

WНЕТТО — осевой момент сопротивления сечения вала, мм3;

Найдём осевой момент инерции:

(2.26)

где d-диаметр вала.

Подставив значения, находим осевой момент инерции:

мм3.

Касательные напряжения изменяются по циклу, при котором амплитуда, а равна половине расчётных напряжений кручения к:

(2.27)

где МК — крутящий момент, Нм;

WНЕТТО — полярный момент инерции сопротивления сечения вала, мм3;

Найдём полярный момент инерции:

(2.28)

Подставив значения, находим полярный момент инерции:

мм3,

Рассчитаем касательные и нормальные напряжения:

МПа;

МПа;

Определим коэффициент концентрации нормальных и касательных напряжений для расчётного сечения вала:

(2.29)

(2.30)

где К и К — эффективные коэффициенты концентрации напряжений,

К=2,05, К=1,9;

Кd — коэффициент влияния абсолютных размеров поперечного сечения, Кd=0,75;

КF — коэффициент влияния шероховатости, КF=1,0;

Подставив значения в формулы 2.29, 2.30, получим:

;

;

Определим пределы выносливости в расчётном сечении вала:

(2.31)

(2.32)

где -1 и -1 — пределы выносливости гладких образцов при симметричном цикле изгиба и кручения, -1=400 МПа, -1=190 МПа Подставив значения в формулы 2.31, 2.32 получим:

МПа;

МПа.

Определим коэффициенты запаса прочности по нормальным и касательным напряжениям:

(2.33)

(2.34)

Подставив значения в формулы 2.33, 2.34 получим:

;

.

Определим общий коэффициент запаса прочности в опасном сечении:

(2.35)

Подставив значения, получаем:

3,7 > 1,5; S > [S]

Проверочный расчёт вала на прочность в опасном сечении выполняется.

2.3 Расчёт подшипников Для рассчитываемого вала выбираем шариковые радиальные однорядные ГОСТ 8338–75. Серия 212, d = 60 мм, D=110 мм, B=22 мм, Cr=52 кН, Cr0=31 кН.

Проверим пригодность подшипников 109 в опоре, А т.к. реакция в данной опоре наибольшая и равна Rr=Rа=8608 Н.

Пригодность подшипников определяется сопоставлением расчётной динамической грузоподъёмности с базовой, или базовой долговечности с требуемой по условиям [4]:

Crp? Cr или L10h? Lh, (2.36)

Требуемая долговечность подшипника Lh = 20· 103ч Расчётная динамическая грузоподъёмность определяется по формуле:

(2.37)

где: Pr — радиальная эквивалентная нагрузка, Н;

n — частота вращения одного из колец подшипника (n=71), мин-1;

р — показатель степени, р = 3;

KHE — коэффициент режима нагрузки (KHE=1);

а23 — коэффициент, характеризующий совместное влияние на ресурс подшипника качения металла колец, тел качения и условий эксплуатации (а23=0,75);

Рr = V· X? RrA· Kб · Kт, (2.39)

где V — коэффициент вращения, V=1;

RrAрадиальная действующие на подшипник;

Kб — коэффициент безопасности, Kб =1,2 (металлорежущие станки);

Kт — температурный коэффициент, Kт = 1, (tнагрподшипника <60?С);

X, Yкоэффициенты радиальной и осевой нагрузок, X=0,44;Y=2,30;

Pr =1· 0,44?8608?1,2 · 1=4545 Н;

Н.

22,3 кН < 52 кН — условие Crp? Cr выполняется.

Произведём расчёт подшипника на долговечность:

(2.40)

Расчёт подшипника на долговечность выполняется.

Выбранный подшипник обеспечивает основные эксплуатационные требования.

3. ОБОСНОВАНИЕ И ВЫБОР КОНСТРУКЦИИ ШПИНДЕЛЯ

Шпиндельный узел станка состоит из шпинделя, его опор, приводного элемента. В шпинделе выделяют передний конец и межопорный участок.

На шпиндель действуют нагрузки, вызываемые силами резания, силами в приводе, а также центробежными силами, возникающими от неуравновешенности вращающихся деталей самого шпиндельного узла.

Проектирование шпиндельного узла включает:

— выбор типа привода;

— выбор опор и устройств для их смазывания и защиты от загрязнений;

— определение диаметра шпинделя и расстояния между опорами;

— разработку конструкции всех элементов.

Привод шпинделя осуществляем от зубчатой передачи, так как данные передачи имеют небольшие габариты, просты в изготовлении и имеют сравнительно невысокую стоимость.

Исходя из мощности привода N=5,5 кВт рекомендуемый диаметр шпинделя в передней опоре фрезерного станка d=80…120 мм.

Принимаем d=120 мм, учитывая большое значение крутящего момента на шпинделе.

Параметр быстроходности:

d•nmax = 120•1600=1,92•105 мм•мин-1,

где d — диаметр шпинделя в передней опоре, мм;

nmax — максимальная частота вращения шпинделя, мин-1.

Рассмотрим типовые компоновки шпиндельных узлов (рисунок 3.1).

1) Шпиндельные узлы с двухрядным роликовым подшипником типа 3 182 100К и двумя упорными шариковыми подшипниками (рисунок 3.1, а) применяют в средних и тяжелых токарных, фрезерных и фрезерно-расточных станках. В передней опоре первый подшипник предназначен для восприятия радиальной нагрузки, второй — для осевой. Диаметр шпинделя в передней опоре d = 60…200 мм. Узел характеризуется относительно невысокой быстроходностью: dnmах= (1,4…1,8) •105 мм. мин-1.

2) Шпиндельные узлы с двухрядным роликовым подшипником типа 3 182 100К и двумя радиально-упорными шариковыми подшипниками типа 36 200К (рисунок 3.1, б) применяют в средних и тяжелых токарных и фрезерных станках, изготавливаемых крупными партиями. Диаметр передней шейки шпинделя — d =60…200 мм, характеристика быстроходности dnmах= (1,5…3) •105 мм’мин-1.

Исходя из параметра быстроходности d•nmax, а также ориентируясь на компоновку базового станка, принимаем компоновку шпиндельного узла, представленную на рисунке 3.1б: в передней опоре устанавливаем двухрядный роликовый подшипник с короткими цилиндрическими роликами серии 3 182 124К, в задней опоре — два радиально-упорных шарикоподшипника типа 46 124К по схеме дуплекс Х-образная, Данная схема используется в тяжёлых условиях работы при больших радиальных и осевых нагрузках, таких которые возникают на фрезерных станках.

Рисунок 3.1 — Варианты компоновки опор шпиндельного узла Параметры радиального подшипника передней опоры 3 182 124К: диаметр отверстия d=120 мм, диаметр наружного кольца D=180 мм, ширина В = 46 мм, грузоподъёмность динамическая Cr = 204 кН, статическая Сro = 204 кН, предельная частота вращения n = 3200 мин-1.

Параметры подшипников задней опоры 46 124К: диаметр отверстия d=120 мм, диаметр наружного кольца D=180 мм, ширина В = 28 мм, грузоподъёмность динамическая Cr = 75 кН, статическая Сro = 80 кН, предельная частота вращения n = 4800 мин-1.

Так как класс точности станка нормальный, то предварительно принимаем класс точности подшипников в передней опоре — 5, в задней — 5.

Вылет переднего конца шпинделя принимаем равным а= 70 мм. Межопорное расстояние снимаем с чертежа шпиндельного узла l=350 мм.

По критерию биения переднего конца шпинделя должно выполняться условие [1]:

l? 2,5a, (3.1)

350 > 2,5 70=175 мм — условие выполняется.

Для обеспечения работоспособности шпиндельных подшипников необходимо следующее соотношение между диаметром d шпинделя и межопорным расстоянием l [1]:

(3.2)

В нашем случае:

Передний конец шпинделя фрезерного станка служит для базирования и закрепления режущего инструмента. Точное центрирование и жёсткое сопряжение инструмента или оправки со шпинделем обеспечиваются коническим соединением.

Концы шпинделей фрезерных станков выполняют по ГОСТ 24 644–81 с конусностью 7:24. Принимаем по ГОСТ 24 644–81 передний конец шпинделя с конусом 55 исполнение 5.

В качестве материала шпинделя принимаем сталь 40Х с закалкой ответственных поверхностей до твёрдости 48…56 HRC с использованием индукционного нагрева.

4. РАСЧЕТ ШПИНДЕЛЬНОГО УЗЛА

4.1 Расчет шпиндельного узла на точность В результате этого расчёта выбирают класс точности подшипников шпинделя в зависимости от его допускаемого радиального биения Д.

Предполагаем наиболее неблагоприятный случай, когда биения подшипников ДА в передней опоре и ДВ в задней опоре направлены в противоположные стороны (рисунок 4.1).

Рисунок 4.1 — Схема к расчету шпиндельного узла на точность При этом радиальное биение конца шпинделя [2]:

; (4.1)

Приняв

где — допустимое радиальное биение подшипников (по ГОСТ 17 734–88 для станка класса точности Н принимаем Д=20 мкм),

l =350 мм; a=70 мм;

получим

= мм; (4.2)

==0,003 мм; (4.3)

Принимаем класс точности подшипников:

— в передней опоре — 5;

— в задней опоре — 5.

4.2 Расчет шпиндельного узла на жёсткость Оценка радиальной жёсткости производится по прогибу конца шпинделя, происходящего за счёт упругой деформации (изгиба) шпинделя и податливости его опор, а также по углу поворота упругой линии деформированного шпинделя в передней опоре.

По ГОСТ 17 734–88 для станка класса точности Н принимаем д = 0,02 мм, рад.

На шпиндель действуют силы резания, шпиндель разгружен от сил в зубчатом зацеплении.

Ширина стола станка BСТ=400 мм. Максимальный диаметр фрезы:

Dmax=

Принимаем Dmax=160 мм.

Составляющие силы резания PZ и PY определим для наихудших условий обработки: черновое фрезерование торцовой фрезой с Dmax=160 мм.

Скорость резания при фрезеровании определяется по формуле [6]:

(4.4)

где: D — диаметр фрезы, мм;

Т — стойкость инструмента, мин;

t — глубина резания, мм;

sz — подача на один зуб, мм;

z — число зубьев фрезы;

В — ширина фрезерования, мм;

КV — общий поправочный коэффициент на скорость резания;

CV — коэффициент скорости резания;

m, x, y, q, u, p — показатели степени.

Для чернового фрезерования торцовыми фрезами с твердосплавными пластинами принимаем подачу на зуб sz=0,1 мм.

Оборотная подача определяется по формуле:

s=sz•z=0,1•12=1,2 мм/об (4.5)

Значения коэффициента CV и показателей степени определяем по таблицам для обработки стали [6]: CV=332, m=0,2, x=0,1, y=0,4, q=0,2, u=0,2, p=0.

При диаметре фрезы D=160 мм принимаем стойкость фрезы Т=180 мин.

Общий поправочный коэффициент, учитывающий фактические условия резания определяется по формуле:

KV= KMV •KПV •KИV, (4.6)

где KMV — поправочный коэффициент на обрабатываемый материал;

KИV — поправочный коэффициент на инструментальный материал;

KПV — поправочный коэффициент, учитывающий состояние поверхности заготовки.

Для стали коэффициент KMV рассчитывается по формуле:

(4.7)

где nV — показатель степени;

уВ — предел прочности, МПа.

Для обработки заготовок с коркой KПV=0,8.

При обработке стали твёрдым сплавом Т15К6 KИV=1.

Тогда KV= 1,2 •0,8 •1=0,96.

Тогда скорость резания:

м/мин.

Принимаем стандартную частоту вращения n=400 мин-1, т. е. действительная скорость резания V= 201 м/мин.

Окружная сила резания при фрезеровании определяется по формуле:

(4.8)

Поправочный коэффициент на качество обрабатываемого материала КMP определим по формуле:

(4.9)

Значения коэффициента CР и показателей степени: CР=825, x=1, y=0,75, q=1,3, u=1,1, w=0,2.

Тогда окружная сила равна:

Н Исходя из опытных данных соотношение между составляющими силы резания Py: Pz=1:2. Тогда Py=Pz/2=2062 Н.

Тогда суммарная сила резания:

(4.10)

Изобразим схему нагружения шпинделя, заменив подшипники опорами (рисунок 4.2).

Рисунок 4.2 — Схема нагружения шпинделя Определим реакции, возникающие в подшипниковых опорах.

Составим уравнение моментов относительно опоры В:

МВ= RAl-P?(l+a)=0,

Составим уравнение равновесия на вертикальную ось Z:

F=RB +RAP? =0

RB= P?-RA=4611−5533=-922 H.

Передняя опора представляет собой роликовый радиальный двухрядный подшипник с короткими роликами диаметром d=120 мм. Радиальная жесткость jA=1600 Н/мкм (16 105 Н/мм).

Задняя опора комплексная, состоящая из двух шариковых радиально-упорных подшипников, которые представляют собой две условные опоры. Сила предварительного натяга FH=890 H.

Определим жёсткость задней опоры.

Осевая жесткость комплексной опоры [1]:

(4.11)

где FН — сила натяга, Н;

k1 =3 — коэффициент, учитывающий компоновку опор.

(4.12)

где z=15 — число тел качения в подшипнике;

— фактический угол контакта в подшипнике, изменяющийся под действием предварительного натяга, град;

dШ=20 — диаметр шарика, мм.

Тогда осевая жесткость опоры:

Радиальная жесткость комплексной опоры:

Н/мм, (4.13)

где ja — осевая жесткость опоры, Н/мм;

k4 — коэффициент, характеризующий распределение нагрузки между телами качения и зависит от соотношения между силой натяга и радиальной нагрузкой в опоре:

Принимаем k4=0,71.

Тогда

Н/мм.

Радиальное перемещение переднего конца шпинделя определяется по формуле [1]:

=1 +2 +3 +4, мм (4.14)

где 1 — перемещение, вызванное изгибом тела шпинделя, мм;

2 — перемещение, вызванное податливостью опор, мм;

3 — сдвиг, вызванный защемляющим моментом, мм.

4 — перемещение, вызванное податливостью контакта между кольцами подшипника и поверхностями шпинделя и корпуса, мм.

Так как составляющая 4 имеет небольшое значение, в расчётах её учитывать не будем.

Так как приводной элемент расположен между передней и задней опорами шпинделя, упругое перемещение переднего конца шпинделя с учетом защемляющего момента в передней опоре определяется по формуле [1]:

(4.15)

где Е=2,1105 МПа — модуль упругости материала шпинделя;

=0,5 — коэффициент защемления в передней опоре;

I1 — среднее значение осевого момента инерции сечения консоли, мм4;

I2 — среднее значение осевого момента инерции сечения шпинделя в пролете между опорами, мм4.

Определим осевые моменты инерции:

мм4, (4.16)

где d2=120 мм — диаметр шпинделя в передней опоре;

d1=65 мм — диаметр отверстия в шпинделе.

мм4, (4.17)

где d1, d2- наружный и внутренний диаметры шпинделя в задней опоре, мм.

= 6 мкм []=20 мкм — условие выполняется.

Угол поворота в передней опоре

(4.18)

иА=0,18 рад < [иА] =0,001 рад.

Следовательно, жесткость шпиндельного узла обеспечивается.

4.3 Расчет шпинделя на виброустойчивость Приближенный расчет собственной частоты шпинделя, не имеющего больших сосредоточенных масс, можно проводить по формуле [7]:

с-1, (4.19)

где m — масса шпинделя, кг;

— относительное расстояние между опорами:

— коэффициент, зависящий от .

Определим массу шпинделя:

где d — диаметр шпинделя, мм;

d0 — диаметр отверстия в шпинделе, мм;

l — длина шпинделя, мм;

с — плотность материала шпинделя, кг/м3.

Гц.

щс=490 Гц > [щс]=250 Гц [7]

Следовательно, полученная частота собственных колебаний удовлетворяет требованиям к данному типу станков.

5. НАЗНАЧЕНИЕ СИСТЕМЫ СМАЗЫВАНИЯ СТАНКА Внимательное отношение к смазке, нормальная работа систем смазки являются гарантией безотказной работы станка и его долговечности.

На станке имеются две изолированные централизованные системы смазки:

— зубчатых колёс, подшипников коробки скоростей и элементов коробки переключения скоростей;

— зубчатых колёс, подшипников коробки подач, консоли, салазок, направляющих консоли, салазок и стола.

Схема расположения точек смазки показана на рисунке 5.1.

Рисунок 5.1 — Схема смазки станка Масляный резервуар и насос смазки коробки скоростей находятся в станине. Масло в резервуар заливается через крышку 5 до середины маслоуказателя 9. При необходимости уровень масла должен пополняться. Слив масла производится через патрубок 6.

Контроль за работой системы смазки коробки скоростей осуществляется маслоуказателем 7.

Масляный резервуар и насос смазки узлов, обеспечивающих движение подачи, расположены в консоли. Масло в резервуар заливается через угольник 2 до середины маслоуказателя 1. Превышать этот уровень не рекомендуется: заливка выше середины маслоуказателя может привести к подтекам масла из консоли и коробки подач. Кроме того, при переполненном резервуаре масло через рейки затекает в корпус коробки переключения, что может привести к порче конечного выключателя кратковременного включения двигателя подач. При снижении уровня масла до нижней точки маслоуказателя необходимо пополнять резервуар. Слив масла из консоли производится через пробку 3 в нижней части консоли с левой стороны. Контроль за работой системы смазки коробки подач и консоли осуществляется маслоуказателем 10.

Работа системы смазки считается удовлетворительной, если масло каплями вытекает из подводящей трубки; наличие струйки или заполнение ниши указателя маслом свидетельствует о хорошей работе масляной системы.

Направляющие стола, салазок, консоли и механизмы привода продольного хода, расположенные в салахках, смазываются периодически от насоса, расположенного в консоли. Масло для смазки этих узлов поступает из резервуара консоли. Смазка напраляющих консоли осуществляется от кнопки 11, а смазка направляющих салазок, стола и механизмов привода продольного хода — от кнопки 12.

Достаточность смазки оценивается по наличию масла на направляющих.

Смазка должна производиться с учётом степени загрузки станка, как правило, перед работой (ориентировочно два раза в смену при длительности 15−20 сек).

Смазка подшипников концевых опор (точки 4) винта продольной подачи производится шприцеванием.

В таблице 5.1 указан перечень элементов системы и точек смазки.

Таблица 5.1 — Перечень элементов системы смазки

6. ОБОСНОВАНИЕ ВЫБОРА ОРГАНОВ УПРАВЛЕНИЯ КОРОБКИ СКОРОСТЕЙ

Переключение частот вращения осуществляется с помощью четырех двувенцовых передвижных блоков зубчатых колёс.

Централизованное селективное управление чаще всего осуществляется от двух органов управления (двух рукояточное управление), реже — от одного, имеющего несколько степеней свободы.

Селективное управление коробкой скоростей вертикально-фрезерного станка в рассматриваемом примере (рисунок 6.1) осуществлен поворотным лимбом 1 и рукояткой 28. Для переключении скоростей необходимо рукоятку 28 повернуть на себя по стрелке а. При этом зубчатый сектор 25 передвинет рейку 7, а вместе с ней вилку 24, полый вал 23 и селективные диски 21 и 22 вправо. При этом селективные диски выйдут из контакта с пальцами 20, помещенными в отверстиях реек 11 и 18.

Рисунок 6.1 — Двух рукояточный селективный механизм переключения частот вращения шпинделя

После этого нужно повернуть лимб 1 до совпадения требуемой цифры частоты вращения шпинделя, из числа нанесенных на конической части лимба, со стрелкой в, неподвижно закрепленной на корпусе 4 механизма. Лимб 1 соединен с кольцом 2, которое закреплено на конце валика 6. Последний жестко соединен с конической шестерней 8, которая входит в зацеплении с коническим колесом 10, связанным посредством направляющей шпонки с валом 23. Следовательно, при вращении лимба 1 происходит также вращение селективных дисков, которые займут определенное положение относительно пальцев 20 реечных толкателей 11 и 18 в соответствии с выбранной скоростью. Шарик 5 под действием пружины 3 зафиксирует установленное положение селективных дисков.

Селективные диски 21 и 22 имеют отверстия С, расположенные по окружности в определенном порядке. Каждой частоте вращения шпинделя соответствует свое расположение отверстий в дисках. При повороте дисков 21 и 22 происходит выбор необходимой частоты вращения, при этом против пальцев 20 реечных толкателей 18 и 11 на диске располагается необходимая для данной скорости комбинация отверстий.

Поворот рукоятки 28 по стрелке б, вызовет перемещения селективных дисков в вправлении стрелки д, диск 21 упрется в палец 20 одного из толкателей 18 или 11, переместит толкатели, повернув при этом зацепляющуюся с ним шестерню 17, одновременно с шестерней 17 повернется сидящая с ней на одной оси шестерня 16, в связи с чем переместится реечная балка с переводной вилкой 15. Вилка 15 входит в кольцевой паз блока шестерен 14 и при своем движении перемещает блок вдоль вала 13, производя переключение скорости.

Если блок 14, как показано на схеме, находится в крайнем левом положении, толкатель 11 выдвинется вперед, а толкатель 18 будет находиться в заднем крайнем положении.

Дня переключения блока в крайнее правое положение на селективных дисках против толкателя 18 должно быть расположено сквозное отверстие, а против толкателя 11 отверстия не будет. Тогда при перемещении дисков в направлении стрелки д, торец диска 21 упрется и цилиндрический палец толкателя 11 и переместит блок 14 в крайнее заднее положение. При этом палец 20 толкателя 18 войдет в находящиеся против него отверстия в дисках 21 и 22

Для переключении блока шестерен в среднее положение против обоих толкателей должны находится отверстия диска 21, а диск 22 против пальцев толкателей отверстий иметь не будет. Тогда при перемещении дисков палец толкателя 11 сначала войдет в отверстие в диске 21 и только при упоре в стенку диска 22 последний начнет переключение блока. Путь перемещения блока будет меньше, чем в первом случае, и закончится тогда, когда блок займет среднее положение.

Если необходимо сохраните положение блока шестерен неизменным, против толкателя 11 в дисках 21 и 22 должны расположится сквозные отверстия, а против толкателя 18 отверстий не будет. Тогда при перемещении дисков палец толкателя 11 войдет в отверстия и переключение не произойдет.

Механизм имеет 4 пары реек, т. е. столько, сколько в коробке скоростей имеется подвижных блоков.

Для облегчения переключения скоростей и смягчения ударов, особенно в случае попадания торца зуба одной шестерни по торцу зуба другой, пальцы 20 толкателей передают усилие на рейки через пружины 19.

С этой же целью совместно с сектором 25 изготовлен кулачок К, который при переключении блоков шестерен, воздействуя через грибок 26, палец 27 и толкатель 29 на конечный выключатель 30. сообщает кратковременное вращение электродвигателю и соответственно элементам привода движения резания.

7. ВОПРОСЫ ОХРАНЫ ТРУДА И ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ

При работе на фрезерном широкоуниверсальном инструментальном станке модели 6Р12 необходимо соблюдать общие правила техники безопасности при работе на металлорежущих станках.

Станок должен быть надёжно подключен к цеховому заземляющему устройству. Электрическое сопротивление, измеренное между винтом заземления и любой металлической частью станка, которая может оказаться под напряжением в результате пробоя изоляции, не должно превышать 0,1 Ом.

Персонал, допущенный в установленном на предприятии порядке к работе на станке, а также к его наладке и ремонту обязан:

— пройти инструктаж по технике безопасности в соответствии с заводскими инструкциями, разработанными на основании руководства по эксплуатации и типовых инструкций по охране труда;

— ознакомиться с общими правилами эксплуатации и ремонта станка и указаниями по безопасности труда, которые содержатся в настоящем руководстве, руководстве по эксплуатации электрооборудования и в эксплуатационной документации, прилагаемой к устройствам и комплектующим изделиям, входящим в состав станка.

Подготовка станка к работе:

— проверить заземление станка и соответствие напряжения в сети и электрооборудовании станка;

— ознакомиться с назначением всех органов управления;

— проверить на холостом ходу станка: исправность сигнальных, кнопочных и тормозных устройств; правильность работы блокировочных устройств; исправность системы смазки и системы охлаждения; наличие на станке жестких упоров, ограничивающих перемещение суппортов.

При неисправности любого элемента кинематической цепи коробки включение электродвигателя недопустимо.

Указания мер безопасности при работе на станке 6Р12:

1. К работе допускаются лица, знакомые с общими положениями условий техники безопасности при фрезерных работах, а также изучившие особенности станка и меры предосторожности, приведённые в руководстве по эксплуатации станка.

2. Периодически проверять правильность работы блокировочных устройств.

3. При работе использовать ограждение фрез.

Ввиду большого многообразия видов фрезерных работ и обрабатываемых деталей конструкция ограждения к станкам может быть различной в зависимости от конкретных условий обработки.

Один из вариантов ограждения, устанавливаемого на поворотную головку станка, показан на рисунке 7.1.

Рисунок 7.1 — Ограждение фрез Ограждающее устройство состоит из отражательного щитка 1 и шарнирного четырёхзвенника 2 для его перемещения и установки во высоте.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В данном курсовом проекте на основе базового вертикально-фрезерного станка модели 6Р12 был спроектирован привод главного движения.

В данном курсовом проекте был произведён расчёт технических характеристик станка, спроектирован привод главного движения и произведён его кинематический расчёт, расчёт зубчатых передач, валов, подшипников, был спроектирован и рассчитан на жёсткость, точность и виброустойчивость шпиндельный узел, выбраны тип и система смазки, органы управления коробки скоростей.

Также в данном курсовом проекте рассмотрены вопросы техники безопасности при работе на станке.

ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ ИСТОЧНИКИ

1 Кочергин А. И. Конструирование и расчет металлорежущих станков и станочных комплексов. Курсовое проектирование. Учеб. пособие для вузов. — Мн.: Выш. шк., 1991.

2 Дунаев П. Ф., Леликов О. П. Конструирование узлов и деталей машин: Учебное пособие для машиностроительных специальностей ВУЗов. — 4-е изд., перераб. и доп. — М.: Высшая школа, 1985.

3 Анурьев В. И. Справочник конструктора-машиностроителя: В 3 т. — 8-е изд., перераб. и доп. Под ред И. Н. Жестоковой. — М.: Машиностроение, 2001.

4 Шестернинов А. В. Конструирование шпиндельных узлов металлорежущих станков: Учебное пособие. — Ульяновск, УлГТУ, 2006;96 с.

5 Черменский О. Н., Федотов Н. Н. Подшипники качения: Справочник-каталог. -М.: Машиностроение, 2003. — 576 с.

6 Справочник технолога-машиностроителя. В 2-х т./Под. ред. А. Г. Косиловой и Р. К. Мещерякова.- 4-е изд., перераб. и доп. — М.:Машиностроение, 1986.

7 Металлорежущие станки: Учебник для машиностроительных втузов/Под ред. В. Э. Пуша.-М.:Машиностроение; 1985.-256 с.

8 Маеров А. Г. Устройство, основы конструирования и расчёт металлообрабатывающих станков и автоматических линий: Учебное пособие для техникумов. — М.: Машиностроение, 1986;386 с.