Министерство образования Российской Федерации

Тольяттинский Государственный Университет

Факультет Машиностроительный

Кафедра «Технология машиностроения»

Дипломный проект

На тему:

Технологический процесс изготовления Шпинделя токарного станка

Тольятти 200 г.

ВВЕДЕНИЕ

Научно-технический прогресс в машиностроение в значительной степени определяет развитие и совершенствование всех остальных отраслей. Важнейшими условиями ускорения научно-технического процесса являются рост производительности труда, повышение конкурентоспособности и улучшению качества.

Совершенствование технологических методов изготовления машин имеет при этом первостепенное значение. Качество машины, надежность, долговечность и экономичность в эксплуатации зависят не только от совершенства ее конструкции, но и от технологии производства. Применение прогрессивных высокопроизводительных методов обработки, обеспечивающих высокую точность и качество поверхностей деталей машины, методов упрочнения рабочих поверхностей, повышающих ресурс работы деталей и машины в целом - все это направлено на решение главных задач: повышения эффективности производства, конкурентоспособности и качества продукции.

Целью дипломного проекта является: разработка технологического процесса обработки детали “Шпиндель” в условиях среднесерийного производства.

1.АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА

1.1 Анализ служебного назначения детали

Деталь – шпиндель входит в состав шпиндельного узла токарного станка Афток 10Д.

Основное служебное назначение шпинделя токарного станка Афток 10Д – сообщать обрабатываемой заготовке вращательное движение с определенной угловой скоростью или крутящим моментом.

На рисунке 1.1 представлен фрагмент шпиндельного узла токарного станка. На шпиндель 1 напрессованы подшипники качения 2, которые в свою очередь, запрессованы в переднюю бабку 3. Натяг подшипников осуществляется стопорными гайками 4 и 5. С помощью шпонки 6 и стопорной гайки 7 на конце шпинделя 1 устанавливается шкив 8.

В процессе работы со шкива 8 на шпиндель 1 ,через шпонку 6, передается вращательное движение, которое получает заготовка, закрепляемая в патроне. Патрон устанавливается на шпиндель спереди, базируясь по наружному конусу.

Шпиндельный узел токарного станка Афток 10Д

Рис. 1.1.

Шпиндель изготовляется из легированной конструкционной стали 12ХН3А ГОСТ 4543-71. Область применения стали 12ХН3А: сильно нагружаемые детали с высокой поверхностной твердостью, износоустойчивостью и вязкой сердцевиной, работающие при больших скоростях и ударных нагрузках – шпиндели, валы в подшипниках качения, шестерни сложной конфигурации и т.д.

Химический состав и механические свойства стали 12ХН3А представлены в табл. 1.1.

Таблица 1.1.

Химический состав и механические свойства стали12ХН3А

На рисунках 1.2. и 1.3. представлена схема кодировки поверхностей и размеров детали, а в табл. 1.2. – классификация поверхностей по служебному назначению. Обоснование технических требований к поверхностям шпинделя,

исходя из его служебного назначения сведено в таблицу 1.3.

Таблица 1.2

Классификация поверхностей по служебному назначению

Таблица 1.3.

Обоснование технических требований к поверхностям шпинделя, исходя из их служебного назначения

1.2 Анализ технологичности детали

К не технологичности детали – шпиндель можно отнести следующие элементы:

- достаточно большая длина детали L/D > 8, что снижает жесткость и повышает возможность коробления шпинделя во время механической и термической обработки;

- глубокое отверстие, требует при изготовлении шпинделя применение специального инструмента;

- закрытые шпоночный паз и пазы под стопорные многолапчатые шайбы;

- наличие точных конусных поверхностей;

- близко расположенные резьбовые отверстия на фланце шпинделя;

- наличие маслоотводных канавок требует применение специального инструмента – фасонного резца;

В целом конструкцию можно считать технологичной и доступной для обработки.

Кодировка поверхностей детали

Рис. 1.2.

Кодировка размеров детали

Рис. 1.3.

1.3 Определение типа производства и стратегия разработки

технологического процесса

Выбор типа производства проводим исходя из массы детали и ее годового объема выпуска по [2, с.24, табл.3.1].

Масса детали 16,8 кг, годовой объем выпуска – 10 тысяч штук, следовательно, тип производства – среднесерийный.

На основании выбранного типа производства разрабатываем стратегию технологического процесса и сводим ее в табл. 1.4.

Таблица 1.4.

Стратегия ТП для изготовления детали в условиях среднесерийного производства.

1.4 Анализ базового технологического процесса

Данная деталь – шпиндель по базовому ТП изготовляется в единичном производстве. Используемое оборудование и оснастка – универсальное. Заготовка на обработку поступает в виде проката, это увеличивает время обработки и отхода металла в стружку.

Базовый технологический процесс приведен в табл. 1.5.

Таблица 1.5.

Содержание базового технологического процесса

Проведя анализ базового технологического процесса, был выявлен ряд недостатков (табл. 1.6.), пути и способы, устранения которых рассмотрены в данном дипломном проекте при проектировании технологического процесса обработки детали «Шпиндель» при переходе на среднесерийное производство.

Таблица 1.6.

Анализ недостатков базового технологического процесса и пути их устранения

2. ВЫБОР И ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЗАГОТОВКИ

2.1 Выбор оптимального варианта получения заготовки

Для сравнения рассмотрим три способа получения заготовки для детали шпиндель:

- прокат ( по базовому ТП);

- поковка;

- литьё в песчаные формы.

2.1.1 Расчет заготовки из проката

За основу расчета промежуточных припусков принимаем наружный диаметр детали мм.

Устанавливаем предварительный маршрутный технологический процесс обработки поверхности детали мм:

Операция 10 Токарная черновая

Операция 20 Токарная чистовая

Операция 30 Термическая HRC_Э 59…63

Операция 40 Шлифовальная.

Определяем расчетный размер заготовки:

где, D_н =133мм - номинальный размер;

2z₁₀ = 9,0 мм, 2z₂₀ = 3,0мм, 2z₄₀ = 0,9мм – припуски на диаметр на операциях 10, 20, 40 [2, с. 41, табл.3.13].

D_р.з =133+9,0+3,0+0,9=145,9 мм.

По расчетным данным выбираем размер горячекатаного проката обычной точности Æ150ммпо ГОСТ 2590-71 [2, с.43, табл. 3.14]

Круг

Нормальная длина проката 7 м.

Общая длина заготовки:

где, L_д = 660 мм – номинальная длина детали;

2z_подр = 3,0 мм – припуск на подрезку торцевых поверхностей

[2, с. 40, табл.3.12].

L_з =660+3,0=663 мм.

Объем заготовки:

мм² .

Масса заготовки:

где, r = 7,85 кг/м³ – плотность стали;

m_з =7,85^. 11,72=92,0 кг.

Неоднократность в зависимости от принятой длины проката:

где, L_пр =7м – длина выбранного проката;

l_заж =100 мм – минимальная длина зажимного конца;

l_от – длина торцевого обрезка проката, мм;

L_з – длина заготовки, мм;

l_р = 6 мм – ширина реза [2, с. 37];

х – число заготовок, изготовляемых из принятой длины проката, шт;

l_от = 0,3^. 150 = 45 мм;

шт.

Принимаем х = 10 шт.

L_нк =7000 – 45 –100 –10^. (663+6) = 165 мм.

Общие потери материала к длине выбранного проката:

где, П_нк – потери материала на неоднократность, %

П_от – потери на торцевую обрезку проката, %

П_заж – потери при выбранной длине зажима, %

П_р –потери на отрезку заготовки, %

% ;

%;

%;

%;

П_п.о =2,36 + 0,64 + 1,43 + 0,09 = 4,52 %.

Расход материала на одну деталь с учетом всех технологических потерь:

кг

Коэффициент использования материала:

.

2.1.2 Расчет заготовки поковки

2.1.2.1 Вид заготовки

Выбираем заготовку – поковку полученную на кривошипном горячештамповом прессе в открытом штампе. Нагрев индукционный.

2.1.2.2 Расчетная масса поковки

где, m_д = 16,8 кг – масса детали;

К_р = 1,5 – расчетный коэффициент [3, прил. 3, табл. 20];

m_з ^р =16,8^. 1,5 = 25,2 кг.

2.1.2.3 Класс точности поковки

Класс точности выбираем по [3, прил. 4, табл. 19]. Исходя из способа получения заготовки – на кривошипном горячештамповом прессе – Т4.

2.1.2.4 Группа стали

Выбираем по [3, с. 8, табл.1]. Сталь 12ХН3А – группа стали М2.

2.1.2.5 Степень сложности

Размеры описывающей заготовку фигуры (цилиндр):

D = 133^. 1,05 = 139,6 мм; H = 660^. 1,05 = 693 мм.

Масса описывающей фигуры: m_р = 83,2 кг.

m_з ^р / m_р = 25,2/83,2 = 0,3 – следовательно степень сложности С3 (m_з ^р /m_р = 0,16…0,32) [3, с. 30, прил. 2].

Конфигурация поверхности разъёма штампа – плоская П [3, с. 8]

2.1.2.6 Исходный индекс

Исходный индекс – 17 [3, с. 10, табл.2].

2.1.2.7 Основные припуски на обработку, размеры поковки

Припуски на обработку определяем по [3, с. 12, табл.3], допуски по [3, с. 17, табл.8] и сводим в табл. 2.1.

Дополнительные припуски учитывающие:

- смещение по поверхности разъёма штампа – 0,5 мм [3, с. 14, табл.4];

- отклонение от прямолинейности – 1,0 мм [3, с. 14, табл.5].

Таблица 2.1.

Припуски и размеры поковки

2.1.2.8 Масса поковки

, кг (2.16.)

где, r = 7,85 кг/м³ – плотность стали;

V_i – объёмы элементарных фигур, на которые можно разбить поковку.

m_з ^пок = 30,3 кг.

2.1.2.9 Объём требующегося материала

V = V_пок +V_у +V_о , мм³ (2.17.)

где, - объём поковки;

V_пок = 3,863^. 10⁶ мм³ .

V_у - объём материала теряемого на угар при нагреве, мм³

, мм³ (2.18.)

мм³ ;

V_о – объём материала теряемого на облой, мм³

V_о = x^. F_м ^. (P_п + x^. p^. l) , мм³

(2.19.)

где, x =1,5 - коэффициент изменения сечения облоя;

P_п = 1624 мм – периметр поковки;

F_м – площадь поперечного мостика, мм²

F_м =l^. h_о , мм² (2.20.)

где, l = 6 мм – длина мостика;

h_о - толщина мостика, мм

h_о = 0,015^. ,мм (2.21.)

где, F_пок.п. = 56698,5 мм² – площадь проекции поковки на плоскость разъёма;

h_о = 0,015^. = 3,57 мм ;

F_м = 3,57^. 6 = 21,42 мм² ;

V_о =1,5^. 21,42^. (1624+ 1,5^. 3,14^. 6) = 0,053^. 10⁶ мм³ ;

V =(3,863+0,019+0,053)^. 10⁶ = 3,935^. 10⁶ мм³ .

2.1.2.10 Коэффициент использования материала

m_и.з. = r^. V, кг – масса исходной заготовки;

m_и.з. =7,85^. 3,935 = 30,89 кг,

.

2.1.3 Расчет заготовки отливки

2.1.3.1 Вид заготовки

Выбираем заготовку – отливку, полученную литьём в песчано-глинистые сырые формы из низковлажных (до 2,8%) высокопрочных (более 160 кПа) смесей с высоким и однородным уплотнением до твердости не менее 90 единиц.

2.1.3.2 Класс размерной точности

Выбираем по [4, прил. 1, табл. 9]. Исходя из способа получения заготовки и наибольшего габаритного размера отливки класс размерной точности 9-13. Принимаем 11 класс размерной точности.

2.1.3.3 Степень коробления элементов

Выбираем по [4, прил. 2, табл. 10], исходя из отношения d/l » 0,2. Степень коробления 4-7. Принимаем 6 степень коробления.

2.1.3.4 Степень точности поверхностей

Выбираем по [4, прил. 3, табл. 11] –13 –19. Принимаем степень точности поверхностей 16, что соответствует шероховатости R_а = 63 мкм [4, прил. 4, табл. 12].

2.1.3.5 Класс точности массы

Определяем по [4, прил. 5, табл. 13], исходя из номинальной массы отливки (m = 10…100кг) и способа получения отливки, степень точности массы отливки 7-15. Принимаем 11.

Допуск массы отливки не более 16% от массы отливки [4, с. 9, табл. 4].

2.1.3.6 Ряд припусков на обработку

Согласно [4, прил. 6, табл. 14] 16 степени точности поверхности соответствуют 7-10 ряды припусков на обработку. Принимаем 8 ряд припусков.

2.1.3.7 Допуск размеров, формы и расположения элементов отливки

Допуски размеров [4, с.2, табл. 1], формы и расположения элементов отливки [4, с. 5, табл. 2] назначаем на каждую поверхность отливки отдельно и сводим в табл. 2.2.

Таблица 2.2.

Допуски на размеры отливки

Допуск неровностей поверхности отливки не должен превышать 1,6 мм.

[4, с. 6, табл. 3].

2.1.3.8 Общие допуски

Общие допуски элементов отливки, учитывающие совместное влияние допуска размера и допусков формы и расположения поверхностей выбираем по [4, прил. 8, табл. 16] и сводим в табл. 2.3.

Таблица 2.3.

Общие допуски

2.1.3.9 Припуски на обработку, размеры отливки

Припуски на обработку определяем по [4, с. 10, табл. 6].

Таблица 2.4.

Припуски и размеры поковки

2.1.3.10 Масса отливки

= 7,85 ^. 4,345 = 34,11 кг

2.1.3.11 Коэффициент использования материала

= 0,49

2.2 Технико-экономическое сравнение методов получения заготовки

Себестоимость детали:

С_дет =С_з + С_мо - С_отх , руб (2.22.)

где, С_з – стоимость заготовки, руб;

С_мо – стоимость механической обработки, руб;

С_отх – стоимость отходов, руб.

Для заготовки полученной из проката:

С_з ^пр = С_б ^. m_з , руб (2.23.)

Для заготовки из полученной штамповкой или отливкой:

С_з = С_б ^. m_з ^. К_т ^. К_сл ^. К_в ^. К_м ^. К_п , руб (2.24.)

где, С_б – базовая стоимость кг заготовки;

m_з – масса заготовки;

К_т – коэффициент точности;

К_сл – коэффициент сложности;

К_в – коэффициент массы;

К_м – коэффициент марки материала;

К_п – коэффициент объема производства.

Для заготовки полученной из проката:

С_б ^пр = 13 руб/кг

m_з = 96,2 кг

С_з ^пр =13 ^. 96,2 = 1250,6 руб

Для заготовки – поковки полученной на кривошипном горячештамповом прессе:

С_б ^шт = 16,36 руб/кг

К_т = 0,8 [5, с.39]

К_сл = 0,9 [5, с.40, табл. 15]

К_в = 0,75 [5, с.40, табл. 15]

К_м = 1,98 [5, с.39]

К_п = 1,0 [5, с.39]

С_з ^пок = 16,38 ^. 30,89 ^. 0,8 ^. 0,9 ^. 0,75 ^. 1,98 ^. 1,0 = 540,99 руб./шт.

Для заготовки полученной литьём в песчаную форму:

С_б ^шт = 15,07 руб/кг

К_т = 1,03 [5, с.34]

К_сл = 0,7 [5, с.34, табл. 11]

К_в = 0,82 [5, с.39, табл. 11]

К_м = 2,4 [5, с.34]

К_п = 0,77 [5, с.34, табл. 11]

С_з ^пф = 15,07 ^. 34,11 ^. 1,03 ^. 0,7 ^. 0,82 ^. 2,4 ^. 0,77 = 561,62 руб./шт.

С_мо = С_уд ^. (m_з -m_д ) , руб (2.25.)

где, С_уд – удельные затраты на снятие 1 кг стружки, руб.

С_уд = С_с +Е_н ^. С_к , руб (2.26.)

где, С_с = 11,3 руб/кг – текущие затраты [6, с.9 , табл. 3.2];

С_к = 32,84 руб/кг – капитальные затраты [6, с.9 , табл. 3.2];

Е_н = 0,33 - нормативный коэф. эффективности капитальных вложений.

С_мо ^пр = (11,3 + 0,33 ^. 32,84) ^. (96,2- 16,8) = 1757,69 руб/кг.

С_мо ^пок = (11,3 + 0,33 ^. 32,84) ^. (30,89- 16,8) = 311,91 руб/кг.

С_мо ^пф = (11,3 + 0,33 ^. 32,84) ^. (34,11- 16,8) = 389,19 руб/кг.

С_отх = С_{уд отх} ^. (m_з -m_д ) , руб (2.27.)

где, С_{уд отх} – удельная себестоимость 1 кг отходов, руб.

С_{уд отх} = 0,1 ^. С_б , руб/кг (2.28.)

С_{уд отх} ^пр = 0,1 ^. 13 = 1,3 руб/кг.

С_{уд отх} ^пок = 0,1 ^. 16,36 = 1,64 руб/кг.

С_{уд отх} ^пф = 0,1 ^. 15,07 = 1,51 руб/кг.

С _отх ^пр = 1,3 ^. (96,2-16,8) = 103,22 руб.

С _отх ^пок = 1,64 ^. (30,89-16,8) = 23,11 руб.

С _отх ^пф = 1,51 ^. (34,11-16,8) = 26,14 руб.

С_дет ^пр = 1250,6 + 1757,69 – 103,22 = 2905,07 руб.

С_дет ^пок = 540,99 + 311,91 – 23,11 = 829,79 руб.

С_дет ^пф = 561,62 + 389,19 – 26,14 = 924,67 руб.

Экономический эффект:

Э = С_дет ^б – С_дет ^м , руб./шт (2.29.)

Э = 2905,07 – 924,67 = 1980,4 руб./шт.

Э = 2905,07 – 829,79 = 2075,28 руб./шт.

Проведенные расчеты показывают экономически целесообразно в качестве заготовки для детали – шпиндель использовать заготовки полученные штамповкой на КГШП.

3. РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО МАРШРУТА,

СХЕМ БАЗИРОВАНИЯ И ПЛАНА ИЗГОТОВЛЕНИЯ

3.1 Технологический маршрут и план изготовления.

Технологический маршрут изготовления детали представлен в табл.3.1. При составлении технологического маршрута были использованы рекомендации приведенные в [14,15,16].

Таблица 3.1.

Технологический маршрут изготовления шпинделя

План изготовления детали выборочно представлен на чертеже

№ 03.М.15.421.09.000.

Технические требования к изготовлению детали включают в себя требования к шероховатости, точности размеров, формы и взаимного расположения обработанных поверхностей.

На эти параметры назначают технологические допуски из условия:

Таⁱ ³ wA_ст ⁱ , мм (3.1.)

где, Таⁱ - допуск на параметр А, задаваемый на операции;

wА_ст ⁱ - величина погрешности параметра А, которая может возникнуть на данной операции при нормальном состоянии технологической системы (статистическая погрешность).

Величины технологических допусков на шероховатость обрабатываемых поверхностей определяем, используя статистические данные возможностей методов обработки, и указываем соответствующие обозначения на операционном эскизе.

Допуски на размеры исходной заготовки, а также шероховатость ее поверхности определяем по ГОСТ 7505-89 [3].

На шероховатость обработанных поверхностей оказывают влияние метод обработки, тип оборудования, число рабочих ходов и в зависимости от этих данных определяются по [7, c. 234-241].

Операционные допуски на диаметральные размеры при обработке замкнутой поверхности определяем из условия:

ТAⁱ = wA_ст ⁱ , мм (3.2.)

wА_ст ⁱ выбираем по таблице допусков в зависимости от квалитета точности и номинального размера. Квалитет точности, получаемый на данной операции, зависит от типа технологического оборудования, способа обеспечения точности настройки инструмента, характера обработки и выбирается по

[7, прил.1].

При назначении операционного допуска на линейный размер, связывающий измерительную и обработанную поверхность, используют формулу:

Таⁱ = wA_ст ⁱ +D_пр ^и +e_б , мм (3.3.)

где, D_пр ^и - пространственное отклонение измерительной базы;

e_б - погрешность базирования от несовпадения установочной и измерительной баз.

Значение e_б определяется с учетом выбранной схемы базирования по [8], D_пр ^и определяем по [7, табл. 5].

Допуски формы и взаимного расположения выбираем по [7,с.242].

3.2 Обоснование выбора баз.

Выбор технологических баз по операциям приведен в табл. 3.2.

Выбор технологических баз Таблица 3.2.

Основными базами детали «шпиндель» являются поверхности его подшипниковых шеек 11,14. Однако использовать их ввиду сложности профиля шпинделя не удается и при обработке на различных операциях происходит смена баз, поэтому на операции 20 за технологические базы принимаем поверхности центровых отверстий, а на последующих поверхности центровых фасок 34,35. Для максимального сокращения отклонения от соосности исполнительных поверхностей – наружного конуса 17 и внутреннего конуса Морзе 18 относительно оси вращения шпинделя на заключительных операциях в качестве баз используем окончательно обработанные поверхности подшипниковых шеек 11,14.

4. ВЫБОР СРЕДСТВ ТЕХНИЧЕСКОГО ОСНАЩЕНИЯ

Для проектного варианта выбираем универсальный инструмент, а также специально изготовленный для станков с ЧПУ по ОСТ и ТУ [12,16,22].

Выбранный режущий инструмент сводим в табл. 4.1.

Станочные приспособления выбраны по [22,25] и приведены в таб.4.2.

Таблица 4.1.

Режущий инструмент

Таблица 4.2.

Станочные приспособления

Контрольный инструмент выбран по [16,26] и приведен в табл.4.3.

Таблица 4.3.

Контрольный инструмент

Состав технологического оборудования определяем по [5,20,21] и сводим в табл. 4.4.

Таблица 4.4.

Технологическое станочное оборудование

5. РАЗМЕРНЫЙ АНАЛИЗ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА

5.1 Расчет диаметральных размеров

5.1.1 Расчет замыкающих звеньев

На основании плана изготовления детали “Шпиндель” строим схему для радиальных размеров (см. чертеж 03.М.15.421.08.000). По данной схеме составляем следующие уравнения для замыкающих звеньев:

[Z₉ ]^20-1 =Е⁰ +Е9⁰ 14⁰ +Е36¹⁰ 14⁰ +Е9^20-1 36¹⁰ -Е^20-1 ;

[Z₁₄ ]^20-1 =И⁰ +Е36¹⁰ 14⁰ +Е14^20-1 36¹⁰ -И^20-1 ;

[Z₁₅ ]^20-1 =К⁰ +Е15⁰ 14⁰ +Е36¹⁰ 14⁰ +Е15^20-1 36¹⁰ -К^20-1 ;

[Z₉ ]^20-2 =Е^20-1 +Е9^20-1 36¹⁰ +Е9^20-2 36¹⁰ -Е^20-2 ;

[Z₁₂ ]^20-2 =Ч^20-1 +Е12^20-1 36¹⁰ +Е12^20-2 36¹⁰ -Ч^20-2 ;

[Z₁₄ ]^20-2 =И^20-1 +Е14^20-1 36¹⁰ +Е14^20-2 36¹⁰ -И^20-2 ;

[Z₁₅ ]^20-2 =К^20-1 +Е15^20-1 36¹⁰ +Е15^20-2 36¹⁰ -К^20-2 ;

[Z₁₁ ]^20-2 =Х^20-1 +Е11^20-1 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ -Х^20-2 ;

[Z₁₆ ]^40-1 =М⁰ +Е16⁰ 14⁰ +Е36¹⁰ 14⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е16^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )-М^40-1 ;

[Z₁₇ ]^40-1 /соs7^o 7’30”=Л⁰ +Е17⁰ 14⁰ +Е36¹⁰ 14⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е17^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )-Л^40-1 ;

[Z₁₆ ]^40-2 =М^40-1 +Е16^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )+Е16^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )-М^40-2 ;

[Z₁₇ ]^40-2 /соs7^o 7’30”= Л^40-1 +Е17^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )+Е17^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )-Л^40-2 ;

[Z₁₈ ]^40-2 /соs1^o 30’= -Ы^40-1 -Е18^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )-Е18^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )+Ы^40-2 ;

[Z₈ ]⁷⁰ =Я²⁰ +Е8²⁰ 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е34⁴⁰ (11²⁰ 14²⁰ )+Е8⁷⁰ (34⁴⁰ 35⁴⁰ )-Я⁷⁰ ;

[Z₁₀ ]⁷⁰ =Ю²⁰ +Е10²⁰ 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е34⁴⁰ (11²⁰ 14²⁰ )+Е10⁷⁰ (34⁴⁰ 35⁴⁰ )-Ю⁷⁰ ;

[Z₁₃ ]⁷⁰ = Ф²⁰ +Е13²⁰ 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е34⁴⁰ (11²⁰ 14²⁰ )+Е13⁷⁰ (34⁴⁰ 35⁴⁰ )-Ф⁷⁰ ;

[Z₉ ]¹¹⁰ =Е^20-2 +Е9^20-2 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е9¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )-Е¹¹⁰ ;

[Z₁₁ ]¹¹⁰ =Х^20-2 +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )-Х¹¹⁰ ;

[Z₁₄ ]¹¹⁰ = И^20-2 +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е14¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )-И¹¹⁰ ;

[Z₁₆ ]¹¹⁰ = М^40-2 +Е16^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е16¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )-М¹¹⁰ ;

[a₁₆ ]¹¹⁰ =М¹¹⁰ +Е16¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е16^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )-М^40-2 +a₁₆ ⁶⁰ ;

[Z₁₇ ]¹²⁰ /соs7^o 7’30”=Л^40-2 +Е17^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е17¹²⁰ (11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )--Л¹²⁰ ;

[Z₁₈ ]¹³⁰ /соs1^o 30’=-Ы^40-2 -Е18^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )-Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )-Е18¹³⁰ (11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Ы¹³⁰ ;

[Z₉ ]¹⁶⁰ =Е¹¹⁰ +Е9¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 34¹⁰⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+

+Е9¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )-Е¹⁶⁰ ;

[Z₁₁ ]¹⁶⁰ =Х¹¹⁰ +Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е11¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )-Х¹⁶⁰ ;

[Z₁₄ ]¹⁶⁰ =И¹¹⁰ +Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е14¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )-И¹⁶⁰ ;

[a₉ ]¹⁶⁰ =Е¹⁶⁰ +Е9¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+

+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е11^20-2 36¹⁰ +Е9^20-2 36¹⁰ +Е^20-2 +a₉ ⁶⁰ ;

[Z₁₁ ]¹⁷⁰ =Х¹⁶⁰ +Е11¹⁷⁰ 11¹⁶⁰ -Х¹⁷⁰ ;

[Z₁₄ ]¹⁷⁰ = И¹⁶⁰ +Е14¹⁷⁰ 14¹⁶⁰ -И¹⁷⁰ ;

[a₁₁ ]¹⁷⁰ = a₁₁ ⁶⁰ -Х^20-2 +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+

+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е11¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е11¹⁷⁰ 11¹⁶⁰ +Х¹⁷⁰ ;

[a₁₄ ]¹⁷⁰ =a₁₄ ⁶⁰ -И^20-2 +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е14¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+

+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е14¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е14¹⁷⁰ 14¹⁶⁰ +И¹⁷⁰ ;

[Z₁₇ ]¹⁸⁰ /соs7^o 7’30”=Л¹²⁰ +Е17¹²⁰ (11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+

+Е14¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е14¹⁷⁰ 14¹⁶⁰ +Е17¹⁸⁰ (11¹⁷⁰ 14¹⁷⁰ )-Л¹⁸⁰ ;

[a₁₇ ]¹⁸⁰ /соs7^o 7’30”=a₁₇ ⁶⁰ -Л^40-2 +Е17^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+

+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е11¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е11¹⁷⁰ 11¹⁶⁰ +Е17¹⁸⁰ (11¹⁷⁰ 14¹⁷⁰ )+Л¹⁸⁰ ;

[Z₁₈ ]¹⁹⁰ /соs1^o 30’=-Ы¹³⁰ -Е18¹³⁰ (11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )-Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )-Е14¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )-

-Е14¹⁷⁰ 14¹⁶⁰ -Е18¹⁹⁰ (11¹⁷⁰ 14¹⁷⁰ )+Ы¹⁹⁰ ;

[a₁₈ ]¹⁹⁰ /соs1^o 30’=a₁₈ ⁶⁰ +Ы^40-2 -Е18^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )-Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )-Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )-Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )-Е11¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )-Е11¹⁷⁰ 11¹⁶⁰ -Е18¹⁹⁰ (11¹⁷⁰ 14¹⁷⁰ )-Ы¹⁹⁰ .

5.1.2 Определение припусков

Минимальный припуск на обработку радиальных размеров рассчитываем по формуле:

Z_{i min} =R_{z i-1} +h_i-1 , мм

(5.1.)

где, R_{z i -1} – шероховатость обработанной поверхности полученной на предыдущем переходе;

h_{i -1} – дефектный слой поверхности.

R_{z i -1} и h_{i -1} определяем по [ 7, с. 246, прил. 5]

Z₉ ^20-1 _min =Z₁₄ ^20-1 _min =Z₁₅ ^20-1 _min =Z₁₆ ^40-1 _min =Z₁₇ ^40-1 _min /соs7^o 7’30”=

=160+290=450мкм =0,45мм;

Z₉ ^20-2 _min =Z₁₂ ^20-2 _min =Z₁₄ ^20-2 _min =Z₁₅ ^20-2 _min =Z₁₁ ^20-2 _min =Z₁₆ ^40-2 _min =Z₁₇ ^40-2 _min /соs7^o 7’30”= Z₁₈ ^40-2 _min /соs1^o 30’=40+60=100мкм=0,1мм;

Z₈ ⁷⁰ _min =Z₁₀ ⁷⁰ _min =Z₁₃ ⁷⁰ _min =1,2мм;

Z₉ ¹¹⁰ _min =Z₁₁ ¹¹⁰ _min =Z₁₄ ¹¹⁰ _min =Z₁₆ ¹¹⁰ _min =Z₁₇ ¹²⁰ _min /соs7^o 7’30”=Z₁₈ ¹³⁰ _min /соs1^o 30’= =20+30=50мкм=0,05мм;

Z₉ ¹⁶⁰ _min =Z₁₁ ¹⁶⁰ _min =Z₁₄ ¹⁶⁰ _min =5+20=25мкм=0,025мм;

Z₁₁ ¹⁷⁰ _min =Z₁₄ ¹⁷⁰ _min =2,52+5,48=8мкм=0,008мм;

Z₁₇ ¹⁸⁰ _min /соs7^o 7’30”=Z₁₈ ¹⁹⁰ _min /соs1^o 30’=5+20=25мкм=0,025мм.

Глубину слоя насыщения при цементации газовой определяем по [ 7, с. 246, прил. 5] и принимаем a=1,1±0,1 мм.

Поле рассеивания припусков определяем по формулам:

w[Z_i ]=, при n3 (5.2.)

Или

w[Z_i ]=, при n>3 (5.3.)

где, tD - коэффициент риска, характеризующий вероятность выхода отклонения замыкающего звена за пределы допуска. При проценте риска Р=0,27%, tD=3[ 7, с.66];

l_i – коэффициент характеризующий соответствие закона рассеивания погрешности закону нормального распределения.

Для размеров не точнее IT9 –распределение Гаусса l_i ² =1/9, для размеров - IT7,8 – закон Симпсона l_i ² =1/6, для размеров IT5,6 - l_i ² =1/3,

для отклонений формы и расположения –закон Релея l_i ² =0,127;

x_i – передаточное отношение;

w[Z₉ ]^20-1 == 2,07мм;

w[Z₁₄ ]^20-1 == 2мм;

w[Z₁₅ ]^20-1 == 2,08мм;

w[Z₉ ]^20-2 == 0,13мм;

w[Z₁₂ ]^20-2 == 0,13мм;

w[Z₁₄ ]^20-2 == 0,13мм;

w[Z₁₅ ]^20-2 == 0,15мм;

w[Z₁₁ ]^20-2 == 0,13мм;

w[Z₁₆ ]^40-1 == 2,32мм;

w[Z₁₇ ]^40-1 /соs7⁰ 7’30”== =2,08мм;

w[Z₁₆ ]^40-2 == 0,16мм;

w[Z₁₇ ]^40-2 /соs7⁰ 7’30”== 0,14мм;

w[Z₁₈ ]^40-2 /соs1⁰ 30’== 0,11мм;

w[Z₈ ]⁷⁰ == 0,14мм;

w[Z₁₀ ]⁷⁰ == 0,14мм;

w[Z₁₃ ]⁷⁰ == 0,14мм;

w[Z₉ ]¹¹⁰ == 0,084мм;

w[Z₁₁ ]¹¹⁰ == 0,068мм;

w[Z₁₄ ]¹¹⁰ == 0,068мм;

w[Z₁₆ ]¹¹⁰ == 0,1мм;

w[Z₁₇ ]¹²⁰ /соs7⁰ 7’30”== 0,08мм; w[Z₁₈ ]¹³⁰ /соs1⁰ 30’== 0,068мм; w[Z₉ ]¹⁶⁰ == 0,041мм;

w[Z₁₁ ]¹⁶⁰ == 0,033мм;

w[Z₁₄ ]¹⁶⁰ == 0,033мм;

w[Z₁₁ ]¹⁷⁰ =0,0095+0,0005+0,005=0,015мм;

w[Z₁₄ ]¹⁷⁰ =0,0095+0,0005+0,005=0,015мм;

w[Z₁₇ ]¹⁸⁰ /соs7⁰ 7’30”=

== 0,033мм;

w[Z₁₈ ]¹⁹⁰ /соs1⁰ 30’=

== 0,041мм.

Определяем максимальные значения припусков по формуле:

Z_max =Z_min +w[Z_i ], мм (5.4.)

Z₉ ^20-1 _max =0,45+2,07=2,52мм;

Z₁₄ ^20-1 _max =0,45+2=2,45мм;

Z₁₅ ^20-1 _max =0,45+2,08=2,53мм;

Z₉ ^20-2 _max = Z₁₁ ^20-2 _max =Z₁₂ ^20-2 _max =Z₁₄ ^20-2 _max =0,1+0,13=0,23мм;

Z₁₅ ^20-2 _max = 0,1+0,15=0,25мм;

Z₁₆ ^40-1 _max =0,45+2,32=2,77мм;

Z₁₇ ^40-1 _max /соs7^o 7’30”=0,45+2,08=2,53мм;

Z₁₆ ^40-2 _max =0,1+0,16=0,26мм;

Z₁₇ ^40-2 _max /соs7^o 7’30”=0,1+0,14=0,24мм;

Z₁₈ ^40-2 _max /соs1^o 30’=0,1+0,11 =0,21мм;

Z₈ ⁷⁰ _max =Z₁₀ ⁷⁰ _max =Z₁₃ ⁷⁰ _max =1,2+0,14 =1,34мм;

Z₉ ¹¹⁰ _max =0,05+0,084=0,134мм;

Z₁₁ ¹¹⁰ _max =Z₁₄ ¹¹⁰ _max =0,05+0,068=0,118мм;

Z₁₆ ¹¹⁰ _max =0,05+0,1=0,15мм;

Z₁₇ ¹²⁰ _max /соs7^o 7’30”=0,05+0,08=0,13мм;

Z₁₈ ¹³⁰ _max /соs1^o 30’= 0,05+0,068=0,108мм;

Z₉ ¹⁶⁰ _max =0,025+0,041=0,066мм;

Z₁₁ ¹⁶⁰ _max =Z₁₄ ¹⁶⁰ _max =0,025+0,033=0,058мм;

Z₁₁ ¹⁷⁰ _max =Z₁₄ ¹⁷⁰ _max =0,008+0,015=0,023мм;

Z₁₇ ¹⁸⁰ _max /соs7^o 7’30”=0,025+0,033 =0,058мм;

Z₁₈ ¹⁹⁰ _max /соs1^o 30’=0,025+0,041 =0,066мм.

Определяем средние значения припусков по формуле:

Z_ср =Z_min +w[Z_i ]/2, мм (5.5.)

Z₉ ^20-1 _ср =0,45+2,07/2=1,485мм;

Z₁₄ ^20-1 _ср =0,45+2/2=1,45мм;

Z₁₅ ^20-1 _ср =0,45+2,08/2=1,49мм;

Z₉ ^20-2 _ср = Z₁₁ ^20-2 _ср =Z₁₂ ^20-2 _ср =Z₁₄ ^20-2 _ср =0,1+0,13/2=0,165мм;

Z₁₅ ^20-2 _ср = 0,1+0,15/2=0,175мм;

Z₁₆ ^40-1 _ср =0,45+2,32/2=1,61мм;

Z₁₇ ^40-1 _ср /соs7^o 7’30”=0,45+2,08/2=1,49мм;

Z₁₆ ^40-2 _ср =0,1+0,16/2=0,18мм;

Z₁₇ ^40-2 _ср /соs7^o 7’30”=0,1+0,14/2=0,17мм;

Z₁₈ ^40-2 _ср /соs1^o 30’=0,1+0,11/2=0,155мм;

Z₈ ⁷⁰ _ср =Z₁₀ ⁷⁰ _ср =Z₁₃ ⁷⁰ _ср =1,2+0,14/2=1,27мм;

Z₉ ¹¹⁰ _ср =0,05+0,084/2=0,092мм;

Z₁₁ ¹¹⁰ _ср =Z₁₄ ¹¹⁰ _ср =0,05+0,068/2=0,084мм;

Z₁₆ ¹¹⁰ _ср =0,05+0,01/2=0,1мм;

Z₁₇ ¹²⁰ _ср /соs7^o 7’30”=0,05+0,08/2=0,09мм;

Z₁₈ ¹³⁰ _ср /соs1^o 30’= 0,05+0,068/2=0,084мм;

Z₉ ¹⁶⁰ _ср =0,025+0,041/2=0,0455мм;

Z₁₁ ¹⁶⁰ _ср =Z₁₄ ¹⁶⁰ _ср =0,025+0,033/2=0,0415мм;

Z₁₁ ¹⁷⁰ _ср =Z₁₄ ¹⁷⁰ _ср =0,008+0,015/2=0,0155мм;

Z₁₇ ¹⁸⁰ _ср /соs7^o 7’30”=0,025+0,033/2=0,0415мм;

Z₁₈ ¹⁹⁰ _ср /соs1^o 30’=0,025+0,041/2=0,0455мм.

5.1.3 Определение операционных размеров

Определяем средние значения операционных размеров путем решения уравнений размерных цепей относительно неизвестных размеров. Знаки перед эксцентриситетами направлены на увеличение операционных размеров.

Ы¹⁹⁰ _ср =(2Ы_min +Т2Ы/2)/2=(44,399+0,025/2)/2=22,206мм;

Ы¹³⁰ _ср =-Z₁₈ ¹⁹⁰ _ср +Ы¹⁹⁰ _ср -Е18¹³⁰ (11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )-Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )-Е14¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )-

-Е14¹⁷⁰ 14¹⁶⁰ -Е18¹⁹⁰ (11¹⁷⁰ 14¹⁷⁰ ) =-0,0455+22,206-0,008-0,003-0,0005-0,0025=22,147мм;

Ы^40-2 _ср =-Z₁₈ ¹³⁰ _ср /соs1^o 30’+Ы¹³⁰ _ср -Е18^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )-Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )-

-Е18¹³⁰ (11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )=-0,084+22,147-0,03-0,01-0,008=22,015мм;

Ы^40-1 _ср = -Z₁₈ ^40-2 _ср /соs1^o 30’ +Ы^40-2 _ср -Е18^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )-Е18^40-2 (11²⁰ 14²⁰ ) =

=-0,155+22,015-0,05-0,03=21,78мм;

Л¹⁸⁰ _ср =(82,563+0,015/2)/2=41,285мм;

Л¹²⁰ _ср =Л¹⁸⁰ _ср +Z₁₇ ¹⁸⁰ _ср /соs7^o 7’30”+Е17¹²⁰ (11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+

+Е14¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е14¹⁷⁰ 14¹⁶⁰ +Е17¹⁸⁰ (11¹⁷⁰ 14¹⁷⁰ )=

=41,285+0,0415+0,01+0,005+0,003+0,0005+0,0025=41,348мм;

Л^40-2 _ср =Л¹²⁰ _ср +Z₁₇ ¹²⁰ _ср /соs7^o 7’30”+Е17^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+

+Е17¹²⁰ (11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )=41,348+0,09+0,02+0,01+0,01=41,478мм;

Л^40-1 _ср =Л^40-2 _ср +Z₁₇ ^40-2 _ср /соs7^o 7’30” +Е17^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )+Е17^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )=

=41,478+0,17+0,05+0,02=41,718мм;

Л⁰ _ср = Л^40-1 _ср + Z₁₇ ^40-1 _ср /соs7^o 7’30”+Е17⁰ 14⁰ +Е36¹⁰ 14⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е17^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )=41,718+1,49+0,5+0,06+0,03+0,05=43,848мм;

Х¹⁷⁰ _ср =(70+0,005/2)/2=35,0012мм;

Х¹⁶⁰ _ср = Х¹⁷⁰ _ср +Z₁₁ ¹⁷⁰ _ср +Е11¹⁷⁰ 11¹⁶⁰ =35,0021+0,0155+0,0005=35,018мм;

Х¹¹⁰ _ср = Х¹⁶⁰ _ср +Z₁₁ ¹⁶⁰ _ср +Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е11¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )=

=35,018+0,0415+0,005+0,003=35,068мм;

Х^20-2 _ср = Х¹¹⁰ _ср +Z₁₁ ¹¹⁰ _ср +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )=

=35,068+0,084 +0,01+0,01=35,172мм;

Х^20-1 _ср = Х^20-2 _ср +Z₁₁ ^20-2 _ср +Е11^20-1 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ =

=35,172+0,165+0,05+0,03=35,417мм;

И¹⁷⁰ _ср =(75,010+0,005/2)/2=37,5062мм;

И¹⁶⁰ _ср =И¹⁷⁰ _ср +Z₁₄ ¹⁷⁰ _ср +Е14¹⁷⁰ 14¹⁶⁰ =37,5062+0,0155+0,0005=37,522мм;

И¹¹⁰ _ср =И¹⁶⁰ _ср +Z₁₄ ¹⁶⁰ _ср +Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е14¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )=

=37,522+0,0415+0,005+0,003=37,572мм;

И^20-2 _ср =И¹¹⁰ _ср +Z₁₄ ¹¹⁰ _ср +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е14¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )=

=37,572+0,084 +0,01+0,01=37,676мм;

И^20-1 _ср = И^20-2 _ср +Z₁₄ ^20-2 _ср +Е14^20-1 36¹⁰ +Е14^20-2 36¹⁰ =

=37,676+0,22+0,05+0,03=37,976мм;

И⁰ _ср = И^20-1 _ср +Z₁₄ ^20-1 _ср +Е36¹⁰ 14⁰ +Е14^20-1 36¹⁰ =37,976+1,45+0,06+0,05=39,536мм;

Е¹⁶⁰ _ср =(62+0,019/2)/2=31,005мм;

Е¹¹⁰ _ср =Е¹⁶⁰ _ср +Z₉ ¹⁶⁰ _ср +Е9¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 34¹⁰⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+

+Е9¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )=31,005+0,0455+0,02+0,01+0,005+0,01=31,096мм;

Е^20-2 _ср =Е¹¹⁰ _ср +Z₉ ¹¹⁰ _ср +Е9^20-2 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е9¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )=

=31,096+0,092+0,03+0,03+0,01+0,02=31,278мм;

Е^20-1 _ср =Е^20-2 _ср +Z₉ ^20-2 _ср +Е9^20-1 36¹⁰ +Е9^20-2 36¹⁰ =31,278+0,165+0,05+0,03=31,523мм;

Е⁰ _ср =Е^20-1 _ср +Z₉ ^20-1 _ср +Е9⁰ 14⁰ +Е36¹⁰ 14⁰ +Е9^20-1 36¹⁰ =

=31,523+1,485+0,5+0,06+0,05=33,618мм

М¹¹⁰ _ср =(132,835+0,06/2)/2=66,432мм;

М^40-2 _ср =М¹¹⁰ _ср +Z₁₆ ¹¹⁰ _ср +Е16^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е16¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )=

=66,432+0,1+0,03+0,01+0,015=66,587мм;

М^40-1 _ср =М^40-2 _ср +Z₁₆ ^40-2 _ср +Е16^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )+Е16^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )=

=66,587+0,18+0,06+0,03=66,857мм;

М⁰ _ср =М^40-1 _ср +Z₁₆ ^40-1 _ср +Е16⁰ 14⁰ +Е36¹⁰ 14⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е16^40-1 (11²⁰ 14²⁰ )=

=66,857+1,61+0,05+0,06+0,03+0,06=68,667мм;

К^20-2 _ср =(90-0,14/2)/2=44,965мм;

К^20-1 _ср =К^20-2 _ср +Z₁₅ ^20-2 _ср +Е15^20-1 36¹⁰ +Е15^20-2 36¹⁰ =44,965+0,175+0,06+0,03=45,23мм;

К⁰ _ср =К^20-1 _ср +Z₁₅ ^20-1 _ср +Е15⁰ 14⁰ +Е36¹⁰ 14⁰ +Е15^20-1 36¹⁰ =45,23+1,49+0,5+0,06+0,06=

=47,34мм;

Ч^20-2 _ср =(72,5+0,12/2)/2=36,28мм;

Ч^20-1 _ср =Ч^20-2 _ср +Z₁₂ ^20-2 _ср +Е12^20-1 36¹⁰ +Е12^20-2 36¹⁰ =36,28+0,165+0,05+0,03=36,525мм;

Я⁷⁰ _ср =(56-0,12/2)/2=27,97мм;

Я²⁰ _ср =Я⁷⁰ _ср +Z₈ ⁷⁰ _ср +Е8²⁰ 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е34⁴⁰ (11²⁰ 14²⁰ )+Е8⁷⁰ (34⁴⁰ 35⁴⁰ )=

=27,97+1,27+0,05+0,03+0,02+0,03=29,37мм;

Ю⁷⁰ _ср =(68-0,12/2)/2=33,97мм;

Ю²⁰ _ср =Ю⁷⁰ _ср +Z₁₀ ⁷⁰ _ср +Е10²⁰ 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е34⁴⁰ (11²⁰ 14²⁰ )+Е10⁷⁰ (34⁴⁰ 35⁴⁰ )=

=33,97+1,27+0,05+0,03+0,02+0,03=35,37мм;

Ф⁷⁰ _ср =(75-0,12/2)/2=37,47мм;

Ф²⁰ _ср =Ф⁷⁰ _ср +Z₁₃ ⁷⁰ _ср +Е13²⁰ 36¹⁰ +Е11^20-2 36¹⁰ +Е34⁴⁰ (11²⁰ 14²⁰ )+Е13⁷⁰ (34⁴⁰ 35⁴⁰ )=

=37,47+1,27+0,05+0,03+0,02+0,03=38,87мм;

S₂ ⁷⁰ _ср =64,5-0,2/2=64,4мм;

S₂ ⁵⁰ _ср =S₂ ⁷⁰ _ср +Z₁₀ ⁷⁰ _ср =64,4+1,27=65,67мм

S₃ ⁷⁰ _ср =71,5-0,2/2=71,4мм;

S₃ ⁵⁰ _ср =S₃ ⁷⁰ _ср +Z₁₃ ⁷⁰ _ср =71,4+1,27=72,67мм;

S₁ ¹⁶⁰ _ср =56,5-0,2/2=56,4мм;

S₁ ⁵⁰ _ср =S₁ ¹⁶⁰ _ср +Z₉ ¹¹⁰ _ср + Z₉ ¹⁶⁰ _ср =56,4+0,092+0,0455=56,538мм;

a₁₆ ¹¹⁰ _ср =М¹¹⁰ _ср +Е16¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е16^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )-М^40-2 _ср +

+a₁₆ ⁶⁰ _ср =66,432+0,015+0,005+0,03-66,587+1,1=1мм;

a₉ ¹⁶⁰ _ср =Е¹⁶⁰ _ср +Е9¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+

+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е11^20-2 36¹⁰ +Е9^20-2 36¹⁰ +Е^20-2 _ср +a₉ ⁶⁰ _ср =

=31,005+0,01+0,005+0,01+0,01+0,03+0,03-31,278+1,1=0,9мм;

a₁₁ ¹⁶⁰ _ср = a₁₁ ⁶⁰ _ср -Х^20-2 _ср +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+

+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е11¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е11¹⁷⁰ 11¹⁶⁰ +Х¹⁷⁰ _ср =

=1,1-35,172+0,01+0,01+0,005+0,003+0,0005+35,001=1мм;

a₁₄ ¹⁶⁰ _ср =a₁₄ ⁶⁰ _ср -И^20-2 _ср +Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е14¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+

+ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ ) +Е14¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е14¹⁷⁰ 14¹⁶⁰ +И¹⁷⁰ _ср =

=1,1-37,676+0,01+0,01+0,005+0,003+0,0005+37,5062=1мм;

a₁₇ ¹⁸⁰ _ср =a₁₇ ⁶⁰ _ср -Л^40-2 _ср +Е17^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )+Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )+Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )+

+Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )+Е11¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )+Е11¹⁷⁰ 11¹⁶⁰ +Е17¹⁸⁰ (11¹⁷⁰ 14¹⁷⁰ )+Л¹⁸⁰ _ср =1,1-41,478 +0,02+0,01+0,01+0,005+0,003+0,0005+0,0025+41,285=1мм;

a₁₈ ¹⁹⁰ _ср =a₁₈ ⁶⁰ _ср +Ы^40-2 _ср -Е18^40-2 (11²⁰ 14²⁰ )-Е(34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )(11²⁰ 14²⁰ )-Е11¹¹⁰ (34¹⁰⁰ 35¹⁰⁰ )-

-Е(34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )(11¹¹⁰ 14¹¹⁰ )-Е11¹⁶⁰ (34¹⁵⁰ 35¹⁵⁰ )-Е11¹⁷⁰ 11¹⁶⁰ -Е18¹⁹⁰ (11¹⁷⁰ 14¹⁷⁰ )-Ы¹⁹⁰ _ср =1,1+22,015-0,03-0,01-0,01-0,005-0,003-0,0005-0,0025-22,206=0,9мм.

Операционные размеры определяем по формулам:

2А_{i ном} =2А_{i ср} -Т2А_i /2+ei , мм (5.6.)

или

2А_{i ном} =2А_{i ср} +Т2А_i /2-es , мм (5.7.)

На всех операциях, кроме заготовительной и заключительных, значения допусков располагаем на уменьшение номинального размера т.е. es=0.

2Ы¹⁹⁰ =44,399^+0,025 мм;

2Ы¹³⁰ =2*22,147-0,06/2=44,264»44,26^{+0,06 мм;}

2Ы^40-2 =2*22,015-0,1/2=43,98»44^{+0,1 мм;}

2Ы^40-1 =2*21,78 -0,16/2=43,48^{+0,16 мм;}

2Л¹⁸⁰ =82,563^+0,015 мм;

2Л¹²⁰ =2*41,348+0,046/2=82,719_{-0,046 мм;}

2Л^40-2 =2*41,478+0,14/2=83,026»83,03_{-0,14 мм;}

2Л^40-1 =2*41,718+0,22/2=83,546»83,55_{-0,22 мм;}

2Л⁰ =2*43,848+4/2-2,7=86,996»87мм;

2Х¹⁷⁰ =70^{+0,005 мм;}

2Х¹⁶⁰ =2*35,018+0,019/2=70,0455»70,046_{-0,019 мм;}

2Х¹¹⁰ =2*35,068+0,046/2=70,159_{-0,046 мм;}

2Х^20-2 =2*35,172+0,12/2=70,404»70,4_{-0,12 мм;}

2Х^20-1 =2*35,417+0,2/2=70,934»70,9_-0,2 мм;

2И¹⁷⁰ =75 мм;

2И¹⁶⁰ =2*37,522+0,019/2=75,0535»75,054_{-0,019 мм;}

2И¹¹⁰ =2*37,572+0,046/2=75,167_{-0,046 мм;}

2И^20-2 =2*37,676 +0,12/2=75,41_{-0,12 мм;}

2И^20-1 =2*37,976+0,2/2=76,012 »76_-0,2 мм;

2И⁰ =2*39,536+4/2-2,7=78,372»78мм;

2Е¹⁶⁰ =62_{-0,019 мм;}

2Е¹¹⁰ =2*31,096+0,08/2=62,232_{-0,046 мм;}

2Е^20-2 =2*31,278+0,12/2=62,62_{-0,12 мм;}

2Е^20-1 =2*31,523+0,2/2=63,1_-0,2 мм;

2Е⁰ =2*33,618+4/2-2,7=66,536»66,5мм;

2М¹¹⁰ =133 мм;

2М^40-2 =2*66,587+0,16/2=133,254»133,25_{-0,16 мм;}

2М^40-1 =2*66,857+0,25/2=133,839»133,84_{-0,25 мм;}

2М⁰ =2*68,667+4,5/2-3=136,584»137мм;

2К^20-2 =90_{-0,14 мм;}

2К^20-1 =2*45,23+0,22/2=90,75_{-0,22 мм;}

2К⁰ =2*47,34+4/2-2,7=93,98»94мм;

2Ч^20-2 =72,5^{+0,12 мм;}

2Ч^20-1 =2*36,525+0,2/2=73,2_-0,2 мм;

2Я⁷⁰ =56_{-0,12 мм;}

2Я²⁰ =2*29,37+0,2/2=58,84»58,8_-0,2 мм;

2Ю⁷⁰ =68_{-0,12 мм;}

2Ю²⁰ =2*35,37+0,2/2=70,84»70,8_-0,2 мм;

2Ф⁷⁰ =75_{-0,12 мм;}

2Ф²⁰ =2*38,87+0,2/2=77,84»75,8_-0,2 мм;

S₂ ⁷⁰ =64,4_-0,2 мм;

S₂ ⁵⁰ =65,7_-0,2 мм;

S₃ ⁷⁰ =71,4_-0,2 мм;

S₃ ⁵⁰ =72,7_-0,2 мм;

S₁ ¹⁶⁰ =56,4_-0,2 мм;

S₁ ⁵⁰ =56,5 _-0,2 мм;

5.2 Расчет линейных размеров и припусков табличный методом

Промежуточные припуски на механическую обработку выбираем по

[8, с.255]. Результаты расчета сводим в табл. 5.1.

Таблица 5.1.

Операционные размеры.

6. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОПЕРАЦИЙ,

НОРМИРОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА

6.1 Расчет режимов резания

6.1.1 Расчет режимов резания аналитическим методом

6.1.1.1 Исходные данные

На внутришлифовальном станке СШ-37 (операция 190) проводится окончательное шлифование отверстия под конус Морзе 5, D_max =44,399(^+0,025 )мм.

Припуск под шлифование Z=0,132мм, материал заготовки 12ХН3А, твердость 59…63 HRC_э , шероховатость после обработки R_а =0,63мкм.

Шлифовальный круг: ПВ 32х63х13 25А16С2К8 ГОСТ 2447-83.

6.1.1.2 Глубина резания, мм

Принимаем глубину резания t=0,0025мм [9, с. 186]

6.1.1.3 Подача

Продольная подача в долях от ширины круга:

S_пр =0,25…0,4 [9, с.187]

Принимаем S_пр =0,3.

Поперечная подача – S_поп = t = 0,0025мм/дв.х.

6.1.1.4 Период стойкости круга, мин

Принимаем Т=10 мин.

6.1.1.5 Допускаемая скорость вращения обрабатываемой детали, м/мин

, м/мин (6.1.)

где, D_отв – диаметр отверстия, мм;

t – глубина резания, мм;

S – продольная подача в долях от ширины круга;

C – коэффициент учитывающий условия обработки;

r, m, x, y – показатели степени;

Т – период стойкости круга.

С=0,05, r=0,5, m=0,6, x=0,9, y=0,9 [9, с. 182]

=54,3 м/мин

6.1.1.6 Частота вращения детали, мин^-1

n_д =, мин^-1 (6.2.)

n_д ==389 мин^-1

Принимаем n=390 мин^-1 т.к. на внутришлифовальном станке СШ-37

бесступенчатое регулирование частоты вращения детали в пределах

50…1000мин^-1 .

6.1.1.7Частота вращения круга, мин^-1

Определяем частоту вращение шлифовального круга при принятой скорости V_кр =30…35 м/с.

n_кр =, мин^-1 (6.3.)

где, D_к – диаметр круга, мм;

n_кр ==17914…20990 мин^-1

По паспорту станка принимаем n=20000 мин^-1 .

6.1.1.8 Скорость вращения круга, м/мин

, м/мин (6.4.)

м/мин

6.1.1.9 Эффективная мощность при шлифовании, кВт

N_э =С_N ^. V_д ^{r .} t^{x .} S^{y .} D_отв ^{g .} K₁ ^. K₂ , кВт (6.5.)

где, С_N – постоянная;

r, x, y, g – показатели степени;

K₁ – поправочный коэффициент на твердость круга;

K₂ – поправочный коэффициент на обрабатываемый материал;

С_N =0,3; r=0,35; x=0,4; y=0,4; g=0,3; [ 9, с. 184]

K₁ =1,16; K₂ =1,1 [ 9, с. 189]

N_э =0,3 ^. 54,3^{0,35 .} 0,0025^{0,4 .} (0,3 ^. 63)^{0,4 .} 44,399^{0,3 .} 1,16 ^. 1,1=1,43 кВт

N_э =1,43 кВт< N_шп = N_н ^. h=6,2 ^. 0,8=4,96 кВт

6.1.1.10 Основное время, мин

, мин (6.6.)

где, L – длина продольного хода стола, мм;

L = l – 0,3 ^. В_к , мм (6.7.)

где, l - длина шлифования, мм;

B_к – ширина круга, мм;

L= 120-0,3^. 63=101,1мм;

z – припуск под шлифование, мм;

t – глубина шлифования, мм;

K – поправочный коэффициент, К=1,5 [ 9, с. 212]

=0,7 мин.

6.1.2 Расчет режимов резания табличным методом

Выбор режимов резания табличным методом проводим по [10], [11], [12],[13].

Исходными данными являются:

- снимаемый припуск;

- обрабатываемый материал;

- схема и условия обработки;

- паспортные данные станка.

Коррекционные формулы для режимов резания определяемых табличным методом приведены ниже.

Скорость резания:

V=V_т ^. К_v , м/мин (6.8.)

где, V_т – табличная скорость резания, м/мин;

К_v – поправочный коэффициент на скорость резания.

Частота вращения:

, мин^-1 (6.9.)

где, D – обрабатываемый диаметр.

Фактическая скорость резания:

, м/мин (6.10.)

Длина рабочего хода:

L_рх = L_рез + y, мм (6.11.)

где, L_рез – длина резания, мм;

y – длина подвода врезания и перебега инструмента, мм.

Основное время.

На операциях шлифования:

, мин (6.12.)

где, h – снимаемый припуск, мм;

t – глубина резания, мм;

К – поправочный коэффициент на шлифование;

S_м – минутная подача, мм/мин:

S_м =S ^. n , мм/мин (6.13.)

На операциях фрезерования

, мин (6.14.)

где, S_м – минутная подача, мм/мин:

S_м =S_z ^. n ^. z, мм/мин (6.15.)

где, S_z – подача на один зуб фрезы, мм/зуб;

z – количество зубьев фрезы.

На остальных операциях:

, мин (6.16.)

Режимы резания на операцию 170 Суперфинишную [18]:

Окружная скорость детали, в м/мин:

1 переход –15;

2 переход – 62,8;

3 переход – 125,6.

Частота осциллирования на всех переходах – 500 дв. ход./мин.

Величена хода осциллирования – 6мм.

Давление бруска , в МПа:

1 переход –0,5;

2 переход – 0,14;

3 переход – 0,1.

Основное время, мин:

1 переход –1,0;

2 переход –0,5;

3 переход – 0,5.

Расчеты сводим в табл. 6.1., 6.2., 6.3.

Таблица 6.1. Режимы резания на токарные операции

Таблица 6.2. Режимы резания

Таблица 6.3.

Режимы резания на операции шлифования

6.2 Нормирование технологических операций

Нормирование производят на основании рассчитанного основного (машинного) времени на данной операции.

В серийном производстве определяют норму штучно-калькуляционного времени:

, мин (6.17.)

где, Т_п.з – подготовительно-заключительное время на наладку, установку и настройку приспособлений, получение инструмента.

n – количество деталей в запускаемой партии, принимаем n=250 шт.

Т_шт – норма штучного времени:

Т_шт =Т_о +Т_в +Т_об +Т_от , мин (6.18.)

где, Т_о – основное время на операцию;

Т_в – вспомогательное время:

Т_в =(Т_уст +Т_з.о +Т_упр +Т_изм ), мин (6.19.)

где, Т_уст – время на установку и снятие заготовки;

Т_з.о – время на закрепление и открепление заготовки;

Т_упр – время на приемы управления;

Т_изм – время на измерение детали;

Т_об – время на обслуживание (учитывается на шлифовальных

операциях):

Т_об =Т_тех +Т_орг , мин (6.20.)

где, Т_тех – время на техническое обслуживание;

Т_орг – время на организационное обслуживание рабочего места;

Т_от – время на отдых, выбирается в процентах от оперативного

времени Т_оп :

Т_оп =Т_о +Т_в , мин (6.21)

Расчет технических норм времени по операциям сводим в табл. 6.4.

Таблица 6.4.

Сводная таблица технических норм времени по операциям

6.3 Оформление технологической документации

Заключительным этапом разработки технологического процесса является оформление документации, заполнение маршрутных и операционных карт, карт эскизов по [19].

Маршрутная карта является основным и обязательным документом для любого технологического процесса и заполняется по ГОСТ 3.1118 - 82, на бланке формы 1.

Операционная карта заполняется по ГОСТ 3. 1418 - 82, форма 3. В ней указывается содержание переходов, режимы резания, применяемые приспособления и инструмент.

Карта эскизов заполняется на каждую отдельную операцию и прикладывается к соответствующей операционной карте.

7. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ОПЕРАЦИЙ НА БАЗЕ НАУЧНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

7.1 Анализ ситуации

Типовые операции шлифования детали “Шпиндель” содержат ряд недостатков, т.к. не учитывает некоторых особенностей обработки данной конкретной детали, а также последние достижения науки и практики машиностроения. С целью повышения эффективности шлифовальных операций ТП обработки “Шпинделя” проведем обзор различных способов достижения этого с решением следующих задач:

- усовершенствование метода обработки;

- усовершенствование режущего инструмента.

На базе решения этих задач спроектируем усовершенствованную шлифовальную операцию.

7.2 Совершенствование метода обработки

Одним из недостатков шлифовальной операции является низкая стойкость круга против засаливания, большой расход абразива на правку и высокая стоимость правящего инструмента, что в целом является причиной увеличения себестоимости операции шлифования.

Износ абразивных кругов приводит к снижению качества шлифованной поверхности и точности обработки, в виду чего необходима периодическая правка. При обычном абразивном шлифовании затраты времени и расход абразива, связанные с правкой круга, доходят до 60 - 70 % всех затрат на операцию обработки, а в некоторых случаях до 90 - 95 %.

Таким образом повышение стойкости абразивного круга – эффективный фактор повышения производительности труда и снижения себестоимости операции шлифования.

Для устранения этого недостатка воспользуемся каким – либо физическим эффектом или явлением, которое предотвратило бы процесс засаливания круга.

Нам представляется интересным явление наложения переменного магнитного поля на процесс шлифования.

Проведенные испытания [27] показали, что при наложении переменного магнитного поля имеет место повышение стойкости абразивных кругов в 2-3 раза, что объясняется разупрочнением шлифуемого материала в переменном магнитном поле. Разупрочнение сталей при динамическом воздействии на них переменным магнитным полем обусловлено подвижностью дислокаций. При указанном способе шлифования имеет место комбинированное механическое, магнитное, электропластическое, тепловое и вибрационное воздействие на обрабатываемый материал.

Сущность электроластического воздействия [28] состоит в повышении подвижности дислокаций под действием электронов проводимости и обусловлено индуцируемыми в заготовке вихревыми токами, плотность которых [29]

, (7.1)

где, а=5300- глубина скин - слоя;

r - удельная проницаемость;

m - магнитная проницаемость;

f - частота;

b - ширина образца;

H - напряженность магнитного поля.

При работе в переменных магнитных полях насыщения (H = 360 кА/м) плотность тока на поверхности образца достигнет оптимальной, с точки зрения теории электропластического эффекта [30], величины 10⁴ – 10⁵ кА/м, что может служить объяснением повышения эффективности шлифования в переменном магнитном поле с повышением его напряженности.

Согласно теории дислокаций физики твердость тела механизмом деформации служит то или иное перемещение разного рода дислокаций, обладающих электрическим зарядом и взаимодействующих между собой, а также с включениями и примесными атомами, которые тоже могут иметь определенный заряд. Форменные стадии эволюции дислокационного ансамбля в процессе пластической деформации и разрушение непосредственно связаны с зарождением новых дислокаций, их движением, взаимодействием на препятствиях – стопорах. В области низких скоростей движения дислокаций напряжение пластического течения определяется взаимодействием их с препятствиями (включения, примесные атомы и др.), а в области более высоких скоростей – взаимодействием движущихся дислокаций с кристаллической решеткой.

Исследования показали, что наложение перемещенного магнитного поля при шлифовании приводит к снижению шероховатости на 30-90%. Указанное снижение шероховатости поверхности при шлифовании в переменном магнитном поле может быть объяснено разупрочнением шлифуемого материала, в результате чего пластическая деформация и стружкообразование могут происходить при меньших действующих нагрузках, а также сложным движением резания зерен абразивного круга в следствии сложения продольного движения подачи с колебательным движением.

Еще одним из недостатков процесса шлифования является высокая температура в зоне шлифования. Тепловые явления при шлифовании ухудшают физико-химическое состояние поверхностного слоя, что понижает работоспособность деталей. Охлаждение детали в целом не понижает существенно температуру в зоне контакта с абразивным кругом, поэтому структурные превращения все же происходят.

Концентрация тела в зоне обработки зависит от интенсивности теплообразования и от интенсивности теплоотвода.

Для уменьшения интенсивности теплообразования необходимо уменьшить скорость резания и силы резания, а это не приемлемо, так как связано с потерей производительности и увеличение шероховатости обработанной поверхности.

Интенсивность теплоотвода определяется способностью СОЖ отводить тепло из зоны резания. Теплоотводящая способность СОЖ будет зависеть от теплопроводности и теплоемкости СОЖ, скорости и давления подач СОЖ в зону контакта, расхода и температуры СОЖ.

Итак, для решения этой проблемы предлагаем использовать смазочно-охлаждающее технологическое средство (СОТС). В качестве СОТС - водяной пар [31]. В этом процессе повышенная температура не есть «абсолютное зло» и может являться от части положительным фактором, способствуя более быстрой диффузии и более быстрому установлению адсорбционного равновесия в граничном смазочном слое.

Струя пара, подводимого от парогенератора к зоне резания, представляет собой турбулентный поток двухфазной смеси: пара и взвешенных капель конденсата. Охлаждающий эффект СОТС не сводится к явлению чисто конвективного теплопереноса, а включает в себя опосредованное охлаждение, обусловленное смазочным эффектом.

Известно, что смазочное действие СОТС происходит главным образом путем проникновения смазочного материала на границу раздела стружка-инструмент через динамическую сеть межповерхностных капилляров. При рассмотрении единичного капилляра, представляющего собой канал, существующий на границе обрабатываемого и инструментального материалов, при подаче СОТС в парообразном состоянии исключается ступень жидкофазного заполнения капилляра, а проникновение осуществляется за одну стадию – стадию парового заполнения капилляра.

Для реализации смазочного действия СОТС в условиях резания, необходимо. Чтобы время протекания стадий процесса не превышало время существования капилляра, которое лимитируется скоростью схода стружки.

Таким образом, при сравнении полученных результатов [31] в случае паровой смазки по сравнению с жидкостью того же химического состава обеспечивается резерв времени для формирования смазочных адсорбционных пленок на стенках капилляра.

Было обнаружено, так же, что при охлаждении поливом, на кривой тепла охлаждения наблюдаются участки, на которых температура образца остается практически постоянной. Это свидетельствует о том, что паровая оболочка, которая обволакивает зону охлаждения, затрудняя попадание в нее новой порции жидкости при охлаждении паром такого явления не наблюдается, и температура образца снижается более равномерно. График зависимости износа инструмента от способа охлаждения приведен на рис. 7.1. Таким образом, эффективность парообразных СОТС объясняется повышением их смазочного действия вследствие усиления проникающей способности и исключения стадии жидкофазного проникновения. Парообразные СОТС по сравнению с жидкими обеспечивают более равномерное охлаждение, что благоприятно влияет на процесс шлифования и на процесс резания в целом. Применение СОТС в парообразном состоянии позволяет так же повысить стойкость инструмента.

Зависимость износа D от времени t

Рисунок 7.1.

7.3 Совершенствование режущего инструмента

Для повышения стойкости абразивного круга, улучшения качества обработанной поверхности и в целом повышения производительности труда и снижения себестоимости операции шлифования применим импрегнированный шлифовальный круг (пропитанный). Состав для импрегнирования шлифовального круга на керамической связке включает в себя поверхностно-активные вещества, химически активные вещества и растворитель [32]. В качестве химически активного вещества он содержит роданид закиси железа, в качестве поверхностно-активного вещества – полигмеколиевый эфир стеариновой кислоты (стеарокс – 6) и продукт взаимодействия 20м оксиэтилена и смесь жирных кислот (препарат ОС-20), а в качестве растворителя – воду при следующем соотношении компонентов, масс. %:

Роданид закиси железа 3-5

Полигмеколиевый эфир стеариновой кислоты (стеарокс - 6) 0,1-0,2

Продукт взаимодействия 20м оксиэтилена и смесь

жирных кислот (препарат ОС-20) 0,05-0,1

Вода остальное

В качестве совершенствования технологии обработки импрегнированными кругами предлагается способ контактно-эрозионного избирательного шлифования (КЭИШ). При этом способе одновременно с механической обработкой происходит внедрение в поверхностный слой заготовки частиц инородного материала, что позволяет получить обработанные поверхности с требуемыми эксплуатационными характеристиками [33].

Способ КЭИШ основан на использовании ряда научных положений и технических решений микрорезания в электромагнитном режиме; избирательного переноса в области контакта поверхностей деталей; внезонного способа охлаждения и очистки шлифовального круга.

При КЭИШ в отличии от шлифования стандартными и импрегнированными кругами, теплота выделяется в зоне шлифования избирательно и именно в тех местах, где дефектность (или плотность дислокаций) выше, чем в среднем по объему. В результате этого образуются микроучастки с высокой температурой (в тысячи раз большей, чем на соседних микроучастках), на которых крупные карбиды замещаются мелкими и притом занимающими определенное место, кроме того мелкие карбиды соединяются с металлической решеткой по правилам последовательности когерентной связи, которая не разрушает, а напротив упрочняет ее, так как карбиды «вплетаются» в решетку.

Таким образом, при КЭИШ обработанная поверхность получает одновременную оболочку с особыми свойствами. При этом поверхностный слой является упрочняющим каркасом, препятствующим появлению микротрещин.

При КЭИШ используют следующие импрегнированные круги: круг, пропитанный органическими и неорганическими импрегнаторами; круг с напыленными частицами металла; круг с импрегнатором, нанесенным на периферию в процессе обработки; круг с импрегнатором, внесенный в процессе изготовления круга.

КЭИШ может быть осуществлен в трех режимах: обычном и в двух режимах с подводом напряжения (анод – заготовка, катод – напыленный слой имрегнатора (меди) на шлифовальном круге и наоборот).

В последнем режиме частицы металла (меди) переносятся на обрабатываемую поверхность как в результате механического и теплового воздействия в зоне резания, так и благодаря однонаправленности поверхностных потенциалов обрабатываемого и напыленного материалов и внешней цепи. Поверхности, обработанные в этом режиме менее склонны к образованию неровностей в процессе контактирования тел под нагрузкой.

Зависимости шероховатости R_a обработанной поверхности (а) и составляющих Р_у (б) и Р_z (в) силы резания от продолжительности шлифования t стандартным кругом 24А25СМ112К5 (кривые 1), кругом, импрегнированным кристаллической серой (кривые 2), кругом, импрегнированным частицами меди (заготовка – анод, напыленный слой – катод) (кривые 3), и то же (заготовка – катод, напыленный слой – анод)(кривые 4) представлены на рис. 7.2. Два первых способа – обычное шлифование ; два последних – КЭИШ.

Исследования [8] показали, что использование КЭИШ позволяет повысить эффективность шлифования в 2-4 раза, стойкость круга до 4,5 раз, снизить шероховатость обработанной поверхности, улучшить качество поверхностного слоя обработанных деталей, уменьшить концентрацию пыли и газов в зоне обслуживания в несколько раз.

Рисунок 7.2

Температурное поле детали при резании быстро стремится к состоянию теплового насыщения; процесс устанавливается, и температура поверхности не меняется. Температурное поле детали в этом случае принято называть квазистационарным. Такое состояние наступает хотя и быстро, но не мгновенно. В начальный период температура повышается на участке АВ (рис.7.3)(период насыщения), а затем становится постоянной (при этом не учитываются колебания, вызываемые периодическим нарушением контакта).

Осциллограмма изменения температуры

поверхности при шлифовании сплошным кругом

Рис. 7.3

Время теплового насыщения примерно равно 0,012-0,016 сек. Если продолжительность шлифования меньше времени теплового насыщения, то температура поверхности не достигает максимального значения, при котором образуется прижоги и ухудшаются свойства обработанной поверхности.

Для устранения этого недостатка сделаем процесс шлифования прерывистым. Реализовать данное предложение можно, сделав рабочую поверхность круга прерывистой, выполнив на ней пазы.

При этом встает вопрос о форме пазов, их количеств и размерах. Если выполнить пазы параллельными образующей круга, то круг будет работать с ударами. Возникает новое противоречие: рабочая поверхность круга должна быть прерывистой, чтобы избежать прижогов, и поверхность круга должна быть непрерывной, чтобы избежать ударов. Для этого разделим объект на части, выполняющие разные функции. Пусть круг в целом, выполняя шлифование, осуществляет постоянный контакт с заготовкой, а его рабочая поверхность в каждом сечении обеспечивает прерывистость шлифования. Чтобы поверхность круга в целом была при этом непрерывной, пазы выполняем наклонными (рис. 7.4.). Когда в одном сечении в контакте с заготовкой находится режущий выступ, в другом сечении в это время над шлифуемой поверхностью находится паз. В результате круг будет работать без ударов.

Таким образом, при прерывистом шлифовании каждая точка поверхности шлифуется несколькими режущими выступами. Температура поверхности в промежутках между резанием не успевает понизиться до исходной, а уменьшается лишь на 20-25%. Шлифование последующими режущими выступами круга существенно не повышает температуру в зоне резания, так как таблица снимаемого слоя уменьшается, снижая интенсивность теплового источника.

Были проведены также опыты по производительности прерывистого шлифования [34]. В результате этих исследований установлено, что при одном и том же показании нониуса станка истинный объем прерывистым кругом даже несколько больше, чем сплошным кругом. Объясняется это тем, что при шлифовании сплошным кругом отжим шпинделя получается больший, чем при шлифовании прерывистым кругом. Известно также, что при шлифовании в полезной работе участвуют далеко на все режущие зеркала, поэтому сохранение производительности при прерывистом шлифовании можно объяснить более равномерным распределением полезной нагрузки на оставшиеся зерна круга. Кроме того, уменьшается засаливаемость прерывистого круга и количество его правок. Прерывистое шлифование позволяет использовать форсированные режимы работы.

Рис. 7.4

Однако встает еще один вопрос о том, каким должно быть количество выступов. Из анализа проведенных опытов [34] следует, что шлифование сплошным кругом на всех режимах вызывает структурные превращения на глубину 140-170 мкм. Шлифование кругами с двумя и четырьмя вырезами не особенно улучшают качество поверхности. Обработка же кругами с двадцатью и с двадцать пятью вырезами существенно повышают качество поверхности (рис. 7.5.).

Зависимость степени отпуска N (сплошные линии) и глубины проникновения измененной структуры h (штриховые линии) от количества вырезов на круге

Рисунок 7.5

Оптимизируем характеристики круга. Шлифовальный круг содержит абразивный материал и связку.

С целью повышения производительности, снижения температуры шлифования и шероховатости обработанной поверхности предлагается абразивный инструмент с пористой структурой выполнить в виде соединенных керамической связкой полых сферических частиц абразивного материала и их осколков (рис. 7.6).

Рисунок 7.6

В процессе обработки полые сферические частицы 1 скалываются и в результате образуются дополнительные режущие грани 3, улучшающие режущую способность инструмента, а осколки абразивного материала 2 тем самым полируют обрабатываемую поверхность, что приводит к снижению шероховатости обработанной поверхности. Абразивный инструмент также содержит керамическую связку 4 и поры 5, а также выше указанные компоненты в следующем соотношении, об. %:

Полые сферические частицы абразивного материала 30-40

Осколки полых сферических частиц абразивного материала 15-35

Керамическая связка 7-13

Поры остальное

Характеристика шлифовального инструмента в виде условных знаков и символов предоставляет пользователю информацию о данном инструменте и его на эксплуатацию с максимальным эффектом. В зависимости от разновидности инструмента его характеристика включает в себя марку абразива, зернистость, содержание основной фракции, твердость и другие параметры. Отсутствие полной информации хотя бы об одном из параметров характеристики приводит к снижению производительности и качества шлифования, к повышенному износу инструмента, а так же способствует появлению прижогов и других негативных явлений. Поэтому целесообразно, чтобы характеристика содержала более полные сведения о свойствах, эксплутационных возможностях и области применения инструмента.

С этой точки зрения, существующая характеристика не вполне достаточна. В особенности это касается инструментов, изготовляемых из зерен, форму которых контролируют (сферокорунд, формокорунд), или из зерен, отсортированных по форме. Для таких инструментов (как, впрочем, и для обычных) важно знать форму зерен, которая оказывает непосредственное влияние на прочность, режущую способность и стойкость как самих зерен, так и инструмента в целом, а так же на качество обрабатываемой поверхности.

В исследованиях [36] приведены математические зависимости, отражающие взаимосвязь формы зерен (учитываемой коэффициентом К_Ф ) и усилия Р разрушения единичного зерна для абразивов разных марок и различной зернистости производства России и Германии (табл. 7.1.).

Выявленные зависимости представляют собой гиперболические функции. Форму зерна фиксировали коэффициентом К_ф , равным отношению диаметров описанной и вписанной окружностей проекции свободного зерна на плоскость перед его испытанием на прочность. В соответствии с этим определением К_ф > 1 или К_ф = 1 (идеальный случай). Чем больше коэффициент К_ф отличается от единицы, тем более вытянутую (пластическую) форму имеет зерно. И наоборот.

Таблица 7.1.

Анализ представленных в табл. 7.1. зависимостей показывает, что с уменьшением К_ф (т.е. с приближением формы зерна к изометрической конфигурации) прочность зерен возрастает. Так, например. Прочность зерен хромистого электрокорунда 93А125 (при уменьшении К_ф от средних значений 1,7 – 2,1 до 1,3) достигает прочности карбида кремния той же зернистости (в нормальном состоянии прочность этого электрокорунда в 2,2 раза меньше, чем у карбида кремния) это означает, что целенаправленно подбирая форму зерен, можно достаточно действенно корректировать их прочность, а получаемый при этом эффект может быть адекватен замене марки абразива.

Для исследования влияния формы зерен на работоспособность реальных шлифовальных кругов была изготовлена опытная партия кругов с разными характеристиками, отличающихся от стандартных кругов только наличием зерен, предварительно отсортированных по форме вибрационным способом рассева на фракции. Опытные круги были изготовлены по типовому ТП, чтобы исключить влияние на качество кругов каких-либо технологических особенностей, параллельно изготовляли круги из неотсортированных зерен, характеризуемых коэффициентом К_ф.и. исходной формы.

При сравнительных испытаниях [36] контролировали качество обработки и стойкость кругов. Результат испытаний (табл. 7.2.) подтвердили, что форма зерен значительно влияет на эксплуатационные свойства не только специальных, но, видимо, и обычных шлифовальных кругов. Это подтверждается также результатами анализа распределения зерен по форме для абразивов различных марок и зернистости (табл. 7.3.). Как видно, каждый абразив имеет свое распределение зерен по форме. Даже абразив оной марки, изготовленный разными заводами, может отличаться распределением зерен по форме, а значит, и своими физико-механическими и режущими свойствами. Кроме того, характер такого распределения зависит от зернистости абразива.

Таблица 7.2.

Примечание: К_Т - коэффициент повышения стойкости круга;

К_R – коэффициент снижения шероховатости;

К_D - коэффициент уменьшения отклонения формы детали

Таблица 7.3.