端面控制范文

端面控制范文（精选7篇）

端面控制 第1篇

我公司是生产石油钻采设备的专业厂家, 钻机是我公司的主导产品, 井架则是钻机承载部件之一, 它的整体质量水平决定着钻机使用的可靠性、稳定性, 操作的安全性, 也承担着一定的风险系数, 其质量的重要性不言而喻。

近年来, 在K型井架拼装、组装过程中, 由于诸多原因, 屡屡发生立柱之间的端面接触间隙超差现象, 不符合Q/BS4503—1999标准中第14章第6节的标准要求, 即:“组合单片的单、双耳板时, 必须采取措施将立柱端面紧密贴合, 贴合面不小于实际结合面的75%, 局部间隙不得大于0.5 mm, 立柱端面应完全对上”的要求。端面间隙超差不仅制约了生产进度, 而且严重影响着井架的使用性能和稳定性, 也给油田用户留下一定的质量隐患。

1 端面接触间隙超差原因分析

1) 单、双耳板的配合精度的影响, 如70D钻机JJ450/45-K5井架, 单、双耳板孔上偏差+0.46, 销轴下偏差-0.19, 两者配合间隙经测算为0.46×2+0.19=1.11 mm, 因此拼接时销孔和销轴不同心产生间隙的井架拼接时, 2节架体单片未使用工装夹具, 用天车吊起2个单片悬空拼装立柱单、双耳板, 先拼接内侧单、双耳板, 再拼接外侧单、双耳板, 造成悬空时紧密接触, 放平后间隙产生, 见图1。

2) 电焊工为了抢速度、赶任务, 往往采用大电流焊接, 引起热影响区扩大, 纵向收缩量增加, 造成端面收缩 (翼板) , 形成翼板全部及部分腹板的锥形缝隙 (对于井架端头焊缝较多的套装井架变形更大) , 见图2。

例如:2015年4月23日, 铆工二班卧装JJ170/41-K1井架, 发现间隙2处, 即:中下段中段, 中段与中上段间隙约0.5~1mm, 其中该井架立柱为I270×124×10.5×10.5/Q345A。下段为I320×130×9.5/Q345 A。各段连接单耳板焊缝焊高为12mm, 双耳板为10 mm, 单耳板的长度为190 mm。构件截面积F=60+72=132 cm2, 依据焊缝纵向收缩量计算式:

式中:K1、K2为系数, 低碳钢采用手工焊时, K1=0.048~0.057, K2=1.15~1.4;FH为焊缝截面积, FH= (122+102) /2=122mm2;F为构件截面积;L为构件长度。计算得:

由此可见, 工件的收缩变形引起接头形成锥形间隙。

3) 电焊工施焊过程中飞溅、焊渣清理不干净, 粘在端面上;铣端面时飞边、毛刺未洗净;铆工在组装前调磨不彻底, 部分飞溅、焊渣、毛刺遗留在铣头端面上, 造成部分间隙。

4) 井架自重下沉, 造成前立柱端面间隙。在井架组装时, 只有左右下段支脚用工装、销子连接, 上段用等高铁支起, 检测时, 用粉线校准支脚工装孔的同轴度, 用水平仪测平4个点平面, 几十米长的架体在自然状态下悬空组装, 这样造成后立柱紧密贴合, 前立柱间隙产生, 见图3。

5) 焊缝密集分布在距离铣头端面20~30 mm区域, 焊接时产生严重收缩, 形成凹心端面, 如在我公司春晓套装井架制造时, 由于每个接头有5件耳板, 4件筋板, 焊接变形后, 在组装过程中接头间隙在1.2~3.4 mm, 而且每个接头普遍存在。

2 强化过程控制, 采取预防措施

1) 用水平仪测平拼装等高垫铁平面度在1 mm之内, 整体平移2节单片拼装, 使接口紧密接触, 用工装和千斤顶, 同时加紧2节单片, 从而在源头上消除间隙。

2) 严格按照焊接工艺规范, 现场监督检查焊条直径、牌号、厂家及种类, 施焊电流的大小。

3) 加强焊接和铣削工序的质量检查, 对焊缝两侧20mm范围内飞溅、药皮焊渣清除干净, 将端面的毛刺、飞边清除干净, 组装前复检, 确认端面无异物后才能组装。

4) 在架体拼装时, 对发现的接头超出标准要求的间隙, 进行堆焊、划线、铣头、拼装, 为井架卧装质量检测奠定基础, 见图4。

3 实验

在生产南堡海油JJ315/45-Z井架时按以上要求进行控制。

1) 架体单片在铣头时, 监督检查, 要求铣工将端面的毛刺、飞边用扁铲清理干净。

2) 拼装前, 用水平仪对放在蚂蚁台上的等高垫铁平面进行测平, 平面度在1 mm之内, 2节井架在等高垫铁上平行整体移动, 贴合紧密后, 用工装夹具借用千斤顶夹紧, 拼装单、双耳板, 见图5。

3) 在拼装第一个端头时, 发现在左下段与左中下段前立柱腹板120 mm范围存在1.1~2 mm的间隙, 要求停止拼装, 堆焊铣头端面4 mm, 重新划线打样冲铣掉2 mm, 消除拼装时的间隙。

4) 在拼装焊接时, 严格按照焊接工艺规范, 采用J507, ф4 mm焊条和二氧化碳气体保护焊, 电流在180~240 A之间, 并及时清除了端面的飞溅、药皮、焊渣。

5) 在大组装之前, 对铣头端面进行复检, 对组装中磕碰的端面进行调变、修磨;对焊接遗留的飞溅、焊渣、飞边、毛刺进行了清理, 对工装支座及上段垫块进行测平, 平面度要求2 mm以内。

6) 架体组装结束, 在2015年2月7日进行整体测量时, 对铣头端面接头间隙用塞尺检查发现, 除左中上段与左上段立柱内侧翼板100%未接触, 间隙0.5~1.12 mm。其余全部紧密贴合。结合耳板孔及销轴的配合精度来测算, 其孔上偏差+0.44, 销轴为自由公差, 按其配合精度和架体自重下沉考虑, 其间隙应在要求范围内, 但是抱着对用户负责的态度和海油产品的超精品要求, 我们对端面进行了补焊, 并重新铣头拼装清除了间隙。

7) 实验取得了良好的效果, 井架接头间隙的过程控制达到了预期的目的, 海油南堡井架在北井场立装时未发现超标间隙。

4 控制效果评价

经过工序过程的严格控制, 不仅达到了预期的目的, 而且收到了良好的效果:1) K型井架车间大组装时接触间隙通过质量标准检验的能力增强, 一次交验合格率达到98%以上;提高了井架的组装效率, 比以往井架组装时间缩短了1倍以上。2) 组装后剥掉了单、双耳板, 重新拼接, 堆焊、铣头的概率明显减少, 降低了生产成本, 达到了预防成本加大、返修成本降低的质量管理的真正目的。

5 结语

端面槽的加工 第2篇

加工一般内、外沟槽时, 因切槽刀是内孔或外圆切入, 其几何形状与切断刀基本相同, 车刀两侧副后角相等, 车刀左右对称。而车端面槽时, 车刀的一侧刀尖点处于车孔状态, 为了避免车刀与工件沟槽的较大圆弧面相碰, 此刀尖处的副后刀面必须根据端面槽圆弧的大小磨成圆弧形, 并保证一定的后角, 如图1 所示。

1 刀具选择与安装 (见表1)

1) 根据切削宽度与加工形状, 选择尽可能宽的刀片, 表1 中A。

2) 根据所要求的最大加工深度, 选择最短的悬伸刀杆, 表1 中B。

3) 在切端面时, 根据加工直径范围, 及刀具首次切削直径, 选择正确刀具, 表1 中C。

4) 加工前对刀时, 应使刀尖略低于工件中心线, 表1 中D。

5) 检查切削刃与加工平面, 正确的位置能保证在端面两个方向上车削表面的加工质量, 表1 中E。

2 选择刀杆

在可能的情况下尽量从端面槽的最大直径外切入, 逐渐切向小的直径。这样, 刀具使用达到最好。端面横首切的外径必须在车刀杆所允许切入的最大直径和最小值净值之间, 如图2 所示, 这样能使刀杆切入时在刀具和工件之间有间隙。

3 切削控制

调整切削速度和进给量, 以获得最好的铁屑成形, 并保证铁屑从槽中排出, 挤屑会造成槽表面加工质量差, 刀具折断并缩减刀具寿命。

4 刀具设置

应当尽量对准刀尖高, 可略低于工件中心线, 从而避免产生大的毛刺将刀杆与工件表面摆成90°。

5 扩宽端面槽

当首刀切入后, 可以使用相同的刀具向工件中心或外径进刀将端面槽扩宽。最好的加工方法是从外径向内径切去, 如图3 所示。

6 端面槽切削加工中的疑难解析 (见表2)

7 编程实例 ( 见表3)

齿轮实际端面重叠系数的计算 第3篇

关键词：齿轮啮合,端面重叠系数,实际渐开线起始点,沉切

0 引言

在设计一对齿轮时, 通常要计算该对齿轮的重叠系数, 以验算其有效啮合强度。但在实际操作中, 由于设计人员不了解工艺情况, 通常是采用通用的重叠系数公式进行计算的。其实这里面会有很大的误差, 而且通过此种计算方法得出的结果往往会比实际的大, 直接影响了齿轮强度计算的准确性, 甚至会因此出现齿轮损坏而一时找不到原因, 只能简单地通过增大模数或齿顶高以求获得更大的安全系数。若不了解齿轮实际的啮合情况, 单纯地增加齿顶高是不能解决任何问题的。下面本文针对此种情况对其作出分析, 并给出不同条件下的齿轮实际端面重叠系数的计算公式, 以供设计齿轮时作参考。

1 问题的提出

1.1 齿轮的加工

现在齿轮齿轮的加工工艺一般采用滚齿渗碳淬硬磨齿的工艺, 为了在磨齿时齿根部不产生磨削台阶, 通常滚齿时均采用凸头沉切滚刀, 刀具齿形图如图1所示。

图1中, Sg为滚刀齿厚 (mm) ;heg为滚刀齿高 (mm) ;αn为滚刀 (或齿轮) 压力角 (°) ;αF为滚刀辅助压力角 (°) ;P为滚刀凸头量 (mm) ;Rog为滚刀凸头圆角半径 (mm) 。

使用此类滚刀滚切齿轮时, 会在齿轮的根部产生一个沉切现象, 从而避免了磨削齿面时出现磨削台阶, 如图2所示。

图2中, da为齿轮齿顶圆直径 (mm) ;dFsmin为齿轮实际渐开线起始圆直径 (mm) ;δw为齿轮法向单边留磨量 (mm) 。

齿轮实际渐开线起始圆直径dFsmin是随滚刀的参数变化的, 即选用不同的滚刀会对渐开线起始点位置产生影响。

1.2 齿轮端面重叠系数的计算

一对齿轮 (齿轮1和齿轮2) 啮合时, 其端面重叠系数的计算公式如下, 为讨论方便, 仅以直齿轮为例。

式中, εα为齿轮啮合的端面重叠系数;L为齿轮1和齿轮2的端面啮合线长度 (mm) ;Pb为端面基节 (mm) , Pb=πmcosα, 为齿轮模数 (mm) 。

通常我们在设计齿轮时, 计算其啮合线长度是假定齿轮1和齿轮2的齿顶部分渐开线均能参与啮合的, 即根据两齿轮的齿顶圆直径即可算出各自的理论渐开线起始圆直径 (dF1min、dF2min) 或渐开线曲率半径 (ρ1min、ρ2min) , 然后根据下式即可算出啮合线长度L了。

式中, ρ1, 2max为齿轮1、2齿顶渐开线曲率半径 (mm) , ;db1, 2为齿轮1、2基圆直径 (mm) ;ρ1, 2min=αsinα′-ρ1, 2max, α′为齿轮1、2啮合角 (°) , α为齿轮1、2啮合中心距 (mm) 。

1.3 问题的产生

从上述公式 (1) 和 (2) 中可以看出, 齿轮1、2啮合的端面重叠系数是通过各自的齿轮基本参数得来的, 里面并没有考虑滚刀对渐开线起始点位置产生的影响而引起实际啮合线长度的变化, 显然这样的计算是不全面的, 也是不符合实际啮合情况的。

2 根据实际齿轮的根部情况计算啮合端面重叠系数

考虑滚刀实际切出齿轮根部的实际渐开线起始点位置, 分不同情况对其啮合状况作出分析, 得出准确的端面重叠系数计算公式。由公式 (1) 可知, 分析端面重叠系数εα只要分析端面啮合线长度L即可, 因为齿轮端面基节Pb是定值。

2.1 齿轮啮合情况的分析

用凸头沉切滚刀滚切齿轮时, 由于齿数或变位系数的原因, 切出的齿轮实际渐开线起始点位置不一定能在理论渐开线起始点以下, 这样的齿轮啮合时, 其实际啮合线长度就会比公式 (2) 出来的要小。具体情况如图3、图4、图5、图6所示。

图3、图4为理论啮合起始点未超出齿轮实际渐开线起始点情况, 图5、图6为理论啮合起始点已经超出齿轮实际渐开线起始点情况。所以齿轮1、2啮合时就有4种情况产生 (4种组合) 。

第1种情况:图3和图4的组合, 即齿轮1、2的齿顶啮合时均未超出对方的实际渐开线起始点;

第2种情况:图3和图6的组合, 即齿轮2的齿顶啮合时未超出齿轮1的实际渐开线起始点, 而齿轮1的齿顶啮合时已超出齿轮2的实际渐开线起始点;

第3种情况:图4和图5的组合, 即齿轮1的齿顶啮合时未超出齿轮2的实际渐开线起始点, 而齿轮2的齿顶啮合时已超出齿轮1的实际渐开线起始点;

第4种情况:图5和图6的组合, 即齿轮1、2的齿顶啮合时均已超出对方的实际渐开线起始点。

针对这4种不同情况, 其啮合线长度的计算公式也有所不同, 要对理论渐开线起始点位置和实际起始点位置进行比较而确定选用。

2.2 4种情况下的啮合线长度计算公式

上面分析的4种情况, 其啮合线齿轮的计算分析如下:

(1) 第1种情况。此时, 齿轮1、2的齿顶部分是参与了啮合的, 也就是两齿轮的齿面渐开线长度对啮合来说是足够的。所以其啮合线长度的计算公式即为公式 (2) 。

(2) 第2种情况。齿轮2的齿顶部分是参与了啮合的, 而齿轮1的齿顶已啮合出了齿轮2近根部的实际渐开线起始点, 可以说齿轮1的齿顶在啮合到齿轮2的近根部时有一段齿面出现“腾空”现象, 未参与到啮合当中。此段“腾空”齿面未对啮合线长度做出贡献, 因此在计算啮合线长度时应把这段渐开线去掉。

首先, 应计算此段“腾空”齿面造成的啮合线长度损失量ΔL。由齿轮啮合理论可知, ΔL即为齿轮2根部实际渐开线起始点曲率半径ρs2min与理论渐开线起始点曲率半径ρ2min之差。所以啮合线长度:

(3) 第3种情况。与第2种情况相类似, 齿轮1的齿顶部分是参与了啮合的, 齿轮2的齿顶在啮合到齿轮1的近根部时一段齿面出现“腾空”现象。所以啮合线长度的计算公式应为:

(4) 第4种情况。同第1种情况正好相反, 齿轮1、2的齿顶段均出现了“腾空”现象, 而且两处“腾空”的长度不尽相同, 要分别计算。啮合线长度的计算公式应为:

至此, 4种情况下的啮合线长度L计算公式全部得到了, 分别为式 (2) 、 (3) 、 (4) 、 (5) 。

2.3 斜齿轮的啮合线长度计算公式

由公式 (1) 、 (2) 、 (3) 、 (4) 、 (5) 可以看出 (与螺旋角无关) , 该公式同样适用于斜齿轮啮合的端面啮合长度的计算。只是端面基节的计算公式有所变化, 即:

式中, mt为端面模数, 为法向模数;αt为端面压力角, β为分圆螺旋角。

3 计算应用实例

我公司产品上有一对齿轮, 其参数如下:

主动齿轮参数:mn=6、z1=27、αn=20°、β (右) =9°15′、xn1=0.397 7、顶圆直径da1=181.8、基圆直径db1=153.997、法向单边留磨量δw=0.275。

被动齿轮参数:mn=6、z2=87、αn=20°、β (左) =9°15′、xn2=0.568 7、da2=548.3、基圆直径db2=496.213、法向单边留磨量δw=0.25。

留磨滚刀参数:sg=8.957、heg=8.4、α=20°、αF=10°、P=0.385、Rog=2.4。

用上述留磨滚刀滚切并经磨齿后两齿轮的实际渐开线起点曲率半径分别为:ρs1min=19.585、ρs2min=84.241。

而根据本文公式可算出, 所介绍的外啮合公式我们可以得到:ρ1min=18.322、ρ2min=86.635;ρ1max=48.312、ρ2max=116.625。

因为ρ1min<ρs1min, 同时ρ2min>ρs2min, 所以该对齿轮的啮合情况为本文中第3种情况, 由公式 (4) 得啮合线长度:

由公式 (6) 计算得端面基节pb=πmtcosαt=17.918。

所以该对齿轮的实际端面重叠系数即可由公式 (1) 计算出, 而不去考虑滚刀因素, 用公式 (2) 计算出来的啮合线长度L=29.99, 得出端面重叠系数

比较上述2个εα值, 可知实际端面重叠系数要比理论的小。

4 结语

根据以上的推导及得出的计算公式, 我们可以知道在计算一对齿轮的端面重叠系数时, 不仅需要两齿轮的基本参数, 同时要结合所适用的留磨滚刀的参数。只有把滚刀的因素考虑进去, 才能得到实际的端面重叠系数。当然在选择留磨滚刀时, 应尽量使齿轮的实际起始点位置在理论起始点之下, 这样就可以避免端面重叠系数减小的情况。

参考文献

[1]朱友民主编.机械原理 (下) .重庆:重庆大学出版社, 1990

[2]Ф.Л.李特文 (前苏联) 著.齿轮啮合原理.上海:上海科学技术出版社, 1984

立轴双端面磨床床身设计与分析 第4篇

关键词：双端面,磨床,床身,设计,分析

1 引言

机床床身和箱体等零件, 在一台机床的总质量中占有很大的比例 (有的约占机床总质量的70%～90%) , 同时在很大程度上影响着机床的工作精度及抗振性能;若兼作运动部件的滑道 (导轨) 时, 还影响着机床的耐磨性等。所以正确选择床身和箱体等零件的材料和正确设计其结构形式及尺寸, 是减小机器质量、节约金属材料、提高工作精度、增强机床刚度及耐磨性等的重要途径。本文仅对笔者公司生产的MK7731型立轴双端面磨床的床身设计和分析进行简要介绍。

机床床身的形式繁多, 按照MK7731型立轴双端面磨床的结构形式来看, 床身的构造形式应为箱壳类、整体式。固定式机床床身的结构较为复杂, 刚度要求也较高, 因而通常都为铸造。床身材料通常选用既便于加工又价廉的铸铁, 而在磨床床身上采用铸铁更为合适, 这是因为磨床加工精度高, 加工时机床振动产生的误差是影响精度的关键因素, 而铸铁的组织结构具有一定的吸振作用。

2机床床身部件结构简要介绍

进给传动结构是与下床身联接的主要部件。如图1所示, 利用齿轮减速机构、蜗轮蜗杆减速机构将伺服电机的源动力传给滚珠丝杠, 通过丝杠与丝母的相对运动实现砂轮主轴的升降运动。下床身的主要作用是固定进给传动部件及支撑上床身部件, 设计时要准确布置好蜗杆、丝杠及导轨的位置。考虑支撑上床身的重力和下床身心部安放修整装置, 下床身必须设计成空心结构, 两侧布置有上下连通的筋板和配重孔一周的筋板, 避免下床身中部凹陷变形, 另外下床身中部还要设计一个向后倾斜的平面, 用于向后排出机床加工时的磨削液。

1.伺服电机2.齿轮减速机构3.丝杠轴连接座4.蜗轮蜗杆减速机构5.丝杠轴部件6.砂轮主轴部件

3 床身结构构成

根据图1传动结构图设计出与其配合的下部床身结构图如图2所示。图3为下床身内部剖视图。首先床身上留出固定传动部件的轴孔 (蜗杆轴孔、丝杠轴孔) 及导轨面, 如图4上下床身是通过3个支撑点进行联接 (即3点支撑) , 所以在床身的上面留出3个直径准40mm的光孔, 这3个孔是上下床身联接的位置。另外由于上床身组件重心较靠前, 为了加工时上主轴上下移动得更加平稳, 减小进给时电机输出的扭矩, 在上主轴上联2个总重与主轴连接部件重量相近的配重块, 上床身留有的2个准176mm的光孔就是安放配重块的位置。在下身床的中间有一向后倾斜的平面, 主要用于向后排出机床加工时的磨削液。在下床身的底部留有2个平面与地脚联接, 其余的部分主要依据联接、查看、维修的方便性进行箱体设计, 并在适当的位置上添加加强筋, 更有利于提高床身的强度和刚性。上、下床身的结构类似, 图5为上床身结构图。

4 床身结构静态分析

4.1 建立几何模型及材料属性

利用Pro/ENGINEER软件建立的下床身几何模型, 如图2所示。

材料选为灰铸铁HT250。HT250的质量密度为7.3410-6kg/mm3;弹性模量为1.551011Pa;泊松比为0.27。

4.2 定义约束及载荷

下床身与地脚连接, 固定不动, 所以对下床身底平面的6个自由度全部进行约束。

机床的重量主要由下床身来承受, 这里我们只对下床身进行分析。在Pro/E中建立床身三维模型, 这时需要先找出床身主要哪些部位受力及受力大小和方向, 之后在模型上施加力, 再对模型进行分析。首先受力较大的应是三点支撑处, 它支撑着整个上床身, 承受着上床身所有部件的重力, 由于加工时上磨头主轴的轴向力是向上的, 所以三点支撑所受的最大力就是上床身所有部件的重力之和, 经过计算, 上床身部件的总质量约为1540kg, 当重力加速度g=10m/s2时, 重力G=mg=154010=15400N, 每个作用点约为准60mm的圆, 如图6给三点支撑处施加15400N的力。

床身的前端联接有换件卡具、防护等, 质量约为178kg, 重力G=1780N, 由于重心在机床外, 且床身联接处用螺钉联接无法准确找到扭矩作用点, 因此我们用一组斜向下的力作用到连接螺钉附近的面域上取代扭矩。分析如图7、图8所示。

2处作用点是丝杠轴部件的固定处和蜗杆固定处:丝杠轴部件是通过轴承及轴承端盖连接到床身上, 下方的轴承端盖4个螺钉孔处是受力最大的地方;丝杠螺母把丝杠传过来的力传到蜗轮蜗杆上, 通过蜗杆两端的轴承再传到身床上, 所以上面这2处的受力应结合起来分析。丝杠下方轴承端盖4个螺钉孔处受到丝杠部件和下磨头主轴部件的重力及加工时产生的向下的轴向磨削力, 经计算得出丝杠部件和下磨头主轴部件的重力为2400N;依据磨床的磨削力资料得知磨床磨削力计算公式:

Fz=9.81[CFV/v2]tanα

式中, Fz为轴向垂直磨削力, N;CF为去除单位体积的磨屑所需的能, 如表1所示, 取490kgf/mm2;V为单位时间内磨屑的体积, mm3 (由于工件是先进入两砂轮之间后, 上砂轮才向下进给进行加工, 所以V≈πR2fz, fz为单位时间轴向进给量, 粗磨进给量大, 一般要求最大10mm/min;R为工件最大半径62.5mm) ;v2为砂轮线速度, mm/s, 电机转速1455r/min, v2=14552π62.5;α为磨粒为圆锥形时的锥顶半角, 计算时一般取61°～69°35′。

将已知数据带入公式得:Fz=9.81[490π (D/2) 210/ (1455πD) ]tan61°=1862.5N, 所以轴承端盖4个螺钉孔处受到的力为4262.5N, 把这个力施加到作用面上, 如图9所示。蜗杆处轴承主要受到蜗杆的轴向力, 在轴承孔的端部受力最大, 在此传动过程中, 蜗杆受到的圆周力FT=4262.5N, 导程角γ=6.84°, tanγ=FT/FX蜗杆受到的轴向力FX=FT/tanγ=35520.8N, 把这个力施加到作用面上, 如图10所示。其他作用力对床身的影响不大, 这里不予考虑。床身整体拖受力如图11所示。

4.3 运行分析检查结果

查看位移云纹图, 如图12、图13所示, 床身最大变形量为0.01353mm, 发生在支撑蜗杆轴承的端面上, 这是理论上加工时最大的变形量, 在实际中很难产生这么大的受力变形, 一般变形小于0.01mm, 并且在蜗杆方向上有调节间隙的装置, 可以保证不影响机床的精度。而三点支撑处变形量只有约0.007mm, 更不会对机床的稳定性造成影响。

查看应力云纹图, 如图14、图15所示, 最大Von Mise应力达184.4N/mm2, 低于材料的抗拉强度224N/mm2。机床的刚性比较好, 可以满足实际的要求。

5 结语

本文以MK7731立轴双端面磨床的床身为例, 阐述了机床床身设计的过程。在确定了机床的加工方式、传动系统后, 我们就能设计出相应的床身形状;再根据工作时的受力情况对床身进行了受力分析, 运用Pro/E建立模型, 对床身受力后的位移和应力进行分析, 最后计算出位移和应力云纹图结果。通过设计和分析得到机床的受力情况及静刚度, 为床身的结构设计、改进和性能提高提供了理论依据。

参考文献

[1]濮良贵, 纪名刚.机械设计[M].西安:西北工业大学, 2004.

[2]华南工学院, 甘肃工业大学.金属切削原理及刀具设计[M].上海:上海科学技术出版社, 1981.

[3]二代龙震工作室.Pro/MECHANICA Wildfire 3.0/4.0结构/热力分析[M].北京:电子工业出版社, 2008.

[4]戴曙.金属切削机床[M].北京:机械工业出版社, 2005.

棒材端面刻字机构规划设计研究 第5篇

根据材料行业相关技术要求, 冶金企业特别是有色金属加工企业需要对生产的金属材料在其表面进行信息标注, 从而实现材料结构性能的全流程可追溯性。长期以来, 这项工作主要依赖于操作工人手工刻字, 手工刻字的缺点在于字体的可辨识性能较差, 容易出现漏刻和误刻。即使刻字机出现以后, 也是采用人工上下料, 既增加了人力成本又影响了生产效率。因此, 实现刻字过程的全自动化很有必要。

2 总体规划设计

全自动刻字流程主要分为以下几个步骤:棒材经吊料设备放置在上料架之上;根据棒材直径的不同调整上料架挡料杆仰角以实现精确拨料;输送辊道上的接近开关在感知到棒材落入辊道上之后, 将棒材输送到指定位置;定位挡板使运动的棒材静止, 使其停留在预定位置;夹紧机构将棒材抱紧, 避免棒材在其后刻字过程中的轴向窜动和径向跳动;定位挡板下移, 刻字机构推进, 找到预设的零位后, 开始刻字作业;刻字完成后, 刻字机构回撤, 定位挡板升起, 下料架拨料机构将完成刻字的棒材拨送至下料架之上, 一个全流程的刻字作业结束。图1为整个刻字作业的流程图。

3 上料架机构设计

上料架是待刻字棒料的载体, 主要实现棒材的接续拨料动作。该料架设计主要针对准20~准80棒材的需要, 因此实现上料架准确拨料以及和输送辊道的较好衔接是上料架设计的重点。拨料动作的实现采用将5只偏心轮连接于一个拉杆之上, 拉杆一侧连接气缸, 通过气缸活塞杆的伸缩, 使拉杆带动5只偏心轮做旋转运动将棒材顶出, 其结构如图2所示。

1.顶出气缸2.偏心轮3.拉杆

1.偏心轮2.挡料杆3.手盘减速机

不同直径棒材能够被准确拨入输送辊道依赖于顶轮和挡料杆两者的相对位置关系, 本次设计中的结构如图3所示。通过手盘减速机调整挡料杆的仰角, 当仰角减小, 挡料杆与偏心轮重叠部分增大, 适合顶出较小规格棒材;当仰角增大, 挡料杆与偏心轮重叠部分减小, 适合顶出较大规格棒材。上料架与输送辊道之间, 采用搭板连接, 保证棒材能够平稳落入输送辊道之上。

4输送、定位、抱紧机构设计

输送机构采用5支包胶滚轮排列于支架之上, 其中中间滚轮两侧的滚轮用电机驱动, 在远刻字端和近刻字端支架之上各安装一个接近开关, 当远刻字端一侧接近开关感知棒材落入辊道时, 电机启动, 输送棒材到刻字端一侧。当近刻字端一侧接近开关感知到棒材时, 电机运转停止。

定位机构采用门架形式, 跨接在输送辊道支架一端, 其结构形式如图4所示。当棒材输送过来时, 挡板将棒材阻挡, 并使其静止。

为了防止棒材在刻字过程中发生轴向窜动和径向跳动影响刻字效果, 在输送辊道支架近定位止动机构处加装棒材夹紧机构, 当棒材停准之后, 夹臂翻转将棒材抱紧。为了防止棒材在抱夹过程中划伤, 在底座和夹臂端头加装了尼龙垫, 其整体结构如图5所示。

5 刻字机头机构设计

刻字机针头的行走路径由计算机进行控制, 高细分驱动器带动针头组件在XY平面内移动, 以压缩空气为动力实现针头的高频次往复运动。

1.刻字机头2.直线导轨3.高度调整机构4.导向柱

不同直径规格棒材的中心轴线高度会发生变化, 刻字机机头的高度必须与相应规格的棒材相匹配。通过两个垂直相交的伞齿轮的啮合, 带动丝杠上下移动, 实现整个刻字机头平台的上下移动, 在4个导向柱上配有锁紧螺丝, 当高度调整到适当位置时将其锁死。同时, 为了避免棒材、挡板的移动对针头的磕碰, 在机头平台上安装一组直线导轨, 通过气缸的伸缩使机头整体延直线导轨做往复运动。从而使机头在非刻字阶段及时回撤, 其整体结构如图6所示。

6 结语

本文对自动棒材刻字机构进行了整体结构设计, 对加工路线流程进行了整体规划, 实现刻字的相应动作全部通过气缸来实现, 简化了控制系统。通过安装调试, 整个刻字流程进行顺畅, 无干涉、阻滞现象的发生, 刻字清晰, 达到了预期的设计目标。

摘要：根据材料加工行业对其所生产的产品材料进行信息标注的需要, 对实现刻字全部流程的机械结构进行了规划设计, 实现了从上料到刻字再到刻完字下料的自动化, 既节省了人力成本又提高了生产效率。

关键词：棒材,刻字机构,规划设计

参考文献

高温油泵双端面机械密封改造 第6篇

关键词：高温油泵,双端面,机械密封

中海油气 (泰州) 石化有限公司高温油泵所用机械密封均为国产单端面波纹管密封, 其摩擦副采用碳化硅和浸锑石墨材料, 易因密封泄漏引发着火事故, 根据SH/T3156-2009规定 (参考API-682) 应使用串级或双端面波纹管机械密封, 密封冲洗方式推荐采用plan32+53A, 也可采用plan32+52或32+54的冲洗方式的具体背景, 为确保装置的安全生产, 决定将公司12台单端面机械密封配置的高温油泵改为双端面机械密封。密封冲洗方式确定采用plan32+53A。

一、双密封改造的工作原理及实施情况

密封冲洗方案选择plan32+plan53A;其API682 Plan32+53A方案示意图如下:

罐体、连接法兰、管接头、连接管的材料为304配置。API682 Plan 53A联接图如下:

P53密封正常工作时, 介质侧密封为主密封, 它承受PLAN32冲洗液和PLAN53阻封液之间的压差, 对泵输送介质实现密封功能, 当外侧密封失效时主密封可以承受介质压力。外侧密封为保护密封, 承受储液罐内阻封液的压力, 阻封液对主密封实施降温及泵输送的高温油进行阻隔, 实现高温油向大气的零排放。

当主密封工作异常时, 如压力参数超过报警值时, 系统的报警开关报警。密封的运行状态得到有效监控。

外侧密封和主密封具有同等使用寿命, 当主密封突然失效且来不及停泵时, 在8小时内现场操作员应切换设备实施维修作业, 以确保工艺介质不会大量泄露到大气中。

密封正常使用时, 阻封液会向密封腔内产生微量泄漏, 运行一段时间后储罐中的密封液体会出现减少的情况, 此时需要用手动补液泵向储罐带压补液, 将液位补至标准液位刻度线以保证设备正常运行。

三、双密封改造的效果评价

实施双密封改造后使用效果非常理想, 主要体现以下几个方面:

1、整改后的双密封对密封压盖的冷却为白油冷却, 原密封是水冷却, 在设备运行过程中水封极易泄露, 导致冷却水大量的泄露直排, 增大污水场的处理负荷, 造成机泵的冷却效果无法保证, 同时设备卫生不易清理。影响机泵的整洁和实施进一步的有效管理。

2、双密封顾名思义就是两道密封, 原密封形式是单密封, 双密封是泵内高温介质与外界有两道密封屏障, 在主密封泄露后, 外密封即可起到密封的作用, 并通过白油的液位及氮气压力的变化来及时向操作人员报警, 及时维修, 真正的做到了双保险。实现了机泵内高温油介质的零泄露。

3、实施双密封改造后, 现场的设备卫生环境大大得以改观, 机泵清洁程度大幅度提升, 机泵的噪音也大幅度降低, 极大改善了员工的工作条件。

同时通过此次双密封整改的过程也发现双密封改造对设备场地有一定的要求, 由于plan32+plan53A的冲洗方案所配置的辅助系统较复杂, 需要有足够的空间来设置辅助系统。同时双密封机泵对维修、维护等也提出了更高的要求, 对维修人员的维修技能的要求也同步提高。

参考文献

API682

孔端面锪平刀具改进的探讨 第7篇

在机械制造业中, 为了保证螺纹紧固件的正确安装, 装配螺栓、螺钉、双头螺柱用的光孔和螺纹孔的端面需要加工成平面。当孔端面不适合整体加工成平面时, 往往需要在孔的端面加工圆柱形沉头孔或凸台表面, 即对孔端面进行锪平加工。孔端面锪平加工常用的刀具有两种:标准平底锪钻和带导柱刀杆锪平刀具。

标准平底锪钻可采用高速钢整体结构和硬质合金镶齿结构。高速钢整体结构标准平底锪钻适用于加低碳钢和普通低合金钢。镶YG类硬质合金标准平底锪钻刀片抗弯强度、冲击韧性和热导率都比较高, 只是硬度稍低些, 适合加工铸铁和有色金属。镶YT类硬质合金标准平底锪钻硬度和耐磨性都高, 但强度和冲击韧性较差, 适合于加工中高强度钢。标准平底锪钻磨损之后, 需要专门的刀具厂家使用工具磨床进行修磨, 修磨成本高并且刀具一旦崩刃则需报废。

带导柱刀杆锪平刀具由带导柱刀杆和白钢条组成。白钢条为锻造高速钢, 具有较高的红硬性、耐磨性和耐冲击性能, 抗弯强度、冲击韧性与普通高速钢在同一水平上, 寿命是普通高速钢的2倍以上, 是一种物美价廉的刀具材料, 适用于加工中低强度钢和铸铁。白钢条切削刃可以刃磨得比较锋利, 加工表面质量粗糙度低。白钢条磨损之后使用普通砂轮机进行修磨, 修磨成本低。

2 问题的提出

某公司现接了一批产品, 材质为Q345C, 要求对Φ22mm孔端面进行锪平, 锪平直径为Φ50mm, 锪平表面粗糙度Ra12.5, 加工示意图见图1。

根据工件材质和加工要求, 我公司长期以来使用带导柱刀杆锪平刀具对该部位进行锪平加工。刀具如图2所示, 由带导柱刀杆、白钢条和1个紧定螺钉组成。刀杆直径为Φ40mm, 导柱直径为Φ21mm。导柱径向加工1个12.5mm X12.5mm的方孔, 用于放置12mm X12mm的白钢条。刀杆端面沿轴线加工1个M12螺纹孔, 螺纹孔与方孔贯通, 旋入M12内六角平端紧定螺钉用于压紧白钢条。

该刀具加工过程中存在以下问题:

(1) 锪平时刀杆承受较大的径向力, 导柱产生径向摆动, 对Φ22mm孔内壁产生轻微划伤, 锪平之后需要对Φ22mm孔内壁进行打磨。

(2) 刀杆导柱刚性不足, 为保证锪平质量, 需使用较低的切削用量, 刀具转速20r/min, 进给量0.1mm/r, 加工效率低。

3 改进措施

针对上述问题, 设计并改进了一种不带导柱刀杆锪平刀具, 结构如图3所示, 刀具由不带导柱刀杆、白钢条和3个紧定螺钉组成。刀杆直径为Φ40mm, 在刀杆端部加工1个与刀杆轴线成25°角的12.5mm X12.5mm的方孔。方孔上方加工2个M12的螺纹孔, 方孔侧面加工1个M12螺纹孔。将12mm X12mm的白钢条一端刃磨出垂直刀杆轴线的切削刃, 另一端放入刀杆方孔内, 使用3个M12内六角平端紧定螺钉将白钢条压紧。

不带导柱刀杆锪平刀具刀杆为一体结构, 没有前端导柱刀杆刚性显著提高, 可以直接对孔端面进行锪平加工。白钢条与刀杆轴线角度为25°, 加工时刀杆承受较大的轴向力和较小的径向力, 刀杆径向摆动减轻。与带导柱刀杆锪平刀具比较, 不带导柱刀杆锪平刀具有以下优势:

(1) 消除了导柱损伤底孔孔壁的质量问题。

(2) 提高了锪平表面质量, 锪平表面粗糙度达到Ra6.3。

(3) 刀具转速50r/min, 进给量0.15mm/r, 加工效率为原刀具的3.75倍。

4 结论

不带导柱刀杆锪平刀具继承了白钢条锪平刀具的优势, 又通过改进刀杆结构提升了加工质量和效率, 加工效果良好, 可推广应用到各类铸铁和中低强度钢的锪平加工。

参考文献

[1]张树森.机械制造工程学[M].沈阳:东北大学出版, 2001.

[2]袁哲俊, 刘华明.刀具设计手册[M].北京:机械工业出版社, 1999.