автореферат диссертации по машиностроению и машиноведению, 05.02.13, диссертация на тему:Исследование точности прямолинейно-огибающего механизма и создание на его основе фурнитурного пресса

На правах рукописи

Владимиров Алексей Викторович

ИССЛЕДОВАНИЕ ТОЧНОСТИ ПРЯМОЛИНЕЙНО-ОГИБАЮЩЕГО МЕХАНИЗМА И СОЗДАНИЕ НА ЕГО ОСНОВЕ ФУРНИТУРНОГО

ПРЕССА

Специальность 05.02.13 — Машины, агрегаты и процессы (коммунальное хозяйство и бытовое обслуживание)

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

¿>ьс

На правах рукописи

Владимиров Алексей Викторович

ИССЛЕДОВАНИЕ ТОЧНОСТИ ПРЯМОЛИНЕЙНО-ОГИБАЮЩЕГО МЕХАНИЗМА И СОЗДАНИЕ НА ЕГО ОСНОВЕ ФУРНИТУРНОГО

ПРЕССА

Специальность 05.02.13 - Машины, агрегаты и процессы (коммунальное хозяйство и бытовое обслуживание)

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Работа выполнена на кафедре «Прикладная механика и конструирование машин» Южно-Российского государственного университета экономики и сервиса.

Научный руководитель

доктор технических наук, профессор Кузнецов Сергей Анатольевич

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Эскин Илья Юрьевич

доктор технических наук, профессор Киреев Сергей Олегович

Ведущая организация

ЗАО «Прогресс» г. Шахты

Защита состоится «23» декабря 2005г. в 14 часов на заседании диссертационного совета К 212.313.01 при Южно-Российском государственном университете экономики и сервиса по адресу: 346500, г. Шахты Ростовской области, ул. Шевченко, 147, ауд. 247.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Южно-Российского государственного университета экономики и сервиса.

Автореферат разослан: ноября 2005г.

Ученый секретарь

диссертационного совета К 212.313.01

Куренова С.В.

'ЛЛЬН***

I» | и г,кл

2МШ6

з

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы исследования. Эффективное экономическое развитие отечественной сферы обслуживания немыслимо без применения в технологических процессах современного оборудования, позволяющего повышать качество продукции при снижении ее себестоимости.

Одним из направлений повышения привлекательности и конкурентоспособности мебели, швейных, обувных и других изделий, выполняемых по индивидуальным заказам, является оснащение этих изделий современными элементами металлической фурнитуры. Кроме того, фурнитура как самостоятельные изделия могут представлять собой объекты рекламного характера.

Используемые в настоящее время изделия фурнитуры заимствуются, как правило, из соответствующего ассортимента аналогичных изделий легкой, мебельной и обувной промышленности, что сужает ассортимент, поскольку они изготавливаются на заводах крупными или средними партиями.

Современное состояние отечественного парка оборудования, применяемого при изготовлении фурнитуры, не может обеспечить конкурентоспособности продукции при изготовлении ее малыми сериями по индивидуальным заказам вследствие высоких энергозатрат и металлоемкости при производстве, как самого оборудования, так и изделий, получаемых при его использовании, что влечет за собой повышение себестоимости продукции. Кроме того, к современному оборудованию сферы обслуживания предъявляются такие требования, как компактность, мобильность, возможность быстрой переориентации в условиях динамично меняющейся конъюнктуры рынка.

Это приводит к необходимости разработки новых теорий, методов расчета и конструкций прессов для производства фурнитуры на основе нового класса механизмов, отвечающих требованиям современного рынка сферы услуг и специфики технологий, используемых предприятиями сервиса. Такими механизмами являются прямолинейно-огибающие механизмы, которые позволяют создавать на их основе машины, обладающие низкой стоимостью

изготовления, незначительными габаритными размерами и массой, низкими энергозатратами и материалоемкостью при производственном процессе, низким шумом и вибрациями, что в полной мере отвечает требованиям, предъявляемым к оборудованию малых предприятий сервиса.

Цель и задачи исследования. Целью данной диссертационной работы является разработка теории, методики расчета параметров и создания конструкции принципиально нового фурнитурного пресса на основе механизма со сложным движением исполнительного органа.

Достижение поставленной цели определялось решением следующих

задач:

■ анализом принципов работы и хараетеров воздействия на заготовку существующих разновидностей кузнечно-прессовых машин, их кинематических и динамических особенностей;

* обоснованием методики кинематического синтеза механизма пресса, через точностные характеристики приближенного прямолинейно-огибающего механизма, определяющие качество получаемых изделий;

• разработки методики силового анализа механизма фурнитурного пресса, учитывающей особенности сложного движения исполнительного органа;

■ созданием опытного образца фурнитурного пресса, позволяющего подтвердить теоретические разработки в области энергосиловых и точностных показателей, а также преимущества по сравнению с существующими аналогами.

■ экспериментального исследования точностных показателей прямолинейно-огибающего механизма пресса.

Методология и методы исследования. Методологической основой диссертационного исследования являются методы и средства теории механизмов и машин, теоретической механики, обработки материалов давлением, теории пластического деформирования металлов, планирования и статистической обработки результатов эксперимента. В работе применяются методы анализа и синтеза механических систем с помощью математических моделей, решение которых осуществляется аналитическими и численными методами с использованием ЭВМ. Используются экспериментальные методы

исследования и статистический анализ результатов с целью обоснования моделей и оценки достоверности выводов, полученных при теоретических исследованиях.

Научная новизна работы состоит в следующем:

■ впервые сформулированы точностные характеристики нового класса механизмов - прямолинейно-огибающих механизмов со сложным движением исполнительного органа, которыми являются отклонение и скольжение действительного механизма, учитывающие ошибки, вызванные погрешностью в размерах звеньев механизма и наличием зазоров в кинематических парах;

■ разработана методика определения ошибок перемещения выходного звена прямолинейно-огибающего механизма пресса, происходящих от погрешностей в размерах звеньев и от зазоров в кинематических парах действительного механизма, позволяющая учитывать скольжение -специфическую характеристику сложного движения огибания;

■ разработана методика определения приведенного момента от сил взаимодействия взаимоогибаемых неподвижной прямой и дуги окружности для механизма, совершающего сложное движение как в процессе «чистого» огибания, без деформации материала, так и при деформации материала в процессе огибания, позволяющая учитывать силу трения, возникающую в рабочей паре дуга - прямая вследствие скольжения;

■ разработан метод продольных реакций, позволяющий определять все реакции в шарнирах любого механизма, а также уравновешивающую силу, не прибегая к разбиению механизма на диады. Определены реакции прямолинейно-огибающего механизма пресса;

■ установлена зависимость приведенного момента движущих сил на входном кривошипе прямолинейно-огибающего механизма пресса от точностных показателей прямолинейно-огибающего механизма, совершающего сложное движение как в процессе «чистого» огибания, так и при деформации материала в процессе огибания;

■ установлена зависимость требуемого деформирующего усилия штамповки от радиуса кривизны дуги исполнительного органа прямолинейно-огибающего механизма и величины обжатия, определяющих угол захвата заготовки и величину контактной площади деформирования.

К практической ценности работы относятся:

■ разработка и создание оригинальной конструкции пресса для изготовления фурнитуры малыми сериями по индивидуальным заказам на основе приближенного прямолинейно-огибающего механизма и внедрение опытного образца в производство;

■ разработка методики кинематического и динамического расчета кривошипно-ползунного прямолинейно-огибающего механизма, позволяющая проектировать на его основе конструкцию фурнитурного пресса;

■ разработка программного обеспечения в математической среде Maple для автоматизированного точностного и силового расчета механизма пресса. Достоверность научных положений, выводов и рекомендаций

подтверждается созданием работоспособного опытного образца фурнитурного пресса; результатами экспериментальных исследований точностных характеристик пресса с использованием стандартных измерительных приборов, современных методик ведения исследований и статистической обработки результатов эксперимента; положительными результатами промышленного внедрения опытного образца фурнитурного пресса.

Апробация работы и публикации. Результаты диссертационной работы обсуждались и получили одобрение на научно-технических конференциях Южно-Российского государственного университета экономики и сервиса (г. Шахты, 2003 - 2004 гг.), международной научно-технической конференции «Современные тенденции развития транспортного машиностроения и материалов» (г. Пенза. 2004 г.). Опытный образец фурнитурного пресса был представлен на Всероссийской выставке-ярмарке научно-исследовательских работ в г. Новочеркасске в 2003г.

По результатам проведенных исследований опубликовано 10 работ, в том числе 2 патента на изобретения.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, семи приложений и содержит 186 страницы машинописного текста, 59 рисунков, 6 таблиц и список литературных источников из 118 наименований. На защиту выносятся:

" совокупность точностных характеристик и показателей нового класса механизмов - прямолинейно-огибающих механизмов со сложным движением исполнительного органа;

■ методики определения ошибок прямолинейно-огибающего механизма, возникающих от погрешностей в размерах звеньев и наличия зазоров при изготовлении действительного механизма пресса;

" метод определения реакций в кинематических парах механизма, названный методом продольных реакций;

■ зависимость усилия деформации и силовых характеристик фурнитурного пресса от точностных и кинематических параметров прямолинейно-огибающего механизма.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении сформулированы цель и задачи исследования, обоснована актуальность, показана научная и практическая ценность работы.

В первой главе на основе обзора и анализа парка существующих кузнечно-прессовых машин показаны проблемы по созданию компактных, мобильных, недорогих и простых по конструкции машин с низким энергопотреблением и металлоемкостью для применения их в технологическом процессе штамповки металлической фурнитуры малыми сериями по индивидуальным заказам.

Основными признаками, на которых базируется проектирование и конструирование кузнечно-прессовых машин, являются характер движения исполнительных механизмов и принцип воздействия на заготовку.

Существующие методы проектирования берут, как правило, за основу возвратно-поступательное или вращательное движение рабочего органа с ударным или квазистатическим способом воздействия на заготовку.

Машины ударного принципа действия имеют большие габаритные размеры и массы, нежелательную динамику процесса, которая приводит к повышенному износу деталей конструкции и технологической оснастки (матриц и штампов), повышенный шум и вибрации.

В машинах квазистатического воздействия с возвратно-поступательным движением рабочего органа преодоление сил сопротивления деформации осуществляется за счет мощности привода, что приводит к повышению энергозатрат при том же удельном давлении. Применение пневмо- или гидропривода усложняет конструкцию и увеличивает стоимость оборудования. Такие машины обладают большими габаритными размерами и низкой производительностью.

Машины ротационного типа не могут обеспечить основных преимуществ способа локального нагружения заготовки (когда величина контактной площади заготовки с рабочим органом в каждый момент времени составляет малую часть полной площади заготовки, чем снижается требуемое усилие деформации при том же удельном давлении), поскольку незначительный угол захвата заготовки, зависимый от радиуса валка, приводит к необходимости применять в одном технологическом процессе несколько рабочих органов, что значительно увеличивает габаритные размеры и стоимость машины (прокатный стан). Для ротационных машин, применяемых в технологии рельефной штамповки (граверная вальцовка) резко возрастает трудоемкость и стоимость изготовления оснастки к процессам штамповки, учитывая выпуклость поверхности валка. Изделия, полученные в процессе граверной вальцовки, требуют последующей правки, так как изделия изгибаются в профиле при прохождении через валки.

Использование исполнительных механизмов, способных локально нагружать обрабатываемую заготовку, позволит решить проблемы снижения металлоемкости конструкции и энергозатрат, а значит и стоимости кузнечно-штамповочных машин квазистатического воздействия.

В этом направлении перспективными являются приближенные прямолинейно-огибающие механизмы, исполнительный орган которых с выпуклой рабочей поверхностью совершает сложное (поступательно-вращательное) движение огибания прямолинейной поверхности заготовки, обрабатывая ее. При этом центр кривизны выпуклой поверхности движется приближенно по прямой траектории, параллельной поверхности заготовки. На основе таких механизмов можно создавать простые и компактные машины, исполнительный орган которых в процессе огибания деформирует незначительную площадь заготовки, чем снижаются требуемые входные усилия при том же удельном давлении, а значит и потребление энергии, и металлоемкость конструкции.

Исследование показало, что существующий метод приближенного синтеза прямолинейно-огибающих механизмов позволяет определять кинематические параметры только идеального механизма, то есть без учета погрешностей, которые возникают при изготовлении деталей и монтаже действительного механизма. Ошибки перемещения выходного звена прямолинейно-огибающего механизма существенно влияют на точность получаемых изделий при художественной штамповке металлической фурнитуры.

Это обстоятельство определило необходимость разработки методики анализа точности прямолинейно-огибающего механизма со сложным движением исполнительного органа в рамках нелинейной теории точности, которая позволяет определять ошибки перемещения выходного звена не ограничиваясь их малостью, а также определять ошибки скорости и ускорения выходного звена, существенно влияющие на силовые характеристики механизма в том случае, если величина ошибки соизмерима с самой скоростью или с самим ускорением выходного звена.

Во второй главе впервые сформулированы точностные характеристики нового класса механизмов - прямолинейно-огибающих механизмов со сложным движением исполнительного органа (далее ПОМ), которыми являются полное суммарное отклонение \м во взаимном огибании дуги окружности и прямой и полное суммарное скольжение е?, возникающее в рабочей паре «дуга-прямая»

действительного механизма. Точностные характеристики включают в себя теоретическое отклонение Д^ и скольжение ет идеального механизма, полученные на этапе синтеза кинематической схемы, суммарные первичные ошибки с", происходящие от неточности в размерах звеньев и суммарные первичные ошибки Д^., е', происходящие от зазоров в кинематических парах.

Суммарные величины Ам и ем характеризуют ПОМ с точки зрения возможности применения в определенном технологическом процессе по условию требуемой точности.

Для определения точностных

характеристик ПОМ фурнитурного пресса (рис. 1) разработана методика определения ошибок в отклонении и скольжении действительного ПОМ, которая сводится к решению уравнений (1-6).

ДМ=Д^+Д»(1) ем=ег +е"+е\ (2)

где

К = К (г,) + А* (ь) + К (г2) + К(*), (3)

е" = £"(г,) + е''(Ь) + е''(г2) + е'(я), (4)

Л'к=АЦе0)+Л'к(еА) + А'к(ев) + Л'х(ея), (5)

*;1 = (е0) + *' (еА ) + *'(«*) + е< (е„), (6)

Первичные ошибки в отклонении Д^.(г,), Д*К{Ь), Дд.(г2), (Я) действительного ПОМ, вызванные погрешностью в размерах звеньев, представляют собой частные производные от функции положения точки К вдоль оси ординат по соответствующим кинематическим параметрам гь г2, Я, Ь, где приращениями переменных этой функции являются погрешности Дг,, Дг2,

Рис. 1 - Схема прямолинейно-огибающего механизма пресса

АЬ, АЛ, допущенные при изготовлении действительных размеров звеньев механизма.

Первичные ошибки в скольжении £-"(/-,), £°(Ь), £д[/г), £"°(Л) действительного ПОМ, вызванные погрешностью в размерах звеньев, представляет собой разницу между частными производными от функции положения точки К вдоль оси абсцисс и частными производными от функции участка длины дуги, участвующей в огибании на каждом из полуинтервалов приближения.

Каждая из первичных ошибок в отклонении А'к(е0), Д^(еА), А'к(ев), Л; (ел) действительного ПОМ, вызванных наличием зазоров в кинематических парах, представляет собой разницу между функцией положения точки К вдоль оси ординат идеального механизма и функцией положения точки К, учитывающей соответствующий эксцентриситет смещения элементов шарнира относительно друг друга, обусловленный наличием соответствующего зазора.

Каждая из первичных ошибок в скольжении £3(е0), £3(ел), е'(ев), £'{еп) действительного ПОМ, вызванных наличием зазоров в кинематических парах, представляет собой разницу между скольжением идеального механизма ег и скольжением, учитывающим соответствующий эксцентриситет смещения элементов шарнира, влияющий, как на величину интервала приближения, так и на функцию поворота шатунной плоскости механизма.

Рис. 2 ~ Полные суммарные отклонение Лм (а) и скольжение £м (б) прямолинейно-огибающего механизма и их слагаемые

Скольжение является специфической характеристикой ПОМ, которая наряду с отклонением отличает ПОМ от механизмов с простым движением при анализе кинематической точности (рис. 2, б).

С практической точки зрения, чтобы обеспечить точность изделий, получаемых с помощью ПОМ, необходимо создавать такую схему механизма, а также назначать такие допуски и посадки при изготовлении действительного механизма, максимальные значения точностных характеристик которого не будут превышать допуски на точность получаемых изделий.

В результате определения ошибок ПОМ было установлено, что негативное влияние одних погрешностей изготовления и монтажа механизма можно компенсировать позитивным влиянием других погрешностей. В частности, влияние ошибки в отклонении механизма, происходящей от зазоров в некоторых шарнирах компенсируется ошибкой, происходящей от погрешностей в размерах звеньев при условии, что звенья выполнены с погрешностями в сторону удлинения. Эта особенность учитывается при назначении допусков на размеры и зазоры действительного механизма. Также установлено, что неудовлетворительное по требованиям точности скольжение может быть приведено к норме за счет изменения радиуса огибающей дуги окружности, поэтому рекомендуется назначать допуск на размер радиуса дуги окружности после определения возможной суммарной ошибки скольжения механизма.

Третья глава посвящена силовому анализу ПОМ пресса, который направлен на определение момента движущих сил на входном кривошипе. Для этого разработана методика определения приведенного момента от сил взаимодействия элементов рабочей пары «дуга-прямая», метод определения реакции в шарнирах пресса, а также методика, позволяющая учитывать влияние точностных характеристик ПОМ на его силовую характеристику.

При определении приведенного момента от сил взаимодействия элементов рабочей пары «дуга-прямая» необходимо учитывать силу трения, возникающую вследствие скольжения. Определены приведенные моменты от сил взаимодействия взаимоогибаемых неподвижной прямой и дуги окружности для механизма, совершающего движение «чистого» огибания без деформации

материала (рис. 3) и для механизма, деформирующего материал в процессе огибания (рис. 4).

Движение «чистого» огибания предполагается использовать в устройствах, предназначенных для удержания заготовки или деталей с применением давления, то есть для тисков. Тиски на основе кривошипно-ползунного ПОМ обладают более высокой надежностью зажима и более низким требуемым усилие на рукоятки по сравнению с существующими аналогами.

Методика определения

'ё^г приведенного момента ПОМ в процессе «чистого» огибания сводится к решению уравнений (7-9).

Рис. 3 - К определению приведенного момента в процессе «чистого» огибания

(7)

где ^ = , Рх - - проекции силы Р на координатные оси;

X,, - расстояние между точками К и Р, равное аналогу скорости точки контакта К;

/ - коэффициент трения скольжения дуги окружности по неподвижной прямой.

Момент, приведенный к кривошипу:

М^М^/АР, (8)

где АР - плечо приведения.

АР-^П-гу (9)

Приведенный момент от сил взаимодействия дуги и прямой в процессе деформации материала зависит от усилия, необходимого для осуществления

штамповки заготовки. При определении усилия штамповки прессом на основе ПОМ со сложным движением исполнительного органа необходимо учитывать фактическую контактную площадь между исполнительным органом и заготовкой, а также величину степени обжатия заготовки, скорость и температуру деформации. Фактическая контактная площадь, которая в несколько раз меньше всей площади заготовки, зависит от угла захвата заготовки, обусловленного величиной радиуса дуги окружности, в то время как в случае возвратно-поступательного движения рабочего органа площадь очага деформации равна площади заготовки. Установлено, что усилие штамповки, осуществляемой рабочим органом, совершающим сложное движение огибание, в 3-5 раз меньше усилия штамповки заготовки той же площади, осуществляемой на прессе с возвратно-поступательным движением исполнительного органа. Для определения полного усилия штамповки прессом на основе ПОМ поковок удлиненного типа, имеющих в плане форму прямоугольника или приближающихся к ней, предложена следующая формула:

/ ' Л ( Ь В

0,6-^-0,25+1,251п-^ Иср Иср

*заус юус у

1 + 0,3^1

И1р

м,ус У

рФ

(10)

где - напряжение текучести металла, зависящее от скорости деформации и температуры;

Ь - ширина заусенца в конце штамповки;

Ьс£ус' усредненная толщина заусенца, Л^ = Л + ДА/2

= (а/л2 - (Л-АЛ)2 - Ьшус){Ьм! - 2Ьюус) - фактическая площадь поковки; Ъшг - ширина заготовки;

Р?аус = -(Л-ДА)2 -- фактическая плошадь заусенца;

А - радиус дуги окружности;

ДА - абсолютное обжатие, ДА = Ишг - - Д^);

Вср - средняя ширина поковки.

Формула (10) позволяет определить величину силы сопротивления Р1 в зависимости от величины степени обжатия, на которую влияет отклонение

прямолинейно-огибающего механизма, свойств заданного материала заготовки, ее линейных размеров, скорости деформации, температуры и влияния наклепа на величину сопротивления деформации.

Величина силы сопротивления .Рг входит в определение приведенного момента фурнитурного пресса на основе ПОМ, деформирующего материал в лроцессе огибания. При этом учитывается смещение точки приложения силы сопротивления на угол а/2, зависящий от величины обжатия и угла захвата заготовки (рис. 4).

Определение приведенного момента фурнитурного пресса сводиться к решению уравнений (11-15).

Угол захвата заготовки: а = агссо5(д-(я-й + д£,)/й). (11)

Момент силы Р относительно мгновенного центра вращения:

М^Р.Х^Р^, (12)

где Р^, - проекции силы Р на координатные оси. ^=^(со8(аг/2)-/81п(а/2)), (13)

/V, =^(8т(а/2) + /со8(а/2)). (14) Момент приведенный имеет вид:

М^Мч-гх/АР. (15)

В работе приводятся графики зависимости приведенных моментов

Рис. 4 - К определению приведенного от Угла поворота кривошипа на момента при деформации материала в рабочем ходу для ПОМ, как в процессе огибания

процессе «чистого» огибания, так и при деформации материала в процессе огибания.

Далее, для определения реакций в шарнирах любого механизма разработан метод продольных реакций, являющийся развитием теоремы Жуковского. Теорема Жуковского традиционно применяется при определении

только уравновешивающей силы и момента для механизма, находящегося в равновесии, через решение уравнения моментов относительно полюса повернутого плана скоростей:

1=1 1

При этом сделано предположение, что в полюсе, как в точке условного закрепления, возникает реакция от действия приведенной и уравновешивающей сил. Чтобы определить эту реакцию, назовем ее полярной, необходимо составить недостающие уравнения равновесия:

0, (16)

С другой стороны,

= (17)

где Я, и Л, - продольные реакции в звеньях 1 и 3.

Решая уравнение (16) определяем полярную реакцию. При этом полярная реакция равна векторной сумме реакций (формула 17), действующих вдоль звеньев (продольных реакций), линии продолжения которых образуют фигуру, закрепленную в полюсе повернутого плана скоростей (рис. 5). Для звена приведения тангенциальная

составляющая реакция в шарнирах равна уравновешивающей силе, которая уравновешивает лишь тангенциальную составляющую приведенной силы, продольная же

„ составляющая вызывает

Рис. 5 - К определению реакции в

шарнирах ПОМ пресса при деформации продольную реакцию вдоль звена материал3 в процессе огибания

привидения. Таким образом, определяя продольные составляющие, тем самым определяются полные реакции в шарнирах.

В работе подробно рассмотрен случай приложения силы сопротивления к шатунной плоскости. Методом продольных реакций определены реакции в шарнирах фурнитурного пресса. После определения уравновешивающей силы F в полюсе Р образуется векторный контур сил, замыкает который полярная

реакция Rp. Аналитические зависимости реакций в шарнирах от силы,

действующей на механизм, получены через проекции на координатные оси векторного многоугольника (рис. 5), замкнутого в полюсе Р:

Fc (cos(g/2) - /sin(а/2)) - F sinp,

K¡=---■ (lo)

cos^,

R,=Fc(sin(a/2) + f eos (a / 2)) — F^ eos (px + R} sin <px. (19)

Полные реакции в шарнирах:

Ro = Ra=JK + R?> (20)

RB = R,- (21)

Реакции в шарнирах определяют направления эксцентриситетов

смещения одного элемента шарнира относительно другого вследствие наличия

зазоров в кинематических парах. Определив реакции в шарнирах, можно

определить ошибки ПОМ пресса, вызванные наличием зазоров в

кинематических парах.

Далее, с целью учета влияния точностных показателей ПОМ

фурнитурного пресса на его силовые характеристики разработана методика

определения приведенного момента от сил взаимодействия взаимоогибаемых

неподвижной прямой и дуги окружности действительного механизма с учетом

ошибок скорости перемещения выходного звена, которая сводится к решению

уравнений (22-31)

Координаты полюса Р с учетом ошибок механизма:

УР = -(г, +Ar])cos<-/)1 +(еА +e0)cos(®,-а)~

íu, Л1.\ • (i + Лг, )sin <р, - (еА + еп)чт{(р{ - а) (22)

- (b + Ab) cos arcsin ^-------—--!-,

v ' А + АЛ

X,, = -Yjgqt, + ев + e„, (23)

Координаты точки К' приложения силы F' с учетом ошибок действительного прямолинейно-огибающего механизма:

Y'K.=-r¡ cos (рх + r2 cos arcsin Г[ S'" - R cos(—) - А°к. - AJÁ., (24)

b 2

Х'к. = гл sin щ + И _ /jsin(~) + ДА-;. + ЛЛ^., (25)

2

Расстояние между точками К' и Р, равное аналогу скорости точки К':

К = Y¡c ~¥р = г2 cosarcsin r>Sm<Pl - /?cos(—) -А"к.-А'к. +

b 2

(г, + Ar¡ )cos^, - (eA + <?0)cos($?, - a) +

■ (ri +^)sin^-(e,+e0)sin(^-a)

+(o + Ab) cos arcsin ---------,

V ' b + Ab

X\ = XP- X'K. = [(r, + Ar,) eos <p, - [eA + e0) eos («?, - á) +

,, ,, ч . (r, + Arx )sin <px - (e, + e„)sin(<a - a)

+(b + Ab Icos arcsin ^-11— '■■ A————--

v ' b + Ab

-r, sin щ - r2r<smV + д sin(—) - AX"K, - AX3K . b 2

(26)

tgq\ - (27)

Момент силы ^ относительно мгновенного центра вращения:

где , - проекции силы Г на координатные оси с учетом угла захвата заготовки дугой действительного механизма.

^ =Гс(со$(а'/2)-/*т(а'/2)),

ГХ1 =^'(вт(а'/2) + /со8(о72)).

Приведенный момент с учетом ошибок:

М1=М'' -г./АР'. (31)

Установлено, что при тех невысоких скоростях, на которых работает фурнитурный пресс, влияние ошибок скорости рабочего органа на приведенный момент незначительно и проявляется в увеличении момента в начале рабочего хода и уменьшении момента в конце рабочего хода.

(28)

(29)

(30)

Также разработана методика, позволяющая учитывать влияние точностных показателей на приведенный момент действительного прямолинейно-огибающего механизма, совершающего движение «чистого» огибания.

Четвертая глава посвящена описанию разработки и создания опытного образца оригинальной конструкции фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа (рис. 6) и экспериментальному исследованию его точностных характеристик.

Установлено, что достоинствами такой машины являются незначительные габаритные размеры; простота конструкции; простота изготовления и технического обслуживания; повышенная производительность за счет уменьшения холостого хода по сравнению с аналогами; сниженные энергозатраты за счет уменьшения динамических потерь; более высокая степень обжатия за счет увеличения угла захвата заготовки; незначительный шум и вибрации. Пресс на основе ПОМ является компактным и мобильным, с возможностью быстрой переориентации для изготовления изделий другого вида. Применение такой машины упрощает технологию штамповки за счет сокращения подготовительных операций. Стоимость изготовления фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа в 8-10 раз меньше стоимости аналогов.

Рис. 6 - Опытный образец фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа

В ходе эксперимента обжималась серия мерных заготовок, а затем, путем измерений стандартным микрометром, определялось среднее отклонение в высоте. Полученный результат сравнивался с расчетным значением отклонения механизма пресса. Максимальное отклонение траектории движения рабочего органа пресса превышает расчетное значение на 3,3%, что говорит об удовлетворительной сходимости результатов эксперимента с теоретическими положениями и подтверждает их достоверность.

1300 1000

/?,Я Я"000!

■0,6 -О» -02 и 02 О» 06 ,

Рис. 7 - Приведенный момент на входном кривошипе опытного образца фурнитурного пресса

015 Ак, мм

,рад

Рис 8 - Реакции в шарнирах опытного образца фурнитурного пресса

Рис. 9 - Действительное Дм и теоретическое Атк отклонения (а) и

действительное и теоретическое е1 скольжение (б) опытного образца фурнитурного пресса

Опытный образец фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа успешно внедрен в произволе! венный процесс изготовления штамповкой фурнитуры по индивидуальным заказам малыми

сериями, осуществляемый на предприятии Г1К «Завод Шахтметалл» (г. Шахты Ростовской области). Положительные результаты промышленного внедрения подтверждают правильность постановки задач, достоверность результатов аналитических и экспериментальных исследований, эффективность применения пресса со сложным движением исполнительного органа на основе прямолинейно-огибающего механизма в технологическом процессе штамповки металлофурнитуры по индивидуальным заказам.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. В результате проведенного анализ парка существующих кузнечно-прессовых машин, применяемых в технологии рельефной штамповки, установлено, что производство фурнитуры для нужд сервиса малыми сериями на существующем оборудовании нецелесообразно, ввиду высокой стоимости оборудования и технологических операций. Это вызвано сложностью изготовления их конструкции и техобслуживания, высокими энергозатратами и металлоемкостью, большими габаритными размерами и массой существующих машин, а также сложностью и высокой стоимостью наладки и переналадки технологической оснастки, позволяющей перейти от изготовления одного вида изделия на другой.

2. Установлено, что приближенные прямолинейно-огибающие механизмы со сложным движением исполнительного органа позволяют на их основе создавать компактные, простые по конструкции машины для обработки материалов давлением, исполнительный орган которых локально нагружает обрабатываемую заготовку, что значительно снижает энергозатраты производственного процесса.

3. Разработанные в данной работе методики определения точностных характеристик прямолинейно-огибающего механизма позволили провести анализ кинематической точности фурнитурного пресса и подтвердить возможность применения таких механизмов в технологическом процессе рельефной штамповки по гребованиям точности получаемых изделий.

4. Разработанные в данной работе методики силового анализа прямолинейно-огибающего механизма позволили определить силовые характеристики

механизма, совершающего процесс «чистого» огибания, реализованного на уровне изобретения в устройстве тисков, и механизма, совершающего процесс деформации материала во время огибания заготовки, реализованного на уровне изобретения в конструкции фурнитурного пресса.

5. Разработанная методика силового анализа прямолинейно-огибающего механизма фурнитурного пресса позволяет установить влияние точностых параметров действительного механизма на его силовые характеристики

6. В результате применения разработанных в данной работе методик определения кинематических и силовых характеристик прямолинейно-огибающего механизма создана оригинальная конструкция опытного образца фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа. Такой пресс обладает сниженными в 5-10 раз по сравнению с аналогами габаритными размерами и массой, энергозатратами и металлоемкостью, стоимостью изготовления, что обеспечивает возможность применения такой машины для производства фурнитуры малыми сериями по индивидуальным заказам.

7. Проведенное экспериментальное исследование точностных характеристик опытного образца фурнитурного пресса подтвердило достоверность разработанных теоретических методик анализа кинематической точности прямолинейно-огибающего механизма пресса.

Основные результаты диссертации изложены в следующих работах:

1. Владимиров A.B. Обжимной пресс [Текст] / A.B. Владимиров, С.А. Кузнецов // Техника, технология и экономика сервиса. Известия высших учебных заведений. Северо-Кавказский регион. Технические науки.-2004. -№6. - С. 22-23.

2. Владимиров А В. Точность приближенных прямолинейно-огибающих механизмов [Текст] / А.В Владимиров, С А. Кузнецов // Известия высших учебных заведений. Северо-Кавказский регион. Технические науки.-2004. -№2. - С. 86-89.

3. Владимиров A.B. Точностные показатели качества прямолинейно-огибающих механизмов [Текст] / А.В Владимиров, С.А. Кузнецов //

Современные тенденции транспортного машиностроения и материалов: Сб. статей IX Междунар. науч.-технич. конф., Пенза, 27-28 мая 2004г. -Пенза, 2004. С.27-31.

4. Владимиров A.B. Графический и комбинированный методы силового анализа механизмов [Текст] / А.В Владимиров, С.А. Кузнецов // Известия высших учебных заведений. Северо-Кавказский регион. Технические науки.-2004. - №2. - С. 79-81.

5. Владимиров A.B. Силовой анализ приближенных прямолинейно-огибающих механизмов [TckctJ / A.B. Владимиров, С.А. Кузнецов // Проблемы машиностроения и технического обслуживания в сфере сервиса: Межвуз. сб. науч. тр. - Шахты, 2004. - С.47-51.

6. Владимиров A.B. Оценочные параметры качества работы обжимного пресса [Текст] / A.B. Владимиров, С.А. Кузнецов // Проблемы машиностроения и технического обслуживания в сфере сервиса: Межвуз. сб. науч. тр. - Шахты: Изд-во ЮРГУЭС, 2003. С.10-13.

7. Владимиров A.B. Структурная классификация механизмов для обработки материалов давлением [Текст] / A.B. Владимиров, С.А. Кузнецов // Оборудование предприятий сервиса: теория и опыт внедрения: Межвуз. сб. науч. тр. - Шахты: Изд-во ЮРГУЭС, 2003. - С.177-179.

8. Пат. 2238846 Российская Федерация, МГЖ 7 ВЗОВ 1/26. Штамповочный пресс [Текст] / Кузнецов С.А., Владимиров A.B.; заявитель и патентообладатель Южно-Рос. гос. ун-т экономики и сервиса. - № 2003108551; заяв. 27.03.2003; опубл. 27.10.2004, Бюл. № 30. -5 е.: ил.

9. Пат. 2245778 Российская Федерация, МПК 7 В25В 1/02, 1/24. Тиски [Текст] / Кузнецов С.А., Владимиров A.B.; заявитель и патентообладатель Южно-Рос. гос. ун-т экономики и сервиса. - № 2003128618; заяв. 23.09.2003; опубл. 10.02.2005, Бюл. № 4. -5 е.: ил.

Подписано в печать 17 11.2005г. Формат 60x90/16 Объем 1 п л Тираж 100 экз Заказ № 169

Отпечатано в типографии' "ИП Бурыхин Б М 346500, Ростовская обл , г Шахты,

у л Шевченко, 143

РНБ Русский фонд

2007-4 880

2 8 ФЕЗ 2205

ф ВВЕДНИЕ

ГЛАВА 1. Состояние вопроса и задачи исследования

1.1 Анализ парка кузнечно-прессового оборудования

1.2 Анализ и синтез приближенных прямолинейно-огибающих механизмов

1.3 Определение параметров точности механизмов 42 Выводы зд

ГЛАВА 2. Точность приближенного прямолинейно-огибающего механизма пресса со сложным движением исполнительного органа • 2.1 Точностные характеристики прямолинейно-огибающих механизмов ^

2.2 Влияние первичных ошибок размеров звеньев на точность прямолинейно-огибающего механизма

2.3 Влияние зазоров в шарнирах и поступательной паре на точность прямолинейно-огибающего механизма

Выводы ^

ГЛАВА 3. Силовой анализ приближенного прямолинейно-огибающего механизма пресса со сложным движением исполнительного органа

3.2 Определение приведенного момента сопротивления

3.3 Определение реакций в шарнирах прямолинейно-огибающего механизма пресса

3.4 Влияние точностных показателей на силовые характеристики приближенного прямолинейно-огибающего механизма пресса 123 Выводы

ГЛАВА 4. Разработка и исследование фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа

4.1 Разработка фурнитурного пресса

4.2 Планирование экспериментального исследования точностных показателей фурнитурного пресса

4.3 Анализ результатов эксперимента

Выводы

Актуальность темы исследования. Эффективное экономическое развитие отечественной сферы обслуживания немыслимо без применения в технологических процессах современного оборудования, позволяющего повышать качество продукции при снижении ее себестоимости.

Одним из направлений повышения привлекательности и конкурентоспособности мебели, швейных, обувных и других изделий, выполняемых по индивидуальным заказам, является оснащение этих изделий современными элементами металлической фурнитуры. Кроме того, фурнитура как самостоятельные изделия могут представлять собой объекты рекламного характера.

Используемые в настоящее время изделия фурнитуры заимствуются, как правило, из соответствующего ассортимента аналогичных изделий легкой, мебельной и обувной промышленности, что сужает ассортимент, поскольку они изготавливаются на заводах крупными или средними партиями.

Современное состояние отечественного парка оборудования, применяемого при изготовлении фурнитуры, не может обеспечить конкурентоспособности продукции при изготовлении ее малыми сериями по индивидуальным заказам вследствие высоких энергозатрат и металлоемкости при производстве, как самого оборудования, так и изделий, получаемых при его использовании, что влечет за собой повышение себестоимости продукции. Кроме того, к современному оборудованию сферы обслуживания предъявляются такие требования, как компактность, мобильность, возможность быстрой переориентации в условиях динамично меняющейся конъюнктуры рынка.

Это приводит к необходимости разработки новых теорий, методов расчета и конструкций прессов для производства фурнитуры на основе нового класса механизмов, отвечающих требованиям современного рынка сферы услуг и специфики технологий, используемых предприятиями сервиса. Такими механизмами являются прямолинейно-огибающие механизмы, которые позволяют создавать на их основе машины, обладающие низкой стоимостью изготовления, незначительными габаритными размерами и массой, низкими энергозатратами и материалоемкостью при производственном процессе, низким шумом и вибрациями, что в полной мере отвечает требованиям, предъявляемым к оборудованию малых предприятий сервиса.

Цель и задачи исследования. Целью данной диссертационной работы является разработка теории, методики расчета параметров и создания конструкции принципиально нового фурнитурного пресса на основе механизма со сложным движением исполнительного органа.

Достижение поставленной цели определялось решением следующих задач: анализом принципов работы и характеров воздействия на заготовку существующих разновидностей кузнечно-прессовых машин, их кинематических и динамических особенностей; обоснованием методики кинематического синтеза механизма пресса, через точностные характеристики приближенного прямолинейно-огибающего механизма, определяющие качество получаемых изделий; разработки методики силового анализа механизма фурнитурного пресса, учитывающей особенности сложного движения исполнительного органа; созданием опытного образца фурнитурного пресса, позволяющего подтвердить теоретические разработки в области энергосиловых и точностных показателей, а также преимущества по сравнению с существующими аналогами. экспериментального исследования точностных показателей прямолинейно-огибающего механизма пресса.

Методология и методы исследования. Методологической основой диссертационного исследования являются методы и средства теории механизмов и машин, теоретической механики, обработки материалов давлением, теории пластического деформирования металлов, планирования и статистической обработки результатов эксперимента. В работе применяются методы анализа и синтеза механических систем с помощью математических моделей, решение которых осуществляется аналитическими и численными методами с использованием ЭВМ. Используются экспериментальные методы исследования и статистический анализ результатов с целью обоснования моделей и оценки достоверности выводов, полученных при теоретических исследованиях.

Научная новизна работы состоит в следующем: впервые сформулированы точностные характеристики нового класса механизмов - прямолинейно-огибающих механизмов со сложным движением исполнительного органа, которыми являются отклонение и скольжение действительного механизма, учитывающие ошибки, вызванные погрешностью в размерах звеньев механизма и наличием зазоров в кинематических парах; разработана методика определения ошибок перемещения выходного звена прямолинейно-огибающего механизма пресса, происходящих от погрешностей в размерах звеньев и от зазоров в кинематических парах действительного механизма, позволяющая учитывать скольжение -специфическую характеристику сложного движения огибания; разработана методика определения приведенного момента от сил взаимодействия взаимоогибаемых неподвижной прямой и дуги окружности для механизма, совершающего сложное движение как в процессе «чистого» огибания, без деформации материала, так и при деформации материала в процессе огибания, позволяющая учитывать силу трения, возникающую в рабочей паре дуга - прямая вследствие скольжения; разработан метод продольных реакций, позволяющий определять все реакции в шарнирах любого механизма, а также уравновешивающую силу, не прибегая к разбиению механизма на диады. Определены реакции прямолинейно-огибающего механизма пресса; установлена зависимость приведенного момента движущих сил на входном кривошипе прямолинейно-огибающего механизма пресса от точностных показателей прямолинейно-огибающего механизма, совершающего сложное движение как в процессе «чистого» огибания, так и при деформации материала в процессе огибания; установлена зависимость требуемого деформирующего усилия штамповки от радиуса кривизны дуги исполнительного органа прямолинейно-огибающего механизма и величины обжатия, определяющих угол захвата заготовки и величину контактной площади деформирования.

К практической ценности работы относятся: разработка и создание оригинальной конструкции пресса для изготовления фурнитуры малыми сериями по индивидуальным заказам на основе приближенного прямолинейно-огибающего механизма и внедрение опытного образца в производство; разработка методики кинематического и динамического расчета кривошипно-ползунного прямолинейно-огибающего механизма, позволяющая проектировать на его основе конструкцию фурнитурного пресса; разработка программного обеспечения в математической среде Maple для автоматизированного точностного и силового расчета механизме пресса.

Достоверность научных положений, выводов и рекомендаций подтверждается созданием работоспособного опытного образца фурнитурного пресса; результатами экспериментальных исследований точностных характеристик пресса с использованием стандартных измерительных приборов, современных методик ведения исследований и статистической обработки результатов эксперимента; положительными результатами промышленного внедрения опытного образца фурнитурного пресса.

Апробация работы и публикации. Результаты диссертационной работы обсуждались и получили одобрение на научно-технических конференциях Южно-Российского государственного университета экономики и сервиса (г. Шахты, 2003 — 2004 гг.), международной научно-технической конференции «Современные тенденции развития транспортного машиностроения и материалов» (г. Пенза, 2004 г.). Опытный образец фурнитурного пресса был представлен на Всероссийской выставке-ярмарке научно-исследовательских работ в г. Новочеркасске в 2003 г.

По результатам проведенных исследований опубликовано 9 работ, в том числе 2 патента на изобретения.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, восьми приложений и содержит 186 страницы машинописного текста, 59 рисунков, 6 таблиц и список литературных источников из 118 наименований.

Выводы

Разработан механизм и на его основе создана оригинальная конструкция фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа. Достоинствами такой машины являются незначительные габаритные размеры (в 6 раз меньше аналога); простота конструкции; простота изготовления и технического обслуживания; повышенная производительность за счет уменьшения холостого хода (рабочий ход при вращении кривошипа - 90° на прессе со сложным движением исполнительного органа вместо 5-10° на кривошипных прессах); сниженные энергозатраты за счет уменьшения динамических потерь; более высокая степень обжатия за счет увеличения угла захвата заготовки; незначительный шум и вибрации. Пресс на основе прямолинейно-огибающего механизма является компактным и мобильным, с возможностью быстрой переориентации для изготовления изделий другого вида. Применение такой машины упрощает технологию штамповки за счет сокращения подготовительных операций. Стоимость изготовления фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа на порядок меньше стоимости аналогов.

Экспериментально доказано, что разработанная в данной работе методика определения точностных характеристик прямолинейно-огибающего механизма пресса является достоверной. Определенное в ходе эксперимента максимальное отклонение траектории движения рабочего органа пресса превышает расчетное значение на 3,3%. Положительные результаты промышленного внедрения фурнитурного пресса в производственный процесс изготовления изделий штамповки, осуществляемый на предприятии ПК «Завод Шахтметалл» (г. Шахты Ростовской области), подтверждает правильность постановки задач, достоверность результатов аналитических и экспериментальных исследований, эффективность применения пресса со сложным движением исполнительного органа на основе прямолинейно-огибающего механизма в технологическом процессе штамповки металлофурнитуры по индивидуальным заказам.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. В результате анализа парка существующих кузнечно-прессовых машин было установлено, что машины, применяемые в технологии объемной штамповки металлической фурнитуры, обладают комплексом недостатков, которые при производстве малыми сериями по индивидуальным заказам приводят к высокой себестоимости получаемых изделий. Причинами этого служат высокая начальная стоимость оборудования и себестоимость технологических операций, которые обусловлены сложностью изготовления конструкций прессов и техобслуживания, большими габаритными размерами и высокой металлоемкостью, высокими производственными энергозатратами, а также сложностью и высокой стоимостью наладки и переналадки технологической оснастки.

Основными признаками, па которых базируется проектирование и конструирование кузнечно-прессовых машин, являются характер движения исполнительных механизмов и принцип воздействия на заготовку. Существующие методы проектирования берут, как правило, за основу возвратно-поступательное или вращательное движение рабочего органа с ударным или квазистатическим способом воздействия на заготовку. В рамках существующих методов проектирования невозможно создать такие машины для штамповки, которые отвечали бы условиям мелкосерийного производства с точки зрения снижения себестоимости получаемых изделий, при этом обладали бы компактностью, мобильностью и возможностью к быстрой переориентации в условиях динамично меняющейся конъюнктуры рынка.

Снижение себестоимости конечной продукции связанно со снижением стоимости оборудования, технологической оснастки и себестоимости технологического процесса, которое возможно с переходом на метод локального нагружения заготовок, позволяющего значительно сократить контактную площадь деформации. Это приведет к снижению энергзатрат и металлоемкости конструкции прессов, упрощению технологии штамповки. В этом направлении перспективными являются приближенные прямолинейно-огибающие механизмы со сложным движением исполнительного органа; позволяющие на их основе создавать простые и компактные машины, исполнительный орган которых в процессе огибания деформирует незначительную площадь заготовки, чем снижаются требуемые входные усилия при том же удельном давлении, а значит и потребление энергии, и металлоемкость конструкции.

Для решения задачи по созданию оригинальной конструкции фурнитурного пресса для штамповки изделий по индивидуальным заказам, за основу выбран кривошипно-ползунный прямолинейно-огибающий механизм со сложным движением исполнительного органа.

2. Проведенное исследование приближенных прямолинейно-огибающих механизмов, показало, что определение кинематических параметров механизма осуществляется через определение параметров соответствующего направляющего механизма, позволяющего направлять центр кривизны дуги исполнительного органа прямолинейно-огибающего механизма по заданной траектории движения приближенно. Отклонения в заданном законе движения влияют на точность получаемых изделий. Кроме того, на точность получаемых изделий влияют ошибки, возникающие при переходе от идеального механизма к действительному, то есть ошибки, возникающие от погрешностей в размерах звеньев механизма при его изготовлении и ошибки, возникающие от зазоров в шарнирах, обеспечивающих условие монтажа конструкции.

Для анализа точности воспроизведения заданного закона движения прямолинейно-огибающего механизма, влияющей на точность получаемых изделий, были впервые сформулированы точностные характеристики прямолинейно-огибающих механизмов со сложным движением исполнительного органа, которыми являются полное суммарное отклонение во взаимном огибании дуги окружности и прямой, а также полное суммарное скольжение между дугой окружности и прямой действительного механизма;-Скольжение — специфическая характеристика прямолинейно-огибающих механизмов, которая наряду с отклонением отличает прямолинейно-огибающие механизмы от механизмов с простым движением при анализе кинематической точности. Точностные характеристики включают в себя отклонение и скольжение теоретического (идеального) прямолинейно-огибающего механизма, а также ошибки в отклонении и скольжении, вызванные погрешностью в размерах звеньев действительного механизма й наличием зазоров в кинематических парах.

Для учета влияния на точность механизма погрешностей изготовления и монтажа разработана методика определения ошибок в отклонении и скольжении прямолинейно-огибающего механизма, позволяющие установить влияние каждой погрешности отдельно взятого звена или шарнира механизма. Данные методики позволяют на основе заданной точности получаемых изделий разрабатывать кинематическую схему механизма, а также назначать такие допуски на конструктивные размеры деталей машины, которые обеспечивают заданную точность изделий. Кроме того, данные методики применимы для контроля точности механизма, которая с течением времени будет меняться вследствие износа трущихся элементов кинематических пар, что приведет к увеличению ошибок воспроизведения заданного закона движения механизма.

В результате разработки методик определения ошибок прямолинейно-огибающего механизма было установлено, что негативное влияние одних погрешностей изготовления и монтажа механизма можно компенсировать позитивным влиянием других погрешностей. В частности, влияние ошибки на отклонение механизма, происходящей от зазоров в некоторых шарнирах компенсируется ошибкой, происходящей от погрешностей в размерах звеньев при условии, что звенья выполнены с погрешностями в сторону удлинения. Эта особенность учитывается при назначении допусков на размеры и зазоры действительного механизма. Кроме того, при неудовлетворительной точностной характеристике по отклонению во взаимном огибании дуги и прямой, можно подвергнуть механическому исправлению профиль огибающего исполнительного органа, что позволит довести максимальные значения отклонения механизма до значений, удовлетворяющих требованиям точности.

Также установлено, что неудовлетворительное по требованиям точности скольжение может быть приведено к норме за счет изменения радиуса огибающей дуги окружности, поэтому рекомендуется назначать допуск на размер радиуса дуги окружности после определения возможной суммарной ошибки скольжения механизма.

3. С целью определения энергосиловых характеристик фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа разработан метод силового анализа, позволяющий определять момент движущих сил на входном кривошипе механизма пресса.

В общем случае момент движущих сил включает в себя приведенный момент от сил взаимодействия дуги окружности и прямой, приведенный момент трения от сил трения в шарнирах и приведенный момент от сил инерции подвижных звеньев механизма.

При определении приведенного момента от сил взаимодействия взаимоогибаемых дуги окружности и неподвижной прямой необходимо учитывать силу трения, возникающую в рабочей паре дуга - прямая вследствие скольжения. Определены приведенные моменты от сил взаимодействия взаимоогибаемых неподвижной прямой и дуги окружности для механизма, совершающего движение «чистого» огибания без деформации материала и для механизма, деформирующего материал в процессе огибания. Движение «чистого» огибания предполагается использовать в устройствах, предназначенных для удержания заготовки или деталей с применением давления, то есть для тисков. Тиски на основе кривошипно-ползунного прямолинейно-огибающего механизма обладают более высокой надежностью зажима и более низким требуемым усилие на рукоятки по сравнению с существующими аналогами.

Приведенный момент от сил взаимодействия дуги и прямой в процессе деформации материала зависит от усилия, необходимого для осуществления штамповки заготовки. При определении усилия штамповки прессом на основе прямолинейно-огибающего механизма со сложным движением исполнительного органа необходимо учитывать фактическую контактную площадь между исполнительным органом и заготовкой, а также величину степени обжатия заготовки, скорость и температуру деформации. Установлено, что усилие штамповки, осуществляемой рабочим органом, совершающим сложное движение огибание, в 3-5 раз меньше усилия штамповки заготовки той же площади, осуществляемой на прессе с возвратно-поступательным движением исполнительного органа. Фактическая контактная площадь, которая в несколько раз меньше всей площади заготовки, зависит от угла захвата заготовки, обусловленного величиной радиуса дуги окружности, в то время как в случае возвратно-поступательного движения рабочего органа площадь очага деформации равна площади заготовки.

Для определения ошибок механизма, вызванных наличием зазоров в кинематических парах, необходимо знать направления эксцентриситетов смещения одного элемента шарнира относительно другого. Эти направления коллинеарные направлениям реакций в шарнирах механизма.

Для определения реакций в шарнирах любого механизма разработан метод продольных реакций, являющийся развитием теоремы Жуковского. Теорема Жуковского традиционно применяется при определении только уравновешивающей силы и момента для механизма, находящегося в равновесии, через решение уравнения моментов относительно полюса повернутого плана скоростей. При этом в полюсе, как в точке условного закрепления, возникает полярная реакция от действия приведенной и уравновешивающей сил. Составляя недостающие к теореме Жуковского уравнения кинетостатики, определяем полярную реакцию и все реакции в шарнирах. При этом полярная реакция равна векторной сумме реакций, действующих вдоль звеньев (продольных реакций), линии продолжения которых образуют фигуру, закрепленную в полюсе повернутого плана скоростей. Для звена приведения тангенциальная составляющая реакций в шарнирах равна уравновешивающей силе, которая уравновешивает лишь тангенциальную составляющую приведенной силы. Таким образом, определяя продольные составляющие, тем самым определяются полные реакции в шарнирах.

На основании этого метода определены реакции в шарнирах фурнитурного пресса, предназначенного для штамповки изделий по индивидуальным заказам. Реакции в шарнирах фурнитурного пресса позволят определить приведенный момент от сил трения в шарнирах.

4. С целью учета влияния точностных показателей прямолинейно-огибающего механизма фурнитурного пресса на его силовые характеристики разработана методика, позволяющая определять приведенный момент от сил взаимодействия взаимоогибаемых неподвижной прямой и дуги окружности действительного механизма с учетом ошибок скорости перемещения выходного звена. Установлено, что при тех невысоких скоростях, на которых работает штамповочный фурнитурный пресс, влияние ошибок скорости рабочего органа на приведенный момент незначительно и проявляется в увеличении момента в начале рабочего хода и уменьшении момента в конце рабочего хода.

Разработана методика, позволяющая учитывать влияние точностных показателей на приведенный момент действительного прямолинейно-огибающего механизма, совершающего движение «чистого» огибания.

Определение момента движущих сил на входном кривошипе фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа необходимо проводить, учитывая влияние точностных показателей прямолинейно-огибающего механизма, поскольку ошибки скорости движения рабочего органа соизмеримы или превосходят по величине саму скорость движения. Это значит, что при высоких скоростях работы пресса, такие ошибки будут существенно влиять на величину момента движущих сил.

5. На основе интерполяционного метода приближения функции и, разработанных в ходе данного исследования, методик определения кинематических и силовых характеристик прямолинейно-огибающего механизма разработана схема и создана оригинальная конструкция фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа. Достоинствами такой машины являются незначительные габаритные размеры; простота конструкции; простота изготовления и технического обслуживания; повышенная производительность за счет уменьшения холостого хода по сравнению с аналогами; сниженные энергозатраты за счет уменьшения динамических потерь; более высокая степень обжатия за счет увеличения угла захвата заготовки; незначительный шум и вибрации. Пресс на основе прямолинейно-огибающего механизма является компактным и мобильным, с возможностью быстрой переориентации для изготовления изделий другого вида. Применение такой машины упрощает технологию штамповки за счет сокращения подготовительных операций. Стоимость изготовления фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа на порядок меньше стоимости аналогов.

6. Для подтверждения достоверности разработанных аналитических методов проведено экспериментальное исследование, направленное на определение точностных показателей готовой конструкции опытного образца фурнитурного пресса. Определенное в ходе эксперимента максимальное отклонение траектории движения рабочего органа пресса превышает расчетное значение на 3,3%, что говорит о хорошей сходимости результатов эксперимента с теоретическими положениями и подтверждает их достоверность.

7. Опытный образец фурнитурного пресса со сложным движением исполнительного органа успешно внедрен в производственный процесс изготовления штамповкой фурнитуры по индивидуальным заказам, осуществляемый на предприятии ПК «Завод Шахтметалл» (г. Шахты Ростовской области). Положительные результаты промышленного внедрения подтверждает правильность постановки задач, достоверность результатов аналитических и экспериментальных исследований, эффективность применения пресса со сложным движением исполнительного органа на основе прямолинейно-огибающего механизма в технологическом процессе штамповки металлофурнитуры по индивидуальным заказам.

1. Анурьев В.И. Справочник конструктора-машиностроителя Текст.: В 3-х т. T.I / В.И. Анурьев. 5-е изд., перераб. и доп.- М.: Машиностроение, 1980.-728 с.

2. Анучин М.А. Штамповка взрывом. Основы теории Текст. / М.А. Анучин, О.Д. Антоненко. М.: Машиностроение, 1972. - 149 с.

3. Артоболевский И.И. Об одном состоянии вала, вращающегося ь подшипнике без смазки с зазором Текст. / И.И. Артоболевский, В.Т. Костицын, Н.П. Раевский.— Изв. АН СССР, ОТН, 1949, № 2.

4. Артоболевский И.И. Теория линейно-огибающих шатунных кривых Текст. / И.И. Артоболевский // Анализ и синтез механизмов: Тр. III совещ. по основным проблемам теории машин и механизмов. М.: Машгиз, 1963.-С. 27-41.

5. Артоболевский И.И. Теория механизмов и машин Текст.: Учеб. для вузов / И.И. Артоболевский. 4-е изд., перераб. и доп.- М.: Наука. Гл. ред. Физ.-мат. лит., 1988.- 640 с.

6. Артоболевский И.И. Теория механизмов для воспроизведения плоских кривых Текст. / И.И. Артоболевский. М.: Изд-во АН СССР, 1959.-255 с.

7. Артоболевский И.И. Механизмы П.Л. Чебышева Текст. / И.И. Артоболевский, Н.И. Левитский. Научное наследие П.Л.Чебышева. Вып.2. Теория механизмов. - М.-Л.: Изд-во АН СССР, 1945.-192 с.

8. Артоболевский И.И. Синтез плоских механизмов Текст. / И.И. Артоболевский, Н.И. Левитский, С.А. Черкудинов. М.: Физматгиз, 1959.- 1084 с.

9. Белецкий В.Я. Вычисление максимального числа параметров схемы направляющего шарнирного четырехзвенника комбинированным методом синтеза Текст. / В.Я. Белецкий // Изв. вузов. Машиностроение. 1984. - №1. - С. 35-39.

10. Белов А.Ф. Объемная штамповка на гидравлических прессах Текст. / А.Ф. Белов, Б.В. Розанов, Б.П. Линц. М.: Машиностроение, 1971. - 214 с.

11. Бергер Э.Г. Новые методы синтеза механизмов для воспроизведения и огибания кривых Текст. / Э.Г. Бергер.- М.: Наука, 1970.

12. Блох З.Ш. К синтезу кривошипно-шатунных прямолинейно-направляющих механизмов Текст. / З.Ш. Блох // Изв. АН СССР. Техн. науки.- 1962.- 36 с.

13. Богоявленский К.Н. Высокоскоростные способы прессования деталей из порошковых материалов Текст. / К.Н. Богоявленский, П.А. Кузнецов, К.К. Мертенс и др. Л.: Машиностроение, Ленингр. отд - ние, 1984. - 168 с.

14. Бочаров Ю.А. Винтовые прессы Текст. / Ю.А. Бочаров. М.: Машиностроение, 1975. - 246 с.

15. Бочаров Ю.А. Гидропривод кузнечно-штамповочвых машин Текст. / Ю.А. Бочаров. М.: Машиностроение, 1972. - 76 с.

16. Бочаров Ю.А. Гидравлические молоты и пресс-молоты Текст. / Ю.А. Бочаров, А.А. Хорычев. М.: НИИмаш, 1974. - 82 с.

17. Бруевич Н.Г. Современное направление учения о точности в машиностроении и приборостроении Текст. / Н.Г. Бруевич. — Сб. «Теоретические основы конструирования машин». ГИТТЛ, 1957.

18. Бруевич Н.Г. Современное состояние и задачи теории точности Текст. / Н.Г. Бруевич.— Изв. АН СССР, ОТН, 1946, № 8.

19. Бруевич Н.Г. Точность механизмов Текст. / Н.Г. Бруевич. Гостехиздат, 1946.

20. Бруевич Н.Г. Основы теории счетно-решающих устройств Текст. / Н.Г. Бруевич, Б.Г. Доступов. Изд-во «Советское радио», 1964.

21. Бруевич Н.Г. К проблеме точности в теории надежности Текст. / Н.Г. Бруевич, В.И. Сергеев. — Изв. АН СССР, Механика и машиностроение, 1964, №2.

22. Бруевич Н.Г. Некоторые общие вопросы точности и надежности устройств Текст. / Н.Г. Бруевич, В.И. Сергеев.— Сб. «О точности и надежности в автоматизированном машиностроении». Изд-во «Наука», 1965.

23. Бруевич Н.Г. Основы нелинейной теории точности механизмов с высшими кинематическими парами Текст. / Н.Г. Бруевич, В.И. Сергеев.— Сб. «Анализ и контроль точности в машиностроении». Изд-во «Наука», 1970.

24. Бруевич Н.Г. Основы нелинейной теории точности механизмов с низшими кинематическими парами Текст. / Н.Г. Бруевич, В.И. Сергеев.— Сб. «Точность механизмов и автоматизированных измерительных средств». Изд-во «Наука», 1966.

25. Бруевич Н.Г. Основы нелинейной теории точности и надежности устройств Текст. / Н.Г. Бруевич, В.И. Сергеев. М.: Наука, 1976. - 136 с.

26. Бруевич Н. Г. Основы теории точности механизмов Текст. / Н.Г. Бруевич, В.И. Сергеев, Е.А. Правоторова // АН СССР; Ин-т машиноведения им. А.А. Благонравова; отв. ред. П.Н. Белянин. М.: Наука, 1988.-237 с.

27. Брюханов А.Н. Ковка и объемная штамповка Текст. / А.Н. Брюханов. -М.: Машиностроение, 1975. 408 с.

28. Владимиров А.В. Обжимной пресс Текст. / А.В. Владимиров, С.А. Кузнецов // Техника, Технология и Экономика сервиса. Известия высших учебных заведений. Северо-Кавказский регион. Технические науки.-2004. №6. - С. 22-23.

29. Владимиров А.В. Точность приближенных прямолинейно-огибающих механизмов Текст. / А.В. Владимиров, С.А. Кузнецов // Известия высших учебных заведений. Северо-Кавказский регион. Технические науки.-2004. №2. - С. 86-89.

30. Владимиров А.В. Точностные показатели качества прямолинейно-огибающих механизмов Текст. / А.В. Владимиров, С.А. Кузнецов //

31. Современные тенденции транспортного машиностроения и материалов: Сб. статей IX Междунар. науч.-технич. конф., Пенза, 27-28 мая 2004г. -ш Пенза, 2004. С.27-31.

32. Гжиров Р.И. Краткий справочник конструктора Текст.: Справочник / Р.И. Гжиров. Л.: Машиностроение, Ленингр. отд-ние, 1983. - 464 с.

33. Гун Г.Я. Теоретические основы обработки металлов давлением (теория пластичности) Текст.: Учеб.для вузов / Г.Я. Гунн.- М.: Металлургия, 1980.-456 с.

34. Добринский Н.С. Гидравлический привод прессов Текст. / Н.С. Добринский. М.: Машиностроение, 1975. - 222 с.

35. Дровников А.Н. Синтез симметричных прямолинейно-огибающих ^ механизмов Текст. / А.Н. Дровников, С.А. Кузнецов // Новочерк.политехи, ин-т. Новочеркасск, 1993.- 143с. - Деп. в ВИНИТИ 29.04.93, №1154- В93.

36. Дусев И.И. К синтезу четырехзвенных направляющих механизмов Текст. / И.И. Дусев, С.А. Кузнецов // Новочерк. политехи, ин-т. -Новочеркасск, 1987.- 10 с. Деп. В ВНИИТЭМР 23.04.87, № 213-мш87.

37. Дусев И.И. Обобщенный метод синтеза симметричных прямолинейно-направляющих механизмов Текст. / И.И. Дусев, С.А. Кузнецов, М.Ф. Мицик // Новочерк. политехи, ин-т. Новочеркасск, 1988. - 5 с. - Деп. в

38. ВНИИТЭМР 26.02.88, №88-мш88.

39. Дусев И.И. Приближенный синтез механизмов для огибания дуги окружности прямой линией Текст. / И.И. Дусев, С.А. Кузнецов, М.Ф. Мицик // Новочерк. политехи, ин-т.- Новочеркасск, 1988.- 5 с. Деп. в ВНИИТЭМР 26.02.88, №87-мш88.

40. Живов Л.И. Кузнечно-штамповочное оборудование. Молоты. Ротационные машины. Импульсные штамповочные устройства Текст. / Л.И. Живов, А.Г. Овчинников. Киев: Вища школа, 1972. - 279 с.

41. Живов Л.И. Кузнечно-штамповочное оборудование. Прессы Текст. / % Л.И. Живов, А.Г. Овчинников. 2-е изд., перер. и доп.- Киев: Вищашкола. Головное изд-во, 1981. 376 с.

42. Заблонскнй К.И. Теория механизмов и машин Текст.: Учебник / I, Заблонский К.И., Белоконев И.М., Щекин Б.М. К.: Выща шк. Головноеизд-во, 1989.-349С.

43. Залесский В.И. Оборудование кузнечно-прессовых цехов Текст. / В.И. Залесский. М.: Высшая школа, 1973. - 630 с.

44. Зимин А.И. Машины и автоматы кузнечно-штамповочного производства. Ч. I. Молоты Текст. / А.И. Зимин. М.: Машгиз, 1953. - 459 с.

45. Зимин А.И. Новые быстродействующие штамповочные гидравлические импульсные машины и установки Текст. / А.И. Зимин, А.Ф. Кагарманов, И.В. Коцин. М.: НИИмаш, 1978. - 44 с.• 44. Зиновьев В.А. Аналитические методы расчета плоских механизмов

46. Текст. / В.А. Зиновьев.- М.: Гостехиздат, 1949.- 204 с.

47. Игнатов А.А. Кривошипные горячештамповочные прессы / А.А. Игнатов, Т.А. Игнатова. М.: Машиностроение, 1974. - 352 с.

48. Карелин B.C. Аналитический синтез механизмов. 4.1: Направляющие механизмы Текст. / B.C. Карелин. - Калининский политехи, ин-т. Калинин, 1972.- 157 с.

49. Карелин B.C. Проектирование рычажных и зубчато-рычажных механизмов Текст.: Справочник / B.C. Карелин. М.: Машиностроение,• 1986.-184 с.

50. Карелин B.C. Синтез плоских шарнирных четырехзвенников по заданным точкам на шатунной кривой Текст. / B.C. Карелин // 6 Всесоюз. съезд теорет. и прикладной механики: Аннот. докл. Ташкент, 1986.- С. 330-331.

51. Кассандрова О.Н. Обработка результатов наблюдений Текст. / О.Н. Кассандрова, В.В. Лебедев. -М: Наука. -1970. -140 с.

52. Кацнельсон М.П. Машины для высоких обжатий сортовых заготовок в СССР и за рубежом: Обзор. Текст. / М.П. Кацнельсон, А.А. Вайсфельд.• ЦНИИТЭИтяжмаш. М., 1985. - 48 с.

53. Кинематика, динамика и точность механизмов Текст.: Справочник / Г.В. Крейнин, А.П. Бессонов, В.В. Воскресенский и др.; Под. ред. Г.В. Крейнина. М.: Машиностроение, 1984.-214 с.

54. Кобринский Н. Е. Динамические ошибки плоских механизмов Текст. / А.Е. Кобринский.— Изв. АН СССР, ОТН, 1946, № 3.

55. Кобринский Н. Е. Кинематические ошибки плоских механизмов, вызываемые зазорами в кинематических парах Текст. / А.Е. Кобринский.— Изв. АН СССР, ОТН, 1946, № 12

56. Кобринский А. Е. Механизмы с упругими связями Текст. / А.Е. Кобринский.- М.: Изд-во «Наука», 1964.

57. Кобринский А.Е. О кинетостатическом расчете механизмов с ^ пассивными связями с учетом зазоров Текст. / А.Е. Кобринский.—

58. Труды Семинара по ТММ, вып. 20. Изд-во АН СССР, 1948.

59. Ковка и штамповка Текст.: Справочник / Под ред. Е.И. Семенова. М.: Машиностроение, т. I, 1985. - 567 с.

60. Ковка и штамповка Текст.: Справочник / Под ред. Е.И. Семенова. М.: Машиностроение, т. 2. 1986. 592 с.

61. Колебательно-ковочная машина: А.с. 1609546 СССР, МКИЗ B2U 7/12.

62. Колчин Н.И. Механика машин Текст.: т. 1 / Н.И Колчин. 3-е изд., перераб. и доп.- J1.: «Машиностроение». 1971.-560с.

63. Кононенко В.Г. Высокоскоростное формоизменение и разрушениемкталлов Текст. / В.Г. Кононенко. Харьков: Изд-во ХГУ, 1980. - 232 с.

64. Крамер Г. Математические методы статистики Текст. / Г. Крамер. 2-е изд., стереот. - М.: Изд-во «Мир», 1975.-625с.

65. Краткий справочник металлиста Текст.: Справочник / Под. ред. А.Н. Малова. 2-е изд. перераб. и доп. - М.: Машиностроение, 1971. - 768 с.

66. Крутов А.В. Об уравнениях одной кривой для воспроизведения плоскогокачения тел Текст. / А.В. Крутов; Воронеж, ун-т.- Воронеж, 1983.- 12 с.- Деп. в ВИНИТИ 21.03.84, № 1549-84 Деп.

67. Кузнецов С.А. Графический и комбинированный методы силового анализа механизмов Текст. / С.А. Кузнецов, А.В. Владимиров // Известия высших учебных заведений. Северо-Кавказский регион. Технические науки.-2004. №2. - С. 79-81.

68. Кузнецов С.А. Интегральные механизмы индифферентной структуры. Анализ и синтез Текст.: Монография / С.А. Кузнецов, А.Н. Дровников //

69. Южно-Российск. гос. техн. ун-т.-Новочеркасск: ЮРГТУ, 1999.-99 с.

70. Кузнецов С.А. Приближенный синтез симметричных прямолинейно-огибающих механизмов Текст. / С.А. Кузнецов // Теория механизмов и машин: Респ. междуведомственный науч. техн. сб. - Харьков: Виша школа, 1990.- Вып. 48.- С.44-51.

71. Кузнецов С.А. Синтез шагающего приводного механизма для уплотнения и укатывания грунта Текст. / С.А. Кузнецов // Вопросы совершенствования машин и технологий строительной индустрии:• Сб.науч.тр./ Новочерк.гос.техн.ун-т.- Новочеркасск: НГТУ, 1998.- С.63

72. Кузнецов С.А. Устройство для резки кожи Текст. / С.А. Кузнецов, JT.A. Каплин // Сб. науч. тр. Донской гос. акад. сервиса. Шахты, 1996.- Вып. 20.- С.62-66.

73. Кузнечно-штамповочное оборудование Текст.: Учебник для машиностроительных вузов / А.Н. Банкетов, Ю.А. Бочаров, Н.С. Добринский и др.; Под. ред. А.Н. Банкетова, Е.А. Ланского.-2-е изд., перераб. и доп. М.: Машиностроение, 1982. - 576с

74. Левитский Н.И. Проектирование плоских механизмов с низшими парами Текст. / Н.И. Левитский.- М.: Изд-во АН СССР, 1950.-182 с.

75. Мансуров И.З. Специальные кузнечно-прессовые машины и автоматизированные комплексы кузнечно-штамповочного производства Текст.: Справочник / И.З. Мансуров, И.М. Подрабинник. М.: Машиностроение, 1990. - 344 с.

76. Морозов А.В. Кинематическая точности механизмов относительного манипулирования Текст. / А.В. Морозов, В.Л. Афонин, В.Е. Ковалев // Пробл. машиностр. и надеж, машин. 1998. - №1. - С. 61- 68

77. Надеждин Н.В. К синтезу прямолинейно-направляющих кривошипно-ползунных механизмов Текст. / Н.В. Надеждин // Теория механизмов и машин: Респ. междуведомственный науч.-техн. сб. Харьков: Вища школа, 1984.- Вып. 37.- С. 13-18.

78. Обработка давлением металлических материалов Текст. / А.Ф. Пименов, А.И. Трайно, А.Е. Шелест и др. АН СССР, Ин-т металлургии им. А.А. Байкова. - М.: Наука, 1990. - 238 с.

79. Основы теории точности машин и приборов Текст. / В.П. Булатов, В.А. Брагинский, Ф.И. Демин и др.; Отв. ред. Иванов В.А.; Рос. АН, Ин-т пробл. машиноведения. СПб.: Наука, Санкт-Петербург, изд. фирма, 1993.-232 с.

80. Охрименко Я.М. Технология кузнечно-штамповочного производства Текст. / Я.М. Охрименко. М.: Машиностроение, 1976. - 560 с.

81. Пат. 2245778 Российская Федерация, МПК 7 В25В 1/02, 1/24. Тиски Текст. / Кузнецов С.А., Владимиров А.В.; заявитель иf патентообладатель Южно-Рос. гос. ун-т экономики и сервиса. №2003128618; заяв. 23.09.2003; опубл. 10.02.2005, Бюл. № 4. -5 е.: ил.

82. Пейсах Э.Е. О точках движущейся плоской фигуры, наименее отклоняющихся от прямой Текст. / Э.Е. Пейсах, Ю.Л Саркисян // Изв. АН Арм. ССР. Технические науки.- 1984.- Вып. 37.- № 5.- С. 3-7.

83. Пейсах Э.Е. Система проектирования плоских рычажных механизмов Текст. / Э.Е. Пейсах, В.А. Нестеров.- М.: Машиностроение, 1988. 232 с.

84. Правоторова Е.А. Точность механизмов. Кинематика, динамика и точность механизмов Текст.: Справочник / Е.А. Правоторова, В.И.• Сергеев. М.: Машиностроение, 1984.

85. Радюченко Ю.С. Ротационное обжатие Текст. / Ю.С. Радюченко. М.: Машиностроение, 1972. - 176 с.

86. Решетов Л.Н. Проектирование прямил типа Эванса и Уатта Текст. / Л.Н. Решетов // Труды Института машиноведения,- 1962. Вып. 70.- С. 89-95.

87. Решетов Л.Н. Проектирование направляющих механизмов Текст. / Л.Н. Решетов // Труды Института машиноведения. 1962. - Вып. 89.- С. 65-71.

88. Румшиский Л.З. Математическая обработка результатов эксперимента: Справочное руководство / Л.З. Румшиский. М.: Наука, 1971.- 192 с.• 89. Саркисян Ю.Л. Аппроксимационный синтез механизмов Текст./ Ю.Л

89. Саркисян.- М.: Наука, 1982.- 304 с.

90. Саркисян Ю.Л. К синтезу обратных шарнирных направляющих механизмов Текст. / Ю.Л Саркисян // Машиноведение.-1966.- № 5.- С. 14-20.

91. Учеб. для сред. проф. уч. завед / Е.И. Семенов. М.: Машиностроение, 1999.-384 с.

92. Семенов Е.И. Технология и оборудование ковки и объемной штамповки Текст. / Е.И. Семенов, В.Г. Кондратенко, И.И. Ляпунов. М.: Машиностроение, 1978, - 309 с.

93. Сергеев В.И. Актуальные вопросы точности и параметрической надежности механических систем Текст. / В.И. Сергеев, Е.А Правоторова // Пробл. машиностр. и надеж, машин. 1998. - №5. — С. 3141

94. Сергеев В.И. Об одной задаче динамики механизмов с зазорами Текст. / В.И. Сергеев, К.М. Юдин.—Proceedings of the Third World Congress for the Theory of Machines and Mechanisms, FCupari, Yugoslavia, September, 13—20, v. A., 1971.

95. Сергеев В.И. Об одной модели механизмов с зазорами Текст. / В.И. Сергеев, К.М. Юдин.— Машиноведение, 1970, № 5

96. Сергеев В.И. Инструментальная точность кинематических и динамических систем Текст. / В.И. Сергеев.- М.: «Наука», 1971. 99 с.

97. Сергеев В.И. Исследование динамики плоских механизмов с зазорами Текст. / В.И. Сергеев, К.М. Юдин. М.: «Наука», 1974. 111 с.

98. Середа В.Т. Динамические ошибки в низших кинематических парах механизмов Текст. / В.Т. Середа.— Сб. «Теория механизмов и машин», вып. 10. Изд-во Харьковск. ун-та, 1971.

99. Середа В.Т. Динамические ошибки реального кривошипно-шатунного механизма Текст. / В.Т. Середа.— Труды Ин-та машиноведения. Семинар по точности в машиностроении и приборостроении. Изд-во АН СССР, 1957.

100. Середа В.Т. Опытное изучение динамики шатунно-кривошипного механизма паровоза при больших зазорах в подшипниках шатуна Текст. / В.Т. Середа.— Труды Харьковск. ин-та инж. ж.-д. транспорта, вып. XXVI, 1956.

101. Сторожев М.В. Теория обработки металлов давлением Текст. / М.В. Сторожев, Е.А. Попов. М.: Машиностроение, 1979. -424 с.

102. Тарг С.М. Краткий курс теоретической механики Текст.: Учеб. техн. для вузов / С.М. Тарг. М.: Наука. Гл. ред. Физ.-мат. лит., 1970.- 478 с.

103. Теория ковки и штамповки Текст.: Учеб. пособие для машиност. и металлург, вузов / Под. общ. ред. Е.П. Унксова, А.Г. Овчинникова. 2-е изд., перераб. и доп.- М.: Машиностроение, 1992. - 719 с.

104. Теория пластических деформаций металлов Текст. / Под. ред. Е.П. Унксова, А.Г. Овчинникова. М.: Машиностроение, 1983. - 598 с.

105. Тихомиров В.Б. Планирование и анализ эксперимента (при проведении исследований в легкой и текстильной промышленности) Текст. / В.Б. Тихомиров. М.: «Легкая индустрия», 1974. - 262 с.

106. Федосова С.А. Развитие математических методов исследования механизмов Текст. / С.А. Федосова, A.M. Токаренко.- Киев: Наук, думка, 1988.- 132 с.

107. Хензель А. Расчет энергосиловых параметров в процессах обработки металлов давлением Текст.: Спавочник / А. Хензель, Т. Штиттель. М.: Металлургия, 1982. - 360 с.

108. Чебышев П.Л. О параллелограммах Текст. / П.Л. Чебышев // Полн. собр. соч. Т.4. Теория механизмов.- М.: Изд-во АН СССР, 1948.- С. 16-36.

109. Чернин И.М. Расчеты деталей машин Текст.: Справочник / И.М. Чернин, А.В. Кузьмин, Г.М. Ицкович. Минск, «Вышэйш. школа», 1974. - 592 с.ё

110. Штамповочное оборудование ударного действия Текст. / Ю.А. Бочаров, А.А. Бочаров, Т.Я. Недоповз и др. М.: НИИмаш, 1971. - 82 с.

111. Щеглов В.Ф. Кузнечно-прессовые машины Текст. / В.Ф. Щеглов, Л.Ю. Максимов, В.П. Линц. М.: Машиностроение, 1979. - 304 с.

112. Экономичные методы формообразования деталей Текст. / Под ред. К.Н. Богоявленского, В.В. Риса. Л.: Лениздат, 1984. - 144 с.

113. Яблонский А.А. Курс теоретической механики. 4.1. Статика. Кинематика Текст.: Учеб. для техн. вузов / А.А. Яблонский, В.М. Никифорова. 6-еизд. исправ. М.: Высш. Шк., 1984. - 343 с.

114. Ageles J. The constrained least square optimization of spherical four-bar path generatiors / Ageles J., Liu Z., // Trans. ASME. J. Mech. Des.-l992.-114. № 3.-C. 394-405.

115. Kasachios A.J., Tricamo S.J. Optimal kinematic sinthesis of four-barmechanisms with minimax structural error // Proc. 6th Wordl Congr. TheoryMash, and Mech. New York. New Delhi, 1984. - Vol. I.-P. 146-149.

116. Long Yukuang, Zhou Jichang A new optimum sinthesis method in designing planar mechanisms / / Чунцин дасюэ сюэбао. J. Chongding Univ. - 1986. 9, - № 3.- P. 19-26.

117. Merticaru V. Probabilistic optimiring method for the synthesis of the quandrangie mechanism wich generates imposed plane curves / Merticaru V., Oprisan C., Popovici E. / Bui. Inst, politehn lasi. Sec. 4. 1990. - 36, № 1-4. -C. 7-16.

118. Влияние погрешностей в размерах звеньев прямолинейно-огибающего механизма на отклонение в заданном законе движенияrestart;

119. Функция положения точки контакта А" в текущий момент времени вдоль оси ординат >Ykt:= -rl*cos(х)+r2*cos(arcsin(rl*sin(x)/Ь))-R;

120. Функции положения точки контакта вдоль оси ординат с учетом удлинения звеньев rl, r2, R, b1. Ykrl:=rl+deltarl)*cos(x)+r2*cos(arcsin(((rl+deltarl)*sin(x))/b))-R; >Ykr2:=-rl*cos(x) + (r2+deltar2)*cos(arcsin((rl*sin(x)/b)))-R;

121. Ykb:=-rl*cos(x)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/(b+deltab))))-R;

122. YkR:=-rl*cos(x)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/b)))-(R+deltaR) ; Ошибки в отклонении механизмаdeltaKrl:=Ykrl-Ykt;deltaKr2:=Ykr2-Ykt;deltaKb:=Ykb-Ykt;deltaKR:=YkR-Ykt;

123. Теоретическое отклонение идеального механизма

124. Q:=-rl*(cos(x)-1)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/b))-1) ;

125. Скорость отклонеия действительного механизма с учетом всех ошибок >diff (deltaQ,х) ;deltaVot: = (%) ;

126. Влияние погрешностей в размерах звеньев прямолинейно-огибающего механизма на скольжение в заданном законе движения

127. Скольжения механизма с учетом соответствующей первичной ошибки вследствии удлинения звеньев rl, r2, R, bdeltaErl:=Lr1-lrl;deltaEr2:=Lr2-lr2;deltaEb:=Lb-lb; >deltaER:=LR-lR;

128. Теоретическое скольжение идеального механизма

129. Е:=2*(rl*sin(x)+r2*rl*sin(x)/b-R*arcsin(rl*sin(x)/b)) ; Первичные ошибки в скольжении механизмаdeltaEl:=deltaErl-Е; >deltaE2 :=deltaEr2-E;deltaE3:=deltaEb-E;deltaE4:=deltaER-E;

130. Суммарное скольжение действительного механизма с учетом всех ошибкиdeltaE:=E+deltaEl+deltaE2+deltaE3+deltaE4; Скорость скольжение идеального механизмаdiff (Е,х) ;1. Vck: = (%) ;

131. Скорость скольжение действительного механизма с учетом суммарной ошибки >diff (deltaE, х) ;deltaVcK: = (%) ;

132. Введите значения кинематических параметров rl. r2. R. b идеального механизма в ммг1: =; г2: =; b: =; R: = ;

133. Введите значения погрешностей кинематических параметров rl. r2. R, b в ммdeltar1: = ;deltar2: = ;deltab:=;deltaR: = ;

134. Постройте графики функций: отклонение идеального механизма, отклонение действительного механизма с учетом всех ошибок, ошибки отклонения >plot(Q,deltaQ,deltaKrl,deltaKr2,deltaKb,deltaKR., x=-0.7853.0.7853,015.0.1,color=red,black,blue,green,red,brown.);

135. Постройте графики функций: скорость отклонения идеального механизма, скорость отклонения действительного механизма с учетом всех ошибокplot(Vot,deltaVot.,х=-0.7853.0.7853, -0.2.0.2, color=[red, blue]);

136. Влияние первичных ошибок, вызванных зазорами в шарнирах на отклонение прямолинейно-огибающего механизмаrestart;

137. Функция поворота шатунной плоскости >x2:=arcsin(rl*sin(x) /Ь) ; Координаты полюса-мгновенного центра скоростей >Yp:=-rl*cos (х) -b*cos (х2) ;

138. Хр:=-Yp* tan (х) ; Координаты точки контакта

139. Yk:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R; >Xk:=rl*sin(x) +r2*sin(x2) ; Расстояние между полюсом и точкой контакта1. Yl:=Yk-Yp;1. XI:=Xp-Xk;

140. Момент приведенный в первом приближении (обкатывание по неподвижной прямой)

141. Мс:=Fy*Xl+Fx*Yl; Сила сопротивления1. Fy:=Fc; Сила трения1. Fx:=Fc*f;

142. Момент приведенный к кривошипу

143. Mpr:=Мс*г1/(sqrt(Хрл2+Урл2)-rl) ;1. Md:=Мрг; >Fyp:=Md/rl;

144. Определение приведенного момента с учетом смещения точки приложения силы на угол z2:=arccos((R-H+h)/R) ; Координаты точки контакта с учетом смещения

145. Ykl:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R*cos(z/2); >Xkl:=rl*sin(x)+r2*sin(x2) -R*sin(z/2) ; Расстояние между полюсом и смещенной точкой контакта (плечо) >Y2:=Ykl-Yp;1. Х2:=Xp-Xkl;

146. Проекции сил на оси с учетом смещения

147. Fyl:=Fc*(cos(z/2)-f*sin(z/2)) ;

148. Fxl:=Fc*(sin(z/2)+f*cos(z/2)) ; Момент сопротивления относительно полюса Р1. Mcl:=Fyl*X2+Fxl*Y2 ;

149. Момент сопротивления, приведенного к кривошипу

150. Mprl:=Mcl*rl/(sqrt(Хрл2+Урл2)-rl) ; Момент движущих сил1. Mdl:=Mprl; >Fypl:=Mdl/rl;

151. Реактивная реакция, действующая вдоль кривошипа

152. Rl := (Fc*cos (z/2)-Fypl*sin(х)-Fc*f*sin(z/2))/cos(x) ; Полная реакция шарниров О и Л >R0:=sqrt ( (Fypl) Л2+ (Rl) л2) ; Полная реакция шарнира В

153. RB:=Rl*sin(x)+Fc*sin(z/2)+Fc*f*cos(z/2)-Fypl*cos(x); Угол определяющий направление зазора относительно угла поворота кривошипау:=arccos(R1/R0) ;

154. Функция положения точки контакта К а текущий момент времени вдоль оси ординат

155. Ykt:= -rl*cos(х)+r2*cos(arcsin(rl*sin(x)/Ь))-R;

156. Функции положения точки контакта вдоль оси ординат с учетом зазоров в шарнирах о, а, в в поступательной паре Р

157. Yke(О):=-rl*cos(х)+eO*cos(х-у)+r2*cos(arcsin((rl*sin(х)-eO*sin(х-y))/b))-R;

158. Yke(A) :=-rl*cos(x)+eA*cos(x-y)+r2*cos(arcsin((rl*sin(x)-eA*sin(x-y))/b))-R;

159. Yke(B):=-rl*cos(x)+r2*(cos(arcsin((rl*sin(x)-eB*sin(2*x))/Ь)))-R;

160. Yke(P) :=-rl*cos(x)+r2*(cos(arcsin((rl*sin(x)-eP*sin(2*x))/b)))-R; Первичные ошибки в отклонении механизмаdeltaYk(О) :=Yke(О)-Ykt;deltaYk(А) :=Yke(A)-Ykt; >deltaYk(В):=Yke(В)-Ykt; >deltaYk(P):=Yke(P)-Ykt; Теоретическое отклонение механизма

161. Q:=-rl*(cos(x)-1)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/b))-1);

162. Суммарная ошибка отклонения механизмаde11aQm:=Q+de1taYkm;

163. Влияние первичных ошибок, вызванных зазорами в шарнирах на скольжение прямолинейно-огибающего механизма Функции положения точки контакта вдоль оси ординат с учетом зазоров в шарнирах о, а, в в поступательной паре Р

164. Хке(О):=2*(rl*sin(x)-eO*sin(х-у)+r2*(rl*sin(x)-eO*sin(x-y))/Ь);

165. Хке(А) :=2*(rl*sin(x)-eA*sin(x-y)+r2*(rl*sin(х)-eA*sin(x-y))/Ь) ;

166. Хке(В) :=2*(rl*sin(х)+r2*(rl*sin(x)-eB*sin(2*x))/Ь) ;

167. Введите значения кинематических параметров rl, r2, R, b идеального механизма в мм, коэффициента трения скольжения f, величину силы сопротивления деформации F в Н >rl: = ; г2: = ; Ь: = ;1. R: =;f: =;Fc: = ;

168. Введите высоту заготовки до обжатия Н и высоту заготовки после обжатия h в мм >H: = ;h: = ;

169. Введите величины зазоров в шарнирах и поступательной паре в мм1. Зо: =;За: =;ЗЬ: =;Зр: = ;

170. Значения эксцентриситетов в соответствующих зазорахеО:=Зо/2;еА:=За/2;еВ:=ЗЬ/2;еР:=Зр/2;

171. Графики функций: суммарная первичная ошибка отклонения,отклонение идеального механизма, суммарная ошибка функции отклонения соответственно >plot(deltaYkm,Q,deltaQm.,x=-0.7853.0.7853, -0.3 . 0.3,color=[blue,red,black]) ;

172. Графики функций: суммарная первичная ошибка скольжения.скольжение идеального механизма, суммарная ошибка функции скольжения соответственно >plot(deltaEe,Е,deltaEm.,х=-0.7853.0.7853, -0.3.0.3,color=[blue,red,black]);

173. Определение суммарного отклонения и скольжения, а также скорости отклонения и скольжения действительного механизма с учетом всех ошибок, возникающих при переходе с теоретического механизма на действительныйrestart;

174. Функция положения точки контакта А'в текущий момент времени вдоль оси ординат

175. Ykt : = -rl*cos(х)+r2*cos(arcsin(rl*sin(x)/Ъ))-R;

176. Теоретическое отклонение идеального механизма

177. Q:=-rl* (cos (x) -1) +r2* (cos (arcsin (rl*sin (x) /Ь) ) -1) ;

178. Отклонения механизма, вызванные соответствующими первичными ошибками вследствииудлинения звеньев rl, r2, R, bdeltaQrl:=Q+deltaKrl;deltaQr2:=Q+deltaKr2;deltaQb:=Q+deltaKb;deltaQR:=Q+de1taKR;

179. Суммарная ошибка отклонения, вызванная погрешностями в размерах звеньевdeltaQ:=deltaKr1+deltaKr2+deltaKb+de1taKR;

180. Влияние погрешностей в размерах звеньев прямолинейно-огибающего механизма на скольжение в заданном законе движения

181. Скольжения механизма с учетом соответствующей первичной ошибки вследствие удлинения ф звеньев гI,r2, R, bdeltaErl:=Lrl-lrl;deltaEr2:=Lr2-lr2;deltaEb:=Lb-lb;deltaER:=LR-1R;

182. Теоретическое скольжение идеального механизма

183. Е:=2 *(rl*sin(х)+r2*rl*sin(х)/b-R*arcsin(rl*sin(х)/Ь)) ; Первичные ошибки в скольжении механизмаdeltaEl:=deltaErl-E;deltaE2:=deltaEr2-E;deltaE3:=deltaEb-E;deltaE4:=deltaER-E;

184. Суммарная ошибка скольжения, вызванная погрешностями в размерах звеньевdeltaEd:=deltaEl+deltaE2+deltaE3+deltaE4; Функция поворота шатунной плоскости4Q >х2:=arcsin(rl*sin(х)/Ь);

185. Координаты полюса-мгновенного центра скоростей >Yp:=-rl*cos(х)-b*cos(х2);

186. Хр:=~Yp* tan (х) ; Координаты точки контакта

187. Yk:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R; >Xk:=rl*sin (х)+r2*sin (х2) ; Расстояние между полюсом и точкой контакта >Yl:=Yk-Yp;1. XI:=Xp-Xk;

188. Момент приведенный в первом приближении (обкатывание по неподвижной прямой)

189. Мс:=Fy*Xl+Fx*Y1; Сила сопротивления1. Fy:=Fc; Сила трения1. Fx:=Fc*f;

190. Момент приведенный к кривошипу >Mpr:=Mc*rl/ (sqrt (XpA2+YpA2) -rl) ;1. Md:=Mpr; >Fyp:=Md/rl;

191. Определение приведенного момента с учетом смещения точки приложения силы на угол Zz:=arccos((R-H+h)/R) ; Координаты точки контакта с учетом смещения

192. Ykl:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R*cos(z/2) ;

193. Xkl:=rl*sin(x)+r2*sin(x2)-R*sin (z/2) ; Расстояние между полюсом и смещенной точкой контакта (плечо) >Y2:=Ykl-Yp;1. X2:=Xp-Xkl;

194. Проекции сил на оси с учетом смещения

195. Fyl:=Fc*(cos(z/2)-f*sin(z/2)) ;

196. Fxl:=Fc*(sin(z/2)+f*cos (z/2)) ; Момент сопротивления относительно полюса Р1. Mcl :=Fyl*X2+Fxl*Y2 ;

197. Момент сопротивления, приведенного к кривошипу

198. Mprl:=Mcl*rl/(sqrt(XpA2+YpA2)-rl) ; Момент движущих сил1. Mdl:=Mprl;1. Fypl:=Mdl/rl;

199. Реактивная реакция, действующая вдоль кривошипа

200. Rl := (Fc*cos(z/2)-Fypl*sin(x)-Fc*f*sin(z/2))/cos(x) ; Полная реакция шарниров О и A

201. R0:=sqrt ( (Fypl) Л2+ (Rl) л2) ; Полная реакция шарнира В

202. RB:=Rl*sin(х)+Fc*sin(z/2)+Fc*f*cos(z/2)-Fypl*cos(x) ; Угол определяющий направление зазора относительно угла поворота кривошипа >у:=arccos(R1/R0);

203. Функции положения точки контакта вдоль оси абсцисс с учетом зазоров в шарнирах о, а, в и в поступательной паре Р

204. Yke(О):=-rl*cos(х)+eO*cos(х-у)+r2*cos(arcsin((rl*sin(х)-eO*sin(х-y))/b))-R;

205. Yke(A) :=-rl*cos(x)+eA*cos(x-y)+r2*cos(arcsin((rl*sin(x)-eA*sin(x-y))/b))-R;

206. Суммарная первичная ошибка отклонения, происходящая от зазоров в кинематических парах >deltaYkm:=deltaYk(0)+deltaYk(A)+deltaYk(B)+deltaYk(P); Суммарная ошибка отклонения механизма1. Qm:=Q+deltaQ+deltaYkm;

207. Влияние первичных ошибок, вызванных зазорами в шарнирах на скольжение прямолинейно-огибающего механизма

208. Функции положения точки контакта вдоль оси ординат с учетом зазоров в шарнирах о, а, в и в поступательной паре Р

209. Хке(О):=2*(rl*sin(x)-eO*sin(х-у)+r2*(rl*sin(x)-eO*sin(x-y))/Ь);

210. Хке(А) :=2*(rl*sin(x)-eA*sin(x-y)+r2*(rl*sin(х)-eA*sin(x-y))/Ь) ;

211. Хке(В) :=2*(rl*sin(x)+r2*(rl*sin(х)-eB*sin(2*х))/Ь) ;

212. Суммарное скольжение действительного механизма1. Еш:=E+deltaEd+deltaEe;

213. Введите значения погрешностей кинематических параметров rl, r2, R. b в мм >deltarl:=;deltar2:=;deltab:=;deltaR:=; Введите величины зазоров в шарнирах и поступательной паре в мм >3o: = ;3a: = ;3b: = ;3p: = ;

214. Значения эксцентриситетов в соответствующих зазорахеО:=Зо/2;еА:=За/2;еВ:=ЗЬ/2;еР:=Зр/2; Скорость отклонения теоретического механизмаdiff(Q,x) ;1. Vot: = (%) ;

215. Скорость скольжения теоретического механизмаdiff(Е,х) ;1. Vck: = (%) ;

216. Скорость отклонения действительного механизмаdiff(Qm,х) ; >Votl: = (%) ;

217. Скорость скольжения действительного механизмаdiff(Еш,х) ;1. Vckl: = (%) ;

218. Графики функций: суммарная первичная ошибка отклонения.отклонение идеального механизма, суммарная ошибка функции отклонения соответственно >plot(deltaQ,deltaYkm,Q,Qm.,x=-0.7853.0.7853, -0.3.0.3,color=[blue,green,red,black]);

219. Графики функций: суммарная первичная ошибка скольжения.скольжение идеальногомеханизма, суммарная ошибка функции скольжения соответственно >plot(deltaEe,deltaEd,Е,Em. ,х=-0.7853 . О.7853, -0.3.0.3,color=[blue,green,red,black]);

220. Графики функций: скорость отклонения теоретического и действительного механизма >plot(Vot,Votl. ,х=-0.7853 . 0.7853, -0.3.0.3,color=[red,black]);

221. Графики функций: скорость скольжения теоретического и действительного механизма >plot(Vck,Vckl.,х=-0.7853.0.7853, -0.3.0.3,color—[red,black]);

222. Определение приведенного момента движущих сил кривошипно-ползунного прямолинейно-огибающего механизма в процессе чистого огибанияrestart;

223. Функция поворота шатунной плоскости >х2:=arcsin(rl*sin(х)/Ъ); Координаты полюса-мгновенного центра скоростей >Yp:=-rl*cos(х)-b*cos(х2);

224. Хр:=-Yp*tan (х) ; Координаты точки контакта

225. Yk:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R; >Xk:=rl*sin(x) +r2*sin(x2) ; Расстояние между полюсом и точкой контакта >Yl:=Yk-Yp;1. XI:=Xp-Xk;

226. Момент приведенный, в первом приближении

227. Мс:=Fy*Xl+Fx*Y1; Сила сопротивления1. Fy:=Fc; Сила трения1. Fx:=Fc*f;

228. Момент, приведенный к кривошипу

229. Mpr:=Мс*г1/(sqrt(XpA2+YpA2)-rl) ; Уравновешивающая сила1. Fyp:=Mpr/rl;

230. Определение приведенного момента движущих сил кривошипно-ползунного прямолинейно-огибающего механизма в процессе деформации заготовки

231. Теоретическое отклонение механизма

232. Q:=rl*(1-cos(х))-r2*(1-cos(arcsin(rl*sin(х)/Ь))) ; Угол z смещения точки приложения силыz:=arccos((R-H+h-Q)/R) ; Координаты точки контакта с учетом смещения

233. Ykl:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R*cos(z/2); >Xkl:=rl*sin(х)+r2*sin(х2)-R*sin(z/2); Расстояние между полюсом и смещенной точкой контакта (плечо) >Y2:=Ykl-Yp;1. Х2:=Xp-Xkl;

234. Проекции сил на оси с учетом смещения

235. Fyl:=Fc*(cos(z/2)-f*sin(z/2)) ;

236. Fxl:=Fc*(sin(z/2)+f*cos(z/2)) ; Момент сопротивления относительно полюса Р1. Mcl:=Fyl*X2+Fxl*Y2 ;

237. Момент сопротивления, приведенный к кривошипу >Mprl:=Mcl*rl/ (sqrt (XpA2+YpA2) -rl) ; Уравновешивающая сила1. Fypl:=Mprl/rl;

238. Введите значения кинематических параметров rl, r2. R. b идеального механизма в метрах, коэффициента скольжения f, величину силы сопротивления деформации F, высоту заготовки-до обжатия Н и высоту заготовки после обжатия h в метрах >rl: = ; г2: = ; Ь: = ;

239. Fc: = ;f: = ;H: = ;h: = ; >R: = ;

240. Графики функций: момент сопротивления в процессе чистого огибания, момент трения в рабочей паре, момент от силы сопротивления деформации в процессе чистого огибанияplot(Мс,Fx*Yl,Fy *Х1. ,х=-0.7853. . .0.7853,-б.б,color=[red,blue,black]);

241. График функций: момент, приведенный к кривошипу в процессе чистого огибанияplot(Мрг.,х=-0.7853.0.7853, -0.9.0.9,color=[red]);

242. График функций:уравновешивающая сила в процессе чистого огибанияplot(Fyp,x=-0.7853.0.7853, -200.200,color=blue);

243. Графики функций: момент сопротивления в процессе деформации заготовки, момент тренияв рабочей паре, момент от силы сопротивления деформации в процессе деформациизаготовкиplot(Mcl,Fxl*Y2,Fyl*X2.,х=-0.7853.0.7853, -10.80,color=[red, black,blue]);

244. График функций: момент, приведенный к кривошипу в процессе деформации заготовки >plot(Mprl.,х=-0.7853.0.7853, -1.6,color=[red,blue]); График функций:уравновешивающая сила в процессе деформации заготовки >plot(Fypl,х=-0.7853.0.7853, 0. 1200,color=blue);

245. Определение реакций в шарнирах кривошипно-ползунного прямолинейноогибающего механизмаrestart;

246. Функция поворота шатунной плоскостих2:=arcsin(rl*sin(х)/Ь) ; Координаты полюса-мгновенного центра скоростей >Yp:=-rl*cos(х)-b*cos(х2);

247. Хр:=-Yp* tan (х) ; Координаты точки контакта

248. Yk:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R; >Xk:=rl*sin(х)+r2*sin(х2); Расстояние между полюсом и точкой контакта >Yl:=Yk-Yp;1. XI:=Xp-Xk;

249. Момент приведенный в первом приближении (обкатывание по неподвижной прямой)

250. Мс:=Fy*Xl+Fx*Y1; Сила сопротивления1. Fy:=Fc; Сила трения1. Fx:=Fc*f;

251. Момент, приведенный к кривошипу

252. Mpr:=Мс*г1/(sqrt(XpA2+YpA2)-rl) ; >Md:=Mpr ;1. Fyp:=Md/rl;

253. Определение приведенного момента с учетом смещения точки приложения силы на угол Zz:=arccos((R-H+h)/R) ; Координаты точки контакта с учетом смещения

254. Ykl:=-rl*cos(x)+r2*cos(х2)-R*cos (z/2) ; >Xkl:=rl*sin(x) +r2*sin(x2) -R*sin(z/2) ; Расстояние между полюсом и смешенной точкой контакта (плечо) >Y2:=Ykl-Yp;1. Х2:=Xp-Xkl;

255. Проекции сил на оси с учетом смещения

256. Fyl:=Fc*(cos(z/2)-f*sin(z/2)) ;

257. Fxl:=Fc*(sin(z/2)+f*cos (z/2)) ; Момент сопротивления относительно полюса Р1. Mcl:=Fyl*X2+Fxl*Y2;

258. Момент сопротивления, приведенного к кривошипу >Mprl:=Mcl*rl/(sqrt(XpA2+YpA2)-rl) ; Момент движущих сил1. Mdl:=Mprl;1. Fypl:=Mdl/г1;

259. Реактивная реакция, действующая вдоль кривошипа

260. R1 := (Fc*cos(z/2)-Fypl*sin(x)-Fc*£*sin(z/2))/cos(x); Полная реакция шарниров О и A >RO:=sqrt ( (Fypl) A2+ (Rl) Л2) ; Полная реакция шарнира В

261. RB:=Rl*sin(х)+Fc*sin(z/2)+Fc*f*cos(z/2)-Fypl*cos(x) ;

262. Построить график продольной реакции, направленной вдоль звена rl. полной реакции шарниров О и А, полной реакции шарнира Вplot(Rl, RO,RB., х—~.7853 . .7853, -3000 . 4000,color=[red, black,blue]);

263. Определение приведенного момента от сил взаимодействия взаимоогибаемых прямой и дуги окружности в процессе чистого огибания для действительного прямолинейно-огибающего механизма с учетом ошибокrestart;

264. Функция положения точки контакта К в текущий момент времени вдоль оси ординат

265. Ykt:= -rl*cos(х)+r2*cos(arcsin(rl*sin(x)/Ь))-R;

266. Функции положения точки контакта вдоль оси ординат с учетом удлинения звеньев rl, r2, R, b1. Ykrl:=rl+deltarl)*cos(x)+r2*cos(arcsin(((rl+deltarl)*sin(x))/b))-R;

267. Ykr2:=-rl*cos(x) + (r2+deltar2)*cos(arcsin((rl*sin(x)/b)))-R;

268. Ykb:=-rl*cos(x)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/(b+deltab))))-R; >YkR:=-rl*cos(x)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/b)))-(R+deltaR); Ошибки в отклонении механизмаdeltaKrl:=Ykrl-Ykt;deltaKr2:=Ykr2-Ykt;deltaKb:=Ykb-Ykt;deltaKR:=YkR-Ykt;

269. Теоретическое отклонение идеального механизма

270. Q:=-rl*(cos(x)-1)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/b))-1);

271. Отклонения механизма, вызванные соответствующими первичными ошибками вследствииудлинения звеньев rl, r2, R, bdeltaQrl:=Q+deltaKrl;deltaQr2:=Q+deltaKr2; >deltaQb:=Q+deltaKb;deltaQR:=Q+deltaKR;

272. Суммарная ошибка отклонения, вызванная погрешностями в размерах звеньевdeltaQ:=deltaKrl+deltaKr2+deltaKb+deltaKR;

273. Скольжения механизма с учетом соответствующей первичной ошибки вследствии удлинениязвеньев rl, r2, R, bdeltaErl:=Lrl-lrl; >deltaEr2 :=Lr2-lr2 ;deltaEb:=Lb-lb;deltaER:=LR-1R;

274. Теоретическое скольжение идеального механизма

275. Е:~2*(rl*sin(х)+r2*rl*sin(х)/b-R*arcsin(rl*sin(х)/Ь)) ; Первичные ошибки в скольжении механизмаdeltaEl:=deltaErl-Е;deltaE2:=deltaEr2-E;deltaE3:=deltaEb-E;deltaE4:=deltaER-E;

276. Суммарная ошибка скольжения, вызванная погрешностями в размерах звеньевdeltaEd:=deltaEl+deltaE2+deltaE3+deltaE4;

277. Функция поворота шатунной плоскости >х2:=arcsin(rl*sin(х)/Ь); Координаты полюса-мгновенного центра скоростей >Yp:=-rl*cos(х)-b*cos(х2);

278. Хр:=-Yp*tan (х) ; Координаты точки контакта

279. Yk:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R; >Xk:=rl*sin(x)+r2*sin(x2) ; Расстояние между полюсом и точкой контакта1. Yl:=Yk-Yp; >Xl:=Xp-Xk;

280. Момент приведенный в первом приближении (обкатывание по неподвижной прямой)

281. Мс:=Fy*Xl+Fx*Yl; Сила сопротивления1. Fy:=Fc; Сила трения1. Fx:=Fc*f;

282. Момент приведенный к кривошипу >Mpr:=Mc*rl/ (sqrt (ХрА2+Урл2) -rl) ;1. Md:=Mpr;1. Fyp:=Md/rl;

283. Реактивная реакция, действующая вдоль кривошипа

284. Rl := (Fc-Fyp*sin(х)-Fc*f)/cos(х) ; Полная реакция шарниров О и А >R0:=sqrt( (Fyp) A2+(R1) Л2) ;1. Полная реакция шарнира В

285. RB:=Rl*sin(x)+Fc+Fc*f-Fyp*cos(х);

286. Угол определяющий направление зазора относительно угла поворота кривошипа >у :=arccos (R1/R0) ;

287. Функции положения точки контакта вдоль оси абсцисс с учетом зазоров в шарнирах о, а, в в поступательной паре Р

288. Yke(О) :=-rl*cos(x)+eO*cos(x-y)+r2*cos(arcsin((rl*sin(x)-eO*sin(x-y))/b))-R;

289. Yke(A) :=-rl*cos(x)+eA*cos(x-y)+r2*cos(arcsin((rl*sin(x)-eA*sin(x-y))/b))-R;

290. Суммарная первичная ошибка отклонения, происходящая от зазоров в кинематических парахdeltaYkm:=deltaYk(О)+deltaYk(A)+deltaYk(B)+deltaYk(P) ; Суммарная ошибка отклонения механизма1. Qm:=Q+deltaQ+deltaYkm;

291. Влияние первичных ошибок, вызванных зазорами в шарнирах на скольжение прямолинейно-огибающего механизма Функции положения точки контакта вдоль оси ординат с учетом зазоров в шарнирах о, а, в и в поступательной паре Р

292. Хке(О):=2*(rl*sin(x)-eO*sin(х-у)+r2*(rl*sin(x)-eO*sin(x-y))/Ь);

293. Хке(А) :=2*(rl*sin(x)-eA*sin(x-y)+r2*(rl*sin(х)-eA*sin(x-y))/Ь) ;

294. Хке(В) :=2*(rl*sin(х)+r2*(rl*sin(x)-eB*sin(2*x))/Ь) ;

295. Введите значения кинематических параметров rl. r2. R. b идеального механизма в метрах, коэффициента трения скольжения f, величину силы сопротивления деформации F в Н, высотузаготовки до обжатия Н и высоту заготовки после обжатия h в метрах

296. R: =; г1: =; г2: =; b: =;Fc: =;f: = ; >H: = ;h: = ;

297. Введите значения погрешностей кинематических параметров rl, r2. R, b в метрахdel tar 1: =; del tar 2 : =; del tab : = ; de 1 taR: = ; Зазоры в шарнирах, в метрах

298. Зо: = ;3а: = ;ЗЬ: = ;3р: = ;

299. Значения эксцентриситетов в соответствующих зазорахeO:=3o/2;еА:=За/2;еВ:=ЗЬ/2;еР:=Зр/2; Скорость отклонения теоретического механизмаdiff(Q,x) ;1. Vot: = (%) ;

300. Скорость скольжения теоретическою механизмаdiff(Е,х) ;1. Vck: = (%) ;

301. Скорость отклонения действительного механизмаdiff(Qm,х) ; >Votl:=(%);

302. Скорость скольжения действительного механизма >diff(Em,х);1. Vckl:=(%);

303. Приведенный момент сопротивления теоретического механизма >Mc:=Fc*Vot;

304. Приведенный момент трения теоретического механизма1. Mtr:=Fc*f*Vck;

305. Приведенный момент от сил взаимодействия взаимоогибаемых прямой и дуги окружности для теоретического механизма1. Mpr:=Mc+Mtr;

306. Приведенный момент сопротивления действительного механизма >Mcl:=Fc*Votl;

307. Приведенный момент трения действительного механизма1. Mtrl:=Fc*f*Vckl;

308. Приведенный момент от сил взаимодействия взаимоогибаемых прямой и дуги окружности для действительного механизма1. Mprl:=Mcl+Mtr1;1. V:=Vot+Vck;1. VI:=Votl+Vckl;deltaV:=V1-V;

309. Определение силовых характеристик механизма с учетом влияния всех ошибок, возникающих при переходе с теоретического механизма на действительныйrestart;

310. Функция положения точки контакта Л* в текущий момент времени вдоль оси ординат

311. Ykt:= -rl*cos(х)+r2*cos(arcsin(rl*sin(x)/b))-R;

312. Функции положения точки контакта вдоль оси ординат с учетом удлинения звеньев rl, r2, R, b1. Ykrl:=rl+deltarl)*cos(x)+r2*cos(arcsin(((rl+deltarl)*sin(x))/b))-R; >Ykr2:=-rl*cos(x)+(r2+deltar2)*cos(arcsin((rl*sin(x)/b)))-R;

313. Ykb:=-rl*cos(x)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/(b+deltab))))-R; >YkR:=-rl*cos(x)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/b)))-(R+deltaR); Ошибки в отклонении механизмаdeltaKrl:=Ykrl-Ykt;deltaKr2:=Ykr2-Ykt;deltaKb:=Ykb-Ykt;deltaKR:=YkR-Ykt;

314. Теоретическое отклонение идеального механизма

315. Q:=-rl*(cos(x)-1)+r2*(cos(arcsin(rl*sin(x)/b))-1) ;

316. Отклонения механизма, вызванные соответствующими первичными ошибками вследствии удлинения звеньев rl, r2, R, bdeltaQrl:=Q+deltaKrl;deltaQr2:=Q+deltaKr2;deltaQb:=Q+deltaKb;deltaQR:=Q+deltaKR;

317. Суммарная ошибка отклонения, вызванная погрешностями в размерах звеньевdeltaQ:=deltaKrl+deltaKr2+deltaKb+deltaKR;

318. Влияние погрешностей в размерах звеньев прямолинейно-огибающего механизма на скольжение в заданном законе движения

319. Скольжения механизма с учетом соответствующей первичной ошибки вследствии удлинениязвеньев rl, r2, R, bdeltaErl:=Lrl-lrl;deltaEr2:=Lr2-lr2;deltaEb:=Lb-lb;deltaER:=LR-1R;

320. Теоретическое скольжение идеального механизма

321. Е:=2*(rl*sin(x)+r2*rl*sin(x)/b-R*arcsin(rl*sin(x)/b)); Первичные ошибки в скольжении механизмаdeltaEl:=deltaErl-E;deltaE2:=deltaEr2-E;deltaE3:=deltaEb-E;deltaE4:=deltaER-E;

322. Определение приведенного момента с учетом смещения точки приложения силы на угол Zz:=arccos((R-H+h-Q)/R) ; Координаты точки контакта с учетом смещения

323. Ykl:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R*cos(z/2) ; >Xkl:=rl*sin(x)+r2*sin(x2) -R*sin(z/2) ; Расстояние между полюсом и смещенной точкой контакта (плечо) >Y2:=Ykl-Yp;1. X2:=Xp-Xkl;

324. Проекции сил на оси с учетом смещения

325. Fyl:=Fc*(cos(z/2)-f*sin(z/2)) ;

326. Fxl:=Fc*(sin(z/2)+f*cos(z/2)) ; Момент сопротивления относительно полюса Р1. Mcl:=Fyl*X2+Fxl*Y2 ;

327. Момент сопротивления, приведенного к кривошипу >Mprl :=Mcl*rl/ (sqrt (XpA2+YpA2) -rl) ; Момент движущих сил1. Mdl:=Mprl;1. Fypl:=Mdl/rl;

328. Реактивная реакция, действующая вдоль кривошипа

329. Rl := (Fc*cos (z/2) —Fypl*sin (x) —Fc*£*sin (z/2) ) /cos (x) ,* Полная реакция шарниров О и A

330. R0:=sqrt ( (Fypl) л2+ (Rl) л2) ; Полная реакция шарнира В

331. RB:=Rl*sin(x)+Fc*sin(z/2)+Fc*f*cos(z/2)-Fypl*cos(x); Угол определяющий направление зазора относительно угла поворота кривошипа >у :=arccos (R1/R0) ;

332. Функции положения точки контакта вдоль оси абсцисс с учетом зазоров в шарнирах 0,А,В\в поступательной паре Р

333. Yke(О):=-rl*cos(х)+eO*cos(х-у)+r2*cos(arcsin((rl*sin(х)-eO*sin(х-у) ) /Ь))-R;

334. Yke(A) :=-rl*cos(х)+eA*cos(х-у)+r2*cos(arcsin((rl*sin(х)-eA*sin(х-у) ) /Ь) )-R;

335. Yke(В) :=-rl*cos(х)+r2*(cos(arcsin((rl*sin(x)-eB*sin(2*x))/Ь)) ) -R;

336. Yke(P) :=-rl*cos(x)+r2*(cos(arcsin((rl*sin(x)-eP*sin(2*x))/Ь)))-R; Первичные ошибки в отклонении механизмаdeltaYk(О) :=Yke(О)-Ykt;deltaYk(А) :=Yke(A)-Ykt; >deltaYk(В):=Yke(В)-Ykt; >deltaYk(P):=Yke(P)-Ykt;

337. Суммарная первичная ошибка отклонения, происходящая от зазоров в кинематических парахdeltaYkm:=deltaYk(О)+deltaYk(A)+deltaYk(В)+deltaYk(Р) ;1. Qm:=Q+deltaQ+deltaYkm;

338. Влияние первичных ошибок, вызванных зазорами в шарнирах на скольжение прямолинейно-огибающего механизма

339. Функции положения точки контакта вдоль оси ординат >Xkt:=2* (rl*sin(x)+r2*rl*sin(x) /Ь) ;

340. Функции положения точки контакта вдоль оси ординат с учетом зазоров в шарнирах о, а, в и в поступательной паре Р

341. Хке(О) :=2*(rl*sin(x)-eO*sin(x-y)+r2*(rl*sin(х)-eO*sin (х-у))/Ь) ;

342. Хке(А) :=2*(rl*sin(x)-eA*sin(x-y)+r2*(rl*sin(х)-eA*sin (х-у))/Ь) ;

343. Хке(В) :=2*(rl*sin(х)+r2*(rl*sin(х)-eB*sin(2*x))/Ь) ;

344. Хке(Р) :=2*(rl*sin(х)+r2*(rl*sin(x)-eP*sin(2*x))/Ь) ;

345. Влияние всех ошибок механизма на силовые характеристики >W:=arccos ( (R-H+h-Qm) /R) ; Координаты точки контакта с учетом смещения

346. Yk2:=-rl*cos(х)+r2*cos(х2)-R*cos(W/2)-deltaQ-deltaYkm;

347. Xk2:=rl*sin(x)+r2*sin(x2)-R*sin(W/2)+deltaEd+deltaEm; Расстояние между полюсом и смещенной точкой контакта (плечо)1. Y3:=Yk2-Yp;1. ХЗ:=Хр-Хк2;

348. Проекции сил на оси с учетом смешения >Fy2:=Fc* (cos (W/2) -f*sin(W/2) ) ;

349. Fx2:=Fc*(sin(W/2)+f*cos(W/2) ) ;

350. Момент сопротивления относительно полюса Р1. Мс2:=Fy2 *X3+Fx2 * Y3;

351. Момент сопротивления, приведенного к кривошипу >Mpr2:=Mc2*rl/ (sqrt (ХрЛ2+УрЛ2) -rl) ; Момент движущих сил1. Md2:=Мрг2; >Fyp2:=Md2/rl;

352. Введите значения погрешностей кинематических параметров rl, r2, R, b в метрахdeltar1: = ;deltar2: =;deltab: = ;deltaR: = ; Зазоры в шарнирах в метрах

353. Зо: = ;3а: = ;3b: = ;3р: = ;

354. Настоящим актом подтверждается внедрение опытного образца штамповочного пресса для изготовления фурнитуры малыми сериями вIтехнологический процесс рельефной штамповки, осуществляемый ПК заводом «Шахтметалл».

355. Внедрен: пресс со сложным движением исполнительного органа, предназначенный для производства металлической фурнитуры в технологическом процессе рельефной штамповки.

356. Значительно улучшены условия труда за счет сниженного шума вiпроизводственном процессе.3. .Сокращены трудоемкие подготовительные операции.

357. Экономический эффект от внедрения фурнитурного пресса сосложным движением исполнительного органа в производственные iмощности ПК завода «Шахтметапл» составил 2,2 млн. руб / год.

358. Применение пресса со сложным движением исполнительного органа дало возможность увеличить ассортимент выпускаемой продукции и организовать ее производство малыми сериями, что расширилорынок предоставляемых услуг.j

359. Считаем внедрение пресса со сложным движением исполнительного органа в| серийное производство металлической фурнитуры для нужд предприятий сервиса успешным и подтверждаем практическое использование результатов диссертационной работы Владимирова А.В.i i

360. Главный инженер ТТ^^У Новоселов А.В.

361. Начальник планово-экономического отдела1. Негреева JI.B.