LibRar.Org.Ua — Бібліотека українських авторефератів


Головна Легка промисловість → Розвиток наукових основ розпилювання деревини на стрічкопилкових верстатах

розрахунку на основі зазначеного моделювання леза зубця пилки через поправковий множник на шлях різання. Тому результати теоретичного дослідження головної складової сили різання залежно від кута подачі проаналізовано в узгодженості з результатами експерименту.

Відповідно до структурної схеми еквівалентної динамічної системи розроб-лено розрахункову схему горизонтального стрічкопилкового верстата (рис. 4), яка складається з двох пружних систем: механізму різання та механізму подачі.


Рис. 4. Розрахункова схема го-ризонтального стрічкопилкового верстата: J1, J2, J3 – зведені до вала електродвигуна моменти інерції обертових мас механізму різання; – кути пово-роту відповідних зведених обер-тових мас; ms – зведена до вала тягової зірочки ланцюгової передачі механізму подачі маса каретки верстата; s1 – перемі-щення ланцюга механізму пода-чі; s2 – переміщення зведеної маси ms; c1, c1 – зведені коефіцієнти крутильної жорсткості в механізмі різання; cs – зведений коефіцієнт жорсткості в механізмі подачі; k1, k2 – зведені коефіцієнти в'язкого опору в механізмі різання; ks – зведений коефіцієнт в'язкого опору в механізмі подачі; Mдв – зведений момент на валу двигуна, – зведений момент опору від головної складової Pz сили різання; – зведена нормальна складова сили різання.

Усталений рух еквівалентної пружної системи горизонтального стрічко-пилкового верстата під час пиляння деревини відповідно до розрахункової схеми описується системою диференціальних рівнянь, які отримано на підставі рівняння Лагранжа другого роду:

(8)

де 2, r – кутова швидкість вала та ділильний радіус тягової зірочки ланцюго-вої передачі механізму подачі. Позначення (˙) означає похідну за часом.

Систему диференціальних рівнянь (8) розв'язано на ПЕОМ числовим методом Adams–Bashford–Moulton за допомогою розробленої програми з використанням математичного пакету MAPLЕ. Розв'язок перевірено методом Runge–Kutta. За результатами числового моделювання розпилювання деревини одержано графічну залежність головної складової сили різання від часу, яку порівнювали з експериментальним графіком (рис. 5). Збіг результатів експериментального та теоретичного досліджень Pz за періодом і амплітудою коливань до 5 % засвідчив адекватність запропонованої динамічної моделі горизонтального стрічкопилкового верстата.



Рис. 5. Графіки зміни головної складової сили різання: 1 – експеримен-тальна крива; 2 – розра-хункова крива.




Унаслідок розрахунків виявлено, що в механізмі різання, в якому вал тягового шківа працює як вісь, порівняно з механізмом, в якому вал передає крутний момент, динамічне навантаження M23 менше на 6,5 %.

На підставі розрахунку математичної моделі для механізму різання, в якому вал тягового шківа працює як вісь, установлено, що дійсні значення колової швидкості на тяговому пилковому шківі (рис. 6), швидкості різання та подачі в часі є величинами змінними. Оцінюючи у відсотках, виявлено, що зміни зазначених швидкостей не перевищують 1,5 % сталих частин їхніх величин. Незначні амплітуди коливань цих швидкостей суттєво не позначатимуться на різанні деревини.


Рис. 6. Графік залежності колової швидкості на тяговому пилковому шківі від часу за D3=610 мм ;




Величина динамічного навантаження в разі змінення діаметра пилкових шківів, швидкостей різання і подачі змінюється по-різному. Зі збільшенням висоти пропилу від 100 мм до 200 мм динамічний момент M23 зростає приблизно вдвічі. Збільшення діаметра пилкових шківів від 480 мм до 740 мм також призводитиме до зростання динамічного навантаження на другій пружній ланці на 30 – 39 % за і на 56 – 67 % за (рис. 7). Зі збільшенням швидкості різання від 24,2 м/с до 37 м/с динамічний момент спадає загалом на 14–33 %. Динамічні навантаження в механізмах різання різного виконання з поєднанням різних значень діаметра пилкових шківів і швидкостей різання зі збільшенням швидкості подачі від 1,65 м/хв до 8,26 м/хв зростають у 3,24 – 4,00 рази. Найменша інтенсивність зростання є тоді, коли в поєднанні з діаметром D3=610 мм пилкового шківа створюється швид-кість різання – для D3=480 мм – для D3=740 мм –



Рис. 7. Гістограма зміни динамічного навантаження залеж- но від швидкостей різання і подачі та діаметрів пилкових шківів за hnp=200 мм

1 –

2 – м/с;

3 – .






На основі дослідження вільних коливань пружної системи механізму різання виявлено, що частоти вільних коливань перевищують частоту обертання вала електродвигуна () в 2,2 раза й більше. Тому явище резонансу динамічній системі горизонтального стрічкопилкового верстата не загрожує.

Унаслідок теоретичного дослідження параметрів шорсткості обробленої поверхні установлено, що їхні величини насамперед зумовлюються слідами зовнішніх вершин лез зубців та відстанню між ними (чим є номінальна товщина зрізуваного шару). Тому розрахункові значення параметрів шорсткості в разі розведення зубців пилки через один нерозведений зубець будуть у 1,5 раза більші, ніж у разі попарного розведення зубців, а внаслідок змінення кута подачі в зазначених межах змінюватимуться за синусоїдою, аналогічно до зміни номінальної товщини зрізуваного шару.

У четвертому розділі розглянуто питання синтезу схеми загострювання зубців стрічкової пилки. Досліджено формоутворення шліфованої поверхні зубчастого вінця пилки та орієнтування головної різальної кромки відносно середньої площини пилки. Досліджено у взаємозв'язку параметри абразивного круга та важільної схеми й умови налагодження загострювального верстата.

На підставі дослідження форми шліфованих поверхонь зубчастого вінця за розрахунковою схемою (рис. 8) отримано математичні залежності для визначання радіуса кривизни шліфованої поверхні на дні западини, радіуса кола головної різальної кромки та кута її нахилу у вершині леза зубця вузької стрічкової пилки.

Радіус дуги кола головної різальної кромки у статичній основній площині визначено так:

(9)

де а і h – основа та висота сегмента на дузі кола різальних кромок у статичній основній площині.

Рис. 8. Розрахункова схема для визначання радіусів шліфованої поверхні зубчас-того вінця: 1 – абразивний круг завершує оброблення головної задньої поверхні зубця; 2 – абразивний круг обробляє долішню поверхню западини; 3 – пилка; 4 – лінія ден западин; 5 – лінія вершин лез зубців.




Кут нахилу головної різальної кромки у статичній основній площині визначено за залежністю:

(10)

де ee' – найменша відстань від середньої площини пилки до центра абразивного круга під час шліфування головної різальної кромки.

Установлено, що в разі спрацювання абразивного круга до мінімального діа-метра (65–75 мм) кут нахилу головної різальної кромки у вершинах лез зубців може сягати 2. Коли в конструкції важільного загострювального верстата неправильне взаєморозміщення важеля абразивного круга й пилки, чи верстат зі спрацюванням абразивного круга під час загострювання не