Файл: Чупахин, В. М. Производство жестяной консервной тары учебник.pdf

Скачать файл
Заказать решение

ВУЗ: Не указан

Категория: Не указан

Дисциплина: Не указана

Добавлен: 15.10.2024

Просмотров: 155

Скачиваний: 2

ВНИМАНИЕ! Если данный файл нарушает Ваши авторские права, то обязательно сообщите нам.

Длину 1К и ширину

hK бланка

определяют

по

формулам

(III—17) и (1—15).

можно определить по формуле

 

Глубину просечки f 1

 

f, = e + l , 6 s ,

 

 

 

 

 

( V I — 2)

где

е — перекрытие продольного шва, мм

(для

банок диаметром

до 76 мм

 

е=2,5, для банок большего диаметра е= 2,8 мм);

 

 

 

 

s — толщина жести корпуса, мм.

 

 

 

 

 

Для определения ширины просечки

пользуются

формулой

ai =

Ь\ -{- с + д,

 

 

 

 

 

(VI—3)

где bi — ширина крючка корпуса в поперечном шве, мм; b1= 2,074-2,2 мм;

 

с — глубина вытяжки крышки после закатки, мм; с=

3,0-н3,3

мм;

 

q— эмпирический коэффициент, зависящий

от вида

углошва;

для нор­

 

мального по высоте углошва q = 2,5 мм.

 

 

 

 

Глубину отсечки угла f2 определяют из зависимости

f2 =

e + 0,8s.

 

 

 

 

 

(VI—4)

Ширина отсечки бланка

 

 

 

 

 

 

а 2 =

а, + 0,2.

 

 

 

 

 

( V I — 5)

Длина крючка на стороне просечки

 

 

 

 

 

Л , = /г„ — 2 а ь

 

 

 

 

 

( V I — 6)

Длина крючка на стороне отсечки

 

 

 

 

 

А2 =

hK— 2a2.

 

 

 

 

 

(VI—7)

Ширина крючков с обеих сторон бланка

 

 

 

 

&i =

е + 1,5 s.

 

 

 

 

 

(VI—8)

Размеры продольного шва (в мм) определяют по таким фор­ мулам; толщина продольного шва

т = 4 s + ЗА,

(VI—9)

где Л — зазор, необходимый для правильной пайки;

Д= 0,05-ч-0,08 мм;

ширина шва

 

s„ = e + 5s;

(VI—10)

длина продольного шва

 

/4 = ^ 2 + 3,5 s;

(VI—11)

толщина пропаянной нахлестки углошва

 

s^ = 2s + 0,15.

(VI—12)

РАСЧЕТ ОСНОВНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ НАГРУЗОК КОРПУСООБРАЗУЮЩЕГО АВТОМАТА И МОЩНОСТИ НАГРЕВАТЕЛЬНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

Расчет усилия и расхода энергии при вальцевании. При изготов­ лении корпусов жестяных банок часто применяют схему вальце­

18*

275

вания, приведенную на рис. 163. При этом радиус изгиба жести во время вальцевания определяют по формуле

' 2 - К - * ) 2- а а

(VI—13)

2 {гх— г2— h)

 

где г 1 — радиус валков, мм;

 

г2 — радиус опоры для жести, мм;

аи h — расстояния от центра валка до центра окружности опоры, мм.

При таком радиусе изгиба жести в соответствии с ее разме­ рами и механической характеристикой на валок А приходится следующая нагрузка (в Н ):

Р

 

( 2 а т р, \ 2

(VI—14)

3s2 —

 

 

6а

Е

 

 

где

Лк— ширина вальцуемой заготовки жести, мм;

 

s — толщина жести, мм;

а т ~ 370 Н/мм2;

 

а т — предел текучести,

Н/мм2; для жести

 

£ — модуль

упругости

первого рода; для

жести £ = 2 ,1 -103 Н/мм2.

После выхода из вальцов радиус изгиба заготовки жести уве­ личится вследствие снятия упругих деформаций до следующей величины:

где s, — толщина слоя жести, имеющего упругую деформацию, мм; S i = —~s;

(7Т

а — предел упругости жести; ст«250 Н/мм2.

Мощность (в кВт), необходимая для привода вальцовочного механизма, может быть определена так:

jV = 1,74-10“ 8 —^ — лсгт Лк 3s2 —

2сгт р, 2 ~

( V I - 16)

РгЧ

£

276

где п — частота вращения валков, об/мин; т] — к. п. д. вальцовочного механизма; г|»0,2.

Сила резания при просечке и отсечке. Сила резания (в Н) на каждом штампе для просечки или отсечки жести механизмом углорубки определяется по формуле

P B =

l ' s o c p ,

 

( V I - 17)

где

/' — периметр режущей кромки, мм;

 

 

s — толщина жести, мм;

срез, Н/мм2; максимальная

его величина

 

0 ср— сопротивление жести на

 

сгСр= 350 Н/мм2.

 

 

Усилие, необходимое для

отгиба кромки бланка.

Обычная

схема гибки крючков бланка показана на рис. 164. Для расчета

усилия гибки

(в Н) часто применяют следующую формулу:

Рг =

т п

lxs2nT,

(VI—18)

6 ( г + 1,2s)

 

где

т — коэффициент пластического состояния материала; т = 1 ,5 ;

 

 

п — коэффициент упрочнения материала; п = 1,6-М,8;

 

г —• внутренний радиус отгиба; 1х—-длина отгибаемого участка жести, мм; s — толщина жести, мм;

сгт — предел текучести жести, Н/мм2.

Более точно соответствует схеме рис. 164 следующее урав­ нение изгибающего момента в точке А:

 

 

Рг

 

 

(VI—19)

 

 

[а — b sin а + с cos а),

 

 

cos2 а

 

 

 

где

и =

Гп-рГы + А; b —Гпф-Гм-Ь-^: с —fs;

мм;

 

г п «

г м = г — радиусы

скругления пуансона и матрицы,

 

Д— расстояние между

гибочными планками, мм; A =

l,2s;

 

f-—коэффициент трения стали

6 белую жесть; /=0,15;

 

а — угол гибки, град;

Рг= тах

при а «45°;

 

 

k r — коэффициент упрочнения жести; /гг» 1,5.

 

Подставляя указанные данные, получим следующую уточ­ ненную формулу для расчета максимального усилия (в Н) гиб­ ки бланка:

 

S2 сгт

Р ГМ -----

3,2 ( г +

(VI—20)

 

s) *

На рис.

165 представлены три графика: 1 — эксперименталь­

ные данные ВНИЭКИпродмаша, полученные при гибке образ­ цов холоднокатаной белой жести шириной /i = 84 мм на при­ способлении, установленном на универсальной испытательной

машине; 2 и 3 — данные,

полученные на основании

формул

(VI—18) и (VI—20).

и 3 принято: г= 0,3 мм, a s,

1\ и ат,

При расчете графиков 2

соответствующие жести, использовавшейся в опытах ВНИЭКИ­ продмаша ((7т = 29 к г с / м м 2) . Наиболее близок к опытным дан­ ным график 3, рассчитанный по формуле (VI—20).

277

Рис. 166. Первый этап формирова­ ния продольного шва.
Сктпочная планка

Расчет усилия, необходимого для образования продольного

шва.

После обжима бланка корпуса вокруг формующего патрона крючки соединяются так, как это показано на рис. 166, и при

Рис. 165. Сравнение экспериментальных и расчетных данных по усилиям при гибке жести:

1 — средние

экспериментальные

данные, 2

— данные

расчета

по формуле

(VI—18), 3—данные

расчета по

формуле

(VI—20),

подъеме молота постепенно складываются. При этом основной деформацией жести является изгиб, а необходимые нагрузки Р\ невелики и не превышают 100 кгс (1000 Н). В конце сдавлива­ ния шва усилие резко возра­ стает и определяется прибли­ жением напряжений сжатия у основания крючков к пределу

текучести сгт.

Опыты, проведенные во ВНИЭКИпродмаше, показали, что максимальные усилия сжатия продольного шва не должны быть слишком вели­ ки, так как при этом чрезмер­ но уменьшаются зазоры меж­ ду поверхностями крючков и при зазоре А <0,05 мм ухуд­ шается пайка—-расплавлен­ ный припой не может запол­ нить такой зазор.

Опыты заключались в оп­ ределении оптимального зазора в продольном шве, соответству­ ющего хорошей пайке крючков внутри шва, и определении уси­ лий, необходимых для получения продольного шва с зазорами,

278

равными 0,08 мм. При проведении опытов пользовались специ­ альным приспособлением, имитирующим механизмы формова­ ния корпусообразующего автомата, на универсальной испыта­ тельной машине.

График изменения максимальных нагрузок (средняя вели­ чина нескольких замеров), необходимых для правильного скле­ пывания корпусов с внутренним диаметром 72,8 мм, показан на рис. 167 (кривая 1).

Рис. 167. Максимальные нагрузки при склёпы­ вании корпусов:

/ — экспериментальные данные, 2 — расчет по форму» ле (VI—21)

График 2 рассчитан по следующей формуле:

Рдм =

2 k Kl\S от,

(VI—21)

где

Ад— коэффициент приближения к пределу

текучести;

 

1±— длина крючков, мм;

 

 

s — толщина жести, мм;

 

 

0Т— предел текучести жести, Н/мм2.

 

График 2, достаточно точно приближающийся к эксперимен­ тальному графику 1, рассчитан при кя= 0,8; U — 84 мм; s изме­ няется в следующих пределах: 0,16 мм; 0,22; 0,26 и 0,28 мм; 0 Т= 29 кгс/мм2 (284 Н/мм2) для испытывавшихся образцов жести.

Действие капиллярных сил на жидкий припой. На поверх­ ности паяльного вала расплавленный припой находится в рав­ новесии под действием сил поверхностного натяжения и центро­ бежных сил:

р

= р

■

 

г а

 

г to»

 

Ро

 

R >

(VI—22)

Р а =

т '

со2/?,

 

где

 

Р а

— сила поверхностного натяжения

пленки жидкости на цилиндре,

Н/м2;

Р & — центробежная сила жидкого сплава на поверхности паяльного ва­

ла, Н/м2; о — поверхностное натяжение, Н/м;

279

Смотрите также файлы