ChSTU repository
ChSTU repository preserves and enables easy and open access to all types of digital content including text, images, moving images, mpegs and data sets
Learn More
Please use this identifier to cite or link to this item:
https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/6748Full metadata record
| DC Field | Value | Language |
|---|---|---|
| dc.contributor.advisor | Батраченко, Олександр Вікторович | - |
| dc.contributor.author | Дімов, Іван Дмитрович | - |
| dc.date.accessioned | 2026-01-11T12:20:10Z | - |
| dc.date.available | 2026-01-11T12:20:10Z | - |
| dc.date.issued | 2025 | - |
| dc.identifier.uri | https://er.chdtu.edu.ua/handle/ChSTU/6748 | - |
| dc.description.abstract | Обсяг роботи. Кваліфікаційна робота магістра складається із вступу, 5 розділів, висновків, списку використаних джерел, що включає 13 найменувань, додатків. Роботу викладено на 84 аркушах, вона містить 19 рисунків, 8 таблиць. Мета роботи - обґрунтування за допомогою чисельних методів нових шляхів підвищення межі витривалості ножів кутера за рахунок модифікації їх конструкції та розробка заходів із підвищення продуктивності кутера. Об'єкт дослідження: межа витривалості ножів кутера. Предмет дослідження: закономірності впливу конструктивних параметрів ножів кутера на їх межу витривалості. Для досягнення зазначеної мети були поставлені такі завдання: − провести аналіз відомих досліджень межі витривалості ножів кутера та шляхів її підвищення; − розробити методики дослідження межі витривалості ножів кутера чисельними методами; − виявити закономірності впливу конструктивних параметрів ножів кутера на їх межу витривалості; − запропонувати шляхи підвищення межі витривалості ножів кутера; − розробити конструкцію пристрою для покращення процесу подрібнення сировини в кутері Методи дослідження: в кваліфікаційній роботі магістра використовувалися чисельні методи дослідження. Наукова новизна представленої роботи є наступною. Встановлено закономірності впливу геометричних параметрів ножів кутера на їх втомну витривалість. Доведено, що збільшення ширини корпусу ножа та зменшення увігнутості задньої грані ножа сприяє суттєвому підвищенню його втомної витривалості. Отримано закономірності залежності межі втомної витривалості ножів кутера при знакозмінних навантаженнях від особливостей геометричної форми ножів. Практична цінність представлених в статті результатів досліджень є наступною. Запропоновано комплекс рекомендацій для забезпечення підвищення втомної витривалості ножів. Для ножів кутера сприятливим буде збільшення ширини їх корпусу з метою зменшення пікових напружень в зоні западини на задній грані та задля збільшення його втомної витривалості. Також розроблено конструкцію насадки для ножової головки кутера, яка дозволяє підвищити продуктивність кутера. | uk_UA |
| dc.language.iso | uk | uk_UA |
| dc.subject | кутер | uk_UA |
| dc.subject | витривалість | uk_UA |
| dc.subject | ножі | uk_UA |
| dc.subject | знакозмінні навантаження | uk_UA |
| dc.subject | продуктивність | uk_UA |
| dc.subject | математичне моделювання | uk_UA |
| dc.title | Підвищення довговічності різального інструменту кутерів | uk_UA |
| dc.type | Master Thesis | uk_UA |
| Appears in Collections: | 133 Галузеве машинобудування (Обладнання переробних і харчових виробництв) | |
Files in This Item:
| File | Description | Size | Format | |
|---|---|---|---|---|
| КРМ Дімов.pdf Restricted Access | 2.67 MB | Adobe PDF | View/Open Request a copy |
Items in DSpace are protected by copyright, with all rights reserved, unless otherwise indicated.
Extracted text
МІНІСТЕРСТВО ОСВІТИ І НАУКИ УКРАЇНИ
ЧЕРКАСЬКИЙ ДЕРЖАВНИЙ ТЕХНОЛОГІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ
(повне найменування вищого навчального закладу)
Факультет електронних технологій, автотранспорту та машинобудування
(повна назва факультету)
Кафедра проектування харчових виробництв та верстатів нового покоління
(повна назва кафедри)
ПОЯСНЮВАЛЬНА ЗАПИСКА
до кваліфікаційної роботи магістра
на тему:
«Підвищення довговічності різального інструменту кутерів»
Другий (магістерський)
(освітньо-кваліфікаційний рівень)
мПВ43.133025.000 ПЗ
Виконав: здобувач вищої освіти
2 курсу, групи мПВ-43
спеціальності 133 Галузеве машинобудування
(шифр і назва спеціальності)
Обладнання переробних і харчових виробництв
(освітня програма)
Іван ДІМОВ
(ім’я та прізвище)
Керівник Олександр БАТРАЧЕНКО
(ім’я та прізвище)
Рецензент __Олексій КОЗІЙ___
(ім’я та прізвище)
Черкаси 2025
2
3
РЕФЕРАТ
Обсяг роботи. Кваліфікаційна робота магістра складається із вступу, 5
розділів, висновків, списку використаних джерел, що включає 13 найменувань,
додатків. Роботу викладено на 84 аркушах, вона містить 19 рисунків, 8 таблиць.
Мета роботи - обґрунтування за допомогою чисельних методів нових
шляхів підвищення межі витривалості ножів кутера за рахунок модифікації їх
конструкції та розробка заходів із підвищення продуктивності кутера.
Об'єкт дослідження: межа витривалості ножів кутера.
Предмет дослідження: закономірності впливу конструктивних параметрів
ножів кутера на їх межу витривалості.
Для досягнення зазначеної мети були поставлені такі завдання:
− провести аналіз відомих досліджень межі витривалості ножів кутера та
шляхів її підвищення;
− розробити методики дослідження межі витривалості ножів кутера
чисельними методами;
− виявити закономірності впливу конструктивних параметрів ножів кутера на
їх межу витривалості;
− запропонувати шляхи підвищення межі витривалості ножів кутера;
− розробити конструкцію пристрою для покращення процесу подрібнення
сировини в кутері
Методи дослідження: в кваліфікаційній роботі магістра використовувалися
чисельні методи дослідження.
Наукова новизна представленої роботи є наступною. Встановлено
закономірності впливу геометричних параметрів ножів кутера на їх втомну
витривалість. Доведено, що збільшення ширини корпусу ножа та зменшення
увігнутості задньої грані ножа сприяє суттєвому підвищенню його втомної
витривалості. Отримано закономірності залежності межі втомної витривалості
ножів кутера при знакозмінних навантаженнях від особливостей геометричної
форми ножів.
4
Практична цінність представлених в статті результатів досліджень є
наступною. Запропоновано комплекс рекомендацій для забезпечення підвищення
втомної витривалості ножів. Для ножів кутера сприятливим буде збільшення
ширини їх корпусу з метою зменшення пікових напружень в зоні западини на
задній грані та задля збільшення його втомної витривалості. Також розроблено
конструкцію насадки для ножової головки кутера, яка дозволяє підвищити
продуктивність кутера.
Ключові слова: кутер, витривалість, ножі, знакозмінні навантаження,
продуктивність, математичне моделювання.
ABSTRACT
Scope of work. The master's qualification work consists of an introduction, 5
chapters, conclusions, a list of sources used, including 13 titles, and appendices. The
work is presented on 84 sheets, it contains 19 figures, 8 tables.
The aim of the work is to justify, using numerical methods, new approaches to
increasing the fatigue limit of cutter knives through modification of their design, as well
as to develop measures for improving cutter productivity.
Object of the study: fatigue limit of cutter knives.
Subject of the study: patterns of the influence of the structural parameters of
cutter knives on their fatigue limit.
To achieve the stated aim, the following tasks were set:
– to conduct an analysis of existing studies on the fatigue limit of cutter knives
and methods for improving it;
– to develop methodologies for studying the fatigue limit of cutter knives using
numerical methods;
– to identify patterns of the influence of structural parameters of cutter knives on
their fatigue limit;
– to propose ways to increase the fatigue limit of cutter knives;
5
– to develop the design of a device aimed at improving the raw material
comminution process in a cutter.
Research methods: numerical research methods were used in this Master’s
qualification thesis.
Scientific novelty of the presented work is as follows. Regularities of the
influence of geometric parameters of cutter knives on their fatigue endurance have been
established. It has been proven that increasing the knife body width and reducing the
concavity of the rear surface significantly contribute to improving fatigue endurance.
Patterns were obtained describing the dependence of the fatigue limit of cutter knives
under alternating loads on the geometric features of the knives.
Practical significance of the research results presented in the thesis is the
following. A set of recommendations is proposed to ensure increased fatigue endurance
of cutter knives. For cutter knives, increasing the width of the knife body is beneficial,
as it helps reduce peak stresses in the rear-surface notch zone and increases fatigue
endurance. Additionally, a design of a cutter knife-head attachment has been developed,
enabling an increase in cutter productivity.
Keywords: cutter, endurance, knives, alternating loads, productivity,
mathematical modeling.
6
ЗМІСТ
ВСТУП 8
РОЗДІЛ 1. ПОРІВНЯЛЬНИЙ АНАЛІЗ ІСНУЮЧИХ КОНСТРУКЦІЙ 9
І ПОСТАНОВКА ЗАДАЧІ ВДОСКОНАЛЕННЯ КУТЕРА
РОЗДІЛ 2. ОПИС ПРОПОЗИЦІЇ. КОНСТРУКЦІЯ І ПРИНЦИП ДІЇ 20
МАШИНИ
РОЗДІЛ 3.РОЗРАХУНКОВА ЧАСТИНА 27
3.1 Технологічні розрахунки кутера 27
3.2 Кінематичний розрахунок 35
3.2.1 Розрахунок клинопасової передачі приводу ножового валу 35
3.2.2 Розрахунок черв’ячної передачі приводу чаші 38
3.3 Енергетичні розрахунки кутера 46
3.4 Технологічні розрахунки виготовлення деталі 47
РОЗДІЛ 4. НАУКОВО-ДОСЛІДНИЙ РОЗДІЛ 57
4.1 Методика досліджень 57
4.2 Дослідження межі витривалості ножів кутерів при знакозмінних 60
навантаженнях шляхом чисельного моделювання
РОЗДІЛ 5. МОНТАЖ, ЕКСПЛУАТАЦІЯ ТА ТЕХНІЧНЕ 73
ОБСЛУГОВУВАННЯ КУТЕРА
ВИСНОВКИ 82
СПИСОК ЛІТЕРАТУРНИХ ДЖЕРЕЛ 83
7
ВСТУП
У сучасних реаліях діяльність виробничих підприємств потребує
дотримання високих вимог стосовно ефективного використання матеріальних і
трудових ресурсів. Такий підхід є актуальним через тенденції сучасного розвитку
виробництва, які спрямовані на збереження ресурсів та енергії.
Поряд із визначенням параметрів, які можуть бути джерелами економії
матеріальних та трудових ресурсів, не менш актуальним є визначення шляхів та
засобів їх виконання. Причому можливі випадки, коли неврахування вказаних
вимог здійснюється саме через відсутність раціональних, економічно вигідних
шляхів їх реалізації. Саме тому актуальним є пошук доцільних шляхів виконання
вимог економії матеріальних та трудових ресурсів.
Серед різних напрямів харчової промисловості м'ясна галузь займає одну з
провідних позицій. Основною продукцією, яку виробляють м'ясопереробні
підприємства, є ковбасні вироби. На сьогодні застосовуються різноманітні
технології виготовлення ковбас, що нерідко суттєво відрізняються від тих, які
використовувалися в ХХ столітті, причому головні зміни стосуються типу
використовуваної сировини. Водночас базові технологічні операції все ще
виконуються за допомогою обладнання, яке було відоме й раніше. Одним із
ключових видів такого технічного оснащення залишається кутер.
Широке використання кутерів, висока їх вартість та значення для кількості
та якості виготовленої продукції обумовлює необхідність подальшого пошуку
шляхів підвищення економічної ефективності їх використання. Найбільш
раціональним може бути такий підхід, при якому беруться до уваги усі наявні
чинники понесення матеріальних та інших витрат при експлуатації цих машин.
Для розвитку українського харчового машинобудування особливо актуальним є
пошук шляхів вдосконалення кутерів вітчизняних марок: Л5-ФКБ та Л5-ФКМ.
Вирішення цих задач і висвітлено в даній кваліфікаційній роботі магістра.
8
РОЗДІЛ 1. ПОРІВНЯЛЬНИЙ АНАЛІЗ ІСНУЮЧИХ КОНСТРУКЦІЙ І
ПОСТАНОВКА ЗАДАЧІ ВДОСКОНАЛЕННЯ КУТЕРА
Кутер – це машина для середнього, тонкого та надтонкого подрібнення
м'ясної сировини. В сучасних умовах кутер вважається найбільш відповідальною
машиною у технологічній лінії по виготовленню ковбасних виробів. Це
пояснюється декількома причинами: можливістю технологічно замінити декілька
видів технологічного обладнання (вовчок, фаршемішалку, емульситатор);
визначальним впливом роботи кутера на якість готового продукту; можливістю
ефективного вакуумування сировини; вартістю самої машини, що значно
перевищує вартість інших видів технологічного обладнання лінії.
З огляду на це значна увага приділяється забезпеченню ефективної роботи
кутерів, довговічності вузлів та зручності в експлуатації, зменшенню витрат
матеріальних ресурсів.
При виробництві безструктурних ковбас, сосисок і сардельок необхідно
перетворити подрібнювану сировину на однорідну гомогенну масу, яка володіє
певними властивостями. Якість готового продукту залежить від численних
чинників, зокрема у великій мірі від тонкого подрібнення в кутері. Причиною
зниження якості можуть бути неправильний набір ножів (якість і конфігурація), їх
погане заточування, недостатня міцність кріплення в ножовій головці, збільшення
зазору між ріжучою кромкою і чашею кутера (якщо конструкцією ножової
головки не передбачено регулювання цього зазору) недбале балансування ножів, а
також експлуатація ножів, первинна форма і кут заточування яких спотворені в
результаті зносу і періодичним заточуванням. Неправильний вибір ножів і
зниження в процесі експлуатації їх ріжучих властивостей приводять до
підвищення температури оброблюваної маси. Перевищення допустимої
температури при подрібненні може викликати осадження жиру і утворення желе,
небажані з погляду структури маси і що негативно впливають на якість готового
продукту.
9
У сучасних кутерах робочі органи обертаються з частотою 100с-1. Ножі
кутера піддаються складним механічним навантаженням (дії відцентрових сил,
вигину, тертю) і корозійній дії. При роботі вони піддаються фізико-механічному
зносу, а при заточуванні можливе механічне пошкодження.
Ефективність роботи кутера багато в чому залежить від геометричної
форми ножів. Відомо, що вона впливає на ступінь подрібнення, умови
перемішування, тривалість кутерування, енергетичні витрати.
Відсутня єдина думка з приводу абсолютних переваг тієї або іншої форми
ножа. На рис. 1.1 показані лінії ріжучих кромок ножів різної геометричної форми.
Коло 2 імітує приймальну чашу кутера, коло 1 - пристрій, що фіксує ножі на
ножовому валу. Дослідник Г.В. Бакунц провів аналіз використовуваних
серповидних ножів з погляду якнайкращих умові подрібнення фаршу і
мінімального його нагріву. Він досліджував ножі з лезами у вигляді дуг кіл
одного або декількох радіусів, а також у вигляді логарифмічних спіралей.
Ножі першої групи характеризуються тим, що з видаленням від осі
обертання кут α між дотичною в даній точці леза і радіусом обертання цієї крапки
збільшується, наближаючись до 90° на кінці леза (лінія 3 на рис. 1.1). У ножів
другої групи кут α постійний в будь-якій точці леза (лінія 4 на рис. 1.1).
Г. В. Бакунц прийшов до висновку, що різання буде якнайкращим, якщо що
дотична доставляє сили різання, мінімальна, а кращим є ніж, у якого α =0, тобто
що має ріжучу кромку у вигляді примою лінії, співпадаючої з радіусом обертання
(лінія 5 на рис. 1.1).
М. П. Клименко дослідив вплив швидкості ковзання при різанні зразків
м'яса на величину нормальною і тангенціальною складових зусилля різання при
постійній швидкості подачі зразків. Автор дійшов висновку, що лезо ножа кутера
повинне бути виконане у вигляді прямою, що не проходить через центр
обертання, з кутом ковзання α =15-20° (лінія 6 на рис. 1.1) або злегка зігнутим.
При цьому тертя ковзання леза у фарші, нагрів фаршу і потужність, споживана
кутером, не дуже великі.
10
Рисунок 1.1 - Геометричні форми ріжучих кромок:
1 - лінія, що імітує пристрій для кріплення ножів на валу; 2 - лінія, що імітує чашу
кутера; 3 - ріжуча кромка із змінним кутом α ; 4 - ріжуча кромка з постійним
кутом α ; 5 - ріжуча кромка, співпадаюча з радіусом обертання; 6 - пряма ріжуча
кромка, не співпадаюча з радіусом обертання; 7 - ріжуча кромка з α =90° по всій
довжині; 8 - кромка сильно зігнутого ножа; 9 - трохи зігнута кромка; 10 - ріжуча
кромка складної форми; 11 - ріжуча кромка у вигляді дуги кола із зміщеним
центром; 12 - ріжуча кромка у вигляді ламаної лінії; 13 - форма ріжучої кромки
ножа з трьома лезами; 14 - ріжуча кромка, що складається з двох ділянок; 15 -
увігнута ріжуча кромка; 16 - коло, що описується при обертанні максимальним
радіусом ножа
Л. Л. Миронов і А. А. Титарчук порівнювали різні профілі ріжучих кромок
за кінетичними умовами різання. Авторами запропонований метод визначення
профілю ножа, що обертається, по заданому кінематичному куту різання,
ідеальний профіль ріжучої кромки ножа, що обертається, на їх думку, - крива,
дотична до якої в кожній крапці співпала з дотичною до кола, що проходить через
11
дану точку, з центром в точці О, тобто профіль ріжучої кромки ножа, що
обертається, описується відрізком логарифмічної спіралі (лінія 7 на рис. 1.1).
Отже, можна дійти висновку, що немає такої конфігурації ножа кутера, яка
задовольняла б одночасно всім вимогам, що пред'являлися до неї. У зв'язку з цим
в кутерах застосовуються ножі самих різних геометричних форм, від прямого з
ріжучою кромкою, що проходить через центр обертання, до сильно зігнутого.
Наприклад, лінією 6 на рис. 1.1 показана ріжуча кромка сильно зігнутого ножа
кутера, що випускається фірмою Kramer-Grebe. Ніж такої форми достатньою
мірою подрібнює сполучну тканину, оскільки частина сили різання доводиться на
дотичну складову; його застосовують при подрібненні неоднорідної сировини.
Якщо сировина подається в кутер в шматках або замороженим до мінус
10°С без попереднього подрібнення на вовчку, то велика частина сили різання
повинна доводитися на нормальну складову. Цій вимозі задовольняє ніж з
прямою кромкою, що проходить через центр обертання, проте в цьому випадку
існує небезпека поломки ножа. Щоб їй запобігти, необхідно створити мінімальну
дотичну складову сили різання, тобто використовувати ніж з прямою ріжучою
кромкою, що не проходить через центр обертання, або ніж, вживаний в кутерах
фірми Hoeger-Alpina. Його ріжуча кромка показана лінією 9 на рис. 1.1. Цей ніж
має трохи зігнуту ріжучу кромку, що задовольняє вказаній вимозі. Кутери з
такими ножами в основному і застосовують дня подрібнення кускового
замороженого м'яса. Одним з важливих чинників, що впливають на якість фаршу,
є хороше перемішування всіх його компонентів при заданому ступені
подрібнення. Для його здійснення в кутерах застосовують ножі із значно
ускладненою геометрією ріжучої кромки. Так, лінією 10 на показана ріжуча
кромка ножа кутера, що випускається фірмою Seydelmann. У зоні найбільших
лінійних швидкостей кінець леза робиться фігурним, таким, що подовжує ріжучу
кромку і, відповідно, що збільшує ріжучу здатність ножа. На думку фахівців
фірми, таке виконання ріжучої кромки ножа значно покращує умови
перемішування сировини при хорошому його подрібненні.
12
Для заточування з ріжучими кромками складної конфігурації, наприклад у
вигляді кривій другого порядку, необхідні спеціальні верстати. Для простоти
обслуговування, іноді поступаються перевагами вищеописаних ножів,
використовуючи легкозаточувані, наприклад у вигляді дуги, кола із зміщеним
центром (лінія 11 на рис. 1.1).
Перспективнішим представляється таке проектування ножів для кутерів, яке
при збереженні переваги ножів з складною ріжучою кромкою, забезпечують
простоту їх експлуатації. Прикладом може служити ріжуча кромка у вигляді
ламаної лінії, вписаної в криву другого порядку. Складну криву замінюють
декількома випрямленими ділянками (до чотирьох). Такі ножі можна
відпрацьовувати на будь-якому заточувальному верстаті.
Існують ножі з ріжучою кромкою, виконаною у вигляді всіляких комбінацій
вказаних форм. Так, в кутерах фірми Meissner використовується ніж з ріжучою
кромкою, що є двома прямолінійним ділянками поблизу посадочної частини ножа
і криволінійною ділянкою на кінці (лінія 13). Така форма ріжучої кромки
забезпечує в зоні найбільших швидкостей переважно ковзаюче різання, яке
сприяє гарному подрібненню сполучної тканини, а в зоні найменших швидкостей
- різання рубляче, що, на думку дослідників, знижує енергетичні витрати при
роботі кутера. Фірма G. Walter Steffens, що спеціалізується на виробництві ножів
для кутерів, випускає, зокрема, ножі з ріжучою кромкою, що складається з двох
ділянок (лінія 14). У зоні найбільших лінійних швидкостей подовжена ріжуча
кромка перпендикулярна радіусу обертання ножа, а в зоні найменших швидкостей
виконана у вигляді прямої, що проходить через центр обертання.
У проспектах зарубіжних фірм приводяться відомості про серповидні ножі з
вищеописаними ріжучими кромками, що обертаються в протилежну сторону
(лінія 15). Але такі ножі не знайшли широкого застосування із-за складності при
заточуванні.
На рис. 1 показані далеко не всі форми ріжучих кромок. Ножі для кутерів
виготовляють з лезами у вигляді Архімедової спіралі, евольвенти, параболи і ін., а
також у вигляді комбінацій вказаних кривих. До теперішнього часу відсутні
13
однозначні рекомендації по вибору геометрії ножа кутера. Проте, аналізуючи
різноманіття геометричних форм ріжучих кромок ножів, можна відмітити
тенденцію до збільшення довжини ріжучої кромки в зоні найбільших швидкостей,
створенню на кінці леза переважно дотичного різання, а в зоні найменших
швидкостей - рублячого. При виборі ножа з тією або іншою ріжучою кромкою
необхідно враховувати вид подрібнюваної сировини. Якщо кутер призначений
для обробки сировини різних видів, то його поставляють в комплекті з ножовими
головками, забезпеченими спеціальними ножами для кожного виду сировини.
Якщо ножі кутера мають складну конфігурацію, то в комплект включають і
необхідні заточувальні верстати.
Робота кутера багато в чому залежить від того, як заточені леза ножів.
Спосіб і якість заточування лез прямо впливають на якість кутерування,
енергетичні витрати. Небажаний нагрів фаршу при кутеруванні призводить до
зниження якості готового продукту, що отримується з такого фаршу. Тому при
проектуванні кутера важливий обґрунтований вибір того або іншого способу
заточування леза. Цих способів відомо достатньо багато.
Як відомо, ефективність обробки сировини в кутері залежить від багатьох
чинників: виду геометричної форми різальної кромки ножів, кількості ножів,
частоти обертання ножової головки, площі тертя сировини об поверхню ножів,
виду заточки ножів, радіусу закруглення різальних кромок та ін. Також чинником,
який суттєво впливає як на ступінь подрібнення сировини так і на продуктивність
кутера є зазор між граничною поверхнею ножів та внутрішньою поверхнею чаші.
Рекомендується підтримувати величину зазору між ножем та нижньою точкою
поверхні чаші не більше 2 мм.
Слід зазначити, що величина зазору Smax залишається постійною по всьому
периметру зони обробки лише у випадку ножів, розташованих у площині, яка
проходить через центр чаші і перпендикулярна до осі ножового валу (див. рис.
1.2, б). Для ножів, що знаходяться в інших площинах, величина зазору варіюється
нерівномірно по периметру зони обробки – від Smin до Smax. При цьому
збільшення зміщення площини ножів вздовж осі ножового валу призводить до
14
більшої нерівномірності зазору (рис. 1.2, в). Це явище зумовлене геометричною
конструкцією чаші, зокрема формою її центрального конусу або «шийки», що
являє собою зрізаний конус із криволінійною твірною.
В Б-Б
Б В-В
Б Smin Smin Smin Smax
В
а) б) в)
Рисунок 1.2 - Зміна зазорів між поверхнею чаші та ножами різних ножових
блоків
Підсилює даний негативний ефект той факт, що діаметри кіл, які
описуються ножами різних ножових блоків (ножами, що розташовані в різних
площинах), неоднакові. Найбільший діаметр утворюється колом, яке визначається
ножами, розташованими в площині, що проходить через центр чаші та
перпендикулярна до осі валу ножів. Ці ножі можна назвати «ножами середнього
ножового блоку». Діаметри кіл, утворених іншими ножами, зменшуються в міру
відхилення площини їх розташування вздовж осі ножового валу — чим більше це
зміщення, тим менший діаметр відповідного кола.
У результаті цього зазор між ножами та центральним конусом чаші
додатково збільшується. Це приводить до того, що ножова головка кутера не
працює з максимальною ефективністю — на частині траєкторії різання ножів не
забезпечуються оптимальні умови їхньої роботи.
15
Забезпечення сталого мінімального зазора між чашею та ножами усіх
ножових блоків дозволить підвищити різальну здатність кутерів, що покращить
ступінь подрібнення сировини та продуктивність машини.
З метою підвищення ефективності роботи кутера, рекомендується
встановлювати оптимальне значення зазору між ножами та поверхнею чаші
0,9мм. Згідно [1] зміна величини зазору суттєво впливає як на ступінь і
однорідність подрібнення сировини, так і на енергоємність роботи кутера
(табл.1.1).
Таблиця 1.1 Вплив величини зазору на параметри роботи кутера
Зазор, мм Об’єм осаду після відстоювання, % Питома витрата
мілких частинок крупних енергії, кВт·год/т
частинок
5 26,8 9,8 44
4 27,6 7,8 38
3 28,1 6,2 37
2 28,8 3,4 36
1 32,6 3,1 36,4
0,5 34,1 2,2 42
0,3 36,3 1,8 55,2
Причому вказується, що при кутеруванні із значенням зазорів 0,5 і 0,3 мм
забезпечує тонке подрібнення м’яса. Фарш після кутерування не потребує
додаткового подрібнення на емульситаторах, що суттєво знижує витрати на
придбання та обслуговування обладнання.
Для усіх зазначених досліджень властивий недолік: відсутні математичні
вирази, що можуть дозволити визначати величини зазорів при змінних
конструктивних і геометричних параметрах кутера (діаметри чаші, товщина
ножових блоків, кількість ножових блоків, розташування ножових блоків
відносно чаші).
Підвищення працездатності ножів кутерів було центральним завданням
багатьох наукових робіт. Науковці зосереджують основну увагу на підвищенні
зносостійкості ножів, проте практика м'ясопереробки показує важливість
16
врахування інших параметрів працездатності цих деталей, таких як статична
міцність, втомна витривалість та ударна в’язкість.
Досвід експлуатації кутерів виявляє гостру проблему забезпечення
достатньої надійності їх ключових робочих органів — ножів. Недостатня міцність
цих компонентів часто стає причиною їх руйнування під час роботи обладнання.
Як наслідок, пошкоджується один або кілька ножів (вартість одного ножа
імпортного виробництва сягає 200-350 євро), а також приходить у непридатність
м’ясна сировина в чаші кутера (обсяг сировини варіюється від 120 до 750 літрів).
Крім цього, виникають ушкодження чаші і кришки ножової головки, значно
збільшується дисбаланс ножової системи, що може спричинити поломку
підшипників ножового валу або самого валу.
Така ситуація призводить до тривалого виходу кутера з експлуатації та
потребує масштабних ремонтних робіт, що не лише збільшує витрати на
обслуговування обладнання, але й завдає суттєвих матеріальних збитків
підприємству. Попередні дослідження автора статті та інших дослідників
вказують на втомний характер руйнування переважної більшості зламаних під час
кутерування ножів. Актуальним є обґрунтування ефективних шляхів підвищення
втомної витривалості ножів кутера.
Статична міцність ножів кутера вивчалася у численних наукових роботах,
серед яких [1]. Проте результати цих досліджень не дозволяють повністю
визначити основні фактори, що спричиняють руйнування ножів, а також не
пропонують ефективних шляхів підвищення їх міцності та надійності. Це
пояснюється тим, що в роботах не враховано вплив знакозмінних навантажень на
довговічність ножів.
За даними досліджень із робіт [2; 3; 4], характер пошкоджень ножів
свідчить про їх руйнування через втомну природу. Однак в існуючій літературі
питання втомної витривалості ножів кутера детально не досліджувалося. Більше
того, відсутні праці, в яких були б розроблені й обґрунтовані дієві методи
підвищення втомної витривалості цих деталей.
17
Проблеми втомного руйнування металів докладно висвітлено у [5]. Автори
[6] акцентують увагу на важливості вибору відповідного матеріалу, параметрів
термічної обробки та якісної обробки поверхні металу для досягнення високої
втомної міцності. У роботі також наведено ґрунтовні дослідження механізмів
корозійно-втомного руйнування машинних деталей.
Згідно з дослідженнями з роботи [7], корозійно-активне середовище значно
знижує втомну міцність металів, у деяких випадках до кількох разів. Додатковим
фактором ослаблення міцності є попередня дія корозії, наприклад, під час
зберігання деталей.
У роботі [8] досліджувалися втомні властивості алюмінієвого кремністо-
магнієвого сплаву AlSi10Mg, отриманого адитивним виробництвом, проводилося
моделювання опору багатоциклової втоми (HCF) за наявності дефектів та
прогнозу межі витривалості матеріалу. Три партії зразків були досліджені за
допомогою рентгенівської мікрокомп'ютерної томографії та випробувані в умовах
втоми. Була отримана крива опору нижньої межі, яка враховувала штучні дефекти
такого розміру, що відповідає розміру найбільших дефектів, що виникають на
практиці. Зроблено висновок, що моделювання на основі механіки руйнування,
очевидно, є інструментом, необхідним для підтримки застосування адитивного
виробництва до компонентів, критично важливих для безпеки.
Авторами [9] були проведені дослідження впливу середньої напруги на
втомну довговічність і межу витривалості для нержавіючої сталі марки 316.
Результати для попередньо напружених зразків показали, що втомна
довговічність була майже однаковою в тому самому діапазоні деформації
незалежно від амплітуди напруги, максимальної пікової напруги і середньої
деформації. Зниження втомної довговічності було викликано зміною діапазону
ефективних деформацій, яке було викликано збільшенням мінімальної пікової
напруги та деформації механізму.
У статті [10] наведено огляд та систематизація досліджень про поріг
поширення втомної тріщини металів як критерії проектування. У статті
обговорюються питання щодо його експериментального визначення, а також
18
застосування до компонентів. В обох цих областях було порушено нові питання,
які можуть поставити під сумнів або змінити раніше відомі дані.
Автори [11] описують використання інструментів аналізу даних для
прогнозування втомної міцності сталей. Для встановлення кореляцій між різними
властивостями сплавів, їх складом та параметрами виробничого процесу
використовувалися кілька підходів. Підходи, засновані на аналізі даних,
становлять значний інтерес для інженерів-матеріалознавців, особливо при
досягненні екстремальних властивостей, таких як циклічна втома, де сучасні
моделі, що базуються на сучасній фізиці, мають серйозні обмеження. Результати
досліджень підтвердили корисність таких інструментів інтелектуального аналізу
даних для прогнозування втомної міцності сталей та для фактичного створення
прогнозних моделей для них.
У статті [12] автори запропонували модель для механіки руйнування,
засновану на прогнозуванні SN характеристик металевих компонентів з великими
мікроструктурними дефектами для пластин, виготовлених з алюмінієвих сплавів
Al 2024-T3 і Al 7075-T6, а також високоміцного чавуну EN-GJS-400-18-LT.
Робота [13] присвячена прогнозуванню межі витривалості зразків із надрізом.
Межа витривалості зразків з надрізом визначався умовою нерозповсюдження
механічно малих поверхневих тріщин, а також тим прикладеною номінальною
напругою, для якої виконується умова торкання руху тріщини та сили опору.
Підхід був модифікований для включення ефектів пластичності в режимі
механічно короткої тріщини, і він був застосований до звичайної та високоміцної
сталі у разі нескінченної пластини з круглим отвором при віддаленій напругі, що
розтягує. Підтверджено високу ефективність використання даного методу.
Відтак, актуальним є дослідження впливу таких конструктивних параметрів
ножів кутера, як геометрія леза, ширина ножа, геометрія задньої грані, на межу їх
витривалості.
Вирішення означених вище проблемних задач дозволить суттєво підвищити
довговічність кутерів, а відтак і збільшити рентабельність їх використання в
м'ясопереробних виробництвах.
19
РОЗДІЛ 2. ОПИС ПРОПОЗИЦІЇ. КОНСТРУКЦІЯ І ПРИНЦИП ДІЇ
МАШИНИ
Кутер є ротаційною м'ясорізальною машиною, призначеною для
остаточного тонкого подрібнення і фаршеприготування варених, ліверних ковбас,
варено-копчених, сирокопчених, напівкопчених, сосисок, сарделек.
На кутері допускається подрібнення охолодженого від мінус 1 до мінус 5 °С
м'яса на шматках не більш 0,5 кг, а також заморожених блоків розміром
190мм×190 мм×50 мм, температура їх не повинна бути нижчою мінус 8 °С.
Кутер повинен експлуатуватися в закритих виробничих приміщеннях з
температурою в робочій зоні в холодний період року +13-19 °С, в теплий період
року +15 – 26 °С і з відносною вогкістю повітря не більше 75 %.
Технічні характеристики приведені в таблиці 6.1.
Усередині станини на окремих осях кріпляться дві чавунні підмоторні плити 3
і 6, на які встановлюються двигуни 4 і 5 приводи чаші ножового валу. Для
регулювання натягнення ременя вільний кінець плит закріплений за допомогою
відкидного болта 7, гайки і контргайки.
Обертання плити 1 здійснюється від двигуна 5 через клинопасову передачу і
черв'ячний редуктор. Усередині черв'ячного редуктора на загальному валу
встановлена муфта хропіння 9, забезпечуюча можливість повороту чаші уручну
(напрям робочого обертання – проти годинникової стрілки) для зручного того, що
розташовує ножів щодо зливної пробки при повній санітарній обробці машини і
промивці чаші.
Таблиця 2.1 Технічні характеристики кутера Л5-ФКМ
№ Найменування показника Значення
пп 125
1. Геометрична місткість чаші, м3, не менше 0,125
2. Технічна продуктивність по основній сировині при
тривалості циклу не більше 5 хв. кг/ч, не менше 1200
20
3. Коефіцієнт завантаження чаші, не більш
- по основній сировині 0,6
- по мороженій сировині 0,4
4. Маса завантаження, кг, не більш
- 75
- 50
5. Кількість пар ножів, шт.. 2
6. Тривалість циклу, мін. 3-5
7. Швидкість різання, м/с 65
8. Частота обертання ножового валу, об/хв 4200
8. Встановлена потужність, кВт, не більш 30,63
9. Габаритні розміри кутера, мм, не більш
- 3000
- 1850
- 1800
10. Маса кутера, кг, не більш 2200
11. Напруга мережі трифазного змінного струму із
заземленою нейтралью, В 380+38
12. Частота мережі, Гц 50+1
Обертання ножового валу здійснюється від двигуна 4 через клинопасову
передачу.
Для забезпечення безпечних умов роботи та запобігання розсипанню фаршу
під час приготування, частина чаші в зоні ножів накривається зверху кришкою
(поз. 5).
У піднятому положенні кришка спирається на регульований упор, розміщений
у верхній кромці центра чаші. Між кришкою та чашею утримується зазор не
більше 0,3мм, що забезпечується використанням прокладок між станиною і
кронштейном, на якому кріпиться кришка.
21
Кришку відкривають за допомогою ручки, закріпленої на зовнішній стороні
захисного кожуха.
Положення вивантажувача (поз. 7) у верхньому положенні тарілки є
неробочим. Основним робочим елементом вивантажувача виступає таріль.
Після необхідної дози кнопкою «0» зупиняють подачу води, кнопкою «R»
проводять скидання свідчень індикатора. Вхідним вентилем необхідно
здросселювати подачу +38-19) В, частота (50+1) Гц. Напруга ланцюгів управління
24 В.
Загальне підключення кутера до мережі здійснюється вимикачем QF1 –
ГОЛОВНИЙ ВМИКАЧ, розташованим на бічній стіні кутера. Про наявність
напруги сигналізує лампа HL1.
Автори поставили перед собою завдання розробити технічне рішення, яке
дозволить кардинально усунути проблему нерівномірності зазорів у робочій зоні
кутера. З цією метою пропонується обладнати кутер спеціальною насадкою.
Ця насадка включає робочу поверхню, ущільнення, кронштейн і кріпильні
елементи. Вона встановлена таким чином, щоб її робоча поверхня знаходилася на
ділянці, де відбувається різання сировини — від моменту входу ножів до
найнижчої точки робочої поверхні чаші.
Робоча поверхня насадки еквідистантна колам, які описують ножі, а сама
насадка закріплюється на корпусі ножового валу. Ножова головка встановлена на
ножовому валу так, що ножі першого ряду (за напрямком подачі сировини до
ножової головки) обертаються в площині, яка або співпадає з площиною, що
проходить через вісь чаші перпендикулярно ножовому валу, або знаходиться
позаду цієї площини за напрямком подачі.
Насадка розташована таким чином, що початок її робочої поверхні у
напрямку подачі сировини знаходиться в площині, проведеній через вісь чаші
перпендикулярно осі ножового валу.
Значення діаметра кіл, які описуються ножами кожного ножового блоку,
відрізняються від діаметрів кіл інших ножових блоків. Кутер складається з
декількох компонентів (рис. 1.2). Основним елементом є корпус 1, в якому
22
розташована чаша 2. Ножовий вал 3 встановлено в корпус ножового валу 4 і
оснащено ножовою головкою 5, яка включає ножові блоки 6 та ножі 7. Чаша 2
закривається кришкою 8, а ножова головка 5 захищена кришкою 9. Ножовий вал 4
приводиться в дію за допомогою приводу ножового валу 10, чаша 2 обертається
завдяки приводу чаші 11, кришка чаші 8 закривається через привід кришки чаші
12, а для кришки ножової головки 9 використовується привід 13.
Додатково кутер оснащено механізмом завантаження 14 і механізмом
вивантаження 15 для подачі сировини в чашу та її витягування після обробки. До
обладнання також входять система вакуумування 16, дозатори 17, система
автоматизації 18 та система керування 19. Усередині чаші 2 розміщена насадка 20,
яка складається з робочої поверхні 21, ущільнення 22, кронштейну 23 і
кріпильних елементів 24 (рис. 1.3). Насадку можна зафіксувати у корпусі
ножового валу 4.
Робота кутера здійснюється наступним чином: спочатку активується привід
кришки ножової головки 13, що забезпечує закриття ножової головки 5 кришкою
9 відповідно до вимог безпеки. Після цього вмикається привід чаші 11, завдяки
чому чаша 2 починає обертатися. Сировина завантажується в чашу за допомогою
механізму завантаження 14. Далі через дозатори 17 у чашу подаються вода, лід чи
інші компоненти відповідно до технологічного регламенту або рецептури. Привід
кришки чаші 12 забезпечує герметичне закриття чаші кришкою 8 для створення
необхідного робочого середовища в кутері.
Привод ножового вала 10 активується, після чого ножовий вал 4 розпочинає
обертання, запускаючи процес подрібнення сировини за допомогою ножів 7,
закріплених на ножовій головці 5. Характеристики цього процесу, такі як
температура сировини, тривалість подрібнення тощо, знаходяться під контролем
системи автоматизації 18, яка передає відповідні електричні сигнали до системи
управління 19. Після завершення встановленого оператором часу обробки
система вакуумування 16 разом із приводом ножового вала 10 вимикаються, і
активується механізм керування кришкою чаші 1.
23
9
4 3
15 8
А А
14
2 16 11 19 1 18 10
а)
12 8 9 13 17
14
2 4
15
б)
Рисунок 1.2 – Кутер Л5-ФКМ з насадкою
24
А-А
Д
7
6 Г
24
4 23
21
Г
24
5 23
20 Е 2
а) б)
Д
23 7 Е 22
22 21 21 23 2
в) г)
Рисунок 1.3 – Конструкція насадки до ножової головки кутера
Після відкриття чаші 2 запускається механізм вивантаження 15, завдяки
чому його робочий орган опускається у сировину, забезпечуючи її вивантаження
із чаші 2. На цьому цикл обробки завершується. Після цього можна приступати до
обробки нової порції сировини або виконати санітарну чистку кутера.
25
DD33
DD22
DD11
Завдяки такій конструкції кутера забезпечуються умови для усунення
недоліків у зоні різання ножової головки. Використання насадки 20 дозволяє
досягти мінімального зазору по всьому периметру різальної зони кожного
ножового блоку 6. Це створює сприятливі умови для ефективного підпору
сировини під час її різання — від моменту входу ножів у матеріал до нижньої
точки чаші 2.
Як показано на рис. 1.3, можливе застосування ножових блоків із різними
значеннями діаметрів описуваних ножами кіл (D3 < D2 < D1). Це забезпечує
мінімальний необхідний зазор між ножами та поверхнею чаші, яка формується її
зовнішнім діаметром. Застосування насадки 20 з робочою поверхнею 21,
еквідистантною описуваним ножами колам, дозволяє досягти мінімально
заданого зазору Smin між ножами 7 усіх ножових блоків 6, незалежно від їх
кількості на кутері.
Слід підкреслити, що запропонована конструкція дозволяє суттєво
покращити основні характеристики кутера при мінімальних витратах. Насадка
має просту конструкцію, не містить рухомих частин та не вимагає значних змін у
вже існуючих моделях кутерів.
Оптимізація зазорів шляхом збільшення діаметра центрального конуса, як
це реалізовано у сучасних моделях кутерів, є малоефективною. Досягнути
бажаних значень зазорів можна лише при збільшенні діаметра центрального
конуса понад 700 мм, що призведе до надмірного росту металоємності, габаритів
кутера, підвищення необхідної потужності приводу чаші та зниження
довговічності підшипникових опор чаші.
Розроблена насадка може бути додатково встановлена навіть на вже
експлуатовані моделі кутерів, істотно підвищуючи їх ефективність.
Результати цієї роботи можуть з успіхом використовуватися при
проектуванні вдосконалених конструкцій кутерів, виборі відповідної моделі для
технологічної лінії та визначенні напрямків подальшого удосконалення
обладнання.
26
РОЗДІЛ 3.РОЗРАХУНКОВА ЧАСТИНА
3.1 Технологічні розрахунки кутера
Для визначення експлуатаційних властивостей машини необхідно виконати
технологічний розрахунок. Також, дані технологічного розрахунку можуть бути
використані при кінематичному розрахунку.
Продуктивність машини періодичної дії визначається так, кг/год:
4200 V
M
де β – коефіцієнт заповнення місткості робочого об’єму машини;
ρ – густина оброблюваної сировини, кг/м3;
V – об’єм робочої місткості машини, м3;
τ – тривалість періоду оброки однієї порції сировини, с.
Стосовно кутера продуктивність буде визначена так, кг/год:
4200 V 4200 0,7 1050 0,125
M 862 ,
60 9
де β=0,7 – коефіцієнт заповнення місткості робочого об’єму машини;
ρ =1050 – густина м’ясної сировини, кг/м3;
V=0,125 – об’єм діжі кутер-мішалки, м3;
τ =9 тривалість періоду оброки однієї порції сировини, хв.
Таким чином, можна прийняти, що продуктивність кутера дорівнює 2000
кг/год.
27
Методика визначення зазору між ножами ножових блоків та поверхнею
чаші кутера при змінних геометричних та конструктивних параметрах кутера має
наступний вигляд та здійснюється за етапами:
1) визначення рівняння поверхні чаші;
2) визначення рівняння кола, що описується ножами певного ножового блоку,
із центром в т.О і радіусом R0;
3) визначення координат точки А перетину радіального луча та кола радіусом
R0;
4) визначення радіусу R0 кола, що описується ножами;
5) визначення рівняння прямої, що проходить через точки О та А;
6) визначення координат точки В перетину прямої ОА із поверхнею чаші;
7) визначення довжини відрізку АВ.
Подальші розрахунки ведуться згідно схем на рис. 3.1. Так на рис. 3.1,а
показано чашу кутера із ножовою головкою, що складається із декількох ножових
блоків.
Етап 1. Рівняння поверхні чаші визначимо, як рівняння поверхні тіла
обертання. Необхідно записати рівняння кривої, у формі якої виконано переріз
2 2
тіла обертання, та потім замінити в ньому x на x y . Таким чином (рис.
4.1,а,б,в) поверхня чаші кутера утворюється обертанням напівкола радіусом R
навколо вісі OZ. Діаметр центрального конусу чаші – d, зовнішній діаметр чаші –
D. Рівняння напівкола із центром не в початку системи координат, як відомо, має
2 2 2 d D d
вигляд: x a z b R при z ≤ R. Тут a R , b=R; 2R .
2 2 2
2
d 2
Отримаємо: x R z R R2
при z≤R. Замінивши для
2
2 2
просторового тіла x на x y та виконавши відповідні математичні
перетворення, отримаємо рівняння поверхні чаші кутера:
2
d
2 x2 y2 R x2 d
y2 z2 2z R R2 d R R2
.
2 4
28
z
y
x
а)
z
R
d/2
R0
O
A
B
k y
D/2
б)
l
R0
F
E
A O y
B R
k
M
z
в) г)
Рисунок 3.1 - Геометричні параметри робочих органів кутера.
29
ll
RR00
RR
RR11
dd//22
uu
DD//22
Етап 2. Як відомо, рівняння кола в просторі має вигляд:
2 2 2
x x0 y y0 z z0 R2
0 , де x0, y0, z0 - координати центру кола. В нашому
випадку (рис. 4.1,б,в) коло, яке описується ножами ножового блоку лежить в
площині, паралельній площині ZOY, на відстані x0=l від початку системи
координат. Отже в такому разі рівняння кола, що описується ножами певного
ножового блоку, із центром в т.О і радіусом R0 матиме вигляд:
2
2 d 2 2
l y R z R R0 .
2
Етап 3. Для того, щоб визначити координати т.А, необхідно в рівняння
підставити значення yА=k, яке відповідає точці А, та визначити з рівняння
значення координати z, при цьому координата x дорівнює xА=l . Величиною
параметру k можна задавати положення точку вимірювання зазору між ножами та
поверхнею чаші. Вихідне рівняння по визначенню координати zА запишеться:
d 2
d
2R z 2 2 2 2
A zA k l 2k R R d R0 .
2 4
Цей вираз можна записати як:
2 d d 2
zA 2R zA k 2 l 2 R2
0 2k R R d 0 .
2 4
2
Замінивши все, що в лівій частині рівняння після (zA 2R zA ) , на m, отримаємо:
z2
A 2R zA m 0 .
Розв’язавши дане рівняння відносно zА визначимо координату z для точки А :
2
zA R R m ,
2 2 2 d d 2
де m k l R0 2k R R d
2 4
2
Таким чином т. А має координати (l; k; R R m ).
Етап 4. Для визначення радіусу R0 скористаємось схемою, що зображено на
рисунку 2,г. Виходячи з неї можна визначити, значення радіусу кола, що
30
описується ножами ножового блоку, який зміщено вздовж вісі OX на відстань l
відносно серединного ножового блоку, в залежності від значень зовнішнього D та
внутрішнього d діаметрів чаші, радіусу жолоба чаші R та заданого зазору δ:
d
R 2 2 d
0 MF R ME l R1 , або
2 2
2
D 2 d
R0 l R1 ,
2 2
де R1 – радіус кола, що описується ножами серединного ножового блоку.
Етап 5. При визначенні рівняння прямої, що проходить через точки О та А,
спочатку зауважимо, що дана пряма розташована в площині, яка паралельна
площині ZOY та розташована на відстані x0=l від початку системи координат. З
огляду на це рівняння прямої ОА визначимо за відомим визначенням рівняння
y y0 z z0
прямої в декартовій системі координат:
y , де (y0; z0) та (y1; z1) –
1 y0 z1 z0
координати точок, через які проведено пряму. В нашому випадку, з урахуванням
значень відповідних координат, рівняння прямої ОА запишеться як:
d R
y
2 z R
d R R R2 m R . Виконавши відповідні математичні перетворення,
k
2
запишемо кінцеве рівняння прямої ОА:
d R d R
z Rk y R R R2 m
2 2
Етап 6. Для визначення координат точки В перетину прямої ОА із
поверхнею чаші кутера необхідно розв’язати систему, що складається з рівнянь
(1) та (6). При цьому слід зауважити, що в рівнянні (1) виконується заміна x=l.
Система рівнянь запишеться так:
31
2
2 l 2 y2 d d
B R l 2 y2 2
B zB 2zB R d R R2;
2 4
d R d R
zB Rk y 2
B R m .
2 2
В результаті розв’язку (7) визначаються значення координат точки В (l; yВ;
zВ), враховуючи, що xВ=l.
Етап 7. Для визначення довжини відрізку АВ використаємо вираз по
визначенню відстані між двома точками:
2 2 2
xA xB yA yB zA zB . Враховуючи, що відрізок АВ
знаходиться в площині, паралельній площині ZOY, та підставивши значення
координат (yА; zА) та (yВ; zВ), отримаємо:
2
2 2
k yB R R m zB
За результатами розрахунку (8) із використанням програмного пакету
MathCAD побудуємо графіки (рис. 3.2, 3.3) залежності значення Δ від таких
змінних параметрів: l; d; D. На рис. 3.2 - результати розрахунку для d=100 мм,
D=300 мм.
На рис. 3.3 - результати розрахунку для D=300 мм і координаті k, що
відповідає куту повороту ножа, який був прийнятий для k=92 у попередньому
розрахунку.
Можна зробити висновок, що забезпечення заданого значення зазору для
ножів усіх ножових блоків шляхом збільшення значення діаметру d центрального
конусу - неефективне, оскільки призводить до надмірного збільшення
металоємності кутера, його габаритів та енергоємності приводу чаші при
незадовільному покращенні значення зазору. Так занадто складною є задача
забезпечення заданого сталого значення зазору у випадку збільшення кількості
32
ножів в ножовій головці понад 8 – тобто ножових блоків товщиною 40 мм понад
4.
90
80
70
60
k=62
50
k=92
k=139
40
k=201
30
20
10
0
1 2 3 4 5 6
Координата l
Рисунок 3.2 – Залежність приросту зазору від зміщення вздовж вісі ножового валу
Таблиця 3.1 Значення приросту зазору відповідно до рис. 3.2
Номер Координата l Значення приросту зазору по
координати (зміщення відношенню до початкового, мм
абсцис вздовж вісі при координаті k (у), мм
ножового валу),
мм k=62 k=92 k=139 k=201
1 0 0 0 0 0
2 20 3,6 2 1,3 0,8
3 40 16 9 5,4 3
4 60 56 22 12 7
5 80 42 22 13
6 100 77 34 20
В той же час у разі забезпечення сталого мінімального зазору в ножовій
головці дало б змогу не тільки суттєво підвищити ефективність роботи кутерів, а
33
Приріст зазору, мм
й, у сприятливих умовах, позбутися необхідності використання емульситаторів,
що, як вказувалось, дало б значний економічний ефект.
60
50
40
d=150
d=200
30
d=300
d=450
20
10
0
1 2 3 4 5 6
Координата l, мм
Рисунок 3.3 – Залежність приросту зазору від зміщення вздовж вісі ножового валу
Таблиця 3.2 Значення приросту зазору відповідно до рисунку 3.3
Номер Значення приросту зазору по
координати Координата l відношенню до початкового, мм
абсцис (зміщення вздовж при діаметрі d, мм
вісі ножового
валу), мм d=150 d=200 d=300 d=450
1 0 0 0 0 0
2 20 1,8 1,5 1,2 1
3 40 7,3 6,3 4,8 3,6
4 60 17 14,5 11 8,2
5 80 32 26,7 20 15
6 100 54 44 32 23,6
34
Прирість зазору, мм
3.2 Кінематичний розрахунок
3.2.1 Розрахунок клинопасової передачі приводу ножового валу
Передаточне відношення:
n 4200
i 2 1.4
n1 3000
Обертовий момент на валу ведучого шківа визначається по формулі, Н·м:
P 30P 30 75 1000
T 3
1 750 10
1 n1 3000
де Р=75 – потужність, Вт;
ω1 – кутова швидкість, рад/с;
n1=3000 – частота обертання, об/хв.
До необхідних для розрахунку клиноремінної передачі даних відносять:
розрахункову потужність, що передається, умови експлуатації, частоту обертання
ведучого шківа, передаточне відношення.
Діаметр меншого шківа визначають по емпіричній формулі, мм:
d 3
1 (34) T1 180
де Т1 =390 – обертовий момент, Н·мм.
Отриманий результат округлюється до стандартного значення, але не менше
за мінімальне. d1 300мм. Діаметр більшого шківа (веденого) d2 визначається з
урахуванням відносного ковзання ременя ε:
d2 d1 i 1 d .
1 250
35
Потім значення d2 округлюються до регламентованого. Також уточнюється
передаточне відношення.
Міжосьова відстань назначається в інтервалі:
amin 0,55d
1 d2 T0 0,55(180250)13,5 230
amax d1 d2 180 250 430
де Т0 =13,5 – висота перерізу ременя.
Довжина ременя визначається по формулі:
2
d2 d1
L 2a0,5 d1 d2 2 3500,53,14(600) 0 1642
4a
де а =350 – міжосьова відстань, мм.
Отримане значення округлюється до стандартного. L 2000.Уточнюється
міжосьова відстань:
2 2
a 0,25 Lp w Lp w 2y 0,252000 22 (2000 22) 2 70 989 мм
де Lр – розрахункова довжина ременя; 2
w 0,5 d d ; y d2 d11 2 .
Кут захоплення меншого шківа визначається так:
d d
0
1 180 57 2 1 180 0 180
a
Для вибору ременя по його перерізу використовують номограму.
Число ременів, що необхідне для передачі заданої потужності визначається
так:
36
P Cp P Cp 75 1
z 12,7 13
p P0 CL C Cz 6 0,98 11
де Р0 – потужність, що допускається для передачі одним ременем, кВт;
СL – коефіцієнт, що враховує вплив довжини ременя;
Сp – коефіцієнт режиму роботи;
Сα – коефіцієнт кута обхвату.
Для зручності монтажу та експлуатації передачі рекомендується
обмежувати 8 ременями; якщо ж по розрахунку отримується більше 8, то слід
збільшувати d1 і відповідно d2 або перейти до більшого перерізу ременя.
Попередній натяг гілок клинового ременя визначається, Н:
850P Cp CL 2 850 75 10,98 0,18 65 0,30,18 65
F0 66,5
z C 138451 845
де υ – швидкість, м/с;
θ – коефіцієнт, що враховує відцентрову силу, (Н·с2)/м2.
Сила, що діє на вали, Н:
FB 2F0 z sin 1 2 29,6 8 sin90 473,6
2
Робочий ресурс ременів, год:
8 8
Lp 2000 7
H N 1
0 0ц Ci CH 4,7 106 11 5446
60
d1 n1 max 60 3,14 200 3000 4,2
де N0ц – базове число циклів;
Lp – розрахункова довжина ременя, м;
d1 - діаметр меншого шківа, м;
n1 – частота обертання, об/хв.;
σ-1 – границя витривалості, для клинових ременів 7 МПа;
37
σmax – максимальне напруження в перерізі ременя, МПа;
Ci – коефіцієнт, що враховує вплив передаточного відношення, C 3
i 1,5 i 0,5
Cн =1 – при постійному навантаженні.
Максимальне напруження в перерізі ременя:
55000
29,6 0,5
174
max 1 и 100 33,3 4,2 МПа
0,025 0,02 0,28
F
де напруження від розтягнення: 1
1 ;
b
напруження від згину: и Еи ;
d1
напруження від відцентрової сили: 2
10 6 .
Шківи клиноремінних передач виконують із чавуну СЧ15 і СЧ18, а при
швидкості 30 м/с – зі сталі 25Л або алюмінієвих сплавів.
3.2.2 Розрахунок черв’ячної передачі приводу чаші
Частота обрання валу електродвигуна n1=1460 об/хв., а за технологічними
вимогами, частота обертання чаші n2 повинна складати 15 об/хв.
Таким чином передаточне число буде
n 29
u 1 58 ,
n2 0.5
Приймаємо стандартне значення u=58.
Можна зробити висновок, що необхідно розрахувати черв’ячну передачу.
Черв'ячні передачі виконують у вигляді редукторів, рідше - відкритими.
Передавальне відношення черв'ячної передачі
n
i 1 1 z
2 u,
2 n2 z1
38
де 1, n1 и 2 , n2 - кутові швидкості, рад/хв, і частоти обертання, об/хв,
відповідно черв'яка і черв'ячного колеса; z2 - число зубів черв'ячного колеса; z1 -
число витків (заходів) черв'яка.
Частота обертання черв’яка буде:
n1 nдв 0.0023 nдв 1800 00023 1800 1759 об/хв.
n 3.14 1759
1
1 184рад/с
30 30
Частота обертання колеса буде:
n 1759
n2
1 28 об/хв.
u 63
1 184
2 2.9 рад/с
u 63
Момент на валу черв’яка буде:
P 0.37 103
T 2 103
1 Н*мм
1 184
Момент на валу колеса буде:
T2 T1 u 2 103 63 0.75 97.5 103 Н*мм.
Допустиме напруження [σ /
н ]=186 МПа. Розрахункове напруження буде
186*0,67=125 МПа.
Зв'язок між розрахунковим кроком черв'яка модулем т і ходом витка
черв'яка виражається формулою
p
p z1
1 m .
z1
Застосовувати черв'яки з лівим напрямом нарізки без спеціальних підстав не
слідує.
Приймемо, що кількість заходів черв’яка z=1.
Тоді кількість зубців черв’ячного колеса буде:
z2 z1 u 158 58
39
Ділильний діаметр черв'яка, співпадаючий в некорригованих передачах з
початковим діаметром, беруть кратним осьовому модулю черв'яка:
d1 dw1 qm,
де q d1 / m - коефіцієнт діаметра черв’яка.
Для скорочення числа розмірів фрез для нарізування черв'ячних коліс в
стандарті обмежені значення q (табличне значення у довідниках).
Ділильний кут підйому витка черв'яка γ пов'язаний з z1 і q співвідношенням
z
tg 1
q
Згідно таблиці приймемо значення коефіцієнту q=10.
Діаметр вершин витків черв'яка (при коефіцієнті висоти головки, рівному
одиниці)
da1 d1 2m m(q 2) 50 2 5 60
Діаметр западин витків черв'яка (при коефіцієнті радіального зазору 0,2m)
d f 1 d1 2,4m m(q 2,4) 50 2.4 5 38
Довжину нарізаної частини черв'яка b1 приймають:
при z1=1 або 2 b1 110,06z m; (11 0.06 63)5 35 90
2
при z1=3 або 4 b1 12,50,09z2 m;
3.2.2 Розрахунок черв’ячної передачі приводу чаші
Ділильний діаметр черв'ячного колеса
d2 dw2 z2m 635 315
Діаметр вершин зубів черв'ячного колеса (при коефіцієнті висоти головки,
рівному одиниці)
da2 d2 2m m(z2 2) 325
40
Діаметр западин зубів черв'ячного колеса (при радіальному зазорі 0,2m)
d f 2 d2 2,4m m(z2 2,4) 303
Найбільший діаметр черв’ячного колеса
6m 30
daM 2 da2 325 335
z1 2 3
Ширину вінця колеса b2 рекомендується приймати по співвідношеннях
при z1=1÷2 b2 0,75da1; 0.7560 45
при z1=4 b2 0,67da1
Умовний кут обхвату 2δ черв'яка вінця колеса визначається точками
перетину дуги кола діаметром d' = da1-0,5т з контуром вінця (див. рис. 3.2):
b
sin 2
da1 0,5m
Коефіцієнт корисної дії черв'ячного редуктора з урахуванням втрат в
зачепленні, в опорах і на розбризкування і перемішування масла
tg tg11019'
(0,950,96) 0.95 0.88
tg( p) tg11019'10
де p - приведений кут тертя, визначуваний дослідним шляхом.
Швидкість ковзання (м/с), яка є геометричною різницею окружних
швидкостей черв'яка і колеса, визначають по формулах
v 3.14 50 1759 103
v 1 4.7
s
0
cos 60 cos11
або
v v2 2
s 1 v2
де v 0,5 d 103 і v 0,5 d 103
1 1 1 2 2 2 - окружні швидкості черв'яка і колеса, м/с; ω1 і
41
ω2 - кутові швидкості черв'яка і колеса, рад/с; d1 і d2 - ділильні діаметри черв'яка і
колеса, мм.
Розрахунок на контактну витривалість ведуть як проектувальний, визначаючи
необхідну міжосьову відстань:
2
z 0,463
a 2
w 1 3 Tp2Eï ð
q z2
H
q
де z2 - число зубів черв'ячного колеса; q – коефіцієнт діаметру черв'яка; -
H
контактна напруга, що допускається; Тр2 = Т2K - розрахунковий момент на валу
2E E
черв'ячного колеса; Eï ð
1 2 - приведений модуль пружності (E1 – модуль
E1 E2
пружності матеріалу черв’яка, Е2 - те ж, вінця черв'ячного колеса). Формула
справедлива при будь-яких взаємно узгоджених одиницях вимірювання вхідних в
неї величин.
При іншому значенні δ числових коефіцієнтів у вказаних формулах слід
помножити на коефіцієнт
100
k
2
Дані по вибору коефіцієнта навантаження К приведені в довідниках.
На початку розрахунку заздалегідь приймають q=8 або 10, а для
слабонавантажених передач (Т2 ≤ 300 Нм) q=12,5 або 16.
Значення вибирають по довідниках, заздалегідь приймаючи
H
vs=2,5÷4м/хв.
Приведений модуль пружності Епр визначають по відомих значеннях модулів
пружності матеріалів черв'яка і вінця черв'ячного колеса. Для сталі Е 5
1≈2,15·10
МПа; для чавуну Е2≈(0,885÷1,18) 105 МПа; для бронзи Е3≈(0,885÷1,13) 105 МПа
42
(більші значення - для твердої безоловянних бронзи).
Середні значення модуля пружності чавуну і бронзи приблизно однакові,
тому для поєднання матеріалів сталь-бронза і сталь-чавун формулу можна
спростити, ввівши середнє значення Епр≈1,32·105 МПа:
2
z 170
aw
2
1 3 T2K
q z2
H
q
де Т2 - в Н·мм; aw - в мм; H - в МПа.
Розраховане значення міжосьової відстані буде, мм:
2
63 170
a 13
w 97.5 103 1.2 183
10 63
125 106
10
Після визначення aw слід знайти модуль зачеплення із співвідношення, мм:
2a 2 183
m w 5.2
q z2 6310
Приймаємо m=5.
Якщо в завданні на проектування обумовлено, що проектований редуктор
призначений для серійного випуску тоді слід погоджувати з ДСТУ не тільки т і q
але і величини aw, z1 і z2 (див. довідник).
Перевіримо значення міжосьової відстані:
mz
a 2 q 5(6310)
w 182.5 мм
2
Після остаточного встановлення параметрів зачеплення слід уточнити
коефіцієнт навантаження і напругу (якщо воно залежить від швидкості ковзання),
що допускається, і перевірити розрахункову контактну напругу.
При будь-якому поєднанні матеріалів черв'яка і колеса
43
1,31 T KE
2 ï ð
H H
d2 d1
При сталевому черв'яку і черв'ячному колесі, що виготовленому з чавуну або
має бронзовий вінець,
475 T K
2
H H
d2 d1
aбo
3
z
T K 2
2 1 3 3
170 q 170 97.5 10 1.196.31
73
H z a3 H 3
2 6.3 183
w
q
де H і -в МПа; d1, d2, aw - в мм і Т2 - в Н·мм.
H
Розрахунок зубів черв'ячного колеса на витривалість по напрузі вигину (зуби
колеса володіють меншою міцністю, чим витки черв'яка) виконують по формулі
1,2T KY 0,6Ft 2KYF2 F 1.2 97.5 103 1.19 2.12
F 2 F 4.16 < 41
2
z2b2m b m 63 45 5
2
де F - розрахункова напруга вигину; Т2К - розрахунковий момент на валу
черв'ячного колеса; Ft2 - окружна сила на черв'ячному колесі; Л - коефіцієнт
навантаження; величину Ft2 визначають по відомому моменту на валу черв'ячного
колеса:
2T
F 2
t2
d2
YF - коефіцієнт форми зуба, що приймається по таблиці з довідника залежно
від еквівалентного числа зубів черв'ячного колеса
z2 63
zv 65.7
cos3 cos3110
44
ξ - коефіцієнт, що враховує ослаблення зубів в результаті зносу; для закритих
передач ξ=1,0, для відкритих передач ξ=1,5; - напруга вигину, що
F
допускається ( - при роботі зубів однієї сторони, - при роботі зубів
0F 1F
обома сторонами.
Зазвичай розрахункова напруга вигину в зубах коліс, розміри яких визначені
з розрахунку на контактну міцність, виявляються що значно нижче допускаються.
Коефіцієнт навантаження для черв'ячних передач
K KBKv =1,1·1,08=1,19
де KB - коефіцієнт, що враховує нерівномірність розподілу навантаження по
довжині контактних ліній; Kv - коефіцієнт, що враховує динамічне навантаження,
що виникає в зачепленні.
Коефіцієнт KB залежить від характеру зміни навантаження і від деформацій
черв'яка
3 3
z2 63
KB 1 1 x 1 1 0.61.08
108
де - коефіцієнт деформації черв'яка, визначуваний по довіднику; х-
допоміжний коефіцієнт, залежний від зміни навантаження;
Titini
x
Tmax tini
Ti, ti, ni - відповідно момент, що обертає, тривалість і частота обертання при
режимі i; Tmax - максимальний обертає момент, що тривало діє. У розрахунках,
коли не потрібна особлива точність, можна приймати: при постійному
навантаженні х=1,0; при незначних коливаннях навантаження х≈0,6; при значних
коливаннях навантаження х≈0,3.
При постійному навантаженні коефіцієнт Кβ = 1,0.
Коефіцієнт Kv залежить від точності виготовлення передачі і від швидкості
45
ковзання vs.
Для виготовлення черв'яків застосовують середньовуглецеву конструкційну
сталь (сталь 45, 50) і різні марки легованої сталі (12ХНЗА, 15Х, 20Х, 20ХНЗА -
цементуємі, а потім гартовані; 40Х, 40ХН, 30ХГС, 35ХМ - що піддаються гарту
або поліпшенню; 38ХМЮА - що азотується). Термічна або термохімічна обробка
черв'яка до твердості вище HRC 45 і подальше шліфування або полірування
дозволяють підвищити напругу, що допускається, для черв'ячних пар.
3.3 Енергетичні розрахунки кутера
Потужність приводу ножового валу кутера визначається так, кВт:
a S1 z nN ,
60 10
де а – питома витрата енергії, Дж/м2;
S1 – площа перерізу шару фаршу, що подається на ножі, м2;
z – кількість ножів в ножовій головці, шт.;
n – частота обертання ножової головки, хв.-1;
η – коефіцієнт корисної дії передачі від електродвигуна до ножового валу.
Стосовно розроблюваного кутера потужність приводу ножового валу буде
визначена так, кВт:
a S1 z n 640 2564 106 6 4200
N 32 ,
60 10 60 10 0,9
де а = 640 – питома витрата енергії, Дж/м2;
S1 = 2564/106 – площа перерізу шару фаршу, що подається на ножі, м2;
z =6 – кількість ножів в ножовій головці, шт.;
n = 4200 – частота обертання ножової головки, хв.-1;
η = 0,9 – коефіцієнт корисної дії передачі від електродвигуна до ножового валу.
46
3.4 Технологічні розрахунки виготовлення деталі
При виборі методів обробки поверхонь необхідно скласти перелік усіх
можливих методів обробки, а також розрахувати кількість ступенів оброки
відповідно допусків на розмір заготовки та готової деталі. З цією метою усі
оброблювані поверхні деталі нумеруються (рис. 3.4).
2 3 4 6 8 1 0 1 2 1 3 1 4 1 5 1 6 1 7 1 9
20
1 5 7 9 1 1 1 8 21
Рисунок 3.4 – Нумерація поверхонь деталі «Черв’як»
Складемо матрицю (таблиця 3.3), що відображуватиме складність та
тривалість виготовлення деталі, позначимо поверхні, що оброблюються та
вкажемо квалітет точності розмірів поверхонь готової деталі.
Визначення числа ступенів обробки на основі розрахунків загального
уточнення :
T Т Т Т n
з з 1 ... і1 1 2 ... і ... n
i
T Т Т Т i1
д 1 2 і
де n – число ступенів обробки;
Тз , Тд , Ті – допуск параметра, що розглядається відповідно до заготовки ,
деталі, і-ого ступення обробки;
Для першого ступеня чорнової обробки досяжними є величина уточнення
6; для проміжних ступенів напівчистової обробки = 3...4; для ступенів чистової
обробки з допусками точності IT5…IT7 =2.
47
Таблиця 3.3 – Кількість етапів обробки
Квалітет Номер поверхні Етап обробки
1 2, 3 4 5 6 7 9 10, 13 14 15, 17, 19
8, 11, 16 21
18, 12
21
16 Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Заготівельний
15 Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х
14 Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Х Чорновий
13 Х Х Х Х Х
12 Х Х Х Х Х
11 Х Х Х Х Х
10 Х Х Х Х Х Напівчистовий
9 Х Х Х Х Х
8 Х Х Х Чистовий
7 Х Х Х
6 Х Х Х Фінішний
Поверхня №1, розмір 55Н14, допуск на розмір заготовки Тз=1,9 мм, допуск
деталі Тд=0,74 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т 1.9
з
р 2.56
Тд 0,74
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg lg 2,56
p
n 1
0,46 0,46
Поверхня 2, розмір 1х45, допуск на розмір заготовки Тз=0,6 мм, допуск
деталі Тд=0,25 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т 0,6
р
з 2,4
Тд 0,25
48
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 2,4
n 1
0,46 0,46
Поверхня 3, розмір 30n6, допуск на розмір заготовки Тз=3,6 мм, допуск
деталі Тд=0,013 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т 3.6
р
з 276
Тд 0,013
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 276
n 4
0,46 0,46
Поверхня 4; розмір 8Н14, допуск на розмір заготовки Тз=3,6 мм, допуск
деталі Тд=0,9 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т
з 3.6
р 4,3
Тд 0,9
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 4,3
n 1
0,46 0,46
Поверхня 5; розмір 55Н14, допуск на розмір заготовки Тз=1,9 мм, допуск
деталі Тд=0,74 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т 1.9
р
з 2.56
Тд 0,74
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 2,56
n 1
0,46 0,46
Поверхня 6; розмір 35f9, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм, допуск
деталі Тд=0,062 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т 1.6
р
з 25.8
Тд 0,062
49
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 25.8
n 3
0,46 0,46
Поверхня 7; розмір 30k6, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм, допуск
деталі Тд=0,016 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т з 1.6
р 100
Тд 0,016
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg100
n 4
0,46 0,46
Поверхня 9; розмір 33h14, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм, допуск
деталі Тд=0,62 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т з 1.6
р 2.6
Тд 0.62
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 2.6
n 1
0,46 0,46
Поверхня 10; розмір 42h14, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм, допуск
деталі Тд=0,62 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т з 1.6
р 2.6
Тд 0.62
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 2.6
n 1
0,46 0,46
Поверхня 11, розмір 36h14, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм, допуск
деталі Тд=0,62 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т 1.6
р
з 2.6
Тд 0.62
50
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 2.6
n 1
0,46 0,46
Поверхня 12, розмір 36h14, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм, допуск
деталі Тд=0,62 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т з 1.6
р 2.6
Тд 0.62
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 2.6
n 1
0,46 0,46
Поверхня 13, розмір 60h9, допуск на розмір заготовки Тз=1,9 мм, допуск
деталі Тд=0,074 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т з 1.9
р 25.6
Тд 0.074
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 25.6
n 3
0,46 0,46
Поверхня 14, допуск на розмір заготовки Тз=3.6 мм, допуск деталі Тд=0.72
мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т з 3.6
р 5.4
Тд 0.72
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 5.4
n 2
0,46 0,46
Поверхня 15, розмір 36h14, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм, допуск
деталі Тд=0,62 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т 1.6
р
з 2.6
Тд 0.62
51
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 2.6
n 1
0,46 0,46
Поверхня 16, розмір 42h14, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм, допуск
деталі Тд=0,62 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т з 1.6
р 2.6
Тд 0.62
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 2.6
n 1
0,46 0,46
Поверхня 17, розмір 336h14, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм,
допуск деталі Тд=0,62 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т
з 1.6
р 2.6
Тд 0.62
Число ступенів обробки розраховуємо за формулою:
lg p lg 2.6
n 1
0,46 0,46
Поверхня 19, розмір 35k6, допуск на розмір заготовки Тз=1,6 мм, допуск
деталі Тд=0,016 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т з 1.6
р 100
Тд 0,016
Число ступенів обробки розраховую за формулою:
lg p lg100
n 4
0,46 0,46
Поверхня 20, розмір 320h14, допуск на розмір заготовки Тз=3,6 мм, допуск
деталі Тд=1.4 мм.
Визначимо розрахункове уточнення за формулою:
Т 3.6
р
з 2.4
Тд 1.4
52
Число ступенів обробки розраховую за формулою:
lg p lg 2.4
n 1
0,46 0,46
Всі вище розраховані дані зведено до таблиці.
Розробимо маршрут обробки деталі «Черв’як». Складемо два варіанти
обробки деталі та оберемо найбільш раціональний з них.
Деталь «Черв’як» можна обробити за таким маршрутом.
005 – Штампувальна
010 - Транспортна
015 – Термообробка.
020 - Транспортна
025 – Токарно-гвинторізна:
підрізка торцю 35k6;
свердління центрового отвору;
обточування діаметру 35k6 начорно;
обточування діаметру 42h14 начорно;
обточування діаметру 36h14 начорно;
проточування фаски 1x45начорно.
(Токарно-гвинторізний верстат 16К25; Патрон трьохкулачковий).
030 – Токарно-гвинторізна:
підрізка торцю 30n6;
свердління центрового отвору;
обточування діаметру 30n6 начорно;
обточування діаметру 35f9 начорно;
обточування діаметру 35k6 начорно;
обточування діаметру 42h14 начорно;
обточування діаметру 36h14 начорно;
проточування фаски 1x45 начорно.
(Токарно-гвинторізний верстат 16К25; Патрон трьохкулачковий).
53
54
035 - Транспортна
040 – Термообробка (покращення)
045 - Транспортна
050 – Токарно-гвинторізна:
обточування діаметру 35k6 начисто;
проточування фаски 1x45 начисто.
проточування канавки 33h14 начисто.
точіння конусу під кутом 200.
(Токарно-гвинторізний верстат 16К25; Центр).
055 – Токарно-гвинторізна:
обточування діаметру 30n6 начисто;
обточування діаметру 35f9 начисто;
обточування діаметру 35k6 начисто;
проточування канавки 33h14 начисто.
точіння конусу під кутом 200;
точіння діаметру 60 h 9 начисто.
(Токарно-гвинторізний верстат 16К25; Центр).
060 – Вертикально-фрезерна
Фрезерування шпоночного пазу 8х45 начисто.
(Вертикально-фрезерниий верстат; Патрон цанговий С7112-4016).
065 – Токарно-гвинторізна:
Нарізання профілю черв’яка.
(Токарно-гвинторізний верстат 16К25; Патрон трьохкулачковий).
070 – Слюсарна:
Зняття задирок.
(Верстак).
075 – Контрольна
080 - Транспортна
55
085 – Термообробка (загартування зубців ТВЧ)
090 - Транспортна
095 – Кругло - шліфувальна:
шліфування діаметру 35k6 начисто.
(Кругло-шліфувальний верстат3Б151; Центр, поводок).
105 – Кругло - шліфувальна:
шліфування діаметру 35k6 начисто.
шліфування діаметру 35f9 начисто;
шліфування діаметру 30n6 начисто.
(Кругло-шліфувальний верстат3Б151; Центр, поводок).
110 – Різьбошліфувальна:
шліфування профілю однозаходного червяка.
(Різьбошліфувальний верстат 5822; Центр, поводок).
115 – Різьбошліфувальна:
шліфування R=0.5 однозаходного червяка.
(Різьбошліфувальний верстат 5822; Центр, поводок).
120 - Транспортна
125 - Мийна
130 - Транспортна
135 – Контрольна
140- Транспортна
СГД
56
РОЗДІЛ 4. НАУКОВО-ДОСЛІДНИЙ РОЗДІЛ
4.1 Методика досліджень
Для дослідження роботи ножів у режимах знакозмінних навантажень та
визначення їх межі витривалості застосовувався програмний комплекс SolidWorks
із використанням інтегрованого модуля SolidWorks Simulation. Цей модуль є
складовою частиною середовища SolidWorks CAD і забезпечує виконання
скінченно-елементних розрахунків.
SolidWorks Simulation призначений для комп’ютерного відтворення
широкого спектра фізичних процесів. Він дає можливість моделювати напружено-
деформований стан конструкцій під дією сталих у часі силових факторів,
аналізувати поведінку елементів під ударними навантаженнями, виконувати
частотний аналіз, оцінювати витривалість та багато інших характеристик.
Процедура моделювання роботи ножів кутера в умовах змінних
навантажень включала такі основні етапи (рис. 4.1):
створення тривимірних моделей об’єктів дослідження, а саме 3D-
геометричних моделей ножів, що є найбільш уживаними у виробництві;
задання матеріалу моделей — легованої сталі з межею текучості 620 МПа; такі
характеристики відповідають сталі марки N680, яку виробники найчастіше
застосовують для виготовлення ножів кутера;
побудова розрахункової сітки скінченних елементів: як елементи використано
тетраедри; розмір сітки задано у відносних величинах (0,05), радіус
локального ущільнення сітки становив 5, рівень згладжування поверхонь — 3;
визначення умов закріплення моделі;
задання схем навантаження, зокрема сил різання, тиску продукту на бокові
поверхні ножа під час подачі маси чашею кутера, а також відцентрових сил, і
встановлення їх числових значень;
виконання обчислень у автоматичному режимі;
57
збереження та опрацювання результатів, сформованих у вигляді
структурованого звіту.
Рисунок 4.1 - Постановка задачі при дослідженні витривалості ножів кутера
Для аналізу було обрано шість конструктивних варіантів ножів (рис. 4.2),
що найчастіше застосовуються у сучасних промислових кутерах.
а) б) в)
г) д) е)
Рисунок 4.2 — Конструктивні схеми ножів, що найпоширеніші у промисловій
експлуатації: а) тип I; б) тип II; в) тип III; г) тип IV; д) тип V; е) тип VI.
Позначення: R — максимальний радіус, який описують точки ріжучої кромки під
час обертання; ω — напрямок обертання ножа в процесі подрібнення сировини
58
Усі моделі мали однаковий максимальний радіус — 300 мм та товщину леза
h = 5 мм. Розглянуті типи ножів відповідають оснащенню таких виробників та
моделей кутерів: Тип I – використовується в машинах фірми Seydelmann; Типи II
та III – характерні для кутерів марки Laska; Тип IV – застосовується у машинах
Kilia; Тип V – відповідає конструкціям фірми Alpina; Тип VI – встановлюється на
кутерах серії Л5-ФКБ.
У процесі моделювання варіювали такі конструктивні параметри ножів
(рис. 4.3): геометричну конфігурацію ріжучої кромки та задньої поверхні ножа;
Рисунок 4.3 — Геометричні характеристики ножа кутера та області
максимальної концентрації напружень: бокова проєкція ножа; поперечний
переріз; заокруглення задньої поверхні ножа радіусом R; фаски, сформовані на
задній грані; заокруглення задньої поверхні ножа у вигляді горизонтально
орієнтованого еліпса; заокруглення задньої грані у формі вертикально
орієнтованого еліпса
59
радіус заокруглення задньої грані, який приймав значення R = 0,5; 1,0; 1,5; 2,0; 2,5
мм; ширину фаски на задній грані — C = 0,5; 1,0; 1,5; 2,0; 2,5 мм; тип і розміри
еліптичних виїмок на задній поверхні, зокрема: горизонтально орієнтований еліпс
розмірами 6,25×2,5 мм та 4,00×2,5 мм; вертикально орієнтований еліпс із
розмірами 2,5×1,5 мм.
Позначення 1 та 2 визначають ділянки, в яких спостерігається найбільша
концентрація напружень.
4.2 Чисельне моделювання межі витривалості ножів кутера за умов дії
знакозмінних навантажень
Для оцінювання впливу геометричних параметрів ножів кутера на їхню
здатність протистояти втомному руйнуванню, а також для формування
рекомендацій щодо раціональної конструкції ріжучих елементів, було виконано
чисельне моделювання їх витривалості за умов дії знакозмінних навантажень.
Графічні результати наведено на рис. 4.4 – 4.6. Аналіз отриманих даних
засвідчив таке. Найнижчі показники межі витривалості продемонстрували ножі
таких моделей. Laska (універсальний) — близько 2,2·10⁴ циклів. Laska (для
сирокопчених виробів) — 2,2·10⁴ циклів. Seydelmann — орієнтовно 2,4·10⁴ циклів.
Інші конструкції показали суттєво вищу довговічність. Alpina — близько
4,2·10⁵ циклів. Kilia — понад 1·10⁶ циклів. Л5-ФКБ — не менше 1·10⁶ циклів.
У середньому ножі сучасних кутерів здатні забезпечити до 2,3·10⁶ циклів до
повного виходу з експлуатації.
Отримані результати переконливо демонструють, що геометрична
конфігурація ножа кутера істотно визначає його здатність працювати під дією
знакозмінних навантажень без втомного руйнування.
60
а) б)
Рисунок 4.4 — Результати чисельного аналізу довговічності ножів кутера за
умов дії знакозмінних навантажень (кількість циклів деформації до моменту
руйнування): а) ніж виробництва Seydelmann; б) ніж виробництва Kilia
а) б)
Рисунок 4.5 — Результати чисельного моделювання довговічності ножів
кутера під дією знакозмінних навантажень (кількість циклів навантаження до
відмови): а) ніж модифікації Laska (універсальний);б) ніж модифікації Laska (для
сирокопчених ковбас)
61
а) б)
Рисунок 4.6 — Результати чисельного аналізу довговічності ножів кутера
під дією знакозмінних навантажень (число циклів до руйнування):
а) ніж виробництва Alpina; б) ніж моделі Л5-ФКБ
Найменшу довговічність показав ніж марки Seydelmann, для якого межа
витривалості становить лише 2,49·10³ циклів деформації (рис. 4.4, а). Дещо кращі
характеристики має ніж Kilia — приблизно 16,2·10³ циклів (рис. 4.4, б). Далі, у
порядку зростання строку служби, розташовуються: Laska (універсальний) —
21,7·10³ циклів (рис. 4.5, а); Laska (для сирокопчених виробів) — 24,2·10³ циклів
(рис. 5.5, б); Alpina — 545,2·10³ циклів (рис. 4.6, а); Л5-ФКБ — 663,2·10³ циклів
(рис. 4.6, б).
Таким чином, ножі марок Kilia, Laska (універсальний) та Laska (для
сирокопчених ковбас) характеризуються витривалістю, яка приблизно на один
порядок перевищує ресурс ножа Seydelmann. У свою чергу, конструкції Alpina та
Л5-ФКБ забезпечують строк служби, що є щонайменше на порядок більшим
порівняно з ножами Kilia та Laska, і майже на два порядки перевищують
довговічність ножів марки Seydelmann. Потрібно враховувати, що окремі
розглянуті моделі, зокрема Seydelmann та Laska (для сирокопчених ковбас),
спеціально розроблені для приготування фаршів саме для сирокопчених ковбас і
не застосовуються в інших технологічних процесах. Згідно з вимогами
62
відповідної технології, під час основного етапу подрібнення такі ножі працюють
із частотою обертання, майже удвічі меншою, ніж ножі, призначені для
виробництва варених ковбас або універсальні ріжучі системи. Отже, при
однаковій межі витривалості, вираженій у кількості циклів до втомного
руйнування, ножі для сирокопчених виробів фактично можуть відпрацювати
орієнтовно вдвічі більше робочих змін, ніж ножі для варених ковбас. Однак навіть
така істотна експлуатаційна різниця не може компенсувати розрив у один–два
порядки у величині ресурсу, який спостерігається між різними конструкціями
ножів. У підсумку, з урахуванням як чисельного моделювання, так і
технологічних особливостей їх використання, досліджувані ножі логічно
впорядковуються за зростанням довговічності при знакозмінних навантаженнях у
такій послідовності: Seydelmann Kilia Laska (універсальний) Laska (для
сирокопчених ковбас) Alpina Л5-ФКБ.
Додатково було проаналізовано, яким чином геометрія задньої грані ножа
впливає на його опір втомному руйнуванню. При цьому застосовано
загальновідомий у машинобудуванні принцип підвищення втомної міцності —
зниження концентрації напружень у критичних ділянках шляхом формування
локальних згладжуючих елементів на поверхні деталі.
У даній роботі зменшення концентрації напружень у зонах крайових
переходів задньої грані ножа здійснювали такими способами:
• формуванням радіусного заокруглення розміром R;
• виконанням фаски шириною C;
• заокругленням обох крайок у формі горизонтально орієнтованого еліпса
розміром 4,00×2,50 мм;
• заокругленням крайових зон у вигляді вертикально орієнтованого еліпса,
що має розміри 2,50×1,50 мм.
Результати чисельного моделювання подані на рис. 4.8–4.13, а приклад
графічної візуалізації для одного з досліджуваних варіантів — ножа марки
Seydelmann — наведено на рис. 4.7. Дослідження показали, що для ножа
Seydelmann (рис. 4.8) застосування радіусного заокруглення R у діапазоні від 0,5
63
до 2,5 мм (за товщини ножа 5 мм) спричиняє збільшення початкового строку
служби з 2,49·10³ циклів деформації до значень у межах 2,63·10³ – 2,87·10³ циклів.
Найвище значення довговічності зафіксовано при максимальному радіусі R = 2,5
мм. Виконання фаски C шириною від 0,5 до 2,5 мм також забезпечує приріст
витривалості: строк служби зростає до 2,64·10³ – 2,88·10³ циклів, при цьому
максимальна тривалість роботи спостерігається для фаски C = 2,0 мм.
Заокруглення задньої грані у вигляді еліпса забезпечує ще більший ефект.
Встановлено такі значення межі витривалості: 2,78·10³ циклів — для
горизонтального еліпса розмірами 6,25×2,50 мм; 2,86·10³ циклів — для
горизонтального еліпса 4,00×2,50 мм; 2,92·10³ циклів — максимальний результат,
отриманий для вертикально орієнтованого еліпса 2,50×1,50 мм.
Для ножа марки Kilia (рис. 4.9) отримані результати мають інший характер
порівняно з попереднім випадком. Оскільки максимальні напруження для цієї
конструкції формуються переважно у зоні 2, зниження концентрації напружень на
задній грані (у зоні 1) практично не впливає на загальний строк служби ножа та не
забезпечує зростання його витривалості. Водночас, незважаючи на відсутність
впливу на ресурс ножа в цілому, доцільно проаналізувати, як виконання
закруглень на крайках задньої грані позначається на довговічності матеріалу саме
в зоні 1, тобто в місці локальної дії напружень другого порядку.
Застосування як радіусного заокруглення R, так і фаски C у межах 0,5–2,5
мм приводить до збільшення початкової довговічності ножа з 1,00·10⁶ циклів
деформації до 1,02·10⁶ – 1,07·10⁶ циклів. Формування заокруглення у вигляді
еліпса забезпечує ще більший ефект: ресурс підвищується до 1,04·10⁶ циклів для
горизонтального еліпса 6,25×2,50 мм, до 1,06·10⁶ циклів — для горизонтального
еліпса 4,00×2,50 мм, а максимальне значення 1,08·10⁶ циклів отримано при
використанні вертикально орієнтованого еліпса 2,50×1,50 мм.
64
а) б)
в) г)
Рисунок 4.7 — Результати чисельного моделювання довговічності ножів марки
Seydelmann під дією знакозмінних навантажень (число циклів до руйнування) для
різних варіантів геометрії задньої грані: а) заокруглення радіусом R = 2,50 мм ;б)
фаска C = 2 мм під кутом 45°; в) горизонтально орієнтований еліпс розмірами
6,25×2,50 мм; г) вертикально орієнтований еліпс розмірами 2,50×1,50 мм
65
а) b)
Рисунок 4.8 — Результати моделювання межі витривалості ножа марки
Seydelmann (кількість циклів деформації до руйнування) за різних варіантів
геометрії задньої грані: а) вплив радіусного заокруглення (1) та фаски (2);б)
порівняння стандартної конструкції ножа (1) з варіантами, у яких задню грань
виконано у формі горизонтального еліпса 6,25×2,50 мм (2), горизонтального
еліпса 4,00×2,50 мм (3) та вертикального еліпса 2,50×1,50 мм (4).
Для ножа Laska (універсальний) (рис. 4.10) ситуація є подібною, але приріст
відносно нижчий. Збільшення радіуса заокруглення R від 0,5 до 2,5 мм підвищує
строк служби з 2,17·10⁴ циклів до 2,18·10⁴ – 2,33·10⁴ циклів. Максимум
довговічності спостерігається при R = 2,5 мм. Виконання фаски C такої ж ширини
(0,5–2,5 мм) також покращує витривалість, піднімаючи її до 2,18·10⁴ – 2,31·10⁴
циклів. Найвище значення ресурсу фіксується при фасці C = 2,0 мм. Застосування
еліптичних заокруглень додатково підсилює ефект: 2,26·10⁴ циклів —
горизонтальний еліпс 6,25×2,50 мм; 2,29·10⁴ циклів — горизонтальний еліпс
4,00×2,50 мм; 2,34·10⁴ циклів — максимальний результат, отриманий для
вертикального еліпса 2,50×1,50 мм.
66
а) b)
Рисунок 4.9 — Результати моделювання довговічності ножа марки Kilia (кількість
циклів деформації до руйнування) за різних варіантів геометрії задньої грані:а)
порівняння впливу радіусного заокруглення (1) та фаски (2);б) співставлення
стандартної конструкції ножа (1) з варіантами, у яких задню грань виконано у
формі горизонтального еліпса 6,25×2,50 мм (2), горизонтального еліпса 4,00×2,50
мм (3) та вертикального еліпса 2,50×1,50 мм (4).
а) b)
Рисунок 4.10 — Результати моделювання довговічності ножа марки “Laska
універсальний” (кількість циклів деформації до моменту руйнування) за різних
варіантів геометрії задньої грані: а) порівняння ефективності радіусного
заокруглення (1) та фаски (2); б) порівняння стандартної конструкції ножа (1) з
модифікаціями задньої грані у формі горизонтального еліпса 6,25×2,50 мм (2),
горизонтального еліпса 4,00×2,50 мм (3) та вертикального еліпса 2,05×1,50 мм (4)
Для моделі (Laska для сирокопчених ковбас) (зображено на рис. 4.11)
застосування радіусного заокруглення R у межах 0,5–2,5 мм збільшує початкову
67
витривалість, яка становила 2,42·10⁴ циклів деформації, до значень 2,56·10⁴ –
2,78·10⁴ циклів. Найвищий ресурс спостерігається при максимальному радіусі R =
2,5 мм. Виконання фаски C такої ж ширини (0,5–2,5 мм) також позитивно впливає
на довговічність ножа: строк служби підвищується до 2,56·10⁴ – 2,75·10⁴ циклів,
при цьому найкращий результат отримано для фаски C = 2,0 мм. Формування
заокруглення у вигляді еліпса дає додатковий приріст ресурсу: 2,68·10⁴ циклів —
при використанні горизонтального еліпса 6,25×2,50 мм; 2,79·10⁴ циклів — для
горизонтального еліпса 4,00×2,50 мм; 2,83·10⁴ циклів — максимальне значення,
зафіксоване при вертикальному еліпсі 2,50×1,50 мм.
а) b)
Рисунок 4.11 — Результати моделювання довговічності ножа марки “Laska
для сирокопчених ковбас” (кількість циклів деформації до моменту руйнування)
за різних варіантів геометрії задньої грані:а) порівняння впливу радіусного
заокруглення (1) та фаски (2); б) зіставлення стандартної конструкції ножа (1) з
модифікаціями, у яких задню грань виконано у формі горизонтального еліпса
6,25×2,50 мм (діаграма 2), горизонтального еліпса 4,00×2,50 мм (діаграма 3) та
вертикального еліпса 2,50×1,50 мм (діаграма 4)
Для моделі Alpina (рис. 4.12) отримані результати мають такий самий
характер, як і у випадку ножа Kilia. Оскільки основна зона максимальних
напружень локалізується в зоні 2, зменшення концентрації напружень на задній
грані (у зоні 1) практично не впливає на загальний строк служби ножа та не
забезпечує зростання його витривалості. Водночас виконання локальних
68
згладжувальних елементів — як радіусного заокруглення R, так і фаски C
шириною від 0,5 до 2,5 мм — позитивно позначається на довговічності матеріалу
саме в зоні 1. Початковий ресурс металу, що становив 1,00·10⁶ циклів деформації,
збільшується до 1,02·10⁶ – 1,07·10⁶ циклів.
а) b)
Рисунок 4.12 — Результати моделювання довговічності ножа марки Alpina
(кількість циклів деформації до руйнування) за різних варіантів геометрії задньої
грані: а) співставлення впливу радіусного заокруглення (крива 1) та фаски (крива
2); б) порівняння стандартної конструкції ножа (діаграма 1) з модифікаціями
задньої грані, виконаними у вигляді горизонтального еліпса 6,25×2,50 мм
(діаграма 2), горизонтального еліпса 4,00×2,50 мм (діаграма 3) та вертикального
еліпса 2,50×1,50 мм (діаграма 4)
Для моделі (Л5-ФКБ) (рис. 4.13) отримані результати свідчать про те, що
збільшення радіуса заокруглення R у межах 0,5–2,5 мм забезпечує підвищення
початкової довговічності — з 6,63·10⁵ циклів деформації до 6,76·10⁵ – 7,10·10⁵
циклів. Найбільший ресурс спостерігається при максимальному радіусі R = 2,5
мм. Застосування фаски C такої ж величини (0,5–2,5 мм) також позитивно
позначається на витривалості: строк служби збільшується до рівня 6,76·10⁵ –
7,08·10⁵ циклів, а найефективнішою виявилася фаска розміром C = 2,0 мм.
Формування заокруглення у формі еліпса забезпечує подальше покращення
показників довговічності: 6,88·10⁵ циклів — горизонтальний еліпс 6,25×2,50 мм;
69
7,01·10⁵ циклів — горизонтальний еліпс 4,00×2,50 мм; 7,16·10⁵ циклів — найвище
значення, отримане при вертикальному еліпсі 2,50×1,50 мм.
а) b)
Рисунок 4.13 — Результати моделювання довговічності ножа марки Л5-ФКБ
(кількість циклів деформації до руйнування) за різних варіантів геометрії задньої
грані: а) порівняння ефективності радіусного заокруглення (крива 1) та фаски
(крива 2); б) співставлення стандартної конструкції ножа (діаграма 1) із
модифікаціями задньої грані, виконаними у формі горизонтального еліпса
6,25×2,50 мм (діаграма 2), горизонтального еліпса 4,00×2,50 мм (діаграма 3) та
вертикального еліпса 2,50×1,50 мм (діаграма 4).
Отримані результати свідчать, що найменшу довговічність демонструють ті
конструкції ножів, які мають мінімальну ширину корпусу у зоні бічної поверхні, а
також такі, у яких на задній грані формується глибока локальна западина, що діє
як потужний концентратор напружень (рис. 4.4, а; рис. 4.5). Геометрія ріжучої
кромки, конфігурація задньої грані та фактична ширина корпусу визначають, у
якій із двох критичних зон (1 чи 2 згідно з рис. 3, І) виникатиме максимум
напружень.
Для ножів марок Seydelmann, Laska (універсальний), Laska (для
сирокопчених ковбас) та Л5-ФКБ пікові напруження локалізуються в зоні 1. У
ножів Kilia та Alpina максимальні напруження переміщуються в зону 2. Це
зумовлено малою кривизною ріжучої кромки та значною шириною корпусу, яка
забезпечує рівномірніший розподіл навантажень. У таких моделях на задній грані
70
фактично відсутній виражений концентратор напружень, а масивніший корпус
сприймає підвищений тиск від сировини, що подається чашею кутера і створює
навантаження на бокову поверхню ножа.
Узагальнюючи результати, можна стверджувати, що збільшення ширини
корпусу ножа є ефективним засобом зменшення пікових напружень, особливо в
зоні западини на задній грані. При цьому, згідно з відомими даними, збільшення
ширини ножа практично не погіршує технологічну якість обробки фаршів як для
сирокопчених, так і для варених ковбас. З огляду на це, для ножів марок
Seydelmann, Kilia, Laska (універсальний) та Laska (для сирокопчених ковбас)
доцільно рекомендувати модифікацію, спрямовану на розширення корпусу ножа,
приклад якої наведено на рис. 4.14.
а) b) c) d)
Рисунок 4.14 — Запропоновані варіанти конструктивної модифікації ножів,
спрямовані на підвищення їх втомної довговічності під дією знакозмінних
навантажень: a) модель Seydelmann; b) модель Kilia; c) ніж Laska (універсальний);
d) ніж Laska (для сирокопчених ковбас)"
Узагальнюючи результати моделювання, можна стверджувати, що всі
розглянуті конструктивні методи зниження концентрації напружень здатні
забезпечити помітне зростання довговічності ножів кутера. Найефективнішим
варіантом виявилося заокруглення кромок у формі вертикального еліпса
71
розмірами 2,5×1,5мм, що забезпечує приріст витривалості приблизно на 17%.
Водночас такий спосіб ускладнює технологію виготовлення, що неминуче
призводить до підвищення собівартості ножа.
Виконання фаски С = 2 мм забезпечує зростання ресурсу на 16% та робить
обробку задньої грані технологічно дешевшою. Закруглення із радіусом R = 2,5мм
демонструє підвищення витривалості на 15%, що також є суттєвим покращенням.
Остаточний вибір типу модифікації має визначатися технологічними
можливостями виробника. Якщо підприємство оснащене фрезерними верстатами
з ЧПУ, доцільно застосовувати фаску, оскільки її можна стабільно формувати
машинним способом навіть за складного профілю задньої грані. Якщо ж
зменшення концентрації напружень виконується вручну, більш придатними
будуть варіанти з радіусним заокругленням або вертикальним еліпсом — їх легко
реалізувати абразивною обробкою при ручній подачі ножа в зону шліфування.
72
РОЗДІЛ 5. МОНТАЖ, ЕКСПЛУАТАЦІЯ ТА ТЕХНІЧНЕ
ОБСЛУГОВУВАННЯ КУТЕРА
Підготовка до роботи. Управління роботою механізмів кутера
здійснюється з пульта управління відповідними органами.
Призначення кнопок і перемикачів наступне. Кнопка SB2 – подача напруги в
ланцюзі управління, про наявність напруги сигналізує світлодіод HG1. Подача
напруги в ланцюзі управління можлива тільки при закритій кришці ножів –
контакт SQ1.1(1-4). Кнопка SB1 – аварійний стоп, при її натисненні
знеструмлюється реле KV1 і знімається напруга з ланцюгів управління швидкості
ножів. Середнє положення рукоятки перемикача – вимкнено. При включенні I
швидкості працюють: КV2, пускач КМ1.швидкості працюють : реле часу КТ1,
пускач КМ2, КМ3. Перехід на другу швидкість здійснюється через першу
швидкість, час переходу визначається установкою реле часу КТ1 (3...5 с).
При обертанні ножів на будь-якій швидкості спрацьовує реле KV4 по
ланцюгу (8-23-3) і самоблокується контактом (8-25). Світлодіод НС2 (А1.2)
працює в імпульсному режимі, нагадуючи оператору, що ножі обертаються .
Якщо в цей час підвести кришку, то звучить попереджувальний сигнал сирени
НА1 по ланцюгу (С5-28-29-N).
Якщо привід ножів вимикається, то контакти KV2.4 або KV3.4 (80-71)
включають блок витримки, який тільки через 35-45 с, враховуючи вибіг ножів на
холостому ходу, знімає імпульсну індикацію НС2 і живлення сирени НА1 – реле
KV4 знеструмлюється, оскільки контакт реле KV1.1 швидкості чаші. Обертання
чаші відбувається тільки за умови обертання ножів.
Кнопка SB4 – включення підйомника вгору. Рух можливий при чаші, що
обертається, – контакти КМ4, КМ5 (42-43). Кнопка SB5 – включення підйомника
вниз. Кнопка SB6 – включення вивантажника вниз. Кнопка SB7 – включення
вивантажника вгору. Кнопка SB3 – виключення підйомника, вивантажника при
русі вгору або вниз.
73
Кнопка SB9 – подача води в продукт (підключає соленоїдний клапан YA1). З
висновку DD2 імпульси поступають на в двійково-десятковому коді.
Мащення і регулювання проводити після зупинки кутера. Не захаращувати
проходи біля кутера. Не допускати роботу ножового валу із знятою або відкритою
кришкою. Не виконувати роботи в механізмі завантаження при піднятому візку.
Після подачі команди на останов кутера, перед відкриттям кришки – зробити паузу
1 хвилину для повного останову ножів.
Електроустаткування, розташоване на кутері, захищене від попадання вологи,
проте, в процесі експлуатації необхідно уникати прямого попадання води на нього.
При митті кутера пульт необхідно закрити.
Щоб уникнути виходу з ладу силових контактів пускачів підключення
живлення на електродвигун приводу ножів не допускати перемикання швидкості з
більшою (ІІ ) на меншу (І) при незавантаженій чаші.
В процесі експлуатації періодично перевіряти стан контактів силового
ланцюга. Під час профілактичних оглядів електроустаткуванні (один раз в місяць)
підтягати кріпильні і контактні гвинти електроапаратів. Стежити за станом ізоляції
всіх ланцюгів опору ізоляції кожної фази щодо корпусу при напрузі мегаомметра
500В, повинно бути не менше 1 мОм.
Порядок встановлення.
Кутер поставляється підприємством–виготівником упакованим в ящик,
виготовлений по кресленнях підприємства-виготівника. Слід виконати наступні
дії.
Провести після розпаковування зовнішній огляд кутера. Перевірити його
комплектність. Провести підйом і переміщення кутера до місця його установки
вантажопідйомними механізмами відповідно до схеми строповки.
Приміщення для установки кутера повинне задовольняти наступним
вимогам:
а) кутер повинен встановлюватися в окремому приміщенні, площа, необхідна
для установки і обслуговування кутера повинна складати не менше 19,0м2
(5,2х3,8);
74
б) для дрібного ремонту і огляду кутера між стіною і кутером повинен бути
прохід вширшки не міні 0,8м;
в) водостійка підлога;
г) наявність силового електричного введення і контура заземлення;
д) наявність водопровідних і водостічних комунікацій.
Важливо! Щоб уникнути виходу з ладу силових контактів пускачів
підключення живлення на електродвигун приводу ножів не допускати
перемикання швидкості з більшої (ІІ) на меншу (І) при незавантаженій чаші.
Проводити монтаж кутера слід в наступній послідовності:
а) встановити кутер і механізм завантаження згідно схеми і закріпити
фундаментальними болтами;
б) провести установку кутера по рівню верхньої кромки чаші;
в) провести збірку механізму завантаження згідно загального виду кутера,
використовуючи кріпильні вироби;
г) закріпити сирену на стіні в зручному для споживача місці;
д) здійснити підведення електропроводів живлення в металевій трубі;
ж) протерти поверхні кутера, які були покриті на підприємстві-виготівнику
мастилом для консервації К-17, дрантям, змоченим у гасі, з подальшим
обдуванням теплим повітрям.
Підключення до електромережі провести відповідно до схеми електричної
принципової і схеми електричної з'єднань. Станину кутера заземлити від наявного
контура згідно встановлених правил. Після установки і монтажу кутера
підключити до мережі відповідно до норм. Кутер поставляється з внутрішніми
з'єднаннями, які розраховані на включення в мережу 380/220 В.
Перевірити опір ізоляції всіх електричних ланцюгів кутера.
ПРИМІТКА: Перед тим, як випробувальна напруга буде подана, будь-які
навмисні з'єднання між силовими ланцюгами, ланцюгами управління з метою
захисту, повинні бути видалені. Після закінчення випробувань ці з'єднання
повинні бути відновлені.
75
Перевірити міцність електричної ізоляції електроустаткування
випробувальною напругою 1500 В частоти 50 Гц протягом 1 хв, для чого всі
дроти, що підлягають випробуванню, з'єднуються між собою, а випробувальна
напруга прикладається між цими дротами і контактним затиском для
під'єднування захисного провідника.
Електрична ізоляція повинна витримувати випробувальну напругу без
пробою і перекриття.
Перевірити опір захисного ланцюга кутера. Значення опору між заземляючим
затиском і кожною доступною дотику металевою неструмопровідною частиною
куттера і пульта управління, яка може виявитися під напругою в результаті
пошкодження ізоляції, не повинне перевищувати 0,1 Ом. Опір слідує вимірювати
мікроомметром Ф4104-М1 ТУ 25-7534.0010-88.
Пуско-налагоджувальні роботи і введення в експлуатацію кутера повинні
проводитися підприємством-виготівником за окремим договором з
підприємством-споживачем. Допускається пуско-налагоджувальні роботи
виконувати підприємству-споживачу або іншій спеціалізованій організації за
наявності письмової згоди на це підприємства-виготівника і строгому дотриманні
вимог експлуатаційної документації.
Підготовка до роботи.
Підготовка при первинному пуску кутера проводиться в наступному порядку:
а) перевірити наявність мастила у всіх мащених місцях згідно схеми мастила;
б) перевірити кріплення ножів:
-зазор між внутрішньою поверхнею чаші і кромкою ножів повинен бути в
межах від 1 до 2 мм;
в) перевірити натягнення ременів приводу ножового валу за допомогою терезів
пружинних ВБП-6 циферблатів і лінійки, зачепивши ремінь гачком терезів в місці
рівновіддаленому від осей шківів, приклавши силу 4,5 кг. Величина прогинання
ременя повинна бути не більш 11 мм;
г) перевірити наявність заземлення кутера;
76
д) перевірити на холостому ходу в ручному режимі роботу двигунів,
правильне обертання ножового валу (проти годинникової стрілки з боку шківа),
чаші (проти годинникової стрілки при вигляді зверху), тарілки вивантажника (при
опусканні її вниз – тарілка повинна обертатися за годинниковою стрілкою з боку
ручки). Якщо ці обертання будуть в протилежну сторону, то необхідно
знеструмити кутер.
ж) перевірити відключення двигуна ножового валу при відкритті кришки;
з) встановити і перевірити крайнє верхнє і нижнє положення тарілки
вивантажника і роботу кінцевих вимикачів;
і) перевірити функціонування пристрою дозування води;
к) перевірити роботу кінцевих вимикачів крайніх положень механізму
завантаження;
л) відрегулювати зусилля підняття кришки (не більш 12 кг), для чого фланець
повертають проти годинникової стрілки ключем, досягши необхідного зусилля
підняття кришки встановлюють фіксуючу вісь. Фланець повертають при відкритій
кришці;
м) перевірити витримку часу при переході з першої швидкості на другу
швидкість обертання ножів, вона повинна бути в межах 3-5 сік;
н) перевірити витримку часу зупинки чаші під час переходу швидкості ножів
з I на II, вона повинна бути в межах 3-5 с.
В процесі виробництва готовий продукт може мати контакт з чавуном чаші
не більше 10 хвилин.
Споживання електроенергії знаходиться в прямій залежності від маси
завантаження, якості подрібнюваного продукту, а також від того, додається вода
чи ні. Подрібнення м'яса без додавання води викликає збільшення споживання
електроенергії.
Технічне обслуговування.
Технічне обслуговування кутера повинно проводитися відповідно до вимог
«Положення про систему технічного обслуговування і ремонту технологічного
устаткування в м'ясній промисловості».
77
Під час експлуатації необхідно виконувати наступні вимоги:
а) стежити за роботою черв'ячних передач;
б) стежити за плавністю опускання і підйому тарілки вивантажника і візка
завантаження;
в) стежити за чіткістю роботи кінцевих вимикачів;
г) не допускати роботу кутера з відкритою кришкою і знятими облицювальними
листами;
д) стежити за справністю силових контактів, своєчасно очищати їх від нагару,
підрегулювати зазори між контактами так, щоб замикання контактів перед силовими
було попереджуючим.
Щоденно після закінчення роботи, кутер повинен бути ретельно вимитий.
Зняття ножів для заточування і регулювання розміру ножів необхідно проводити
таким чином:
а) одним ключем 7811-0043 захопити лиски на кінці ножового валу, а іншим
ключем 7811-0151 відгвинтити затискну гайку ножової головки;
б) зняти ножові головки з ножового валу;
в) при регулюванні розмаху ножів необхідно зняти фланець ножової головки,
потім регулювальний гвинт, провернути на необхідну величину регулювання, при
цьому упор, а разом з ним і ніж, одержить радіальне переміщення. Поворот
регулювального гвинта щодо упора на ¼ обороту забезпечить радіальне переміщення
ножа на 0,625 мм;
г) провести заточування ножів;
д) зібрані головки, як після переточування ножів, так і після їх регулювання
необхідно балансувати. Допустима різниця дисбалансу не більше 0,25 гм;
ж) установка ножів головки проводиться згідно схеми установки ножів.
Види і періодичність технічного обслуговування.
В структуру ремонтного циклу кутера входять наступні види ремонту:
- міжремонтне обслуговування;
- профілактичний огляд (Про);
- поточний ремонт (Т);
78
- середній ремонт (С);
- капітальний ремонт (К).
Профілактичний огляд і поточний ремонт включається в графік ППР і
проводиться фахівцями – ремонтниками.
Структура ремонтного циклу:
К – 50 – Т – 50 – С – 50 – Т – 50 – С– 50 – Т – 50 – К.
Профілактичний огляд проводити один раз в місяць. Поточний ремонт
проводити один раз в 6 місяців. Середній ремонт проводити один раз в 12 місяців.
Капітальний ремонт проводити один раз в 36 місяців.
Трудомісткість робіт, нормо/годин, не більш:
- при профілактичному огляді – 3,57
- при поточному ремонті – 26,40
- при середньому ремонті – 104,60
- при капітальному ремонті – 210,00
Міжремонтне обслуговування є повсякденною роботою профілактичного
характеру і включає нагляд за виконанням правил технічної експлуатації кутера, а
також своєчасне усунення дрібних несправностей.
Для забезпечення безперебійної роботи кутера і його збереження
експлуатаційний і обслуговуючий персонал зобов'язаний суворо виконувати
інструкцію з експлуатації і ретельно дотримувати технологічний режим роботи.
Міжремонтне обслуговування виконується під час перерв в роботі без
порушення режимів виробництва і здійснюється черговим слюсарем-
налагоджувати і виробничими робітниками.
Після перші 48 годин роботи кутера необхідні змінити мастило в редукторах
приводу чаші і вивантажника.
Мастило кутера повинне проводитися при міжремонтному обслуговуванні.
Застосування масел і мастил, не вказаних в таблиці мастила, а також порушення
термінів мастила не допускається.
79
Профілактичний огляд проводять з метою перевірки стану кутера, усунення
дрібних несправностей і з'ясування об'єму робіт, що підлягають виконанню при
черговому плановому ремонті.
Профілактичні огляди виконувати в технологічні перерви, між змінами і в
неробочий час. Бажано графік оглядів поєднувати з графіком миття кутерів.
Результати огляду заносять в «Журнал прийому-здачі зміни».
Поточний (малий) ремонт є мінімальним за об'ємом видом ремонту, яким
забезпечується нормальна експлуатація кутера до чергового планового ремонту.
Під час поточного ремонту усувають несправності заміною або відновленням
швидкозношуваних деталей, а також виконують регулювальні роботи в механізмі
завантаження, вивантажнику.
Поточний ремонт проводять на місці установки кутера силами виробничого
цеху.
Середній ремонт полягає у відновленні експлуатаційних характеристик
куттера шляхом ремонту або заміни тільки зношених або пошкоджених
складових частин. Крім того, при середньому ремонті обов'язково перевіряють:
а) ремонт редуктора механізму завантаження; редуктора вивантажника із
заміною деталей, що мають знос, що перевищуючий допускається по технічних
нормах;
б) перевірка і заміна зношених ременів в механізмі завантаження, приводі
ножового валу;
в) чищення всіх підшипників, планова заміна їх;
г) перевірка і зміна зношених прокладок, кріпильних деталей;
ж) фарбування, при необхідності, окремих складових частин кутера;
к) збірка кутера, перевірка кріплення складальних одиниць, регулювання
спрацьовування кінцевих вимикачів, випробування кутера на холостому ходу.
Капітальний ремонт полягає в повному розбиранні і дефектації кутера, в
заміні або ремонті всіх вузлів і деталей, що зносилися.
В об'єм капітального ремонту входять наступні основні роботи:
80
а) заміна всіх зносилися в приводі чаші, ножового валу, механізму
завантаження, у вивантажнику вузлів і деталей або реставрації їх з доведенням до
розмірів, встановлених в кресленні;
б) вивіряння чаші кутера;
в) відлагодження і регулювання автоматики і управління кутера;
г) комплексна перевірка, регулювання і випробування;
д) забарвлення окремих частин або всього кутера.
81
ВИСНОВКИ
В роботі за допомогою чисельних методів обґрунтовано нові шляхи
підвищення межі витривалості ножів кутера за рахунок модифікації їх
конструкції. Також розроблено заходи із підвищення продуктивності кутера.
Були вирішені такі завдання:
− проведено аналіз відомих досліджень межі витривалості ножів кутера
та шляхів її підвищення;
− розроблено методики дослідження межі витривалості ножів кутера
чисельними методами;
− виявлено закономірності впливу конструктивних параметрів ножів
кутера на їх межу витривалості;
− запропоновано шляхи підвищення межі витривалості ножів кутера;
− розроблено конструкцію пристрою для покращення процесу
подрібнення сировини в кутері.
Встановлено закономірності впливу геометричних параметрів ножів кутера
на їх втомну витривалість. Доведено, що збільшення ширини корпусу ножа та
зменшення увігнутості задньої грані ножа сприяє суттєвому підвищенню його
втомної витривалості. Отримано закономірності залежності межі втомної
витривалості ножів кутера при знакозмінних навантаженнях від особливостей
геометричної форми ножів.
Запропоновано рекомендації для забезпечення підвищення втомної
витривалості ножів. Для ножів кутера сприятливим буде збільшення ширини їх
корпусу з метою зменшення пікових напружень в зоні западини на задній грані та
задля збільшення його втомної витривалості. Також розроблено конструкцію
насадки для ножової головки кутера, яка дозволяє підвищити продуктивність
кутера.
82
СПИСОК ЛІТЕРАТУРНИХ ДЖЕРЕЛ
1. Kolev E., Stoyanov S. Verifikationsmethode zur Bestimmung der Belastung an
Bauteilen durch Simulation und Experiment //Internationales Wissenschaftliches
Kolloquium.2002. Vol. 47. P. 23.-26.
2. Martin Moser. Ermudungsbruch von Fleischhack messern// Kuttermesser. 2010.
URL:http:// martin-moeser.de/ Veroeffentlichungen / Bruch_Kuttermesser.pdf
3. Nekoz, A. I. Durability of cutter assemblies and its causative factors / A. I.
Nekoz, O. L. Venglovskyi, A. V. Batrachenko // Foods and Raw Materials. -
Kemerovo Institute of Food Science and Technology, 2018, vol. 6, no. 2. - p.
358-370.
4. S. Romano, A. Brückner-Foit, A. Brandão, J. Gumpinger, T. Ghidini, S. Beretta.
Fatigue properties of AlSi10Mg obtained by additive manufacturing: Defect-
based modelling and prediction of fatigue strength. Engineering Fracture
Mechanics. Volume 187, January 2018, pages 165-189.
5. Masayuki Kamaya, Masahiro Kawakubo. Mean stress effect on fatigue strength
of stainless steel. International Journal of Fatigue. Volume 74, May 2015, pages
20-29.
6. Uwe Zerbst, Michael Vormwald, Reinhard Pippan, Hans-Peter Gänser, Christine
Sarrazin-Baudoux, Mauro Madia. About the fatigue crack propagation threshold
of metals as a design criterion – A review. Engineering Fracture Mechanics.
Volume 153, March 2016, pages 190-243.
7. Ankit Agrawal, Parijat Deshpande, Ahmet Cecen, Gautham Basavarsu, Alok
Choudhary, Surya Kalidindi. Exploration of data science techniques to predict
fatigue strength of steel from composition and processing parameters. Integrating
Materials and Manufacturing Innovation volume 3(2014), pages 90–108.
8. U. Zerbst, M. Madia, H. Th. Beier. A model for fracture mechanics based
prediction of the fatigue strength: Further validation and limitations. Engineering
Fracture Mechanics. Volume 130, November 2014, pages 65-74.
83
9. Mauro Madia, Uwe Zerbst. Application of the cyclic R-curve method to notch
fatigue analysis. International Journal of Fatigue. Volume 82, Part 1, January
2016, pages 71-79.
10. S. Beretta, S. Romano. A comparison of fatigue strength sensitivity to defects for
materials manufactured by AM or traditional processes. International Journal of
Fatigue. Volume 94, Part 2, January 2017, pages 178-191.
11. Caligulu U. The Fatigue Strength of AISI 430—304 Stainless Steels Welded by
CO2 Laser Beam Welding // Металлофиз. Новейшие технол. 2015. Vol. 6.
P. 839-852.; Shulov V.A., Nochovnaya N.A. Fatigue strength of metals and
alloys modified by ion beams // Surface and Coatings Technology. 2002. P. 33–
41.
12. Schnackel W., Micklisch I., Krickmeier J., Schnackel D., Untersuchungen zur
optimierung von kuttermessern. 3. Optierugen der kuttermessform zur herstellung
von bruhwursten // Fleischwirtschaft. 2008. № 6.Р. 96–102.
13. Wolfram Schnackel, Ingo Micklisch, Janet Krickmeier, Dimitrinka Schnackel
(2008). Optimisation of cutter knives for the production of cooked sausages. //
Food scince, engineering and technologies, Plovdiv, (24 - 25 October). – pp. 77-
83.
84