FZYJ — 12翻臺(tái)式震壓造型機(jī)

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FZYJ12翻臺(tái)式震壓造型機(jī).zip

震壓機(jī)構(gòu)圖00.dwg---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

說(shuō)明書(shū).doc---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

文獻(xiàn)綜述.doc---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

6轉(zhuǎn)臂動(dòng)力缸.dwg---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

5零件圖-齒輪軸A2.dwg---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

5零件圖-端蓋A3.dwg---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

4起模機(jī)構(gòu)A0.dwg---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

3翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)A0.dwg---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

2震壓機(jī)構(gòu)A1.dwg---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

1總裝圖A0.dwg---(點(diǎn)擊預(yù)覽)

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關(guān) 鍵詞：: FZYJ 12翻臺(tái)式震壓造型機(jī) 12 臺(tái)式造型機(jī)

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內(nèi)容簡(jiǎn)介：: 本科生畢業(yè)論文姓名：學(xué) 號(hào)：學(xué) 院：專業(yè)：機(jī)械工程與自動(dòng)化論文題目： FZYJ 12翻臺(tái)式震壓造型機(jī) 專題：指導(dǎo)教師：職稱：年月大學(xué)畢業(yè)論文任務(wù)書(shū)學(xué)院專業(yè)年級(jí) 學(xué)生姓名任務(wù)下達(dá)日期：2011 年 3 月 1 日畢業(yè)論文日期： 2011 年3月 1 日至 2011 年 6 月 19 日畢業(yè)論文題目：FZYJ 12翻臺(tái)式震壓造型機(jī)設(shè)計(jì)畢業(yè)論文專題題目：畢業(yè)論文主要內(nèi)容和要求：應(yīng)大學(xué)工程訓(xùn)練中心要求，設(shè)計(jì)能夠填砂、緊實(shí)、起模等造型工序的造型機(jī)器翻臺(tái)震壓造型機(jī)，本造型機(jī)為震壓式造型機(jī)，采用氣壓傳動(dòng)、手動(dòng)控制。主要內(nèi)容包括傳動(dòng)系統(tǒng)、工作機(jī)構(gòu)以及控制系統(tǒng)的設(shè)計(jì)，并畫(huà)出總裝圖和主要的部裝圖以及零件圖。院長(zhǎng)簽字：指導(dǎo)教師簽字：大學(xué)畢業(yè)論文指導(dǎo)教師評(píng)閱書(shū)指導(dǎo)教師評(píng)語(yǔ)（基礎(chǔ)理論及基本技能的掌握；獨(dú)立解決實(shí)際問(wèn)題的能力；研究?jī)?nèi)容的理論依據(jù)和技術(shù)方法；取得的主要成果及創(chuàng)新點(diǎn)；工作態(tài)度及工作量；總體評(píng)價(jià)及建議成績(jī)；存在問(wèn)題；是否同意答辯等）：成績(jī)：指導(dǎo)教師簽字：年月日大學(xué)畢業(yè)論文評(píng)閱教師評(píng)閱書(shū)評(píng)閱教師評(píng)語(yǔ)（選題的意義；基礎(chǔ)理論及基本技能的掌握；綜合運(yùn)用所學(xué)知識(shí)解決實(shí)際問(wèn)題的能力；工作量的大?。蝗〉玫闹饕晒皠?chuàng)新點(diǎn)；寫(xiě)作的規(guī)范程度；總體評(píng)價(jià)及建議成績(jī)；存在問(wèn)題；是否同意答辯等）：成績(jī)：評(píng)閱教師簽字：年月日大學(xué)畢業(yè)論文答辯及綜合成績(jī)答辯情況提出問(wèn) 題回答問(wèn) 題正確基本正確有一般性錯(cuò)誤有原則性錯(cuò)誤沒(méi)有回答答辯委員會(huì)評(píng)語(yǔ)及建議成績(jī)：答辯委員會(huì)主任簽字：年月日學(xué)院領(lǐng)導(dǎo)小組綜合評(píng)定成績(jī)：學(xué)院領(lǐng)導(dǎo)小組負(fù)責(zé)人：年月日摘要砂型的鑄造工序是鑄造生產(chǎn)中的重要環(huán)節(jié)，而造型機(jī)械則是最主要的型砂鑄造設(shè)備。應(yīng)大學(xué)工程訓(xùn)練中心要求，我們此次設(shè)計(jì)的翻臺(tái)造型機(jī)是一種原有的Z2310翻臺(tái)震實(shí)式造型機(jī)基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)的翻臺(tái)式震壓造型機(jī)械。全文由四大部分組成。第一部分為提出研究課題，設(shè)計(jì)要求及完成設(shè)計(jì)的指導(dǎo)思想；第二部分為造型機(jī)總體設(shè)計(jì)，主要側(cè)重工作原理及主要結(jié)構(gòu)特點(diǎn)；第三部分為震擊、壓實(shí)、起模等機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)；第四部分為氣動(dòng)執(zhí)行元件的設(shè)計(jì)；最后為造型機(jī)的氣壓傳動(dòng)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)并適當(dāng)進(jìn)行了參數(shù)優(yōu)化。關(guān)鍵字：砂型鑄造機(jī)械; 震實(shí)機(jī)構(gòu); 氣壓傳動(dòng)系統(tǒng); 震壓造型機(jī)ABSTRACTCore making processes is Important part of the production, and the Core making machine is the most important casting equipment. Acording to the Requirements of the CUMT Engineering Training Center, the Hot box core making machine we designed is a small practice teaching Core manufacturing machine. The full text is composed of three major parts. The first part was to study, design requirements and complete the design of the guiding ideology; the second part is the Core making machine design, focusing primarily on the working principle and the main structural characteristics; the third part is about the design of the Shooting institutions; the fourth is about the design of the Pneumatic Actuator; the final pressure for the Core making machine drive system design and the proper conduct of the parameter optimization. Keywords: Core making machine, Shooting institutions, Pressure transmission system, Hot-box core shooting machine.目錄1 緒論11.1國(guó)內(nèi)外發(fā)展概況11.2熱芯盒射芯法的特點(diǎn)11.3課題背景與來(lái)源21.4設(shè)計(jì)的指導(dǎo)思想31.5 設(shè)計(jì)的技術(shù)要求32 熱芯盒射芯機(jī)的總體設(shè)計(jì)42.1熱芯盒射芯機(jī)的工作原理及工藝過(guò)程42.1.1 熱盒法的工作原理42.1.2 熱盒法的工藝過(guò)程52.2射砂的緊實(shí)原理62.3芯砂在芯盒內(nèi)的流動(dòng)機(jī)理分析62.4射芯機(jī)的型號(hào)標(biāo)記92.5 D C R 12射芯機(jī)的主要結(jié)構(gòu)及特點(diǎn)92.5.1砂斗102.5.2射砂機(jī)構(gòu)102.5.3工作臺(tái)122.5.4底座和支柱122.5.5 氣路系統(tǒng)143.射芯機(jī)主要機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)計(jì)算193.1設(shè)計(jì)的原始數(shù)據(jù)193.2射砂筒的參數(shù)確定193.3 射砂筒高度H213.4 射砂筒上部高度223.5.射砂進(jìn)氣閥直徑223.6.射砂筒橫縫及豎縫面積223.7 射砂筒橫縫及豎縫的寬度233.8 貯氣包容積233.9 射砂筒與射腔間的間隙L233.10 電動(dòng)震動(dòng)器激震力P及傳動(dòng)功率N244.氣缸的設(shè)計(jì)254.1氣缸的設(shè)計(jì)一般步驟：254.2工作臺(tái)升降氣缸的設(shè)計(jì)計(jì)算254.3工作臺(tái)夾緊缸275懸臂梁射芯機(jī)機(jī)身變形的計(jì)算295.1芯盒夾緊力的計(jì)算295.2 機(jī)身變形的計(jì)算306.射芯機(jī)的砂位控制376.1 砂位控制的意義376.2 常用的幾種砂位計(jì)376.3 DCR-12射芯機(jī)防止閘門夾砂的措施397、射砂頭、射砂板和射嘴427.1 射砂頭427.2 射砂板437.3 射嘴448 設(shè)計(jì)總結(jié)469 DCR-12射芯機(jī)優(yōu)缺點(diǎn)和注意事項(xiàng)479.1 DCR-12優(yōu)缺點(diǎn)479.2 DCR-12射芯機(jī)操作規(guī)程：4710 參考文獻(xiàn)4911.英文資料翻譯5011.1英文部分:5011.2中文譯文5912 致謝63 大學(xué)2010屆本科生畢業(yè)設(shè)計(jì) 第61頁(yè)1 緒論1.1國(guó)內(nèi)外發(fā)展概況造型機(jī)是用于制造砂型的鑄造設(shè)備，它主要的功能是：填砂，將松散的型砂填入砂箱中；緊實(shí)型砂，通過(guò)震實(shí)、壓實(shí)、震壓、射壓等不同機(jī)構(gòu)將模樣從緊實(shí)的砂型中取出。造型機(jī)最早出現(xiàn)于19世紀(jì)中期，早期的造型機(jī)是一種簡(jiǎn)單的手動(dòng)壓實(shí)帶起模的機(jī)構(gòu)，后來(lái)采用壓縮空氣作為震實(shí)和壓實(shí)型砂的動(dòng)力。1890年出現(xiàn)了震擊式造型機(jī)，使造型效率和砂型精度都有了提高。造型設(shè)備最初為簡(jiǎn)單的壓實(shí)式和震實(shí)式造型機(jī)，后來(lái)二者結(jié)合，產(chǎn)生了震壓式造型機(jī)，20世紀(jì)50年代至60年代，它在鑄造生產(chǎn)中發(fā)揮了重要作用；在此基礎(chǔ)上提高壓實(shí)力，制成了高壓造型機(jī)，在60年代至70年代，這種造型機(jī)為鑄造業(yè)的發(fā)展做出了突出貢獻(xiàn)；70年代末出現(xiàn)了氣沖造型機(jī)和靜壓造型機(jī)，在80年代至90年代成為主要造型設(shè)備，在今后若干年內(nèi)，它將占主導(dǎo)地位。我國(guó)的鑄件年產(chǎn)量現(xiàn)己位居世界第一。但是我國(guó)所生產(chǎn)的鑄件總體上講在質(zhì)量上與工業(yè)發(fā)達(dá)國(guó)家相比還存在相當(dāng)?shù)牟罹?。其主要原因之一就是我?guó)鑄造行業(yè)的機(jī)械化、自動(dòng)化、信息化水平低，所采用的技術(shù)裝備落后。與工業(yè)發(fā)達(dá)國(guó)家相比，我國(guó)鑄造裝備制造行業(yè)也存在巨大差距。其突出的弱點(diǎn)是研發(fā)能力差，缺乏創(chuàng)新性，迄今仍基本上靠測(cè)繪樣機(jī)或憑經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行類比設(shè)計(jì)。這種狀態(tài)對(duì)我國(guó)鑄造行業(yè)的技術(shù)改造和技術(shù)進(jìn)歩，逐歩實(shí)現(xiàn)現(xiàn)代化己經(jīng)產(chǎn)生相當(dāng)大的制約作用。我們需要加緊工作，努力改變這種落后狀況。垂直分型無(wú)箱射壓造型機(jī)的設(shè)計(jì)構(gòu)思是上世紀(jì)五十年代由時(shí)任丹麥科技大學(xué)教授的 VAJeppesen提出的。他在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，特別是對(duì)濕型粘土砂的射砂過(guò)程進(jìn)行了深入的研究。隨后他研制成一臺(tái)樣機(jī)，并于1957年利用這臺(tái)樣機(jī)在丹麥的兩家鑄造廠中進(jìn)行生產(chǎn)性實(shí)驗(yàn)。1959年Jeppesen教授獲得了垂直分型無(wú)箱射壓造型機(jī)的專利。1961年丹麥工業(yè)辛迪加（即DISA購(gòu)買了上述專利，并由6名工程師組成的技術(shù)團(tuán)隊(duì) 在其基礎(chǔ)上開(kāi)發(fā)了第一臺(tái)生產(chǎn)用的造型機(jī)。后者于1962年夏展出于德國(guó)杜塞爾多夫的世界鑄造博覽會(huì)（即GIFA）上。1964年初首臺(tái)生產(chǎn)率為240型/小時(shí)的垂直分型無(wú)箱射壓造型機(jī) (即DISAMATIC)發(fā)送到用戶丹麥一鑄鐵廠并投產(chǎn)。目前，世界各國(guó)共約有超過(guò)1000家鑄造廠采用這種造型方法生產(chǎn)鑄件。近年來(lái)國(guó)外有的鑄造設(shè)制造廠推出了經(jīng)過(guò)改進(jìn)的側(cè)吹水平分型無(wú)箱吹壓造型機(jī)。這種造型機(jī)在造型時(shí)，即吹砂及高壓壓實(shí)吋，是將型板及造型室旋轉(zhuǎn)90使其處于垂直狀態(tài)下進(jìn)行的。然后使它們轉(zhuǎn)回到水平位置，進(jìn)行起模、下芯、合箱、頂出造型室等等。日本新東工業(yè)珠式會(huì)社所生產(chǎn)的水平分型無(wú)箱射壓造型機(jī)采用0.1MPa的低射砂壓力，同時(shí)開(kāi)發(fā)了 “壓力控制”方法來(lái)檸制造型機(jī)的排氣，這樣使型砂能充填到模樣上的小吊砂內(nèi)。1.2翻臺(tái)造型機(jī)震壓造型的的特點(diǎn)鑄造上制造砂型的造型機(jī)在造型過(guò)程中長(zhǎng)期以來(lái)多震實(shí)、壓實(shí)來(lái)緊實(shí)型砂，其主要缺點(diǎn)為： 1噪聲嚴(yán)重、效率低。 2所造砂型上部的緊實(shí)度很低。采用震壓造型克服了上述缺點(diǎn)，與舊方法相比具有以下優(yōu)點(diǎn)： 1提高砂型緊實(shí)度使型砂在各層的分布上更加合理，并提高了型砂的緊實(shí)度，獲得清晰的輪廓，尺寸更加精確，力學(xué)性能更好，得到優(yōu)質(zhì)的鑄件。 2提高可靠性震壓造型機(jī)在機(jī)構(gòu)方面得到簡(jiǎn)化，從而使可靠性得到提高，降低了設(shè)備造價(jià)及維修費(fèi)用。 3減少振動(dòng)、噪聲采用的震壓方式使機(jī)器運(yùn)行更加平穩(wěn)，減少了振動(dòng)、噪聲及粉塵污染，從而改善了鑄造車間的勞動(dòng)條件。 4節(jié)省工裝采用無(wú)箱或脫箱造型工藝，節(jié)省了工裝，減少了投資。 5提高生產(chǎn)率簡(jiǎn)化成型過(guò)程或快速成型，并采用自動(dòng)操作，提高了生產(chǎn)率，并可以減輕勞動(dòng)強(qiáng)度。6簡(jiǎn)化制砂型工序采用先進(jìn)可靠的控制及檢測(cè)技術(shù)，減少設(shè)備故障，提高設(shè)備運(yùn)轉(zhuǎn)率。綜上所述，震壓式造型用于大批大量生產(chǎn)、形狀復(fù)雜、質(zhì)量要求高的砂型，其技術(shù)、經(jīng)濟(jì)效果顯著，而對(duì)于小批量、單件生產(chǎn)和形狀簡(jiǎn)單的砂型，亦可用震壓式造型機(jī)來(lái)造型，正如其他工藝一樣，各有其適用范圍，選用時(shí)應(yīng)全面結(jié)合本單位的具體情況綜合考慮。 1.3 設(shè)計(jì)目的鑄造機(jī)械（造型機(jī)）的設(shè)計(jì)是以砂型鑄造為對(duì)象，根據(jù)機(jī)器的工作原理和鑄造機(jī)械的基本理論，進(jìn)行運(yùn)動(dòng)和動(dòng)力分析，和工作參數(shù)的制定，以及制作出相關(guān)圖紙。這要求我們掌握廣泛而堅(jiān)實(shí)的理論基礎(chǔ)知識(shí)，培養(yǎng)鮮明的工程觀點(diǎn)和富于進(jìn)取的創(chuàng)新精神，積累生產(chǎn)和設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，提高分析問(wèn)題和解決問(wèn)題的能力。通過(guò)造型機(jī)的設(shè)計(jì)，可以使我們：1. 掌握從生產(chǎn)實(shí)際和工藝要求出發(fā)，制定設(shè)計(jì)方案、選擇工作參數(shù)、進(jìn)行分析和計(jì)算的一般設(shè)計(jì)方法。2. 學(xué)會(huì)運(yùn)用已知的理論知識(shí)，研究和解決鑄造機(jī)械中的有關(guān)問(wèn)題。3. 了解鑄造機(jī)械設(shè)計(jì)特點(diǎn)和發(fā)展動(dòng)態(tài)，未進(jìn)行有關(guān)鑄造機(jī)械的開(kāi)發(fā)性研究和試驗(yàn)工作，打下一定的基礎(chǔ)。從我做畢業(yè)設(shè)計(jì)的角度來(lái)說(shuō)，震壓式造型已經(jīng)是一門比較成熟的造型工藝，甚至現(xiàn)在都以不多見(jiàn)，通過(guò)對(duì)它的設(shè)計(jì)，既是對(duì)過(guò)去四年所學(xué)的鞏固，需要綜合應(yīng)用到許多知識(shí)，也是對(duì)即將從事的設(shè)計(jì)工作的一個(gè)很好的演練。設(shè)計(jì)要達(dá)到的技術(shù)要求：1. 使用性要求。設(shè)計(jì)的機(jī)器要求根據(jù)要求和制定的工作參數(shù)，完成一定的運(yùn)動(dòng)，承受一定的載荷，達(dá)到一定的工作目的。在實(shí)習(xí)用震壓造型機(jī)的設(shè)計(jì)中，工序的銜接不做過(guò)多要求。2. 可靠性要求。在預(yù)計(jì)的使用期限內(nèi)機(jī)器不應(yīng)破壞，不會(huì)因個(gè)別零件的損壞（可以及時(shí)更新）而影響整個(gè)機(jī)器的正常運(yùn)轉(zhuǎn)，也不會(huì)因振動(dòng)而影響工作質(zhì)量。這就要求機(jī)器的總體設(shè)計(jì)合理，設(shè)計(jì)的零件要有足夠的強(qiáng)度、剛度和穩(wěn)定性；對(duì)于易磨損的零件易于及時(shí)更換。1.4 課題背景與來(lái)源現(xiàn)代化的鑄造生產(chǎn)，要求在最大限度地提高生產(chǎn)率的同時(shí)要求減輕工人的勞動(dòng)強(qiáng)度，改善勞動(dòng)條件和工作環(huán)境、降低噪音。為滿足這些要求，在造型環(huán)節(jié)，造型機(jī)必須實(shí)現(xiàn)高度機(jī)械化和自動(dòng)化，從最初的手動(dòng)壓實(shí)帶起模來(lái)造型，到震實(shí)造型機(jī)造型，到震壓造型，再到高壓造型都反映了造型機(jī)械順應(yīng)時(shí)代的發(fā)展。故此次應(yīng)大學(xué)工程訓(xùn)練中心要求，在原有的Z2310翻臺(tái)震實(shí)式造型機(jī)的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)、創(chuàng)新、和發(fā)展，設(shè)計(jì)出能夠滿足現(xiàn)代化造型生產(chǎn)的翻臺(tái)式震壓造型機(jī)。在這個(gè)鑄造車間里，一般配有熔煉設(shè)備、造型及制芯設(shè)備、砂處理設(shè)備、鑄件清洗設(shè)備以及各種運(yùn)輸機(jī)械，通風(fēng)除塵設(shè)備等。經(jīng)過(guò)下車間實(shí)習(xí)和反復(fù)查資料，得到了關(guān)于Z2310系列的翻臺(tái)震實(shí)式造型機(jī)的結(jié)構(gòu)和工作原理。它主要是震擊方式來(lái)緊實(shí)型砂，通過(guò)翻轉(zhuǎn)起模的方式來(lái)起模。它主要的缺點(diǎn)是沒(méi)有壓實(shí)機(jī)構(gòu)，不好似邊震擊，邊壓實(shí)，故型砂緊實(shí)度不高，結(jié)構(gòu)層次分布不合理。所以改進(jìn)勢(shì)在必行，我認(rèn)為必須在震擊和壓實(shí)方面來(lái)下手。添加壓實(shí)機(jī)構(gòu)來(lái)改進(jìn)。總之參照此類震實(shí)式翻臺(tái)造型機(jī)的相關(guān)技術(shù)與標(biāo)準(zhǔn)，來(lái)設(shè)計(jì)出翻臺(tái)震壓式造型機(jī)。1.5 設(shè)計(jì)的指導(dǎo)思想1.設(shè)計(jì)的翻臺(tái)式震壓造型機(jī)可根據(jù)要求來(lái)制定其工作參數(shù)，從而完成規(guī)定的動(dòng)作，承受足夠的載荷，達(dá)到其工作目的。在造型機(jī)的設(shè)計(jì)中，計(jì)算機(jī)控制方面不作過(guò)多要求。2.在使用期限內(nèi)機(jī)器應(yīng)正常工作，不會(huì)因個(gè)別零件的損壞（可以及時(shí)更新）而影響整個(gè)機(jī)器的正常運(yùn)轉(zhuǎn)。這就要求機(jī)器的總體設(shè)計(jì)合理，設(shè)計(jì)的零件要有足夠的強(qiáng)度、剛度和穩(wěn)定性；對(duì)于易磨損的零件易于及時(shí)更換。3.翻臺(tái)震壓造型機(jī)的設(shè)計(jì)是以砂型鑄造為對(duì)象，根據(jù)機(jī)器的工作原理和鑄造機(jī)械的基本理論，進(jìn)行運(yùn)動(dòng)和動(dòng)力分析，和工作參數(shù)的制定，以及制作出相關(guān)圖紙。從我做畢業(yè)設(shè)計(jì)的角度來(lái)說(shuō)，這個(gè)課題既能鞏固我四年所學(xué)，也是對(duì)即將從事的設(shè)計(jì)工作的一個(gè)很好的演練。這要求我掌握廣泛而堅(jiān)實(shí)的理論基礎(chǔ)知識(shí)，培養(yǎng)鮮明的工程觀點(diǎn)和富于進(jìn)取的創(chuàng)新精神，積累生產(chǎn)和設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，提高分析問(wèn)題和解決問(wèn)題的能力。通過(guò)對(duì)翻臺(tái)震壓造型機(jī)的設(shè)計(jì)，可以使我們運(yùn)用已知的理論知識(shí)，從生產(chǎn)實(shí)際和工藝要求出發(fā)，制定設(shè)計(jì)方案、選擇工作參數(shù)、進(jìn)行分析和計(jì)算。通過(guò)研究和解決鑄造機(jī)械中的有關(guān)問(wèn)題，從而了解鑄造機(jī)械設(shè)計(jì)特點(diǎn)和發(fā)展動(dòng)態(tài)，為今后進(jìn)行有關(guān)鑄造機(jī)械的開(kāi)發(fā)性研究和試驗(yàn)工作，打下一定的基礎(chǔ)。1.5 設(shè)計(jì)的技術(shù)要求翻臺(tái)震壓造型機(jī)的主要工作部分可分為震實(shí)機(jī)構(gòu)、壓實(shí)機(jī)構(gòu)、翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)和輔助機(jī)構(gòu)，其中輔助機(jī)構(gòu)包括管路系統(tǒng)、工作臺(tái)、機(jī)身、控制系統(tǒng)等。各種造型機(jī)的震實(shí)機(jī)構(gòu)各有特點(diǎn)，而輔助機(jī)構(gòu)更是千差萬(wàn)別。翻臺(tái)機(jī)構(gòu)、震實(shí)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)可在原有的Z2310系列翻臺(tái)震實(shí)造型機(jī)的基礎(chǔ)上模仿和改進(jìn)。壓實(shí)機(jī)構(gòu)和輔助機(jī)構(gòu)要通過(guò)性能分析進(jìn)行參數(shù)設(shè)計(jì)。射砂機(jī)構(gòu)就其本質(zhì)來(lái)說(shuō)，是一個(gè)將壓縮空氣能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能的換能機(jī)構(gòu)，因此，對(duì)震實(shí)機(jī)構(gòu)性能的研究及其合理設(shè)計(jì)就不能脫離開(kāi)氣壓控制對(duì)震實(shí)缸震擊控制的機(jī)理分析。因此整個(gè)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)可以大致分為幾個(gè)個(gè)部分：1. 震實(shí)機(jī)構(gòu)工作原理與型砂流動(dòng)機(jī)理分析。2. 設(shè)計(jì)和演算翻臺(tái)造型機(jī)震實(shí)機(jī)構(gòu)的計(jì)算公式。提出震實(shí)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)的基本參數(shù)，規(guī)定了近似的示功圖導(dǎo)出了各項(xiàng)參數(shù)的計(jì)算式。3. 根據(jù)要求制定設(shè)計(jì)方案，選擇工作參數(shù)，進(jìn)行分析和計(jì)算。4. 機(jī)構(gòu)的各種改進(jìn)措施和環(huán)保措施。5. 繪出主要部件的裝配2 翻臺(tái)震壓式造型機(jī)的總體設(shè)計(jì)2.1翻臺(tái)震壓式造型機(jī)的工作原理及工藝過(guò)程2.1.1 翻臺(tái)震壓的工作原理 1、震實(shí)過(guò)程原理：當(dāng)打開(kāi)震壓閥操縱開(kāi)關(guān)，壓縮空氣通入震壓閥將閥內(nèi)換位活塞頂起，進(jìn)入震壓氣缸，震壓活塞帶動(dòng)震壓臺(tái)開(kāi)始上升，與此同時(shí)壓塑空氣通過(guò)震壓閥內(nèi)的一小氣路進(jìn)入活塞下部，柱塞就隨震壓臺(tái)上定位螺栓上升，到達(dá)一定高度，小氣路中的壓縮空氣進(jìn)入換位活塞上部。由于換位活塞上部截面積大于下部截面積，因而上部壓力較大，講換位活塞推向下部，使震壓氣缸進(jìn)氣口關(guān)閉，同時(shí)與大氣相通排氣，這是震壓活塞下部壓力降低，震壓臺(tái)憑自重下降，定位螺栓將震壓閥柱塞壓下，換位活塞上部與大氣接通排氣，完成了震擊的一個(gè)循環(huán)，隨后壓縮空氣又將換位活塞頂起，震壓過(guò)程就這樣連續(xù)進(jìn)行。當(dāng)關(guān)閉操縱開(kāi)關(guān)切斷氣源就停震。圖2-1震實(shí)過(guò)程2、壓實(shí)過(guò)程原理：加砂時(shí)壓頭轉(zhuǎn)至側(cè)面，壓實(shí)時(shí)再轉(zhuǎn)到中間位置。當(dāng)氣缸2左邊進(jìn)氣時(shí)，活塞8帶動(dòng)齒條活塞桿5右移，齒輪旋轉(zhuǎn)，使壓頭轉(zhuǎn)向工作位置。當(dāng)壓頭快接近終點(diǎn)位置時(shí)（約差20），連載同一活塞桿上的緩沖活塞7，逐漸堵住大的阻流孔，使油只能從小阻流孔（最后只有小孔的一部分）回油。圖2-2壓頭轉(zhuǎn)臂氣缸及緩沖裝置 1油箱 2氣缸 3鋼球 4圓銷 5活塞桿6緩沖油缸 7緩沖活塞 8活塞 9節(jié)流孔（大，?。?3、翻箱過(guò)程原理：壓縮空氣通入大油箱，將油壓入翻轉(zhuǎn)油缸，推動(dòng)活塞，通過(guò)連桿曲柄機(jī)構(gòu)將活塞的直線運(yùn)動(dòng)變?yōu)檗掁D(zhuǎn)軸的迴轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，帶動(dòng)迴轉(zhuǎn)桿旋轉(zhuǎn)90，連桿又把支撐在迴轉(zhuǎn)桿上的迴轉(zhuǎn)板轉(zhuǎn)90，這樣砂箱就翻轉(zhuǎn)180。圖2-3翻臺(tái)翻轉(zhuǎn)和托臺(tái)上升過(guò)程4、起模過(guò)程原理：壓縮空氣通入小油箱，油經(jīng)回油閥被壓向拔模油缸，拔?；钊仙?，使上部拔模臺(tái)上的受模梁碰到砂箱底面為止。再引壓縮空氣進(jìn)入受模梁上的夾持氣缸內(nèi)，通過(guò)杠桿作用將受模梁固定在拔模臺(tái)上。然后將小油箱壓縮空氣切斷放氣，同時(shí)將壓縮空氣引入回油閥和振動(dòng)器?；赜烷y內(nèi)的活塞關(guān)閉大油路，拔模缸內(nèi)的油經(jīng)回油閥一小油路流回小油箱，因而拔模臺(tái)下降速度很慢，這時(shí)振動(dòng)器震動(dòng)，使型砂不致被破壞。這就是慢起模。當(dāng)砂型脫離模版后，切斷回油閥和震動(dòng)器氣源排空，振動(dòng)器停震，回油閥大油路打開(kāi)（憑拔模臺(tái)、砂箱等重量給油壓力，將回油閥活塞壓到上部），拔模臺(tái)很快下降，直到砂箱落到滾道上為止。這就是快起模。圖2-4托臺(tái)下降和起模5、翻臺(tái)復(fù)位過(guò)程原理：當(dāng)切斷大油箱氣路，大油箱內(nèi)的壓縮空氣經(jīng)排氣閥到翻轉(zhuǎn)油缸的曲柄殼內(nèi)，再?gòu)倪@里通過(guò)一小孔排到大氣中去。由于孔徑很小不能很快排出，就將油缸滲透來(lái)的油壓入到排油器，待到大油箱壓力消除后排油器中的油經(jīng)過(guò)單流閥流回大油箱。同時(shí)幫助四根彈簧作用于翻轉(zhuǎn)臺(tái)活塞背面，翻臺(tái)開(kāi)始返回，隨后憑翻臺(tái)等自重翻回到震壓臺(tái)上恢復(fù)原位。圖2-2翻臺(tái)復(fù)位過(guò)程從以上基本原理可以看出，震壓造型機(jī)時(shí)一種高效率的鑄造設(shè)備之一。不足之處是機(jī)身過(guò)大，這影響了靈活性。只有通過(guò)改進(jìn)控制系統(tǒng)的方法來(lái)增加其自動(dòng)化程度，這樣一來(lái)，增加了設(shè)備的復(fù)雜程度，一般只適用用大批量生產(chǎn)。2.1.2 翻臺(tái)震壓造型的工藝過(guò)程雖然震壓造型機(jī)在工作的各個(gè)部分工作順序有些區(qū)別，但大致相同。翻臺(tái)震壓造型機(jī)造型的工藝過(guò)程可以用下圖表示：型砂模型砂箱固化劑附加劑吹清型板模型上噴煤油震實(shí)并壓實(shí)翻臺(tái)翻轉(zhuǎn)托臺(tái)上升托臺(tái)下降和起模頂出砂型圖2-3翻臺(tái)震壓造型機(jī)造型工藝過(guò)程圖2.2型砂的緊實(shí)原理緊實(shí)型砂的目的就是要使型砂具有一定的緊實(shí)度，從而具有一定的強(qiáng)度。型砂首先要能經(jīng)受住運(yùn)輸或翻轉(zhuǎn)過(guò)程中的震動(dòng)而不致?lián)p壞。其次，在澆注過(guò)程中砂型表面不僅要經(jīng)得住金屬液的沖擊和沖刷，而且還能抵抗金屬液的靜壓力。在鑄件凝固過(guò)程中，某些合金（如球墨鑄鐵）由于體積膨脹對(duì)砂型壁施加很大的膨脹壓力。如果砂型的緊實(shí)度不夠大，那么就會(huì)引起顯著的型壁移動(dòng)，從而影響鑄件的尺寸精度和內(nèi)部密度。緊實(shí)度高的砂型能更好地抵抗住金屬的靜液壓和膨脹壓力，減少型壁移動(dòng)，因而提高鑄件的尺寸精度和內(nèi)部致密度。型砂的緊實(shí)度可以用硬度、容量或緊實(shí)率來(lái)衡量。前者在生產(chǎn)和科學(xué)實(shí)驗(yàn)中最常用。目前在國(guó)際上常用的硬度計(jì)主要有兩類。一類是美、英通行的濕型硬度計(jì)，它有三種型號(hào)。A型如前所訴，是過(guò)去通用的硬度計(jì)；B型鋼珠直徑為1英寸，全負(fù)荷壓力為980克，適用于高壓造型；C型探頭為圓錐形，全負(fù)荷壓力為1500克。另一類是歐洲大陸通行的GF硬度計(jì)。型砂上某一點(diǎn)的緊實(shí)度也可用該處單位體積的重量即“容重”來(lái)表示，其單位是克/厘米。由于測(cè)量某處的容重須破壞砂型，所以在生產(chǎn)中較難采用。圖2-4型砂緊實(shí)率示意圖緊實(shí)率大表示緊實(shí)度高。型砂的緊實(shí)方法具體分為四種：1、震擊緊實(shí)和震擊附加壓緊實(shí) 圖2-5震擊緊實(shí)示意圖震擊緊實(shí)的原理：砂箱中的型砂隨砂箱下落時(shí)，得到一定的運(yùn)動(dòng)速度。當(dāng)工作臺(tái)與機(jī)座接觸時(shí)此速度驟然減小到零，因此產(chǎn)生一很大的慣性加速度。由于慣性力的作用，在各層型砂之間產(chǎn)生瞬時(shí)壓力，將型砂緊實(shí)。以為一次撞擊時(shí)間極短，型砂在此瞬時(shí)壓力作用下的流動(dòng)很小，所以一般要進(jìn)行幾十次撞擊才能將砂型緊實(shí)到所需的緊實(shí)度。震擊時(shí)各層型砂之間產(chǎn)生的瞬時(shí)壓力的大小是不同的。俞下面的砂層，震擊時(shí)受到的慣性力愈大，俞易被緊實(shí)；而上面的砂層往往達(dá)不到所要求的緊實(shí)度。至于砂型頂部，所受的慣性力趨于零，故仍呈疏松狀態(tài)，如圖2-6震擊緊實(shí)的砂型緊實(shí)度沿高度分布的曲線。因此，對(duì)于高度小的砂箱若采用單純緊實(shí)，效果不好。圖2-6震擊緊實(shí)的砂型的中心點(diǎn)緊實(shí)度沿高度分布曲線為了克服震擊緊實(shí)時(shí)砂型緊實(shí)度分布不均的缺陷，必須采取補(bǔ)充緊實(shí)措施，其方法有：震擊緊實(shí)后，再用手工或風(fēng)動(dòng)椿砂器補(bǔ)充緊實(shí)。此法勞動(dòng)強(qiáng)度大，生產(chǎn)效率低，并且容易損壞模型，在批量小時(shí)可以采用。當(dāng)砂箱中填滿型砂后，在砂型頂部加重物，再進(jìn)行震擊。此法適合于砂箱長(zhǎng)、寬尺寸大的情況下，但裝卸重物需要輔助機(jī)械。震擊緊實(shí)后，再進(jìn)行壓實(shí)。這種震擊附加壓緊實(shí)的工藝效果很好。誓言結(jié)果表明，附加壓對(duì)于低的砂型有顯著的效果。砂型從上到下都得到進(jìn)一步的緊實(shí)，緊實(shí)度分布狀況大為改善。高的砂型在震擊時(shí)下部已達(dá)到較高的硬度，故只是上部在附加壓時(shí)硬度有明顯提高。震壓附加壓造型機(jī)由于其緊砂效果較好故在生產(chǎn)中被廣泛地用于制造中、小砂型。但是這種造型機(jī)的噪聲大、生產(chǎn)率較低。 2、壓實(shí)、微震壓實(shí)和高壓緊實(shí) 通常所謂的壓實(shí)是指砂型表面單位面積上所受的壓實(shí)力（即壓實(shí)比壓）小于4公斤/厘米的低壓緊實(shí)。壓實(shí)按緊砂方向不同分為三種方法：壓板加壓法（上壓法）裝在余砂框內(nèi)的型砂是從砂箱背面壓進(jìn)砂箱。如圖示：圖2-7壓板加壓法1壓板 2輔助框 3砂箱 4模樣 5模板模版加壓法（下壓法）砂子被模板從分型面壓入砂箱。如圖示：圖2-8模板加壓法 1壓板 2輔助框 3砂箱 4模樣 5模板對(duì)壓法模板與壓板同時(shí)壓入砂箱。如圖示：圖2-9對(duì)壓法這三種方法中以壓板加壓法應(yīng)用最廣。壓實(shí)時(shí)，壓板壓入輔助框中，砂柱高度下降時(shí)，使型砂緊實(shí)度增加。輔助框的高度一般是預(yù)先設(shè)計(jì)好的，壓實(shí)過(guò)程中，砂柱高度H不斷變化，型砂緊實(shí)度不斷改變，但型砂總重量不變，從而：由于則式中砂箱面積；壓實(shí)前型砂高度；砂箱高度，也是型砂緊實(shí)后的高度；輔助框高度；壓實(shí)前松散型砂的緊實(shí)度；壓實(shí)后型砂緊實(shí)度。微震壓實(shí)原理：壓實(shí)同時(shí)震擊，這種復(fù)合緊實(shí)方法是擴(kuò)大壓實(shí)方法使用范圍的有效途徑。這種震擊與前述那種由工作太下落與機(jī)座發(fā)生的撞擊不同，它是由一鎮(zhèn)鐵向上運(yùn)動(dòng)打擊工作臺(tái)而產(chǎn)生的，通常稱之為“微震”這種壓實(shí)同時(shí)微震的復(fù)合緊實(shí)方法就叫做“微震壓實(shí)”。用微震壓實(shí)所獲得的鑄件表面光潔度比用壓實(shí)、震擊附加壓、微震后壓實(shí)的都好。高壓緊實(shí)原理：試驗(yàn)研究表明，在一定范圍內(nèi)提髙壓實(shí)比壓可以達(dá)到提高緊實(shí)度的目的（圖2-10)。由于型砂種類不同，當(dāng)壓實(shí)比壓增至68公斤/厘米范圍后再繼續(xù)增加，緊實(shí)度即基本上保持不變。當(dāng)壓實(shí)比壓超過(guò)25公斤/厘米時(shí)，緊實(shí)度又稍有增加，但這時(shí)砂粒邊緣會(huì)被玻碎，導(dǎo)致型砂性能下降。壓實(shí)比壓過(guò)髙，不僅使機(jī)器結(jié)構(gòu)復(fù)雜龐大，而且對(duì)砂型質(zhì)量和鑄件質(zhì)量反會(huì)帶來(lái)不良影響。當(dāng)壓實(shí)比壓超過(guò)7公斤/厘米以后，型砂的彈性漸具主導(dǎo)地位，因此產(chǎn)生回彈現(xiàn)象。砂型在壓實(shí)力撤除后發(fā)生回彈，就會(huì)導(dǎo)致砂型在起模時(shí)局部損壞并會(huì)影響鑄件的尺寸精度。此外，在壓實(shí)比壓過(guò)高還會(huì)使鑄件產(chǎn)生氣孔和夾砂缺陷的傾向增大。圖2-10緊實(shí)率與壓實(shí)比壓的關(guān)系實(shí)踐表明，即使采用較髙的壓實(shí)比壓進(jìn)行單純壓實(shí)，所獲得的砂型緊實(shí)度也不夠均勻。如果模型較高,則壓實(shí)時(shí)位于模型頂部的型砂很快地達(dá)到很髙的緊實(shí)度,它阻礙壓頭進(jìn)一步壓實(shí)型砂，因此模型四周的型砂緊實(shí)度較低。故在生產(chǎn)中單純的高壓壓實(shí)較少采用。當(dāng)砂箱較高(高度在300毫米以上)時(shí)，適當(dāng)提高壓實(shí)比壓并同時(shí)進(jìn)行微震，是獲得較高且均勻緊實(shí)度的合理方法。當(dāng)用7公斤/厘米的比壓進(jìn)行單純壓實(shí)時(shí)，砂型硬度為90；比壓不變但同時(shí)微震，砂型硬度可達(dá)93，相當(dāng)于單純壓實(shí)時(shí)比壓為10.5公斤/厘米所獲得的砂型硬度?，F(xiàn)在的高壓造型機(jī)一般都采用高壓微震緊實(shí)方法，常用壓實(shí)比壓為79公斤/厘米。3、射砂和射壓緊實(shí) 射砂是在吹砂的基礎(chǔ)上發(fā)展起來(lái)的一種緊實(shí)方法。吹砂的工作原理如圖2-11所示。開(kāi)啟吹砂閥后,壓縮空氣（56大氣壓)從1孔進(jìn)入吹砂頭2，攪動(dòng)芯砂經(jīng)吹砂孔3將之吹進(jìn)芯盒4中。芯砂在芯盒內(nèi)得到緊實(shí)，壓縮空氣則由排氣孔5排出。圖2-11吹砂工作原理示意圖1進(jìn)氣孔 2吹砂頭 3吹砂孔 4芯盒 5排氣孔射砂機(jī)構(gòu)如圖2-12所示。射砂時(shí)，大口徑快動(dòng)射砂閥7迅速開(kāi)啟，儲(chǔ)氣包8中的壓縮空氣進(jìn)入射腔2內(nèi)并驟然膨脹，然后通過(guò)射砂筒1上的橫縫和豎縫進(jìn)入射砂筒內(nèi)。當(dāng)射砂筒內(nèi)的氣壓達(dá)到一定大小時(shí)，芯砂即由射砂筒下部截面逐漸收縮的部分經(jīng)過(guò)射砂孔3射進(jìn)芯盒11中。而壓縮空氣則經(jīng)射砂板10上的排氣塞4排出。圖2-12射砂工作原理示意圖 1 射砂筒 2 射腔 3 射砂孔 4 排氣塞5 砂斗 6 砂閘板 7 射砂閥8 儲(chǔ)氣包 9 射砂頭 10 射砂板 9 芯盒 10 工作臺(tái)4、拋砂緊實(shí) 拋砂機(jī)的工作原理如圖2-13所示。型砂由皮帶運(yùn)輸機(jī)連續(xù)地送入拋頭，高速轉(zhuǎn)動(dòng)著的轉(zhuǎn)子上的葉片接住型砂，并以很高的速度(3060米/秒)將其拋到砂箱中。拋砂緊實(shí)的過(guò)程可分為兩個(gè)階段：第一階段是從型砂被葉片接住起到其離開(kāi)葉片為止。在這個(gè)階段中，型砂由于受到離心力的作用被壓實(shí)成團(tuán)。第二階段是砂團(tuán)被葉片以高速拋出，打在砂箱內(nèi)的砂層上，使型砂逐層加以緊實(shí)。砂團(tuán)的速度越大，則砂型的緊實(shí)度越髙。圖2-13拋砂機(jī)工作原理示意圖1 送砂皮帶 2 弧板 3 葉片 4 轉(zhuǎn)子 3.射芯機(jī)主要機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)及計(jì)算3.1設(shè)計(jì)的原始數(shù)據(jù)所設(shè)計(jì)的FZYJ翻臺(tái)震壓造型機(jī)主要設(shè)計(jì)參數(shù)如下：砂箱最大尺寸： 1000x800mm；翻臺(tái)臺(tái)面尺寸： 1440x1000mm；震實(shí)臺(tái)最大有效負(fù)荷： 1350公斤；起模臺(tái)最大行程： 800mm；震實(shí)缸直徑： 330mm；翻轉(zhuǎn)缸直徑： 460mm；起模缸直徑： 200mm；輥道頂面至地面高度： 255mm ；機(jī)器落下部分重量： 2600公斤；生產(chǎn)率： 1520半型/時(shí)；自由空氣耗量： 2m/半型；外形尺寸（長(zhǎng)寬高）： 3710x2087x3244mm；機(jī)器重量： 6300。3.2造型機(jī)的型號(hào)標(biāo)記翻臺(tái)震壓造型機(jī)的型號(hào)標(biāo)記應(yīng)按MT/T154.1的規(guī)定編制，圖示如下：壓實(shí)缸的尺寸震擊缸的尺寸其FZYJ取自“翻”，“震”，“壓”，“機(jī)”幾個(gè)漢字的拼音的首字母FZYJ 80 300 圖3-1翻臺(tái)震壓造型機(jī)型號(hào)標(biāo)記3.3 FZ YJ 12翻臺(tái)震壓造型機(jī)的主要結(jié)構(gòu)及特點(diǎn)翻臺(tái)震壓造型機(jī)的主要工作部分可分為震壓機(jī)構(gòu)、起模機(jī)構(gòu)、翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)和壓頭機(jī)構(gòu)。各種震壓機(jī)的壓頭機(jī)構(gòu)大同小異，而震壓機(jī)構(gòu)則千差萬(wàn)別。壓頭的機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)可在頂箱震壓造型機(jī)的基礎(chǔ)上模仿和改進(jìn)。翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)和起模機(jī)構(gòu)在原有的翻臺(tái)震實(shí)式造型機(jī)的基礎(chǔ)上模仿改進(jìn)。震壓機(jī)構(gòu)則要通過(guò)性能分析進(jìn)行參數(shù)設(shè)計(jì)。震擊機(jī)構(gòu)就其本質(zhì)來(lái)說(shuō)，是一個(gè)將壓縮空氣能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能的換能機(jī)構(gòu)，因此，對(duì)震擊機(jī)構(gòu)性能的研究及其合理設(shè)計(jì)就不能脫離開(kāi)表征震擊機(jī)構(gòu)換能過(guò)程的示功圖的討論。因此整個(gè)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)可以大致分為幾個(gè)個(gè)部分：1. 分析震擊機(jī)構(gòu)工作原理與示功圖表示法。2. 設(shè)計(jì)和演算氣動(dòng)微震機(jī)構(gòu)造型機(jī)震擊機(jī)構(gòu)的計(jì)算公式。提出氣動(dòng)微震機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)的基本參數(shù)及值，規(guī)定了近似的示功圖并按此示功圖分析導(dǎo)出了各項(xiàng)參數(shù)的計(jì)算式。3. 根據(jù)要求制定設(shè)計(jì)方案，選擇工作參數(shù)，進(jìn)行分析和計(jì)算4. 機(jī)構(gòu)的各種改進(jìn)措施和環(huán)保措施。5. 繪出主要部件的裝配圖。3.2.1起模機(jī)構(gòu) 起模是造型機(jī)上的一個(gè)主要工序。有手動(dòng)漏模造型機(jī)只有起模機(jī)構(gòu)而沒(méi)有實(shí)砂機(jī)構(gòu)。造型機(jī)的起模方式主要有兩種：頂箱起模和翻轉(zhuǎn)起模。這兩種之中，又可因結(jié)構(gòu)不同細(xì)分為不同的起模方法。對(duì)起模動(dòng)作要求平穩(wěn)，沒(méi)有沖擊，特別是在模型與砂型相脫離的一瞬間，要求速度緩慢。所以造型機(jī)上的起模機(jī)構(gòu)絕大多數(shù)采用液壓或氣壓油傳動(dòng)，而且在起模過(guò)程中，速度可以調(diào)節(jié)。 1.頂箱起模頂箱起模的特點(diǎn)是：在不翻轉(zhuǎn)砂箱的情況下，將模型自砂型中起出。頂箱起模還可以分成頂桿法和托箱法。(1)頂桿法頂桿法是在砂箱實(shí)砂完畢后，造型機(jī)的四根頂桿向上運(yùn)動(dòng)，頂著砂箱的四個(gè)角上升，與模板分離，見(jiàn)圖1-2-12。起模時(shí)，模板不動(dòng)，砂箱向上運(yùn)動(dòng)。例如震壓造型機(jī)Z145及震擊造型機(jī)Z2410都應(yīng)用這種頂桿法。圖2-12頂桿起模法 1 砂箱 2 模板 3 頂桿 4 造型工作臺(tái)為了保證砂箱平穩(wěn)頂起，必須使四根頂桿上下運(yùn)動(dòng)完全同步，所以頂桿都裝在一個(gè)頂桿架上，隨著頂桿氣缸一起上下。(2)托箱法托箱法起模與頂桿法起模相似。不同的是在起模時(shí)，砂箱被托住不動(dòng)，而模型下降, 從砂箱下面抽出，這就是回程起模法。現(xiàn)在很多半自動(dòng)造型機(jī)用這種起模方法，如圖1-2-13。空砂箱由邊輥道送入，壓實(shí)時(shí)砂箱上行頂住壓頭，壓實(shí)完畢，砂型下落回程途中，砂箱被邊輥道托住，模型繼續(xù)下落而起模。圖2-12托箱起模法 1 壓頭 2 砂型 3 模板 4 壓實(shí)機(jī)構(gòu)頂箱法起模時(shí)，砂型下面沒(méi)有東西托住，復(fù)雜的模型容易損壞。為廣避免這一缺點(diǎn)，對(duì)于較復(fù)雜的模型，可以采用一種漏板，在托箱起模吋，沿若模型四周把砂型支撐住，避免掉砂，見(jiàn)圖1-2-14 。這種方法，叫做漏模法。圖2-12漏模法 1 砂箱 2 模型 3 漏板 4 工作臺(tái)在一般的壓實(shí)實(shí)砂法中，由于砂型的緊實(shí)度不很大，頂箱法起模往往不能用于很復(fù)雜的模型。而高壓造型的砂型強(qiáng)度高，故即使是相當(dāng)大而復(fù)雜的砂型，也可以用頂箱法。2，翻轉(zhuǎn)起模翻轉(zhuǎn)起模前，把砂箱連同模板一起翻轉(zhuǎn)180，用接箱臺(tái)把砂箱接住，然后，接箱臺(tái)連砂箱一起下降實(shí)現(xiàn)起模。在實(shí)際結(jié)抅上，有轉(zhuǎn)臺(tái)法和翻臺(tái)法等，其原理見(jiàn)圖1-2-15。翻轉(zhuǎn)起模法起模時(shí)，型而向上，對(duì)于復(fù)雜的模型，特別是有較大的懸吊砂胎的砂型，可以避免斷裂及掉砂。但是翻轉(zhuǎn)砂箱耗費(fèi)機(jī)動(dòng)時(shí)間，相應(yīng)地生產(chǎn)率較低，而且要求機(jī)器的結(jié)構(gòu)也較復(fù)雜，所以只有在工藝上必要時(shí)才采用。例如制造砂芯或在Z2310、Z2520型造型機(jī)上造中大型的下箱。這是因?yàn)樯靶竞拖孪湓谠焱旰蠖夹枰D(zhuǎn)180。同吋中大型砂箱在工藝設(shè)計(jì)吋，為了避免吊砂在合箱時(shí)脫落，一般均將吊砂放在下箱，這時(shí)用翻轉(zhuǎn)法起模能保證質(zhì)量、縮短工時(shí)。圖2-12翻轉(zhuǎn)起模 1 砂型 2 轉(zhuǎn)臺(tái)（或翻臺(tái)） 3 模板 4 工作臺(tái)應(yīng)該指出，對(duì)于高壓造型，翻轉(zhuǎn)法這一優(yōu)點(diǎn)并不顯著，因?yàn)楦邏涸煨退玫纳靶蛷?qiáng)度大，在起模過(guò)程中不易發(fā)生掉砂。所以在半自動(dòng)高壓造型機(jī)上，盡管砂型的尺寸較大，一般都用托箱法起模，而不用翻轉(zhuǎn)法。圖2-10翻轉(zhuǎn)起模的接箱臺(tái)較平機(jī)構(gòu)1砂箱底板 2轉(zhuǎn)臺(tái)或翻臺(tái) 3模型 4砂箱5較平機(jī)構(gòu)托條 6鎖緊機(jī)構(gòu) 7彈簧 8接箱臺(tái) 對(duì)于翻轉(zhuǎn)法起模的震壓造型機(jī)，接箱臺(tái)上還需要一個(gè)校平機(jī)構(gòu)，平平地把砂箱托住使砂型不致由于在接箱臺(tái)上的歪斜而在起模過(guò)程中引起破損。校平機(jī)抅的原理見(jiàn)圖1-2-16。接箱臺(tái)上有二個(gè)或四個(gè)托條，每個(gè)托條由二根彈簧頂住，接箱臺(tái)接住砂箱時(shí)，托條即隨著砂箱頂面的不平形狀托住砂箱（圖a），這時(shí)鎖緊機(jī)構(gòu)把托條的位置固定。接箱臺(tái)下降時(shí)，就能平穩(wěn)地把模型起出（圖b）。綜上面所述：本機(jī)為翻臺(tái)震壓造型機(jī)，故起模方式為翻轉(zhuǎn)起模，采用原來(lái)的Z2310系列的翻臺(tái)震實(shí)式造型機(jī)的起模機(jī)構(gòu)。圖2-8起模機(jī)構(gòu)1套筒 2活塞 3導(dǎo)桿 4接型梁 5輥柱6輥柱架 7平衡器 8活塞 9接型臺(tái)10閉鎖墊圈 11節(jié)流桿 12連接管 3.2.2翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)如上圖所示，射砂機(jī)構(gòu)是由射砂頭1,上、下射砂筒4和6,橫梁13,砂閘板7以及射砂閥12等組成。橫梁13是箱體結(jié)構(gòu)裝在立柱上。砂閘板氣缸11位于橫梁頂部，它驅(qū)動(dòng)砂閘板開(kāi)啟和關(guān)閉射砂筒的加砂口。后者在關(guān)閉時(shí)由密封圈7充氣密封。橫梁內(nèi)腔分隔成前后兩部分，其后腔與立柱的內(nèi)腔聯(lián)通，構(gòu)成射砂機(jī)構(gòu)的儲(chǔ)氣室，當(dāng)氣動(dòng)射砂閥8開(kāi)啟時(shí)，大量壓縮空氣便驟然進(jìn)入位于橫梁前腔內(nèi)的射砂筒中進(jìn)行射砂。射砂筒分為上、下兩部分。上射砂筒4上開(kāi)有04毫米寬的橫縫，下射砂筒6上開(kāi)有O4毫米寬的豎縫，橫縫是壓縮空氣由射腔進(jìn)入射砂筒的土要通道。而由豎縫進(jìn)入的壓縮空氣則起著切割射砂筒內(nèi)砂柱的作用，使其松散并與筒壁分離以防止掛料。如下圖所示圖2-9 豎縫射砂筒和橫縫射砂筒射砂頭的結(jié)構(gòu)對(duì)射砂效果影響很大。對(duì)于不同的砂芯形狀和芯盒結(jié)構(gòu)應(yīng)選用或設(shè)計(jì)不同形式的射砂頭。為了防止熱量由芯盒傳遞到射砂頭上位其中的芯砂發(fā)生硬化，射砂板要由循環(huán)水進(jìn)行冷卻。具體內(nèi)容由以后詳細(xì)介紹。3.2.3震實(shí)機(jī)構(gòu)及壓頭的設(shè)計(jì)及計(jì)算簡(jiǎn)介如下：震壓機(jī)構(gòu)最里面的作為震鐵，次之是震擊活塞，最外面的是壓實(shí)缸，剩下的那個(gè)做為過(guò)渡活塞（作用是連接震擊缸與壓實(shí)缸），最下面的是接砂缸（其作用以后會(huì)介紹）。在設(shè)計(jì)過(guò)程中，主要是設(shè)計(jì)震擊缸的尺寸、震擊進(jìn)氣孔的大小、壓實(shí)缸的尺寸、壓實(shí)進(jìn)氣孔的大小、接砂缸的大小、氣墊的尺寸。創(chuàng)新點(diǎn)：氣墊的設(shè)計(jì)新穎，壽命更長(zhǎng)久，噪音更小，更能使得砂型的緊實(shí)度滿足要求。主要目的：1）完成震擊，壓實(shí)和起模三個(gè)規(guī)定動(dòng)作；2）保證緊實(shí)度，模型砂的完整；3）該造型機(jī)主要用于教學(xué)演示，盡量自動(dòng)化，減少手工操作難度，便于操作。震擊機(jī)構(gòu)的參數(shù)選擇震擊機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)的的基本參數(shù)式氣動(dòng)微震造型機(jī)的震擊機(jī)構(gòu)是一個(gè)將壓縮空氣能轉(zhuǎn)換為機(jī)械沖擊能的換能機(jī)構(gòu)。一臺(tái)造型機(jī)的震擊機(jī)構(gòu)的緊實(shí)砂的效能，取決于下面兩個(gè)方面因素（這兩個(gè)方面因素的數(shù)值的最佳取值也就規(guī)定了震擊機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)的基本參數(shù)及），它們分別是：震擊機(jī)構(gòu)的換能效率高效率的震擊機(jī)構(gòu)應(yīng)該是在單位時(shí)間力能夠提供最多的機(jī)械沖擊能的機(jī)構(gòu)。為實(shí)現(xiàn)這一極值條件的基本參數(shù)，其取值為：式中：F震擊缸活塞面積（）；震擊缸內(nèi)最大工作氣壓（以絕對(duì)氣壓表示）值（）；壓震狀態(tài)時(shí)，震鐵位置在撞擊點(diǎn)上，震擊彈簧（或氣墊腔壓力）對(duì)震鐵的靜支托力（即扣除了震鐵重量后的彈簧反力）（kg）。2. 能有效的緊實(shí)型砂的機(jī)械沖擊強(qiáng)度震擊機(jī)構(gòu)時(shí)依靠震擊活塞的機(jī)械碰撞來(lái)緊實(shí)型砂或抖動(dòng)型砂的，故為了達(dá)到預(yù)期的緊實(shí)或抖動(dòng)要求，震擊機(jī)構(gòu)應(yīng)有適當(dāng)?shù)呐鰮魪?qiáng)度，根據(jù)碰撞原理，可引用基本參數(shù)如下：式中：F震擊缸活塞面積（）；震擊活塞所承受的全部負(fù)重（kg）；震鐵的重量（kg）； A單位震擊活塞面積在每一工作循環(huán)中所能提供的機(jī)械沖擊能(kg-cm/),一般應(yīng)由實(shí)測(cè)的示功圖中分析求得。參照有良好震擊效能的震擊機(jī)構(gòu)示功圖規(guī)律，?。ò床恍纬蓢?yán)重氣墊的要求）；（按的取值求出）；（式中R系缸的摩擦阻力）。按近似理想的示功圖圖形計(jì)算，可以得到以下分析式；（2-3）；（2-4）（2-5）當(dāng),則 (2-6）式中：進(jìn)氣行程（cm）；膨脹行程（cm）；慣性行程（cm）； S=+總行程（cm）；震擊缸內(nèi)最大工作氣壓（絕對(duì)氣壓）（kg/）；震擊缸內(nèi)最小工作氣壓（絕對(duì)氣壓）（kg/）； e =（0.30.4）震鐵撞擊的反跳系數(shù)（一般在設(shè)計(jì)時(shí)可取，即e=0.316）；C震鐵彈簧的彈簧剛度（或氣墊的相對(duì)剛度）（kg/cm）。另外根據(jù)能量守恒原理，震鐵的撞擊速度為= （2-7）2.4.2關(guān)于司氣參數(shù)的取值式司氣參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)取值式有：（2-8）；（ 2-9 ）；（2-10）；根據(jù)能夠獲得近似的理想示功圖的要求還可以列出計(jì)算司氣參數(shù)的補(bǔ)充式子，這里不一一列出，只是給出其中的經(jīng)驗(yàn)結(jié)論： (2-11) (2-12) (2-13) （2-14)式中：為兩下標(biāo)平均速度之比；為震擊缸進(jìn)氣口面積（）；為震擊缸排氣口面積（）；以上（2-8）、（2-9）、（2-10）、（2-11）、（2-12）、（2-13）、（2-14）就是獲得有有近似理想示功圖的震擊機(jī)構(gòu)的全部司氣參數(shù)、及、的計(jì)算公式。2.4.3 壓震頻率n的計(jì)算式設(shè)：震鐵全行程運(yùn)動(dòng)的平均速度；T震鐵的運(yùn)動(dòng)周期（秒）；n壓震頻率（次/分）；所以：（2-15）2.4.4 經(jīng)驗(yàn)公式有效負(fù)重和舉升重量有效負(fù)荷為震擊機(jī)構(gòu)所需要舉升的重量，其中包括：砂箱模板型砂輔助框（包括輔助框上的復(fù)位彈簧的恢復(fù)力）等的全部重量，即：有效負(fù)重=+ （2-16）舉升重量:主要指工作臺(tái),活塞,導(dǎo)桿等有關(guān)部件的重量之和?？砂唇?jīng)驗(yàn)公式估算（2-17）.摩擦阻力摩擦阻力R的大小一般與機(jī)器的結(jié)構(gòu),加工精度,安裝精度以及潤(rùn)滑等因素有關(guān),有經(jīng)驗(yàn)公式 R=0.05(+ （2-18）震擊缸尺寸根據(jù)震擊活塞受力平衡可得:=(+R)=(0.270.46)( +) (厘米) (2-19)K為裕量系數(shù),取值一般在1.12.5取=5kg/考慮到影響摩擦阻力,儲(chǔ)備系數(shù)的因素很多, 也可按震擊缸氣壓沒(méi)行計(jì)算,有如下經(jīng)驗(yàn)公式: 取2.53 kg/, 小造型機(jī)取較大值,大造型機(jī)取較小值.這里取=2.857 kg/=0.35 (+) =.震擊活塞長(zhǎng)度() 活塞長(zhǎng)度主要從導(dǎo)向的角度來(lái)考慮，應(yīng)使工作平穩(wěn)而不至卡死，一般根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式 =(1.62.0) 震鐵重量震鐵重量是震強(qiáng)度的重要影響因素。達(dá)到同樣的緊實(shí)效果重震擊比輕震擊所需時(shí)間要短得多，或者說(shuō)同樣的震擊時(shí)間重震要比輕震擊緊實(shí)效果好得多震鐵的重量按下式計(jì)算： =k(+)k為震擊強(qiáng)度系數(shù),重震擊：k0.51，適于高壓造型機(jī)或大型造型機(jī)中震擊：k=0.20.5，一般用于中大型，或以壓實(shí)為主的高壓造型機(jī)輕震擊：k0.10.2，用于中小型造型機(jī)，或高壓造型機(jī)中最輕震擊: k0.1,用于小型造型機(jī)和小型微震造型機(jī)造型機(jī)比壓大的取較小值,比壓小的取較大值.在一般情況下,震鐵越重,震擊時(shí)給予工作臺(tái)的撞擊能就越大,所以要求震鐵的重量不低于一個(gè)極限值,否則會(huì)出現(xiàn)緊實(shí)度不足或震擊效率太低的現(xiàn)象。近年來(lái)有取用更大的趨勢(shì)。這里取k=0.2,所以=0.2 (+)司氣參數(shù) 包括進(jìn)氣行程，膨脹行程，慣性行程，以及余隙高度。這些參數(shù)選取得當(dāng)否，不僅影響造型的振幅，頻率，壓縮空氣消耗量等重要的工藝參數(shù)，而且直接關(guān)系到造型機(jī)能否正常工作。在目前普遍使用的氣動(dòng)微震壓實(shí)造型機(jī)中，震擊活塞的全行程S一般在之間，根據(jù)資料推薦和模擬測(cè)試表明，在這個(gè)范圍內(nèi)的全行程對(duì)于型砂的流動(dòng)性、壓實(shí)后的緊實(shí)度均勻性都比較好，故我們根據(jù)一般資料推薦=6毫米；；則全程。漸開(kāi)線直齒的設(shè)計(jì)與校核參考機(jī)械工程學(xué)I（王洪欣等著，大學(xué)出版社出版）；現(xiàn)代機(jī)械傳動(dòng)手冊(cè)（現(xiàn)代機(jī)械傳動(dòng)手冊(cè)編輯委員會(huì) 編）校核過(guò)程中的系數(shù)均從上兩個(gè)本書(shū)中查取。Z1與Z2嚙合參數(shù)及強(qiáng)度計(jì)算 1）有效負(fù)重和舉升重量有效負(fù)荷為震擊機(jī)構(gòu)所需要舉升的重量，其中包括：砂箱模板型砂輔助框（包括輔助框上的復(fù)位彈簧的恢復(fù)力）等的全部重量，即：有效負(fù)重=+砂箱厚度取20mm可鑄鋁合金密度為2.7g/砂箱密度為7.87.85g/，這里取7.8g/造型砂密度為0.81.3 g/，這里取1 g/緊實(shí)率為35左右，得出余砂箱高度h80.77mm，取整h80mm此時(shí)的緊實(shí)率10034.78計(jì)算得 32.76kg 17.47kg 28.175kg=+ =32.76+17.47+28.175=78.405kg舉升重量:主要指工作臺(tái),活塞,導(dǎo)桿等有關(guān)部件的重量之和?？砂唇?jīng)驗(yàn)公式估算式中：為自重系數(shù)，參照表1如下表3.1 自重系數(shù)選用表（kg）25000.50.4這里取為0.75,得=0.7580kg=60kg2）摩擦阻力摩擦阻力R的大小一般與機(jī)器的結(jié)構(gòu),加工精度,安裝精度以及潤(rùn)滑等因素有關(guān),有經(jīng)驗(yàn)公式 R=0.05(+)=0.05(80+60)kg=7kg3）.震擊結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)計(jì)算 1.震擊缸尺寸根據(jù)震擊活塞受力平衡可得:=(+R)=(0.270.46)( +) (厘米)K為裕量系數(shù),取值一般在1.12.5取=5kg/考慮到影響摩擦阻力,儲(chǔ)備系數(shù)的因素很多, 也可按震擊缸氣壓沒(méi)行計(jì)算,有如下經(jīng)驗(yàn)公式:取2.53 kg/, 小造型機(jī)取較大值,大造型機(jī)取較小值.這里取=2.857 kg/=0.35(+) =得=80mm, =5026.5482.震擊活塞長(zhǎng)度()活塞長(zhǎng)度主要從導(dǎo)向的角度來(lái)考慮，應(yīng)使工作平穩(wěn)而不至卡死，一般根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式 =(1.62.0) =1.880mm=144mm3.震鐵重量震鐵重量是震強(qiáng)度的重要影響因素。達(dá)到同樣的緊實(shí)效果重震擊比輕震擊所需時(shí)間要短得多，或者說(shuō)同樣的震擊時(shí)間重震要比輕震擊緊實(shí)效果好得多震鐵的重量按下式計(jì)算： =k(+)k為震擊強(qiáng)度系數(shù),重震擊：k0.51，適于高壓造型機(jī)或大型造型機(jī)中震擊：k=0.20.5，一般用于中大型，或以壓實(shí)為主的高壓造型機(jī)輕震擊：k0.10.2，用于中小型造型機(jī)，或高壓造型機(jī)中最輕震擊: k0.1,用于小型造型機(jī)和小型微震造型機(jī)造型機(jī)比壓大的取較小值,比壓小的取較大值.在一般情況下,震鐵越重,震擊時(shí)給予工作臺(tái)的撞擊能就越大,所以要求震鐵的重量不低于一個(gè)極限值,否則會(huì)出現(xiàn)緊實(shí)度不足或震擊效率太低的現(xiàn)象。近年來(lái)有取用更大的趨勢(shì)。這里取k=0.2,所以=0.2(+)=28 kg4.司氣要素一般所指的司氣要素包括：進(jìn)氣行程，膨脹行程，慣性行程，余隙高度。它們直接影響緊實(shí)效果以及壓縮空氣的消耗量。震擊活塞的全行程S一般在1525mm之間，根據(jù)資料推薦和模擬測(cè)試表明，在這個(gè)范圍內(nèi)的全行程對(duì)于型砂的流動(dòng)性、壓實(shí)后砂型的緊實(shí)的均勻性都比較好，故我們根據(jù)一般資料推薦=6mm，=10mm；，=4mm。則全程=20mm5.氣墊柱塞尺寸的計(jì)算氣墊柱塞直徑的計(jì)算，根據(jù)我們得出的經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)和一些資料推薦的公式，一般取（0.60.8），較適宜。式中：氣墊柱塞的截面積；震擊腔的截面積；則（0.60.8）（0.7750.895）=6271.6mm氣墊柱塞腔的高度的計(jì)算，根據(jù)資料推薦：式中：y壓縮比，一般取y=1.11.5，則：=16048mm6）名義震擊力的計(jì)算所謂名義震擊力即在最大震擊行程時(shí)氣墊對(duì)震擊活塞的反力，由于在壓震時(shí)，工作臺(tái)不動(dòng)，僅震擊活塞本身在氣墊的作用下向上撞擊產(chǎn)生微震，因此可列下式：式中：氣墊壓力（當(dāng)震擊活塞下行20mm時(shí)，氣墊腔內(nèi)的壓力），這里取=4.5kg/;u阻力系數(shù)（包括摩擦系數(shù)在內(nèi)），一般取0.060.16，這里取u=0.1；震擊活塞的重量，一般取，這里取=30kg帶入上式得：=50kg7）進(jìn)排氣孔的確定a) 進(jìn)氣孔的面積關(guān)于進(jìn)氣孔面積的計(jì)算，大多數(shù)資料是比較一致的，我們經(jīng)試驗(yàn)表明，進(jìn)氣孔面積一般?。?.020.05）；故本機(jī)（0.020.05）=1。283.2本機(jī)選用的進(jìn)氣孔為，則進(jìn)氣孔的面積為 2.54進(jìn)氣管道面積一般?。ǎ緳C(jī)選用進(jìn)氣閥，故也選用進(jìn)氣管道，其面積為1.13.b) 排氣孔的面積排氣面積大，排氣迅速，工作時(shí)震擊活塞對(duì)震擊缸的撞擊速度就越大，震擊效果也就越好，所以排氣孔面積適當(dāng)取大點(diǎn)，一般3本機(jī)選用，則=9.48）壓實(shí)缸的尺寸設(shè)計(jì)壓實(shí)缸的直徑大小由選取的比壓來(lái)決定。比壓則根據(jù)造型工藝要求的鑄型硬度來(lái)選擇（要注意壓實(shí)時(shí)微震的作用，相當(dāng)于提高比壓）。當(dāng)比壓選定后，可按照下式計(jì)算壓實(shí)缸的直徑：式中：壓實(shí)缸截面積壓實(shí)缸的比壓，本機(jī)取5阻力系數(shù)（包括摩擦系數(shù)），本機(jī)取1.5壓實(shí)缸的重量kg氣墊的自重、摩擦力等一般忽略不計(jì)。式中：就是接砂缸的直徑cm帶入數(shù)據(jù)得=30cm。壓實(shí)缸的高度，一般的經(jīng)驗(yàn)公式的：（1.051.2）本機(jī)取壓實(shí)缸的高度=325mm。壓頭中齒輪軸與齒條的設(shè)計(jì)1）齒輪軸的設(shè)計(jì)a) 選用齒輪材料，確定許用應(yīng)力齒輪采用40Cr，表面滲碳淬火處理，表面硬度可達(dá)5661HRC。試驗(yàn)齒輪齒面接觸疲勞極限為試驗(yàn)齒輪齒根彎曲疲勞極限齒形為漸開(kāi)線直齒。最終加工為磨齒，精度6級(jí)。許用接觸應(yīng)力由式66，接觸疲勞極限采煤機(jī)用的齒輪的接觸和彎曲強(qiáng)度按照驅(qū)動(dòng)電機(jī)的額定全功率驗(yàn)算，因?yàn)闈L筒截割硬煤或夾矸時(shí)可能受到很大的尖峰負(fù)載。設(shè)計(jì)時(shí)間按T20000h1200000min計(jì)算。可以算出Z2的轉(zhuǎn)速接觸強(qiáng)度壽命系數(shù) 應(yīng)用循環(huán)次數(shù)N 查接觸強(qiáng)度計(jì)算的壽命系數(shù)圖得接觸強(qiáng)度最小安全系數(shù)則許用彎曲應(yīng)力彎曲疲勞強(qiáng)度極限查彎曲疲勞強(qiáng)度極限圖，彎曲強(qiáng)度壽命系數(shù) 查彎曲強(qiáng)度計(jì)算的壽命系數(shù)圖彎曲強(qiáng)度尺寸系數(shù) 查彎曲強(qiáng)度計(jì)算的尺寸系數(shù)圖彎曲強(qiáng)度最小安全系數(shù) 則b) 齒面接觸疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)計(jì)算確定齒輪傳動(dòng)精度等級(jí)，轉(zhuǎn)速適中，功率很大，選擇齒輪精度為6級(jí)小輪分度圓直徑，由式計(jì)算齒寬系數(shù) ，按齒輪相對(duì)軸承為非對(duì)稱布置小輪齒數(shù) 在推薦值2040中選大輪齒數(shù) 齒數(shù)比傳動(dòng)比誤差小輪轉(zhuǎn)矩載荷系數(shù)K 使用系數(shù) 查使用系數(shù)表動(dòng)載系數(shù) 由推薦值1.051.4齒間載荷分配系數(shù) 由推薦值1.01.2齒向載荷分布系數(shù) 由推薦值1.01.2載荷系數(shù)K 材料彈性系數(shù) 查材料彈性系數(shù)表節(jié)點(diǎn)區(qū)域系數(shù) 查節(jié)點(diǎn)區(qū)域系數(shù)圖重合度系數(shù) 由推薦值0.850.92故齒輪模數(shù)m 圓整齒輪分度圓直徑齒寬b 因?yàn)閆2為惰輪,所以它的強(qiáng)度可以達(dá)到滿足,所以沿用Z1的齒寬齒根彎曲疲勞強(qiáng)度校核計(jì)算有式齒形系數(shù) 查齒形系數(shù)表小輪大輪應(yīng)力修正系數(shù) 查應(yīng)力修正系數(shù)表小輪大輪重合度 = 重合度系數(shù)故 2）齒條的設(shè)計(jì)齒條的設(shè)計(jì)是在齒輪設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上模數(shù)，齒的形狀、高度及長(zhǎng)度，都可以確定下來(lái)。齒條中有齒的長(zhǎng)度為：式中：齒條中有齒的長(zhǎng)度（mm），為回轉(zhuǎn)壓頭轉(zhuǎn)過(guò)的最大角度（弧度制）齒輪軸中齒輪的分度圓（mm）。=本機(jī)的的長(zhǎng)度還需要一些余量，一般在510左右，所以本機(jī)的長(zhǎng)度就可以確定了。齒輪軸的校核（1）求軸上的載荷首先根據(jù)軸的機(jī)構(gòu)圖作出軸的計(jì)算簡(jiǎn)圖如下圖，確定軸承的支撐位置，從手冊(cè)中查取。根據(jù)軸的計(jì)算簡(jiǎn)圖作出軸的彎矩圖，扭矩圖，和當(dāng)量彎矩圖，從軸的結(jié)構(gòu)圖和當(dāng)量彎矩圖中可以看出，C截面的當(dāng)量彎矩最大，是軸的危險(xiǎn)截面。C截面處的MH、MV、M、T及Mca的數(shù)值如下。；支反力水平面垂直面彎矩MH和MV 水平面垂直面合成彎矩M 扭矩T 當(dāng)量彎矩Mca （2）校核該軸得強(qiáng)度軸的材料為，表面淬火，回火，。查表得，則，軸得計(jì)算應(yīng)力為根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知，該軸滿足強(qiáng)度要求。（3）精確校核該軸得強(qiáng)度對(duì)于重要得軸，必須按安全系數(shù)精確校核軸得疲勞強(qiáng)度。1）盤對(duì)危險(xiǎn)界面危險(xiǎn)截面應(yīng)該是應(yīng)力較大，同時(shí)應(yīng)力集中較為嚴(yán)重得界面。從受載情況觀察，截面C上得Mca最大，但是其軸較粗，而且是齒輪軸，應(yīng)力集中不大，故截面C不校核，。截面E應(yīng)該為危險(xiǎn)截面。2）計(jì)算危險(xiǎn)截面應(yīng)力截面右側(cè)彎矩為截面上扭矩為；抗彎截面系數(shù) ；抗扭截面系數(shù) ；截面上得彎曲應(yīng)力；截面上的扭轉(zhuǎn)剪切應(yīng)力；彎曲應(yīng)力幅；彎曲平均應(yīng)力；扭轉(zhuǎn)剪應(yīng)力得應(yīng)力幅魚(yú)平均應(yīng)力相等，即；3）確定影響系數(shù) 軸得材料為，淬火加回火，查表得，。軸間圓角處的有效應(yīng)力集中系數(shù)。根據(jù)查表的；尺寸系數(shù)根據(jù)截面為圓截面查圖的表面質(zhì)量系數(shù)，根據(jù)，和表面加工方法為精車，查圖得，；材料彎曲、扭轉(zhuǎn)得特性系數(shù)?。挥缮厦娼Y(jié)果可得：由手冊(cè)中得許用安全系數(shù)值，可知該軸安全。（4）軸承壽命的驗(yàn)算由于齒輪軸的軸承都一樣，所以只驗(yàn)算低速軸的軸承，此處略去軸承的壽命驗(yàn)算。3.2.4 造型機(jī)的附件FZYJ翻臺(tái)震壓造型機(jī)和其他造型機(jī)上，還有一些附件，在此予以簡(jiǎn)介。（1）震動(dòng)器手工起模時(shí)，要使起模容易，往往用棒將起模釘向四處敲打，使模型在砂型中松動(dòng)，在機(jī)器造型中，則應(yīng)用一種風(fēng)動(dòng)的打擊器，叫做震動(dòng)器，裝在模型板上或造型機(jī)的工作臺(tái) 上。起模時(shí)，開(kāi)動(dòng)震動(dòng)器，使型砂容易和模型脫離而不致將砂型損壞。圖2-12 風(fēng)動(dòng)震動(dòng)器 1震動(dòng)活塞 2殼件3排氣孔 4端蓋風(fēng)動(dòng)震動(dòng)器可以有不同的結(jié)構(gòu)。圖1-2-24是Z145A造型機(jī)上風(fēng)動(dòng)震動(dòng)器的結(jié)構(gòu)。壓縮空氣由下口進(jìn)入，經(jīng)過(guò)震動(dòng)活塞中心的氣路，通至活塞的右端，推動(dòng)活塞向左移動(dòng)，一直到與左面端蓋碰擊為止。這時(shí)，活塞右面氣室的空氣通過(guò)中心的氣路向外排出，氣壓降低。于是活塞左面的環(huán)狀氣室中的壓縮空氣將活塞向右推。推過(guò)一定行程后，中心的氣路又與進(jìn)氣孔相連，活塞的右端進(jìn)氣。直到氣壓達(dá)到能克服環(huán)狀氣室的壓力及活塞運(yùn)動(dòng)慣性力時(shí)，又向左運(yùn)動(dòng)而發(fā)生碰擊。如此往復(fù)不已，每分鐘可以產(chǎn)生2000至5000次震動(dòng)。（2）吹砂嘴為了清除灰塵和積砂，很多造型機(jī)上配有風(fēng)動(dòng)吹砂嘴。圖1-2-25 是一種吹砂嘴的結(jié) 構(gòu)。用軟管與氣路相通。按動(dòng)按壓閥，即有氣流吹出。圖2-12 吹砂嘴(3)模板加熱器在機(jī)械化造型生產(chǎn)線上，型砂經(jīng)幾次周轉(zhuǎn)后，往往溫度很高，容易粘在模板上，使起模發(fā)生困難。為了避免熱型砂粘模，除了設(shè)法將型砂冷卻外，還須將模板加熱至一定溫度。這可以將電阻絲裝在模板的墊板上通電加熱。也可以把鋼管固定在模板后面，用軟管通入蒸汽使模板加熱。4.1氣缸的設(shè)計(jì)一般步驟：1）、根據(jù)工作機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)要求和結(jié)構(gòu)要求選擇氣缸的類型及安裝方式。2）、根據(jù)工作機(jī)構(gòu)載荷及速度要求，計(jì)算氣缸直徑。計(jì)算缸徑一般應(yīng)圓整為標(biāo)準(zhǔn)缸徑。如下表810121620253240506380901001101251401601802002202503204005006303）、由氣缸直徑及工作壓力，計(jì)算、選擇缸筒壁厚，計(jì)算活塞直徑。同樣需要圓整為標(biāo)準(zhǔn)值。如下圖4568101214161820222528323640455056637080901001101251401601802002202502803203604004）、根據(jù)工作要求及缸的類型，確定氣缸各部結(jié)構(gòu)、材料。技術(shù)要求等。5）、進(jìn)行緩沖劑耗氣量等計(jì)算。6）、若采用標(biāo)準(zhǔn)氣缸，在計(jì)算出氣缸直徑后即可選取適當(dāng)氣缸產(chǎn)品。4.2造型機(jī)氣路系統(tǒng)造型機(jī)的控制系統(tǒng)可以是機(jī)械的、電氣的、電于的、液壓的或氣壓的。本機(jī)采用氣和電的聯(lián)合控制，即機(jī)器的全部動(dòng)作由氣動(dòng)元件控制，而氣動(dòng)元件的動(dòng)作程序由套電路系統(tǒng)來(lái) 控制,由于氣動(dòng)元件只控制氣動(dòng)執(zhí)行機(jī)構(gòu)動(dòng)作而不控制造型機(jī)各機(jī)構(gòu)的動(dòng)作程序，故氣路設(shè)計(jì)并不復(fù)雜。氣路系統(tǒng)設(shè)計(jì)步驟如下:該造型機(jī)根據(jù)其機(jī)械結(jié)構(gòu)（圖5-20）以及白動(dòng)控制要求其氣動(dòng)動(dòng)作部分內(nèi)容有：打開(kāi)截止閥，壓縮空氣從空壓站引入。按手按閥，壓縮空氣經(jīng)分水濾氣器、油霧器進(jìn)入造型機(jī)氣路系統(tǒng)。氣墊進(jìn)氣，造型機(jī)進(jìn)入工作位置。加砂預(yù)震。壓頭移入壓實(shí)。壓實(shí)缸上升壓實(shí)，壓實(shí)震擊。壓實(shí)缸下降。翻轉(zhuǎn)缸工作，翻轉(zhuǎn)起模。選定導(dǎo)氣管徑：造型機(jī)各動(dòng)作均由不同的氣動(dòng)執(zhí)行機(jī)抅來(lái)完成，各氣動(dòng)執(zhí)行機(jī)構(gòu)由于完成的具體職能不同，其耗氣量也不相同，故其連接各執(zhí)行機(jī)構(gòu)的導(dǎo)氣管徑也各異。由于空氣介質(zhì)的可壓縮性, 通過(guò)計(jì)算獲得導(dǎo)氣管徑的精確尺寸較困難，一般常從有關(guān)手冊(cè)中選取或根據(jù)經(jīng)驗(yàn)和類比決定。本機(jī)各氣動(dòng)執(zhí)行機(jī)抅導(dǎo)氣管徑確定如表5-2。執(zhí)行機(jī)構(gòu)名稱氣墊缸震擊氣缸壓實(shí)缸翻轉(zhuǎn)缸起模缸接管尺寸11 11選定氣動(dòng)元件與回路壓縮空氣從空壓站由2導(dǎo)氣管引入，壓縮空氣通過(guò)截止閥、分水濾氣器、油霧器經(jīng)由手按閥控制的2二位三通氣控閥進(jìn)入造型機(jī)氣路系統(tǒng)。各氣動(dòng)執(zhí)行機(jī)構(gòu)根據(jù)共接管尺寸可配置氣動(dòng)元件和安徘氣動(dòng)回路。接砂缸接管尺寸為，且自重回程，故配置二位三通電磁閥實(shí)現(xiàn)其控制。震擊缸接管尺寸為1，其震擊缸與震擊活塞在氣墊和重力作用下復(fù)位，故配置二位三通電磁閥即能滿足其控制，由于接管尺寸為1，故采用二位三通電磁氣閥與1二位三通氣控閥組成放大回路實(shí)現(xiàn)其控制。壓實(shí)缸接管尺寸為1且自重回程，故亦需采用二位三通電磁氣閥與1二位三通氣控閥組成放大回路實(shí)現(xiàn)其控制。在氣墊進(jìn)氣管路中裝有減壓閥，可根據(jù)需要調(diào)節(jié)氣墊壓力。4.2造型機(jī)電路系統(tǒng) 、本機(jī)對(duì)電路系統(tǒng)設(shè)計(jì)要求耍求能實(shí)現(xiàn)單機(jī)自動(dòng)控，并具有與自動(dòng)分開(kāi)的手控系統(tǒng)。根據(jù)造型機(jī)的工藝流程，各工序間要具有可靠的連鎖關(guān)系，嚴(yán)格執(zhí)行歩進(jìn)要求，工作要安全可靠。加砂時(shí)，壓頭在移出過(guò)程中，若同時(shí)震擊，可能會(huì)產(chǎn)生輔助框碰及澆口杯，故要求定量斗移進(jìn)到位后才允許進(jìn)行加砂頂震。加砂預(yù)震和壓震時(shí)間長(zhǎng)短要能調(diào)節(jié)。操作與維護(hù)方便。有防止事故發(fā)生，實(shí)現(xiàn)保護(hù)的環(huán)節(jié)。二、有觸點(diǎn)繼電控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)原則適用于氣電聯(lián)合控制的電氣系統(tǒng)，可以是有觸點(diǎn)繼電控制系統(tǒng)、無(wú)觸點(diǎn)控制系統(tǒng)和程序控制系統(tǒng)。有觸點(diǎn)繼電控制系統(tǒng)雖休積較大，輯功能不夠靈活，但該控制系統(tǒng)線路簡(jiǎn)單可靠，檢修方便，不需放大環(huán)節(jié)。故對(duì)單機(jī)自動(dòng)化特別適合。本機(jī)采用有觸點(diǎn)繼電控制系統(tǒng)。有觸點(diǎn)繼電控制系統(tǒng)其基本原理如下：定位（行程開(kāi)關(guān)）中間繼電器電磁氣閥定時(shí)（時(shí)間繼電器）造型機(jī)工藝流程的特點(diǎn)是工序間有嚴(yán)格連鎖關(guān)系，步進(jìn)溉念特別強(qiáng)，在有觸點(diǎn)繼電控制系統(tǒng)中，前后工序的聯(lián)系，若動(dòng)作具有行程和位置的特征，則用行程開(kāi)關(guān)實(shí)現(xiàn)前后工序的轉(zhuǎn)換和控制。若動(dòng)作無(wú)行程和位置的特征，但具有完成動(dòng)作的吋間限制，則可用時(shí)間繼電器來(lái)完成前后工序的轉(zhuǎn)換與控制。由于控制電路與電磁控制氣路使用的電源電壓有時(shí)不一，故常用中間繼電器作信號(hào)的轉(zhuǎn)換，同時(shí)中間繼電器多對(duì)觸頭能將單一信號(hào)分發(fā)，故中間繼電器起到轉(zhuǎn)換和放大信號(hào)的作用?？刂齐娐返脑O(shè)計(jì)，其設(shè)計(jì)基本原則大致如下，1.根據(jù)造型機(jī)動(dòng)作時(shí)序表（表5-1，排制工藝流程。若存在能夠并行而不產(chǎn)生矛盾的工序應(yīng)安排同時(shí)并行。2.根據(jù)氣路設(shè)計(jì)，弄清電磁氣閥與氣動(dòng)機(jī)構(gòu)的通堵?tīng)顩r，如電磁氣閥通電接砂缸上升，1CT斷電接砂缸下降。2CT通電定量斗進(jìn)，2CT斷電定量斗退壓頭進(jìn)等。根據(jù)氣動(dòng)機(jī)構(gòu)的狀況按氣路設(shè)計(jì)弄清電磁氣閥通電、斷電狀況。3.由于電路系統(tǒng)信號(hào)由中間繼電器轉(zhuǎn)換和放大，故應(yīng)根據(jù)電磁氣閥列出相應(yīng)中間繼電器，并按電磁氣閥之通斷，定出中間繼電器吸合還是釋放。根據(jù)各氣動(dòng)機(jī)構(gòu)的電磁氣閥和對(duì)應(yīng)的中間繼電器，畫(huà)出電磁氣閥控制電路，如圖5-21 b所示。4.根據(jù)造型機(jī)工藝流程和電磁氣閥控制電路圖按行程開(kāi)關(guān)定位、時(shí)間繼電器定時(shí)、中間繼電器轉(zhuǎn)換和放大信號(hào)的原理，擬定造型機(jī)控制電路如圖5-21 a。（1）該機(jī)接砂缸升降，定量斗進(jìn)退均具有行程和位置特征，故采用行程開(kāi)關(guān)實(shí)現(xiàn)前后工序的轉(zhuǎn)換和控制。行程開(kāi)關(guān)位置如圖5-21 c。各行程開(kāi)關(guān)的具體職能是接砂缸上升到位扳通IXK使3J得電吸合CT通電定量斗移進(jìn)，定量斗移進(jìn)到位壓合2XK使4J得電吸合，3CT通電加砂預(yù)緊，定量斗移出到位壓合3XK使5I得電吸合壓實(shí)缸上升壓實(shí)。（2）對(duì)動(dòng)作無(wú)行程和位置的特征，但具有完成動(dòng)作的時(shí)間限制，則可用時(shí)間繼電器來(lái)完成前后工序轉(zhuǎn)換和控制。本機(jī)對(duì)加砂預(yù)震，壓震均有時(shí)間的具體要求，則用時(shí)間繼電器保證并用作實(shí)現(xiàn)前后工序轉(zhuǎn)換和控制。本電路中ISJ用作加砂預(yù)震延時(shí)，延時(shí)結(jié)束，串聯(lián)在3J電路中的延時(shí)斷開(kāi)的常閉觸點(diǎn)斷開(kāi)，3J失電釋放，2CT斷電定量斗移出。2SJ用作壓震延時(shí)。延時(shí)結(jié)束，串聯(lián)在5J電路中的延時(shí)斷開(kāi)的常閉觸點(diǎn)斷開(kāi)，5J、4J失電釋放、壓震停。（3）若執(zhí)行機(jī)構(gòu)動(dòng)作的變換有程序要求，則在電路設(shè)計(jì)中還要加以注意，如壓頭到位壓合3XK使5J吸合壓實(shí)缸升進(jìn)行壓實(shí)，這里只允許接砂缸降在壓實(shí)動(dòng)作之后，故控制接砂缸的2J必由5J分發(fā)信號(hào)。這里還要注意的是：3XK在造型機(jī)靜態(tài)時(shí)是壓通的，若不與其他線路連鎖，則在電路通電、氣路通氣時(shí)就會(huì)產(chǎn)生壓實(shí)動(dòng)作，這里在5J中串聯(lián)一對(duì)1SJ非延時(shí)常開(kāi)觸點(diǎn)，即只有在加砂預(yù)緊動(dòng)作后，使1SJ自鎖，由于1SJ處于吸合狀態(tài)，壓通3XK才會(huì)產(chǎn)生壓實(shí)動(dòng)作。（4）為了加強(qiáng)造型機(jī)工序歩進(jìn)的可靠性，除由行程開(kāi)關(guān)、時(shí)間繼電器保證歩進(jìn)動(dòng)作外，常在控制電路中采用步進(jìn)連鎖設(shè)計(jì)，進(jìn)一步提高動(dòng)作程序的可靠性，這樣即使意外觸碰行程開(kāi)關(guān)，由于線路步進(jìn)連鎖，也不會(huì)產(chǎn)生誤動(dòng)作而發(fā)生事故。本電路中3J串聯(lián)2J，表示只能 2J得電吸合3J才能得電即只有接砂缸升才能產(chǎn)生定量斗移進(jìn)動(dòng)作。4J串聯(lián)3J，即加砂工序時(shí)，加砂震擊才屬可能，5 J串聯(lián)1SJ，即只有定量斗移出壓頭移進(jìn)才能產(chǎn)生壓實(shí)動(dòng)作。（5） 1AN為急停按鈕，用于發(fā)生事故時(shí)實(shí)現(xiàn)保護(hù)。 5，本機(jī)電控系統(tǒng)綜述如下：若進(jìn)行單動(dòng)控制時(shí)，電控系統(tǒng)在電源接通后，按3AN實(shí)現(xiàn)接砂工序。5AN加砂工序，6AN擊，7AN壓實(shí)，若進(jìn)行自行控制，則程序如下：電源接通后，按2AN電源進(jìn)入自動(dòng)控制電路系統(tǒng)。按4AN，2J得電吸合并自保，1CT通電，接砂缸升。接砂缸上升到位扳通1XK， 3J得電吸合，2CT通電，定量斗移進(jìn)加砂。定量斗移進(jìn)到位壓合2XK， 4J得電吸合，3CT通電開(kāi)始震擊，壓合2XK使1SJ得電吸合并自保進(jìn)行預(yù)震延時(shí)。1SJ延時(shí)結(jié)束，3J失電釋放，2CT斷電，定量斗移出，壓頭移進(jìn)。4J失電釋放，3CT斷電震擊停。定量斗移出到位壓合3XK， 5J得電吸合，4CT通電壓實(shí)缸上升壓實(shí)。4J得電吸合，3CT通電開(kāi)始震擊。2SJ得電吸合并自保進(jìn)行壓震延時(shí)。 2SJ延時(shí)結(jié)束，1SJ失電釋放，5J失電釋放，2SJ失電釋放，4CT斷電，壓實(shí)缸降， 4 J失電釋放，3CT斷電震擊停。4 FZYJ-12造型機(jī)優(yōu)缺點(diǎn)和注意事項(xiàng)9.1 FZYJ-12優(yōu)缺點(diǎn)優(yōu)點(diǎn)： (1) 結(jié)構(gòu)大為簡(jiǎn)化，全部采用氣動(dòng)，操作維護(hù)都較方便； (2) 集中由總操縱閥控制，管路簡(jiǎn)化，全部動(dòng)作也比較平穩(wěn)協(xié)調(diào)。 (3) 在夾緊氣路中串接單向閥，解決了由于各執(zhí)行氣缸的空氣壓力降低導(dǎo)致夾緊機(jī)構(gòu)力量不足而出現(xiàn)出現(xiàn)“飛砂”現(xiàn)象此外，在通往“”密封圈的管路上串接一快速排氣閥，使排氣不經(jīng)過(guò)總操縱閥，這樣就防止了在“”形密封圈磨破以后，閘門會(huì)帶入芯砂，當(dāng)密封圈排氣時(shí)，殘余芯砂可能倒吹入總操縱閥，促進(jìn)閥塊的磨損，甚至漏氣失靈的想象。缺點(diǎn)： (1)沒(méi)有砂位控制器，閘門每次來(lái)回總要帶出一定數(shù)量的芯砂，不僅造成浪費(fèi)而且給清理工作帶來(lái)麻煩，同時(shí)閘門及其密封圈很容易磨損。 (2)電功率消耗大，而電功率主要消耗在加熱硬化上。有時(shí)為了提高硬化速度，每公斤芯砂要3千瓦電熱元件，因而相對(duì)地提高了砂芯的成本。煤氣加熱成本要低得多，不過(guò)不及電熱控制方便，而且火焰四射，勞動(dòng)條件比較差； 9.2 FZYZ-12造型機(jī)的操作規(guī)程： 1、遵守造型機(jī)和制芯機(jī)通用操作規(guī)程。2、造型機(jī)起模時(shí)，頂桿必須平穩(wěn)而又同步，否則，通知維修人員修理。3、造型機(jī)壓實(shí)時(shí)，壓砂橫梁轉(zhuǎn)架應(yīng)平穩(wěn)地轉(zhuǎn)動(dòng)，不要操作過(guò)猛，產(chǎn)生沖擊。4、操作者在生產(chǎn)前后必須注意模具是否良好，外模與芯模的定位銷是否配套。5、操作造型機(jī)的工作人員應(yīng)思想集中。6、造型機(jī)合箱完工后，應(yīng)按工藝規(guī)定，將模子吊搬到制定的澆注點(diǎn)（線）。擺放整齊，并加以壓鐵或卡子鎖箱。雜件必須注明記號(hào)。7、造型機(jī)砂箱不準(zhǔn)放太高，一般不得超過(guò)兩米，所用工具必須堆放整齊，為防止發(fā)生事故。8、使用噴燈時(shí)應(yīng)注意安全，為防止火災(zāi)發(fā)生，適用行燈必須是360V以下低壓燈泡，禁用220V以上高壓燈泡。9、造型機(jī)使用行車時(shí)應(yīng)先檢查吊具是否良好，起吊時(shí)應(yīng)將鉤子扎牢鏈條拉直，不準(zhǔn)斜吊和超負(fù)荷起吊。10、嚴(yán)禁在起吊吊砂箱下面修模操作。大型砂箱開(kāi)箱，翻身墊箱時(shí)必須用方形物件墊妥。11、造型機(jī)使用的砂箱必須牢固，搭手要完整無(wú)裂紋和彎曲現(xiàn)象。8 設(shè)計(jì)總結(jié)大半個(gè)學(xué)期的畢業(yè)設(shè)計(jì)終于接近尾聲，從上個(gè)學(xué)期最后兩周開(kāi)始的搜集資料，實(shí)際調(diào)研；到這個(gè)學(xué)期的課程設(shè)計(jì)、選題開(kāi)題，繪制指定實(shí)物，教材插圖；造型機(jī)總體方案設(shè)計(jì)，詳細(xì)方案設(shè)計(jì)，裝配圖的繪制，終于在現(xiàn)在能夠品嘗成果了。設(shè)計(jì)過(guò)程中間遇到過(guò)不少的問(wèn)題，如何選擇造型機(jī)的各個(gè)機(jī)構(gòu)機(jī)具體的設(shè)計(jì)的問(wèn)題還是討論的重點(diǎn)？后來(lái)通過(guò)老師的知道和自己多方的查閱資料，我選擇在原有的Z2310系列翻臺(tái)震實(shí)造型機(jī)的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)。在保留原有機(jī)器優(yōu)點(diǎn)的同時(shí)增加新的思想。比如起模機(jī)構(gòu)和翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)就是在原有的基礎(chǔ)上進(jìn)行模仿改進(jìn)。而對(duì)于震實(shí)機(jī)構(gòu)和壓實(shí)機(jī)構(gòu)，原來(lái)的震實(shí)造型機(jī)以不能跟上現(xiàn)代鑄造行業(yè)的飛速發(fā)展。故選擇氣動(dòng)微震壓實(shí)造型機(jī)的震壓和壓實(shí)機(jī)構(gòu)。這樣的結(jié)合既彌補(bǔ)了原有翻臺(tái)震實(shí)造型機(jī)的落后，又讓一般的氣動(dòng)微震壓造型機(jī)的的生產(chǎn)量得到大大的提高。當(dāng)然震壓式造型機(jī)技術(shù)成熟已久，而且現(xiàn)在使用的很少，甚至難以見(jiàn)到實(shí)物，我設(shè)計(jì)的造型機(jī)是用于教學(xué)用的，也就是用于教學(xué)實(shí)踐的。故實(shí)際應(yīng)用的意義不大。所以此次設(shè)計(jì)的重點(diǎn)是震壓、壓實(shí)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)，氣動(dòng)微震機(jī)構(gòu)也有兩種，彈簧式和氣墊式，二者大體相似，只是震擊活塞底部緩沖機(jī)構(gòu)不同。通過(guò)對(duì)比二者的結(jié)構(gòu)，性能，經(jīng)濟(jì)因素等等，我最后選擇了氣動(dòng)微震氣墊式機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)。設(shè)計(jì)過(guò)程中，我將重點(diǎn)放在了震，對(duì)于微震機(jī)構(gòu)的參數(shù)設(shè)計(jì)尤為仔細(xì)。這次畢業(yè)設(shè)計(jì)，讓我重新溫習(xí)了不少基礎(chǔ)理論知識(shí)，并且學(xué)習(xí)運(yùn)用它們來(lái)解決實(shí)際設(shè)計(jì)中的有關(guān)問(wèn)題，制定設(shè)計(jì)方案、選擇工作參數(shù)、進(jìn)行相關(guān)分析和計(jì)算。通過(guò)這次設(shè)計(jì)，讓我積累了一些設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，提高了我解決相關(guān)問(wèn)題的能力，能夠用工程觀點(diǎn)看待工程問(wèn)題。在整個(gè)設(shè)計(jì)中，參數(shù)化設(shè)計(jì)部分比較詳細(xì)，因而沒(méi)有在結(jié)構(gòu)上做過(guò)多設(shè)計(jì)，只是比較諸多已有結(jié)構(gòu)，綜合權(quán)衡，選出最合適的機(jī)械結(jié)構(gòu)。另外在整個(gè)造型機(jī)的設(shè)計(jì)中，沒(méi)有對(duì)電機(jī)功率，通風(fēng)，廠房等實(shí)際要素進(jìn)行考慮，因而有些地方不夠完整。但是我想通過(guò)通過(guò)以后的工作和學(xué)習(xí)，這些問(wèn)題會(huì)在得到答案并圓滿解決。10 參考文獻(xiàn)1 中國(guó)機(jī)械工程學(xué)會(huì)鑄造分會(huì).鑄造手冊(cè).第五卷.2 成大先.機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè) 單行本氣壓傳動(dòng) .化學(xué)工業(yè)出版社,2004,(02)3 王洪欣.機(jī)械原理.大學(xué)出版社4 莊宗元,聶如春.AutoCAD 2004 使用教程.大學(xué)出版社.5 程志紅,唐大放.機(jī)械設(shè)計(jì)課程上機(jī)與設(shè)計(jì).南京:東南大學(xué)出版社,2006.106 王延久,曹善堂,黃永壽.鑄造設(shè)備圖冊(cè).機(jī)械工業(yè)出版社,1999:33-357 鑄造工藝M.北京:機(jī)械工業(yè)出版社,20028 劉樹(shù)藩.鑄造機(jī)械設(shè)計(jì)基礎(chǔ).北京：機(jī)械工業(yè)出版社,19909 機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)編委會(huì).機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)(第二卷).北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2004,27210 機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)編委會(huì).機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)(第四卷).北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2004,8311 王三民諸文俊.機(jī)械原理與設(shè)計(jì).北京:機(jī)械工業(yè)出版社,200412 許福玲陳堯明.液壓與氣壓傳動(dòng).北京:機(jī)械工業(yè)出版社.2006.113 上海市機(jī)電設(shè)計(jì)院主編.鑄造車間機(jī)械化.制芯機(jī)械化.機(jī)械工業(yè)出版社14 陳允南李蓉箴.熱芯盒射芯.機(jī)械工業(yè)出版社.1985.815 中國(guó)機(jī)械工程學(xué)會(huì).中國(guó)機(jī)械設(shè)計(jì)大典編委會(huì).南昌:江西科學(xué)技術(shù)出版社,138111.英文資料翻譯11.1英文部分:Simulation and analysis of flow in the injection chamberof die casting machine during the slow shot phaseAbstract A three-dimensional numerical model, developedon the basis of the finite difference method and the volume fluid method, is used to analyze the mechanism of the liquid metal flow and the possibility of air entrapment in the injection chamber of die casting machine during theslow shot stage. The model gives designers a clear overall picture of the slow shot process and enables them to optimize the injection parameters. Keywords Pressure Die casting machine . Casting simulation . Shot sleeve . Air entrapment . SOLA-VOFList of Symbols Velocity component Viscosity Density Body forceP PressureF Fractional volume of fluidg Gravitational accelerationt time Plunger velocity Wave velocityD Depth of fluid in front of the wave in the shot sleeveT Depth of fluid behind the wave front in the shot sleeveA Shot sleeve height Proportion of shot sleeve cross-section area initially filled with fluid Proportion of shot sleeve cross-sectional area filled with the fluid behind the wave frontH Wave heightA Shot sleeve heightL Shot sleeve lengthZ Gravity directionX(t) Plunger position The time that plunger velocity reaches the critical velocity Critical velocity The ratio of the height to the length of the shot sleeve 1.IntroductionThe goal of any manufacturing industry is to minimize the processing steps to produce a more economical final product. This goal is accomplished by the so-called “net shape manufacturing”. Die casting using a horizontal cold chamber machine is currently the most common process for manufacturing near net shape cast components of aluminum and magnesium alloys. It also allows very high production rates with close dimensional tolerance and excellent surface finishing. However, pressure castings are the extreme examples that trap and retain the majority of the air in the die during the injection process. A schematic sketch of a typical die casting machine isshown in Fig. 1.The liquid metal is pushed by a plunger through a horizontal shot sleeve and injected into a mold. The sleeve is partially filled with molten metal and the plunger is then moved in the length of the sleeve (plunger stroke), which is usually fixed. During the injection process, the initial air in Fig. 1 Schematic sketch of a typical die casting machinethe mold and in the shot sleeve may be trapped in the liquid metal and cause porosity in the cast part.The injection process of liquid metal is carried out in two separate steps called slow and fast shot phases to eliminate porosity. In the slow shot phase, the plunger first forces the liquid metal to rise and fill the empty portion of the shot sleeve. The plunger then moves at constant speed until the shot sleeve is completely filled with liquid metal. The plunger movement causes a wave to form in the liquid metal. The height of the wave depends on the plunger speed. The theoretical model expressions are based on the principle of conservation of mass and energy. The experimental observations by Garber 1 show that a critical plunger speed exists. At this critical plunger speed, the upper tip of the wave touches the ceiling of the shot sleeve and the wave moves without rolling. At speeds higher than the critical one, the upper tip of the wave strikes the shot sleeve ceiling and continues to move forward. This might cause the wave front to roll over and then entrap the air inside the liquid metal. To reach the critical speed, the plunger should be initially accelerated, and the evolution of wave profile would be obviously dependent on the plunger acceleration. There are different theoretical and experimental studies concerning the influence of plunger acceleration through the injection process. Some theoretical studies can be found in Thome et al. 2, Brevick et al. 3, and Tszeng and Chu 4. Experimental studies like those of Karni 5 and Duran et al. 6 are confined to cases in which the plunger moves with a velocity, which increases linearly with the distance traveled. This results in acceleration, which grows exponentially with time. Duran et al. 6 observed that, for a given shot sleeve geometry and initial filling fraction, there exists an optimum acceleration, which minimizes the volume of the entrapped air. Tszeng and Chu 4 formulated a mathematical model based on the simple wave theory to study the transient wave formation in the shot sleeve for the same type of plunger motion and experimental conditions as used by Duran et al. 6. They analyzed the profiles of the wave front and obtained optimum plunger acceleration by imposing the condition that the wave will begin to break up when the upper tip of the wave front has reached the end wall of the shot sleeve. They found that the predicted optimum acceleration corresponded very well with the experimental measurement made by Duran et al. 6. However, Tszeng and Chus study 4 was limited to a relatively narrow range of experimental conditions, in which values for some critical parameters, required to optimize the operating conditions as will be discussed later. They determined the optimum acceleration parameters from an analysis based on the graphical representation of wave profiles and on the calculation of the least positive slope angle of the free surface over the whole wave front. However, this was also limited to the particular operating conditions considered in Durans work. Jianguo Zhou 7 proposed a three-dimensional finite element method for the numerical simulation of the fluid flow and heat transfer. As will be shown later, the results of the present work is compared with the results obtained by using the method proposed by this reference.2 Computational fluid dynamics (CFD) model Due to the complex nature of fluid flow, there is no universally accepted classification scheme in fluid mechanics. One possible classification is shown in Fig. 2. Viscous flow regimes are classified as laminar or turbulent. The molten metal is assumed as an incompress ible and Newtonian fluid, and the effect of the solid oxide layer, which is usually formed on the free surface of melted aluminum, is neglected. Simulated molten metal properties are presented in Table 1. Governing equations are conservation of mass and momentum (NavierStokes) that can beexpressed, respectively, in tensor form as follows:=0 (1) (2)Fig. 2 Possible classification of continuum fluid mechanics, 13 In this paper, the emphasis is on the Eulerian formulation involving free boundaries. Numerical techniques (finite difference) such as SOLA_VOF 812 have been used to solve time dependent incompressible fluid flow. Arrangement of the finite difference variables in a typical cell can be shown in Fig. 3. There are several methods used to approximate the free boundaries in a finite difference numerical simulation. A simple, but powerful, method is fractional volume of fluid (VOF). We define a function F whose value is unity at any point occupied by the fluid and zero otherwise. The average value of F in a cell will then represent the fractional volume of the cell occupied by the fluid. In particular, a unit valueTable 1 Simulated molten metal properties A314Fig. 3 The location of the variables in a typical mesh cellof F would be corresponded to a cell full of liquid. Cells with an F value between zero and one must then contain free surfaces. The relation of F and time is governed by the Eq. 3 as follows: (3)Fortunately, the fact that F is a step function with values of zero or one permits us to use flux approximation that preserves its discontinuous nature. This approximation is referred to as a donor-acceptor method 911. Briefly, the basic procedure for the solution advancing through the time increment, t, consists of the following three steps:1. A scheme is needed to describe the shape and location of the surface.2. An algorithm is required to evolve the shape and location with time.3. Free surface boundary conditions must be applied at the surface. Briefly, the basic procedure for the solution advancing through the time increment, t, consists of the following three steps:(1) Explicit approximations of Eq. (2) are used to computethe first guess for the new time-level velocities usingthe initial conditions or previous time-level values forall pressure, and viscous accelerations.In Germany alone more than 930 000 t/year of core moulding material is processed by the gas hardening method in order to be able to produce hollow spaces in castings. The polyurethane cold box process is predominantly used for core making, its market share being around 60 %.Core making is predominantly carried out on fully automatic machines, whereby, after production, the cores are frequently extracted by manipulators and further processed ,e.g. automatic deflashing, coating, gluing together or palletizing.These highly productive and reliable handling techniques are contrary to the actual core sand compaction and subsequent gassing, which up to now have relied on empirical know-how and are currently only in a few cases carried out systematically. This is particularly the case with the arrangement of the shooting nozzles and vents in the core boxes which with each new run of a core series involves time-consuming and costly trials, whereby the result does not necessarily represent the optimum.In total, the economics of core making are primarily dependent on duration of the gassing because this takes up around 2/3rds of the total core making time. A further factor for the economics is the amount of gas required for hardening, which is again dependent on the flow conditions in the core boxes.The requirement for higher productivity and an increasing complexity of the core geometry are characteristic for the development of all core making processes. Further more, minimization of the primary and auxiliary materials is required in order to reduce emissions to the environment.Calculation of the flow processes during core making and subsequent translation of the results in the design of shooting head plates, admission parts and vents on core shooters and core boxes enables considerable shortening of preparations for series production. Setting up times, especially those necessary on account of modifications to the core box venting, become much shorter because in future the computer assisted optimization of venting takes place before and not, as is currently the case, purely empirically during series production.Moreover, optimized aeration and venting lead to reduction of the cycle times because of reduction in the flushing times, which in turn helps to reduce emissions during core making.Fundamentals of flow simulationSo-called CFD programmes (Computational Fluid Dynamics) have been developed in order to simulate flows of gases and fluids. Here, it is a matter of continuous processes(Figure 1).Moreover, there are programmes with which discontinuous processes can be simulated, e.g. flows and mixing of granular media. Here, it is possible to take account of several 100 000 particles. However, when one realizes that there are around 50 000 sand grains per gram of sand, these programmes are not efficient for the simulation of the core shooting process.The IfG therefore decided in favour of a classical CFD programme with which it is possible to simulate not only the core shooting but also the gassing process. For simulation of the core shooting process it is necessary to define the sand-binder mixture as a fluid. This assumption is completely acceptable because the objective of the work is not to factually correctly reproduce the flow for a sand grain but to simulate the shooting process as a whole as near as possible to reality. A 2-phase flow is used for description of the shooting process, which comprises a sand-binder mixture , e.g. moulding material and air together.The software enables the reproduction of the gassing process very near to reality because in this case it is a matter of a single phase flow through a porous medium. This model has already been implemented in the programme so that it is only necessary to determine the corresponding moulding material parameters or to adapt them through test and parameter studies. Also the consideration of temperatures is easily possible.The 3-dimensional geometrical description in the programme itself is very easy. The generation of a simple body, e.g. a cuboid or a cylinder, is possible within the CFD programme. Complex geometries can easily be read-in from an STL file. Firstly, a cuboid is generated which is divided into a finite number of small cells. The geometry is cut out from these and each cell is allocated an open cross-section for the flow (Figure 2).i.e. cells that are completely outside the geometry are closed to flows whilst those within the geometry are completely open. Those cells that lie on the surface of the geometry have a cross-section that is proportionally available for flows.Simulation of shootingFrom a physical point of view the core shooting process is a 2-phase flow with a granular component. The moulding material-air mixture entering the core box at a high pressure has different flow velocities for the sand and air respectively (source: Dissertation by M. Knauf, RWTH Aachen, 1991). This is particularly the case if the moulding material forms a deposit in front of the vents and the air flows through the moulding material and out of the core box.Simulation of the shooting process assumes a flow composed of two fluids, namely, moulding material and air. For this purpose it is necessary to define the density and the dynamic viscosity for both media. Moreover, it is necessary to determine values that more accurately describe the combined effects of the two materials. This above all includes the definition of the so-called drift-flux correction value that takes account of the relative flow characteristics between moulding material and air. This is necessary on account of the great difference in density. Furthermore, it is necessary to consider the porosity of the moulding material that also still exists with most closely packing. This necessitates the pre-estimation of the maximum packing density of the moulding material. The cells to be filled with moulding material are then pre-allocated for the corresponding amount of air. For example, if a moulding material has a maximum packing density of 70 %, the open volume of a cell for the flow is reduced by around 30 % so that a maximum of 70 % sand or 50 % sand and 20 % air (corresponding with a poor compaction) can go into the cell.The values for density and viscosity of air are known, can be taken from the literature and are already entered in the programmeHowever, contrary to reality the moulding material is treated as a fluid, although it has a number of properties on account of which it is physically not a fluid. Among others this includes the fact that with a maximum packing density it still has around 30 %pores. The particle interactions that occur, such as the collisions between the individual sand grains or against the wall, are also not taken into account. Furthermore, for the simulation it is necessary to define a dynamic viscosity which, on account of its nature, in the physical sense sand does not have. However, it is possible to use a method which enables an approximation to a dynamic viscosity of a corresponding magnitude. The Viskomat shown in Figure 3 is already in use in the buildingindustry in order to obtain information on the processability of fresh concrete and mortar and can also be used for the measurement of a relative viscosity of the moulding material. For this purpose a measuring beaker is filled with moulding material and a paddle immersed in it. The torque, which is adjusted in relationship to the material to be tested and the rpm, is measured electronically. The determined value provides information on the consistency of the sand-binder mixture. It is also possible to make an approximation regarding the dynamics viscosities to be used for the simulation.In order to validate the results from the calculations it is necessary to carry out tests. The test core box shown in Figure 4 is used for this purpose. Parallel tests and simulation calculations are carried out with the previously approximately determined dynamic viscosity. These are likewise further adapted until the achievement of a sufficiently high degree of agreement.The thus determined value for the dynamic viscosity of a special sand-binder mixture can then be used for simulation calculations on real core geometries.Contrary to this the determination of the density of the sand coated with binder can then take place relatively easily.The next parameter to be established is the so-called drift-flux correction value which describes the relative flow characteristics of two fluids together. It can be calculated for different sands via a formula with the aid of the grain size distribution. The thus determined values were used to carry out an optimization calculation. Figure 5 shows an example of two images (section through the centre plane of the core)not only for the initial model but also for the optimized variant. The differences in the dispersion of the moulding material inside the core box are already clearly evident after 0.1 s. One sees that the moulding material swirls back more strongly and flows in the direction of the additional vents. In the optimized variant a considerably better filling is achieved after 0.5 s, the lesser compacted regions inside the core (green) have also become smaller.Figure 6 shows the result of both shooting simulations in a 3-dimensional form. It is clearly evident that the outer regions of the geometry in the initial model are not filled with moulding material, contrary to which it was possible to achieve good filling in the optimized variant. The effect of the additional vents can also be clearly seen for the region directly underneath the filler neck. The annular geometry is considerably better filled with sand (red). As opposed to this, the necks could not be completely filled in both venting variants.Simulation of gassingAs already stated, the gassing process can be reproduced very near to reality by means of the CFD software. The model to describe the flow of a fluid (gas) through a porous medium has already been implemented in the programme and can be used directly.For this purpose it is necessary to enter the density and viscosity of the flowing gases as well as to define the porosity and resistance to flow of the moulding material. The porosity can be experimentally determined, whilst the value to be used for the resistance to flow must be established through tests and comparison with simulation calculations.For this purpose IfG uses the cylindrical core box shown in Figure 7, which is around 40 cm long and around 5 cm diameter. This core has been used for different tests. Determination of the resistance to flow is accomplished as follows: the duration of gassing is varied. One obtains hardened cores to different percentages, which can provide evidence of the progression of the flow front, which must be correspondingly adapted in the simulation. These tests are carried out for a constant gas through-flow and for a reducing amount of gas in consequence of the increasing back-up pressure. This procedure provides still more evidence of the increase in the resistance to flow for the already hardened regions. Figure 7. Moulding sand resistance to flow With reference to the porosity of the moulding material to be used for the simulation it should also be said that this can be assumed to be a constant for the complete core. In this case prior simulation of the shooting is not absolutely necessary. However, it is also possible to export the porosity as a result of the shooting simulation. In this way it is possible to take account of regions with less strong compaction in the gassing simulation. Figure 8With reference to the porosity of the moulding material to be used for the simulation it should also be said that this can be assumed to be a constant for the complete core. In this case prior simulation of the shooting is not absolutely necessary. However, it is also possible to export the porosity as a result of the shooting simulation. In this way it is possible to take account of regions with less strong compaction in the gassing simulation.Figure 8 again shows a section through the centre plane of a differential housing core. The differences in the dispersion of the gases inside the core are clearly evident. The gas already flows into the outer regions of the geometry after 2 s. Contrary to the initial model these are also very well hardened, which is evident from the completely red region。Figure 9 shows a 3-dimensional representation of the result of both gassing simulations. Here, it is easy to see that the gas has not flowed through the outer regions in the initial model, whilst with the optimized variant it is possible to achieve good hardening. However, in both models the gas has not completely flowed through the lower left and right regions so that further optimization would be necessary here.From a physical point of view the core shooting process is a 2-phase flow with a granular component. The moulding material-air mixture entering the core box at a high pressure has different flow velocities for the sand and air respectively (source: Dissertation by M. Knauf, RWTH Aachen, 1991). This is particularly the case if the moulding material forms a deposit in front of the vents and the air flows through the moulding material and out of the core box.SummaryTo summarize, it can be said that, despite the assumption of the moulding material as a fluid, the shooting process can be very well reproduced. The effects of additional vents on the flow characteristics are very easy to recognize. The examples shown here also clearly show that the effects on the filling behaviour are not only recognizable in the regions directly in front of the nozzles but also in somewhat distant regions. The additional lateral vents not only achieve better filling of the regions directly in front of the nozzles but there is also considerably better compaction inside the cores. Additionally, the upper necks and the annular geometry around them are filled with moulding material to a higher degree (Figure 6).Simulation is also a more suitable way of finding the correct arrangement for the vents

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