Прессы для горячей объемной штамповки

Существует две разновидности гидрогаек. Устройство рис. 59а состоит из сборной станины 1, стяжных стержней (шпилек) 2 и сборных гаек 3-10, выполняющих одновременно роль гидродомкрата. Сборная гайка состоит из гайки-плунжера 3, проставки-цилиндра 4, уплотнений 5, 6, затягиваемых фланцами 7, 8, мерных секторных проставок 9 и крепежа. Для подачи масла служит горизонтальное отверстие в проставке-цилиндре, в которое ввертывается плунжер, не показанный на рисунке. Вертикальное отверстие в гайке-плунжере 3 служит для прокачки гидросистемы при попадании в нее воздуха и в нормальном состоянии глушится торцевой заглушкой. Устройство работает следующим образом. При необходимости затянуть станину масло подается в горизонтальное отверстие проставки-цилиндра 4 при удаленных мерных секторных проставках 9 до тех пор, пока между фланцем 7 и гайкой-плунжером 3 не образуется зазор, достаточный для монтажа этих проставок. При этом указанная в документации устройства величина контрольного давления должна соответствовать определенной величине зазора. Если зазор больше, то давление спускают и гайку-плунжер подворачивают, если меньше - отворачивают. После затяжки станины и монтажа проставок 9 последние фиксируют болтами 10, и масло спускают. При разборке станины или выводе пресса из распора вновь подают давление, демонтируют проставки 9, после чего разбирают станину или выводят пресс из распора.

а) б)

Рис. 59. Устройства для гидравлической затяжки стяжных стержней разъемных станин и вывода прессов из распора («гидрогайки»): а - гидродомкрат, совмещенный с гайкой; б - съемный гидродомкрат.

Определенным недостатком устройства рис. 59а является то обстоятельство, что если при затянутой станине или находящемся в распоре прессе оно окажется неисправным, например, из-за пропуска уплотнений 5, 6, восстановить его при замкнутой станине окажется невозможным. Этого недостатка лишено устройство рис. 59б с разделенными функциями: затяжка шпильки выполняется гидродомкратом, а фиксация этой затяжки - отдельной гайкой. Устройство рис.59б состоит из сборной станины 1, стяжного стержня (шпильки) 2, нижней гайки 3, проставки 4, гидродомкрата 5 и верхней гайки 6. Затяжка станины производится подачей до расчетного уровня давления в гидроцилиндре 5 при завернутой до упора верхней гайке 6 и отвернутой через боковые окна в проставке 4 нижней гайке 3. Наличие зазора между нижней гайкой 3и станиной фиксируется через щель 7. После затяжки нижняя гайка затягивается до выбора зазора между ней и станиной, а масляная полость гидродомкрата сообщается со сливом.

Следует сказать, что исходя из теории вопроса и опыта эксплуатации можно утверждать, что расположенные в ИМ эксцентриковые устройства при надлежащем исполнении надежно регулируют закрытую высоту КГШП. Но они не способны столь же надежно выводить пресс из глубокого распора, а тем более предохранять его от перегрузок. Главная причина этой, по существу имманентной, неспособности лежит в нестационарном характере трения в шарнирных поверхностях.

Разъемные станины и теоретически и практически не менее жестки, чем цельные, а их стоимость в конечном итоге не выше стоимости цельных станин, так как увеличение величины обрабатываемых поверхностей компенсируется уменьшением массы и габаритов обрабатываемых деталей. Вообще выводить из глубокого распора лучше средствами прямого увеличения закрытой высоты (в том числе - традиционным клиновым столом или гидроклиновым устройством, выжигаемым элементом, гидрогайками), чем устройством, развивающим крутящий момент (фрикционной муфтой, устройством эксцентриковой регулировки закрытой высоты и пр.).

В заключение рассмотрения новых устройств регулировки закрытой высоты и вывода КГШП из распора следует отметить, что устройство пригодно лишь для одновальных КГШП с одноступенчатой клиноременной передачей главного привода и маховиком на главном валу. Причина в том, что с изменением закрытой высоты при неподвижной оси быстроходного вала меняется межцентровое расстояние передачи. Для сочетания регулировки закрытой высоты эксцентриковыми буксами с зубчатой передачей необходимо эту передачу выполнить как зубчато-рычажный механизм, в котором рычажная часть представляет собою кривошипно-коромысловый четырехзвенник (кривошипом служит эксцентриситет букс, шатуном, точнее спаренными шатунами, - серьги, связывающие оси главного вала и вала шестерни, коромыслом - серьга, связывающая ось шестерни со станиной).

Другие тенденции развития вспомогательных устройств КГШП - применение микроприводов и средств технической диагностики, включая датчики усилия на ползуне.

Рис. 60. КГШП «Hasenclever» ряда VER.

Рис. 61. КГШП «Erie»

Характерной тенденцией является отказ от традиционной конструкции ИМ КГШП простого действия в пользу либо компактного четырехзвенного кривошипно-ползунного ИМ, либо ИМ с промежуточным клином (рис. 58, 60, 61). Эта тенденция особенно ясно проявилась при создании сверх тяжелых уникальных КГШП МН, большинство которых создается на базе указанных новых ИМ. Целью является увеличение жесткости пресса, создание зоны устойчивого плоского контакта ползуна со станиной, уменьшение габаритов и массы пресса, ликвидация крепящегося шпильками разъема шатуна с крышкой, разрушающегося при упругой отдаче. Во всех компактных ИМ применен рамный ползун, взамен ползуна с хоботом. Применение клина (рис. 58) примерно вдвое уменьшает усилие, передаваемое на шатун и главный вал.

Отличие современных СВ КГШП от традиционных в том, что в большинстве случаев стали применяться дисковые тормозы, в некоторых случаях - ленточные тормозы с шарнирно-колодочной лентой. Известны попытки отказаться от раздельного включения муфт и тормозов с помощью проходящего внутри главного вала штока, соединяющего через упорный подшипник нажимные диски муфты и тормоза.

Наиболее существенное изменение, связанное с технологией изготовления КГШП, - переход с литых станин на сварные.

В качестве жесткой фиксации зубчатых колес, ступиц и других деталей, передающих большие крутящие моменты, с главным валом и валами главного привода, ряд фирм применил так называемые бесшпоночные соединения. Применяется два вида соединений: через упругие элементы (рис. 62) и на конус. В последнем случае монтаж ведется с нагревом детали с конусным отверстием, а демонтаж - с помощью накачки масла высокого давления в специальную проточку сопряженного с валом конусного отверстия.

КГШП с компактным исполнительным механизмом позволяют значительно увеличивать как линейную так и угловую жесткость прессов. А так же металлоемкость конструкции пресса.

На современном этапе развития прессостроения не должно быть взгляда на КГШП только как на машину, предназначенную для изготовления поковок. Необходимо понимание, что конечным итогом кузнечно-штамповочного производства являются поковки большой точностью и требуемыми механическими свойствами. В этой связи очень важно рассматривать одну систему «машина-поковка», т.е. систему, способную подстраиваться под требуемую точность производимой поковки.

1.9 Современные методы математического моделирования технологических процессов ГОШ

Современные программные средства реализации численных алгоритмических моделей расчета напряженно-деформированного состояния (НДС) основаны в большинстве случаев на конечно-элементной аппроксимации исходных формулировок.

Однако задачи формоизменения металлов сильно отличаются от других задач анализа деформаций и напряжений, например, в конструкциях. Главное отличие - это очень большая степень деформации, исчисляемая тысячами процентов, которая исключает применение программ, предназначенных для прочностного анализа. Такие известные программы как ANSYS, COSMOS, NASTRAN при всем своем совершенстве не могут быть использованы в этой области сколько-нибудь эффективно. Моделирование течения металла в большинстве технологических процессов предполагает многократное (сотни и тысячи раз за расчет) автоматическое перестроение сетки, течение металла по поверхности инструмента с трением (контактная нелинейная задача), связь деформации с полем температуры, выход на качественные параметры изделия (формирование волокнистой структуры поковки).

Результаты такого уровня и качества могут быть получены только при помощи специализированных программ, целенаправленно разработанных для данной области применения.

Здесь выбор программ невелик. В настоящее время на мировом рынке представлены четыре программы. Вот их названия в алфавитном порядке:

* DEFORM;

* FORGE;

* QForm;

* SuperForge/SuperForm.

Каждая из них имеет свою историю, преимущества и ограничения.

DEFORM раньше всех появилась на рынке и получила наиболее широкое распространение в США. В Германии она делит рынок с QForm и FORGE, а в Англии и Швеции, например, существенно уступает QForm. В России распространяется компанией ТЕСИС наряду с десятком других инженерных программ разных производителей, что позволяет усомниться в качестве поддержки потенциальных пользователей. Согласно сайту компании, количество пользователей на всем пространстве СНГ не превышает 5 заводов и 5 вузов в регионах.

FORGE - это очень мощная программа, нацеленная на продвинутых пользователей. Обладает широкими возможностями, но очень сложным интерфейсом. Используется в основном на наиболее технически продвинутых заводах, где есть возможность создания специализированного центра моделирования с высококвалифицированным персоналом. Имеет почти монопольное использование во Франции (пользуется протекционистской поддержкой французского правительства), значительно меньше применяется в США, делит рынок с QForm и DEFORM в Германии и с QForm в Италии. Самая дорогая по цене. В России не продается и не имеет представительства.

SuperForge/SuperForm - проект со сложной судьбой. Первоначально основы подхода (так называемый метод конечных объемов) и собственно программа SuperForge были разработаны в Японии. Затем были куплены гигантом на рынке инженерных программ американской корпорацией MSC. Тогда же MSC купила программу MARC AutoForm (основанная на методе конечных элементов) вместе с самой компанией MARC Inc. и переименовала ее в SuperForm. Обе программы были объединены под общим интерфейсом, что сделало продукт довольно громоздким. Проект оказался коммерчески несостоятельным, и в марте 2007 года MSC объявила, что прекращает его разработку и передала права на поддержку и распространение этой программы компании FEMUTEC в Германии. Дальнейшие перспективы пока неясны.

Наконец, QForm, наверно, единственный российский продукт для инженерного анализа, который получил широкое распространение во всех индустриально развитых и быстро развивающихся странах. Этого успеха удалось достичь за счет высокого научного уровня разработки, использования самых современных технологий программирования, международной кооперации и стратегически правильного выбора пути развития в соответствии с основными потребностями пользователей на наиболее перспективных рынках и видах производств.

Здесь решается 2 и 3-х мерные задачи неизотермического упруго-вязкопластического формоизменения металла при объемной деформации. Система QFORM 3D позволяет моделировать нестационарное течение металла пошаговым методом в условиях неизотермического температурного поля. Результаты моделирования обеспечивают прогнозирование возможных технологических дефектов, проверку правильности выбора технологических переходов на стадии проектирования техпроцесса. Программно обеспечивается высокий уровень автоматизации процедур решения.

К достоинствам рассмотренных систем следует отнести: возможность просмотра полного цикла формоизменения и получением информации о НДС на каждом малом шаге деформации; учет влияния температурного поля заготовки и механических характеристик деформируемого материала; высокий уровень интерактивности и графической иллюстративности при пользовании. К недостаткам - вопросы, связанные с численной реализацией базовых математических моделей на основе МКЭ. В частности, наличие погрешности в выполнении условия несжимаемости, проявляющееся в реальных численных потерях объема поковки на конечной стадии относительно объема исходной заготовки. Различная точность вычисления скоростей и напряжений, при вариационных формулировках задач, приводит к весьма значительным погрешностям в оценках усилия деформирования.

Моделирование всех процессов объемной деформации металла в этой работе проводились в программе QForm v. 4.2.4. Причиной выбора именно этой программы послужили следующие обстоятельства: во-первых, это то, что компания QuantorForm, производитель программного продукта QForm, тесно сотрудничает с кафедрой «Машины и технология обработки металлов давлением» МГИУ; во-вторых, широкое распространение программы QForm и ее применение многими мировыми машиностроительными предприятиями не дают усомниться в точности и надежности результатов моделирования, данным программным продуктом и, в-третьих, QForm обладает наименее простым интерфейсом по сравнению с рассмотренными выше программными продуктами для моделирования операций объемной штамповки.

Входная информация для работы QFORM 3D включает сведения о геометрии начальной заготовки и инструмента, параметры окружающей среды, пластические, механические и температурные свойства материала заготовки, начальную температуру заготовки и штампов, а так же параметры используемых смазки и оборудования.

Ввод данных, свойствах материала заготовки и инструмента, параметров смазки и оборудования построен на заполнении базы данных. Остальные же параметры операции вводятся непосредственно во время создания операции, с помощью «мастера создания операций».

Вывод информации производится непосредственно во время расчета. То есть, предоставлена возможность непосредственно наблюдать за текущими параметрами расчета на каждом его шаге.

Выходные данные составляют:

- графические и табличные сведения об исходных данных;

- графические и табличные сведения о зависимостях силы, работы, мощности, энергии деформирования от хода, времени или угла поворота кривошипа;

- поля распределения температур, деформации, скоростей деформации, сопротивления деформации, работы пластической деформации, среднего напряжения, показателя Лоде и скоростей вдоль осей в поковке;

- поля распределения напряжений, деформаций, перемещений, контактных давлений и показателя износа в инструменте.

Основная цель при применении данных программ для исследования динамики КГШП это получение графиков зависимости технологической силы деформирования от хода ползуна, времени операции или угла поворота кривошипа. По сравнению с экспериментальным получением этих данных моделирование позволяет получить их с наименьшими затратами материальных и временных ресурсов.

1.10 Цель и задачи работы

В соответствии с поставленной целью работы, а именно: разработать систему комплексного предохранения КГШП от перегрузок на основе исследования динамики их нагружения и проведенного обзора, ставятся следующие задачи:

1. На основании выясненных разброса массы и начальной температуры в условиях современного горячештамповочного производства, рассчитать форму и характер графиков технологического нагружения в процессах горячей объемной штамповки для различных видов поковок, а так же оценить величины статистических разбросов конечных сил штамповки при помощи программы конечно-элементного анализа QForm.

2. Подобрать методы предохранения от перегрузок по крутящему моменту на главном валу КГШП.

3. Разработать упруго-пластическую систему предохранения от перегрузок по силе на ползуне для КГШП.

3. Предложить комплексную систему предохранения пресса от перегрузок как по уровню, т.е. по величине максимальных перегрузок по моменту или силе, так и статистическую, т.е. по количеству разовых перегрузок.

2. Исследование нагружения КГШП при штамповке

В связи с отсутствием данных о разбросе максимальных сил штамповки в зависимости от начальных параметров заготовки, а так же из-за дороговизны такого рода натурных экспериментов, встает необходимость производить моделирование данных задач в программных продуктах конечно-элементного анализа.

Моделирование процессов горячей объемной штамповки проводилось в программе конечно-элементного анализа QForm 4.2. Все расчеты проводились для осесимметричных поковок или поковок с отношением ширины к длине не более 2, так как в этой работе мы пытались оценить только влияние линейной жесткость пресса на конечную высоту поковки, перекосы ползуна и угловая жесткость прессов не учитывались.

В качестве варьируемых начальных параметров принимались: начальная температура и объем заготовки. В соответствии, с рассмотренным материалом в разделе 1.5, объем заготовки был взят, как ±1,5% от номинального объема, а начальная температура ±50 oC от номинальной начальной температуры заготовки. Для каждой поковки было проведено три расчета. Первый, с максимальным объемом и с минимальной начальной температурой, второй, соответственно наоборот, с минимальным объемом и максимальной начальной температурой и третий, с номинальными значениями начальной температуры и объема заготовки.

Все технологические параметры операции и данные оборудования брались из конкретных технологических процессов штамповки на КГШП. За исключение оборудования для штамповки поковки типа «лопатка», данная деталь изготавливалась на винтовом прессе энергией 1200 кДж. Исходя из максимальной расчетной силы деформирования в этой операции, для последующего моделирования были приняты параметры оборудования такие, как у КГШП силой деформирования 80 МН.

По результатам расчетов были построены графики зависимости технологической силы деформирования от недохода ползуна до крайнего рабочего положения (рис. 64, 67, 70, 73). Дальнейшее их приведение к силе деформирования равной 25 МН осуществлялось по теории подобия в следующем порядке:

1) Максимальную приведенную силу деформирования для расчета с номинальными параметрами заготовки (Рн пр max) принимали равной 25МН;

2) Текущую приведенную силу деформирования заготовки (PП) вычисляли по формуле

где Рн max - максимальная сила деформирования для заготовки с номинальными начальными параметрами; P - текущая сила деформирования заготовки.

3) Величину приведенного недохода ползуна до крайнего рабочего положения (sП) вычисляли как

где s - текущий недоход ползуна до КРП.

Моделирования процесса штамповки «шатун» (рис. 63) проводились со следующими исходными данными табл. 12.



Рис. 63. Общий вид поковки «шатун».

Таблица 12 Параметры заготовки и оборудования при моделировании процесса штамповки поковки «шатун»

Напряжение текучести, МПа		параметр	величина	ед. измерения
		Параметры заготовки
		Плотность	7750
		Теплопроводность	45,5
		Теплоемкость	549
		Температура плавление	1539	оС
	Деформация (относит.)
		Параметры оборудования
Зависимость напряжения текучести от относительной деформации для стали 45Х, при температуре 1000 oC и скорости деформации равной: а) 0,001 1/с; б) 0,01 1/с; в) 0,1 1/с; г) 1 1/с; д) 10 1/с; е) 100 1/с; ж) 1000 1/с.
	Ход ползуна	350	мм
	Ходов в минуту	65
	Номинальное усилие	25	МН
	Отношение радиуса кривошипа к длине шатуна	0,18	-

Результирующие графики зависимости расчетной технологической силы деформирования от недохода ползуна до КРП для операции штамповки поковки «шатун» представлены на рис. 64 и рис. 65.

Рис. 64 Расчетная сила деформирования при штамповке поковки «шатун»: 1 - расчет при максимальном объеме и минимальной начальной температуре заготовки; 2 - расчет при минимальном объеме и максимальной начальной температуре заготовки

Рис. 65. Приведенная расчетная сила деформирования при штамповке поковки «шатун»: 1 - расчет при максимальном объеме и минимальной начальной температуре заготовки; 2 - расчет при минимальном объеме и максимальной начальной температуре заготовки

Моделирования процесса штамповки «лопатка» (рис. 66) проводились со следующими исходными данными табл. 13.

Рис. 66. Общий вид поковки «лопатка»

Таблица 13. Параметры заготовки и оборудования при моделировании процесса штамповки поковки «лопатка»

Напряжение текучести, МПа		параметр	величина	ед. измерения
		Параметры заготовки
		Плотность	7750
		Теплопроводность	28
		Теплоемкость	900
		Температура плавление	1539	оС
	Деформация (относит.)
		Параметры оборудования
Зависимость напряжения текучести от относительной деформации для стали 13Х11Н2В2МФ, при температуре 1000 oC и скорости деформации равной: а) 0,05 1/с; б) 7,5 1/с; в) 150 1/с.
	Ход ползуна	450	мм
	Ходов в минуту	30
	Номинальное усилие	80	МН
	Отношение радиуса кривошипа к длине шатуна	0,2	-

Результирующие графики зависимости расчетной технологической силы деформирования от недохода ползуна до КРП для операции штамповки поковки «лопатка» представлены на рис. 67 и рис. 68.

Рис. 67 Расчетная сила деформирования при штамповке поковки «лопатка»: 1 - расчет при максимальном объеме и минимальной начальной температуре заготовки; 2 - расчет при минимальном объеме и максимальной начальной температуре заготовки

Рис. 68 Приведенная расчетная сила деформирования при штамповке поковки «лопатка»: 1 - расчет при максимальном объеме и минимальной начальной температуре заготовки; 2 - расчет при минимальном объеме и максимальной начальной температуре заготовки

Моделирования процесса штамповки «крестовина» (рис. 69) проводились со следующими исходными данными табл. 14.

Рис. 69. Общий вид поковки «лопатка»

Таблица 14. Параметры заготовки и оборудования при моделировании процесса штамповки поковки «крестовина»

Напряжение текучести, МПа		параметр	величина	ед. измерения
		Параметры заготовки
		Плотность	7530
		Теплопроводность	28
		Теплоемкость	636
		Температура плавление	1539	оС
	Деформация (относит.)
		Параметры оборудования
Зависимость напряжения текучести от относительной деформации для стали 20 ХГНМ, при температуре 1000 oC и скорости деформации равной: а) 0,3 1/с; б) 2 1/с; в) 10 1/с.
	Ход ползуна	350	мм
	Ходов в минуту	65
	Номинальное усилие	25	МН
	Отношение радиуса кривошипа к длине шатуна	0,18	-

Результирующие графики зависимости расчетной технологической силы деформирования от недохода ползуна до КРП для операции штамповки поковки «лопатка» представлены на рис. 70 и рис. 71.

Рис. 70. Расчетная сила деформирования при штамповке поковки «крестовина»: 1 - расчет при максимальном объеме и минимальной начальной температуре заготовки; 2 - расчет при минимальном объеме и максимальной начальной температуре заготовки

Рис.71. Приведенная расчетная сила деформирования при штамповке поковки «крестовина»: 1 - расчет при максимальном объеме и минимальной начальной температуре заготовки; 2 - расчет при минимальном объеме и максимальной начальной температуре заготовки

Моделирования процесса штамповки «шестерня» (рис. 72) проводились со следующими исходными данными табл. 15.

Рис. 72. Общий вид поковки «шестерня»

Таблица 15 Параметры заготовки и оборудования при моделировании процесса штамповки поковки «шестерня»

Напряжение текучести, МПа		параметр	величина	ед. измерения
		Параметры заготовки
		Плотность	7530
		Теплопроводность	28
		Теплоемкость	636
		Температура плавление	1539	оС
	Деформация (относит.)
		Параметры оборудования
Зависимость напряжения текучести от относительной деформации для стали 20 ХГНМ, при температуре 1000 oC и скорости деформации равной: а) 0,3 1/с; б) 2 1/с; в) 10 1/с.
	Ход ползуна	305	мм
	Ходов в минуту	42
	Номинальное усилие	19,62	МН
	Отношение радиуса кривошипа к длине шатуна	0,2	-

Результирующие графики зависимости расчетной технологической силы деформирования от недохода ползуна до КРП для операции штамповки поковки «шестерня» представлены на рис. 73 и рис. 74.

Рис. 73 Расчетная сила деформирования при штамповке поковки «шестерня»: 1 - расчет при максимальном объеме и минимальной начальной температуре заготовки; 2 - расчет при минимальном объеме и максимальной начальной температуре заготовки

Рис.74. Приведенная расчетная сила деформирования при штамповке поковки «шестерня»: 1 - расчет при максимальном объеме и минимальной начальной температуре заготовки; 2 - расчет при минимальном объеме и максимальной начальной температуре заготовки.

Для более наглядного представления, всех приведенные графики зависимости силы деформации от недохода ползуна до КРП были сведены в один (рис. 75). Так же, для удобства сравнения полученных данных представлен график типовой кривой зависимости технологической силы деформирования от недохода ползуна до КРП (ЭНИКМАШ).

Выводы

- В результате разбросов объема и начальной температуры заготовки результирующая сила деформирования будет так же различна, а при предположении того, что жесткость пресса является постоянной величиной, будет изменяться высота поковок. Увеличение высоты поковок приводит к увеличению объема металла, который необходимо удалить при последующей обработке резаньем, что соответственно приведет, к увеличению времени последующей обработки и расходам на инструмент на единицу поковок. При наличии массового производства, с миллионными программами выпуска, данное обстоятельство приводит к существенным материальным потерям машиностроительных предприятий.

- Увеличение жесткости прессов необходимо, так как позволяет существенно повысить годовой экономический эффект при последующей обработке резаньем.

- Необходимо оценить, как колебания результирующей силы штамповки поковок влияют на динамику перегрузок кривошипных прессов, в том числе прессов с увеличенной жесткостью.

- Полученные графики зависимости технологической силы деформирования от недохода ползуна до крайнего рабочего положения имеют существенное отклонение от типовой кривой. Это говорит о том, что для получения расчетных результатов наиболее близких к реальным, необходимо проводить исследования динамики кривошипных машин по графикам зависимости, полученных, путем моделирования конкретных технологических процессов в программах конечно-элементного анализа.

- Используя полученные данным об отклонении максимальных сил штамповки при различных сочетаниях технологических факторов (начальной температуры и объема заготовки) возможно оценить величину отклонения высотных размеров конечной поковки при помощи уравнений (9) и (10). Принимая эффективную жесткость пресса силой 25 МН равной 6,6 МН/мм, получим следующие значения высотных отклонений поковки (табл. 16).

Таблица 16 Отклонения высотных размеров различных видов поковок после их штамповке на КГШП 25МН

Тип поковки	Отклонение высоты поковки от номинала, мм	Максимальный диапазон отклонения высоты поковки, мм
	Vmax Tmin	Vmin Tmax
Шатун	+0,68	-0,68	1,36
Лопатка	+1,06	-1,06	2,12
Крестовина	+0,38	-0,38	0,76
Шестерня	+0,17	-0,17	0,34

3. Исследование динамики перегрузки и распора КГШП традиционной конструкции

Так как натурное моделирование таких машин как КГШП чрезвычайно дорого, исследование динамики процесса перегрузки и распора проводится с помощью компьютерного моделирования по математической модели. На рис. 76 представлена математическая модель перегрузки и распора двухвального КГШП традиционной конструкции разработана руководителем настоящей работы. Результаты исследования данной математической модели были отражены в [29].

Рис. 76. Структура расчетной схемы: 1 - станина; 2 - безинерционный элемент с линейной податливостью (технологическое усилие); 3 - ползун; 4 - шатун; 5 - главный вал; 6 - безинерционный элемент с угловой податливостью главного вала; 7 - ведомые части муфты; 8 - расположенные на главном валу ведущие части муфты с приведенными к ним инерциями шестерни и половины приемного вала; 9 - безинерционный элемент с угловой податливостью, расположенный на приемном валу; 10 - расположенные на приемном валу элементы главного привода и фрикционного предохранителя, являющиеся при его срабатывании ведомыми по отношению к маховику; 11 - маховик

Остальные обозначения: , , - оси коренных шеек главного вала, шатунной шейки и опоры главного вала, соответственно; и - центры масс шатуна и главного вала, соответственно; и - условные сечения по поверхностям сцепления муфты и фрикционного предохранителя, соответственно; и - углы поворота кривошипа в прямой и обратной системах отчета, соответственно; - угол наклона шатуна; - полный ход ползуна от его крайнего исходного положения (КИП) до КРП; и - текущий ход и недоход ползуна, соответственно; , и - радиус кривошипа, кинематическая длина шатуна и коэффициент шатуна, соответственно; и - массы ползуна и шатуна, соответственно; - момент инерции шатуна относительно его центра масс; - момент инерции главного вала относительно оси ; , - моменты инерции соответствующих элементов; , - приведенные к главному валу моменты инерции соответствующих элементов; - линейная жесткость элемента 2; - угловая жесткость элемента 6; - приведенная к главному валу угловая жесткость элемента 9; , , , , , - геометрические радиусы и радиусы трения соответствующих шарниров; , , , - коэффициенты трения соответствующих шарниров и приведенный коэффициент трения исполнительного механизма (ИМ); , , - реакции (равнодействующие всех сил) соответствующих шарниров; - текущий крутящий момент сил в сечении ; - приведенный к главному валу текущий крутящий момент сил в сечении ; - момент сцепления муфты; - приведенный к главному валу момент сцепления предохранителя; , - угол упругого закручивания элемента 6 и соответствующий ему крутящий момент сил; , - приведенный к главному валу угол упругого закручивания элемента 9 и соответствующий ему крутящий момент сил, приведенный к тому же валу; - внешний крутящий момент сил, вращающих маховик, приведенный к главному валу.

Принимаемые допущения:

1. Все элементы системы (рис. 76) не разрушаемы.

2. Элементы 1, 3, 4, 5, 7, 8, 10, 11 абсолютно жесткие и инерционные.

3. Элемент 2 обладает линейной податливостью, но не обладает инерцией.

4. Элементы 6 и 9 обладают угловой податливостью, но не обладают инерцией.

5. Соединения в шарнирах беззазорные.

6. Величины радиусов трения несоизмеримо меньше кинематических размеров звеньев и , поэтому этими величинами можно пренебречь при определении сил , , .

7. , поэтому для малых углов синусы, тангенсы и сами углы в радианной мере тождественны по величине, а косинусы близки к единице.

8. Силы и работы трения в направляющих пары ползун-станина, а также в опорах качения валов главного привода пренебрежимо малы и не оказывают существенного влияния на изучаемый процесс. Другими словами, диссипативных факторов, кроме трения в опорах , , не существует.

9. Ползун вырожден в материальную точку, имеющую массу .

10. Гравитационные силы и пневматического уравновешивания пренебрежительно малы и не оказывают существенного влияния на изучаемый процесс.

11. Внешний момент существенен и достаточен для поддержания циклового движения системы на холостом ходу (), но пренебрежительно мал для учета его влияния на процесс перегрузки.

12. Коэффициенты трения в опорах , , существенно (несоизмеримо) меньше единицы, контакты в опорах точечные, то есть радиусы трения могут быть представлены численно как произведения геометрических радиусов опор на коэффициенты трения в этих опорах.

В качестве базовых параметров КГШП традиционной конструкции было решено выбрать технические характеристики пресса ЗИЛ-2500 (см. табл. 17), в силу типовой конструкции данного пресса и наличия полной документации.

Таблица 17 Основные характеристики пресса ЗИЛ - 2500

№ п/п	Параметр пресса	Величина
1	Номинальное усилие,, МН	25
2	Номинальный недоход, мм	0,32
3	Ход ползуна, мм	350
4	Мощность электродвигателя, кВт	130
5	Число оборотов главного вала, об/мин	55
6	Момент инерции ведомых масс, кг•м2	2300
7	Размеры ползуна в плане, мм	1070 x 1120

При математическом моделировании процессов перегрузки и распора КГШП традиционной конструкции будем рассматривать следующие задачи:

- показать характер изменения кинематических и силовых параметров в сечении 6 (см. рис. 76) базового пресса при протикании процессов перегрузки и распора.

- установить границы применимости статических расчетов при определении усилия на ползуне и крутящего момента на главном валу.

- оценить влияние основных факторов на величину максимальной перегрузки.

Текущее усилие деформации элемента 2 при «глухом» ударе задается через эффективную жесткость пресса (рис. 77) и обобщенную координату или в начале рабочего (нагруженного) участка хода ползуна (рис. 77а). При штамповке (77рис. 18б) под следует понимать кусочно-линеаризованную величину тангенса угла наклона участков , и к оси абсцисс, которая находится как сумма податливостей поковки и пресса, то есть величина на рис. 77б величины реальной осадки поковки по высоте при усилии на величину линейной деформации пресса при этом усилии. Другими словами приведенный недоход с учетом упругости пресса будет соотноситься с величиной точной осадки поковки в соответствии с зависимостью

где - максимальное значение , а - линейная жесткость пресса на участке .

Соотношения координат в прямой и обратной системе отсчета

В соответствии с (12) и (13)

При «глухом ударе» текущее усилие на ползуне может быть определено по формуле



а) б)

Рис. 77. Изменение усилия деформации элемента 2: а - при «глухом» ударе; б - при кусочно-линеаризованном графике нагрузки от типовой технологической операции

Соотношения приведения параметров элементов 9, 10, 11, расположенных на приемном валу (отмечены знаком *), к главному валу

где - передаточное отношение приемного вала к главному. Приведение приемного вала к элементу 8 производится аналогичным образом.

Кинематические соотношения выражаются следующими зависимостями

, , отсчитываются от крайних исходных положений точек , , , соответственно, в сторону их крайних рабочих положений. и отсчитываются от оси перемещения точки , положительное направление - вправо от оси (рис. 76).

Крутящий момент на главном валу находим из уравнения элементарных работ

откуда

Угол упругого закручивания элемента 6

где ,

Угол поворота звена 7

Дальнейший вид математической модели зависит от величины крутящих моментов в сечениях и

Если и то математическая модель системы включает следующие уравнения

где

Из соотношений (19), (20) и (22) выразим ускорение главного вала

Если , то математическая модель пресса описывается двумя независимыми системами уравнений, решаемыми независимо друг от друга.

Первая система состоит из уравнений (12) - (20), (24)

.

Из (20) и (24) определяется ускорение главного вала

Вторая система состоит из уравнений

где

Из соотношений (26) выразим ускорение ведущих масс муфты (звена 8 на рис. 76)

Если , то математическая модель пресса описывается 3 независимыми системами уравнений.

Первая система состоит из уравнений (26).

Вторая система состоит из уравнений (28).

где

Из соотношений (28) выразим ускорение ведущих масс муфты (звена 8 на (рис. 76)

Третья система состоит из уравнения

Алгоритм численного решения математической модели следующий:

Задаются начальные условия процесса:

Угловая скорость главного вала

где - число непрерывных ходов пресса. Угол начала приложения технологической нагрузки (угол встречи) - является варьируемым параметром в процессе численного эксперимента. Выбирается согласно методике эксперимента.

Для положения главного вала определяются все требуемые параметры по зависимостям (12) - (20). Внешний момент в процессе решения принимается нулевым .

Ускорение главного вала находится из соответствующего уравнения (23) или (25) следующим образом. Присваивается значение . Решаются уравнения (12) - (23). Ищется значение ускорения из уравнения (23) или (26). Критерием правильности найденного значения является нижеследующее условие

при котором уравнение (23) или (26) обращается в тождество. Поэтому алгоритм нахождения сводится к перебору значений таким образом, чтобы при каждом новом значении выполнялось условие

Аналогичным образом рассчитываются ускорения ведущих частей муфты и маховика .

Далее осуществляется решение математической модели в следующем положении главного вала. Новое значение координаты положения вала

где - приращение угла (итерационный шаг), выбираемое таким образом, чтобы обеспечивалась требуемая точность решения.

Новая угловая скорость главного вала

Из рис. 78 видно, что при приложении к ползуну пресса резко возрастающей нагрузки, такой как эффективная жесткость пресса, на главном валу возникают свободные крутильные колебания (рис. 78в).

а)

б )

в)

Рис. 78. Характер изменения силовых и кинематических величин: а) крутящий момент на главном валу пресса, угол встречи с заготовкой 120є; б) крутящий момент на главном валу пресса, угол встречи с заготовкой 160є; кривые 1-5 отбражают расчеты при следующих условиях: 1 - для безинерционного ИМ; 2 - с учетом инерции только главного вала; 3 - с учетом инерции главного вала и ползуна; 4 - с учетом инерции главного вала и шатуна; 5 - для реального ИМ; в) характер изменения ускорения главного вала при различных числах непрерывных ходов пресса: 4 - при 4 х/мин; 8 - при 8 х/мин; 16 - при 16 х/мин; 32 - при 32 х/мин; 64 - при 64 х/мин

Рис. 79 и 80 показывают, что с увеличением числа ходов пресса возрастает перегрузка пресса по усилию на ползуне и крутящему моменту на главном валу. При этом влияние числа ходов на величину перегрузок тем сильнее, чем дальше от КРП начинается приложение резко возрастающей нагрузки. Это вполне закономерно, поскольку при значительных недоходах до КРП ползун движется существенно быстрее, чем вблизи КРП. Соответственно, резкая остановка ползуна под действием технологической нагрузки приводит к мгновенному замедлению главного вала, вызывающему значительное ускорение и, соответственно, инерционный момент, передающийся на опасные сечения вала и ползун. При этом процесс настолько быстротечен, что диссипация энергии в опорах ИМ и на пробуксовку муфты незначительна.

Рис. 79. Зависимость максимального усилия на ползуне от угла встречи ползуна с заготовкой. График технологической нагрузки - типовой линеаризованный график ГОШ ЭНИКМАШ: 10 - при n=10 х/мин; 20 - при n=20 х/мин; 40 - при n=40 х/мин; 60 - при n=60 х/мин; 80 - при n=80 х/мин; 100 - при n=100 х/мин



Рис. 80. Зависимость максимального крутящего момента на главном валу от угла встречи ползуна с заготовкой. График технологической нагрузки - эффективная жесткость пресса: 10 - при n=10 х/мин; 20 - при n=20 х/мин; 40 - при n=40 х/мин; 60 - при n=60 х/мин; 80 - при n=80 х/мин; 100 - при n=100 х/мин

а)

б)

Рис. 81. Зависимость максимального крутящего момента на главном валу (а) и максимального усилия на ползуне (б) от угла встречи ползуна с заготовкой. Работа на густой смазке: 1 - =0.03; 2 - =0.04; 3 - =0.05; 4 - =0.06.

Возникновение перегрузки пресса вблизи КРП, где скорость ползуна стремится к нулю, носит статический характер, о чем свидетельствует стремление графиков на рис. 79 в одну точку при приближении угла встречи к КРП. То же можно сказать и о крутящем моменте на главном валу (рис. 80). Поэтому при нормальных условиях работы пресс можно рассматривать как статическую машину. График зависимости максимального крутящего момента от угла встречи с заготовкой (рис. 80) выглядит вполне логично, крутящий момент тем больше, чем больше число непрерывных ходов пресса, причем это справедливо для всех углов встречи с заготовкой. Увеличение максимального момента с увеличением скорости вращения главного вала, объясняется тем, что при этом увеличивается энергия ведомых масс, соответственно их энергия и вызывает большую перегрузку.

а)

б)

Рис. 82. Зависимость максимального крутящего момента на главном валу (а) и максимального усилия на ползуне (б) от угла встречи ползуна с заготовкой. Работа на жидкой смазке: 1 - =0; 2 - =0.01; 3 - =0.02; 4 - =0.03. Момент сцепления муфты уменьшен и равен 0.7МН

а)



б)

Рис. 83. Зависимость максимального крутящего момента на главном валу (а) и максимального усилия на ползуне (б) от угла встречи ползуна с заготовкой: 1 - при Iпр = 0.4I; 2 - при Iпр = 0.8I; 3 - при Iпр=I; 4 - при Iпр=1.2I; 5 - Iпр=1.6I, где I - момент инерции ведомых частей муфты. Приведенный коэффициент трения в ИМ м = 0.03

Своеобразна зависимость максимального усилия на ползуне для различного числа ходов (рис. 78). На малых скоростях вращения главного вала кривые выглядят вполне логично - максимальное усилие возрастает при приближении к КРП. Это объясняется тем, что при приближении к КРП муфта начинает пробуксовывать при большем усилии, то есть к моменту пробуксовки пресс накапливает большую линейную деформацию и, соответственно, усилие. На больших числах ходов максимальное усилие перегрузки наоборот, начинает падать при приближении угла встречи к КРП. Это объясняется опять же влияние инерции главного вала. Момент в сечении I (см. рис. 76) падает с увеличением инерционности вала, поэтому при больших числах ходов на малых углах муфта начинает пробуксовывать позже, чем по статическому расчету, а вблизи КРП муфта начинает пробуксовывать раньше. Этот вывод нуждается в дальнейшей проверке.

Влияние приведенного коэффициента трения в ИМ на величину максимальной перегрузки по моменту и усилию приведено на рис. 80 и 81. Для работы на жидкой смазке момент сцепления муфты пересчитан по уравнению элементарных работ и составляет 0,6 от момента сцепления пресса КГШП ЗиЛ 25 МН - 0,7 МН•м. Из графков видно, что коэффициент трения практически не влияет на величину перегрузки, по усилию. Переход на жидкую смазку ведет к уменьшению момента сцепления муфты. Это уменьшение приводит к примерно пропорциональному уменьшению крутящего момента при перегрузке, но оно не значительно. Рис. 83 свидетельствует о существенном влияние ведомых масс на величину перегрузки по крутящему моменту на главном валу и усилию на ползуне, она меньше, чем меньше момент инерции ведомых масс. При этом влияние ведомых масс тем больше, чем дальше от КРП происходит встреча ползуна с заготовкой.

4. Предохранение КГШП от перегрузок

4.1 Общая структура системы предохранения

Высокий темп штамповки, все возрастающая жесткость кривошипных прессов и частые переналадки диктуют необходимость обеспечения их надежной защиты от перегрузок, и в то же время исключают использование традиционных способов предохранения. Поэтому необходима система комплексной защиты, основанная на сочетании статистического предохранения (предохранение по частоте) и предохранения по уровню перегрузок.

Такая система состоит из:

1. Четырех промышленных пъезодатчиков закрепленных на стойка пресса.

Сами датчики практически безъинерционны по отношению к процессам перегрузки, но инерционность устройств систем управления и включения, отключающих ИМ при сигнале о перегрузке, такова, что не позволяет предупредить первую перегрузку. Фактически ликвидируются лишь последующие перегрузки и уменьшается, причем весьма существенно, их общее количество в единицу времени, скажем за 1 год. Долговечность пресса существенно увеличивается, хотя уровень допустимого усилия на ползуне может быть превзойден. Этот способ статистического предохранения хорош своей информативностью, точностью, сравнительной доступностью по начальной цене, сравнительной универсальностью. Но плох инерционностью, не способностью решить окончательно проблему предохранения от перегрузки. При этом датчики, не зависимо от своей физической природы, тарируются в фиксированном положении ползуна установленными в штамповое пространство пресса гидродомкратами.

2. Соответствующей системы управления, которая показывает:

- суммарную силу на ползуне с предохранением по величине этой силы;

- превышение номинальной силы на одной стойке;

- превышение номинальной силы на двух стойках, не диагональных;

- эксцентриситет приложенной нагрузки.

3. Упруго-пластического предохранителя, по величине приложенной силы к ползуну.

4. Предохранитель по крутящему моменту.

Как показали исследования, предохранитель по крутящему моменту, расположенный в маховике практически не работоспособен, а муфта включения (при использовании ее как устройства предохранения от перегрузок по крутящему моменту) является очень грубым предохранителем. В связи с этим, предлагается не применять какие-то ни было устройства предохранения по крутящему моменту, а применять конструкцию главного вала, способную с запасом выдерживать перегрузки, что приведет к срабатыванию при перегрузках только упруго-пластического предохранителя.

Сильно увеличить запас прочности вала можно за счет ухода от концентраторов напряжения. Добиться этого можно, если применять конструкцию составного вала, когда отдельно изготовленный эксцентрик одевается на отдельно изготовленный гладкий вал по средствам горячей или гидропрессовой посадки. Такая конструкция вала, кроме увеличенного запаса прочности позволяет увеличить технологичность его изготовления.

4.2 Принцип действия упруго-пластического предохранителя кривошипных прессов от перегрузок

Суть упруго-пластического предохранения сводится к следующему. Разъемная станина стягивается сквозными стержнями (шпильками). Принципиальное отличие от традиционной разъемной станины состоит в способе затяжки стяжных стержней. Традиционные стяжные стержни изготавливаются нарезкой резьбы на концах катаных или кованых штанг. Диаметр их средней части примерно равен наружному диаметру резьбовых концов. Их прочность рассчитывается исходя из их не разрушения, а затяжка - из условия не раскрытия стыков при любом возможном уровне нагружения ползуна, включая перегрузку, исходя из того, что станина считается базовым элементом пресса. При упруго-пластическом предохранении резьбовые концы стяжных стержней выполняются таких же диаметров , как у традиционных стержней. Затяжка же ведется из расчета раскрытия стыков, начиная с .

Кривая развития перегрузок с упруго-пластической системой предохранения носит характер, показанный на рис. 84, в виде жирной линии «а-б-в-г-е-д». Нагружение начинается в некоторой точке «а» недохода ползуна до к.р.п. До пробуксовки муфты нагружение характеризуется кривой «а-б», зависящей от жесткости системы пресс-заготовка, обобщенной координаты начала протекания процесса, момента сцепления муфты, коэффициента трения в опорах ИМ и числа непрерывных ходов пресса. Участок «б-в», кроме выше указанных параметров, зависит от коэффициента трения скольжения на фрикционных поверхностях муфты. Участок «в-г» характеризуется упругой деформацией предлагаемого предохранителя, после раскрытия стыка станины. Он представляет собой линию наклоненную под углом, определяемым жесткостью деформируемого материала предохранителя. Горизонтальный участок «г-д» характеризуется пластическим течением материала предохранителя. Кривая нагружения «а-б-в-г-е-д» может прерваться вертикальной пунктирной линией «е-ж», проведенной исходя из условия, что заштрихованная площадь контура «а-б-в-г-е-ж» равна сумме кинетической энергии подвижных масс и работы электропривода за вычетом потерь, при условии что кривая построена в размерных координатах . Кривая нагружения, без предлагаемой системы предохранения, носит характер кривой «а-б-в-и-к». Она полностью идентична кривой нагружения пресса с системой предохранения, но только до точки «в». После точки «в» перегрузка развивается по кривой «в-и» характеризуемой пробуксовкой муфты и идет до точки «и», положение которой определяется тем же условием, что и положение точки «е». Видно, что ордината точки «и» значительно выше ординаты точки «е», и соответствует максимальному усилию перегрузки при отсутствии системы предохранения.

Рис. 84. Диаграмма нагружения пресса

Можно считать, что стяжные шпильки подвергаются только растяжению, стойки станины только сжатию, остальные элементы станины являются абсолютно жесткими, а зависимость усилие - податливость как для шпилек, так и для стоек имеет линейный характер. Тогда связь усилия и деформаций может быть представлена известной диаграммой, показанной на рис. 85.



Рис. 85. Диаграмма податливости.

Линия ОАВС характеризует жесткость (податливость) стяжных шпилек, а линия АД - приведенную жесткость (податливость) станины. Деформации шпилек обозначены , деформации станины . - деформации шпилек, соответственно: при затяжке станины усилием , когда текущее усилие на ползуне ; при приложении к ползуну текущего усилия ; при расчетном усилии растяжения стержней , возникающем при приложении к ползуну номинального усилия; при критическом усилии растяжения стержней в мгновение раскрытия стыков; при максимально возможном усилии растяжения стержней , определяемого текучестью их наименьшего диаметра. - деформации сжатия стоек станины, соответственно: при затяжке станины (), при приложении к ползуну текущего усилия , при приложении к ползуну номинального усилия (). - относительные (безразмерные) усилия на шпильках, соответственно: в затянутом состоянии (), расчетное (), критическое (в мгновение раскрытия стыков), максимальное, определяемое пределом текучести номинального диаметра.

Под действием силы затяжки стяжные шпильки получают растягивающие деформации, а стойки станины сжимающие, при этом , вследствие различных жесткостей стяжных шпилек и станины. Момент раскрытия стыка, соответствует моменту компенсации деформаций сжатия станины, под действием нарастающего усилия на ползуне, т.е. , но усилие, действующие на станину не определяет величину перегрузки, т.к. до момента раскрытия стыка происходит компенсация усилия затяжки, а после раскрытия стыка усилие на ползуне непосредственно воспринимается стяжными шпильками (рис. 85).

Датчики, расположенные на стойках станины, непосредственно измеряют , вырабатывая электросигнал, пропорциональный деформациям. При (), электросигнал поступает в систему ответственную за диагностику и диспетчеризацию, минуя комплексную систему предохранения. При () электросигнал поступает в систему комплексного предохранения, в результате чего по команде из системы управления муфта-тормоз останавливает ползун в крайнем исходном положении, прекращая технологический процесс. Таким образом, в диапазоне система работает как статистическая, уменьшая частоту, но не уровень перегрузок.

При () элетросигнал останавливает ползун, как и в предыдущем случае. Но благодаря текучести стержней перегрузка ограничивается значением . Таким образом, в этом случае система предохраняет по уровню перегрузок.

Выше изложенные рассуждения непосредственно применимы для центрального нагружения ползуна. При внецентральном нагружении алгоритм работы несколько усложняется, но в целом подобен выше описанному [21].

Из приведенных рассуждений следует, что упруго-пластические предохранители обладают ограниченной долговечностью. Теоретически это действительно так. Практически дело обстоит по-другому. Во-первых, упруго-пластическое предохранение сочетается со статистическим предохранением, исключающим неоднократно повторяемые перегрузки. Во вторых, муфта сцепления, в данном случае, эффективно играет роль предохранителя по моменту, отсекая от упруго-пластического предохранителя все перегрузки на большом недоходе ползуна до крайнего рабочего положения. На долю последнего остаются перегрузки в пределах нескольких миллиметров недохода ползуна до крайнего рабочего положения, в результате чего пластические деформации стержней достаточно редки. В третьих, стержни не теряют своих свойств в пределах незначительных пластических деформаций [24].