Живов Л.И., Овчинников А.Г., Складчиков Е.Н. Кузнечно-штамповочное оборудование

Подождите немного. Документ загружается.

Раздел

VI.

АВТОМАТИЗАЦИЯПРОЕКТИРОВАНИЯКШМ

концентрации напряжений; влияние размеров; качество обработки поверхнос-

тей;

переменный характер нагружения валов в течение цикла; силы трения

в кинематических парах; кроме того, автоматически раскрывается статическая

неопределимость для многоопорных валов.

Линейные и угловые упругие перемещения сечений вала могут привести

к недопустимым изменениям зазоров и перекосам в зубчатых передачах, недо-

пустимым перекосам в подшипниках и другим отрицательным последствиям.

Поэтому они должны быть определены. Полюса 1, 2 модели FRVL (см. табл. 23.1)

соответствуют линейным координатам перемещения сечения одного из концов

участка вала в направлениях, перпендикулярных его оси; полюса 7, 8 - то же для

сечения другого конца участка вала. Полюса модели FRVL 4, 5 и 8, 9 соответст-

вуют угловым координатам поворота тех же сечений в плоскостях, перпендику-

лярных его оси.

При интегрировании в узлах топологии, к которым присоединены назван-

ные полюса, вычисляются линейные и угловые скорости, являющиеся состав-

ляющими полных скоростей в разложении по координатным осям. Их интегри-

рование позволяет получить линейные и угловые перемещения сечений по всем

названным координатам. Они, как и скорости, будут составляющими полных

перемещений в разложении по тем же координатным осям. Полные перемеще-

ния получаются в результате извлечения квадратного корня из суммы квадратов

перемещений по соответствующим координатным осям. Интегрирование ли-

нейных и угловых скоростей и вычисление полных перемещений выполняются

посредством математических операций над фазовыми и расчетными перемен-

ными, встроенными в программный комплекс ПА9. Для этого на поле схемы

размещают графические образы элементов соответствующих математических

операций, входы и выходы которых соединяют. Результаты вычислений линей-

ных и угловых упругих перемещений сечений вала выводятся с помощью индика-

торов (см. рис. 24.15, элемент FI), которые присоединяют к выходам совокупнос-

ти элементов, осуществляющих математические преобразования (см. на рис. 24.15

элементы, присоединенные к элементу FI и помеченные значками «\xdt», «v »,

На рис. 24.18 в качестве примера показаны полученные моделированием

графики составляющих угловых перемещений вала FIX и FIY в горизонтальной X

и вертикальной Y плоскостях в сечении вала IV-IV у правой подшипниковой

опоры (см. рис. 24.14) и полного углового перемещения FI в том же сечении.

Максимальные угловые перемещения имеют место в зоне нарастания дефор-

мирующей силы при t

26,86768 с и равны FIX = 0,001855 рад, FIY = 0,002585 рад,

FI = 0,003182 рад. Согласно литературным данным, допустимый угол поворота

сечения вала для однорядных шариковых подшипников составляет 0,005 рад. Сле-

довательно, полученное расчетом значение угла поворота сечения вала у левой

подшипниковой опоры вала является допустимым.

530

Глава 2 4. Проектирование кузнечно-штамповочныхмашин

Рис. 24.18. Результаты расчета угловых перемещений приводного вала пресса К46С

в сечении IV-IV (см. рис. 24.15)

При определении линейных и угловых упругих перемещений сечений вал

путем математического моделирования учитываются статические и динамич(

кие составляющие рабочих нагрузок на валах, определяемые свойствами в(

производимых привлеченными моделями элементов, упругие деформации и

зоры в кинематических парах элементов, представленных в модели пресса.

Расчет подшипников качения. В качестве примера рассмотрим pi

чет подшипников приводного вала пресса К460 (см. рис. 24.14). Вал CMOHTHJ

ван на подшипниках 24 (подшипник серии 315, С

132000 Н) и 35 (подшипн

серии 2316, С = 240 000 Н).

В модели пресса (см. рис. 24.15) подшипниковые опоры приводного вг

представлены элементами ПОДШ. 1 и ПОДШ. 2 модели шарнира 8НАЮ

В полюсах модели SHARN2 вычисляются в виде фазовых переменных типа i

тока радиальные силы упругого взаимодействия внешнего и внутреннего э]

ментов подшипника, а также момент трения. В модели SHARN2 с учет

температурного коэффициента и коэффициента вращения определяется экви]

лентная радиальная сила, чем учитывается непостоянство радиальной силы

частоты вращения. Коэффициент безопасности в расчетах не используют, i

Разд ел

АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ КШМ

как определяющая его динамичность процесса воспроизводится при модели-

ровании. Затем рассчитываются ресурсные параметры: расчетная динамичес-

кая грузоподъемность при базовом числе 10^ оборотов подшипника и срок

службы подшипника в часах. Все указанные вычисления выполняются на каж-

дом шаге интегрирования. Ресурсные параметры определяются в процессе мо-

делирования по итогам выполненной его части, и сами являются переменными

величинами. Во внимание следует принимать их значения в конце любого цик-

ла работы пресса.

Для исключения влияния нестационарной части работы пресса, например

периода разгона маховика, вычисление ресурсных параметров начинается

в фиксированный момент модельного времени, который вводится как один из

параметров модели SHARN2. Его значение можно принимать равным времени

начала первого цикла работы пресса. Расчетная динамическая грузоподъемность

и срок службы подшипника вычисляются как расчетные переменные и выводят-

ся с помощью универсальных индикаторов.

На рис. 24.19 показаны полученные моделированием графики расчета под-

шипников приводного вала пресса: расчетной динамической грузоподъемности

C(R)1 и срока службы T(R)1 левого подшипника, расчетной динамической гру-

Рис. 24.19. Результаты расчета подшипников приводного вала пресса К460

532

Глава 24. Проектирование кузнечно-штамповочныхмашин

зоподъемности C(R)2 и срока службы T(R)2 правого подшипника. Значения

в конце первого цикла работы пресса (/ = 31,3 с) составили: C(R)1 - 5242,27 Н;

C(R)2 - 9012,219 Н; T(R)1 - 816230,5 ч; T(R)2 - 965 580,6 ч. Полученные значе-

ния намного превышают нормативные, что, видимо, является следствием выбо-

ра подшипников по конструктивным соображениям с учетом диаметра вала,

определенного по условиям его прочности.

Для определения ресурсных параметров подшипников при нагружении

пресса различными технологическими операциями следует выполнить модели-

рование работы пресса в составном цикле, содержащем циклы с графиками де-

формирующей силы на каждой операции. Во внимание следует принимать зна-

чения ресурсных параметров в конце составного цикла работы пресса.

При расчете ресурсных параметров подшипников качения путем математи-

ческого моделирования учитываются статические и динамические составляю-

щие рабочих нагрузок подшипников, определяемые свойствами воспроизводимых

привлеченными моделями элементов, а также переменный характер нагружения

подшипников в течение цикла.

Для случаев представления моделью SHARN2 подшипника скольжения в ней

на каждом шаге интегрирования вычисляются в качестве расчетных переменные

величины pv и р. Их выводят в виде графиков с помощью универсальных инди-

каторов и используют для оценки несущей способности подшипника.

Расчет зубчатых передач. В тихоходных зубчатых передачах криво-

шипных прессов максимальные нагрузки воспринимаются одними и теми же

зубьями колеса. Это обстоятельство учтено при расчете допускаемой силы на

ползуне кривошипного пресса по прочности тихоходной зубчатой передачи. Для

быстроходных передач и шестерен тихоходной передачи каждый зуб периоди-

чески нагружается на всех фазах рабочего нагружения в течение цикла. Их рас-

чет следует проводить на основе прямой оценки контактных и изгибных на-

пряжений.

В модели ZACPCN на каждом шаге интегрирования по формуле (3.38) оп-

ределяются напряжения изгиба зубьев

Ои

шестерни и колеса, а по формуле (3.39) -

контактные напряжения Он- Они вычисляются как расчетные переменные

и выводятся в виде графиков с помощью универсальных индикаторов. Проч-

ность зубчатых передач может быть рассчитана по максимальным напряжениям

в цикле работы пресса. В этом случае фактическая прочность передачи будет

завышена против расчетной, поскольку не учитывается работа передачи с пони-

женными нагрузками. Получаемые графики изменения напряжений в течение

цикла работы пресса позволяют рассчитать эквивалентные изгибные и контакт-

ные напряжения, используя подход, изложенный в § 3.7. Использование в расче-

те эквивалентных напряжений позволяет избежать завышения фактической

прочности. Для оценки прочности зубчатых передач по формуле (3.37) опреде-

ляются приведенные напряжения а^, которые должны быть меньше допускаемых

а_1 (см. § 3.6). Контактные напряжения должны быть меньше соответствующих

533

Раздел

АВТОМАТИЗАЦИЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯКШМ

допускаемых, определенных с учетом коэффициента безопасности и коэффици-

ента нагрузки (см. § 3.6).

Проектирование муфт и тормозов

Расчеты, связанные с проектированием муфт и тормозов, рассмотрим на при-

мере листоштамповочного пресса двойного действия К460. Пресс имеет муфту

(см.

рис. 24.14) с двумя ведомыми и двумя ведущими дисками. Функции ведущих

дисков выполняют нажимной диск и маховик, являющийся корпусом муфты.

Фрикционные элементы представляют собой накладки из ферродо с наружным и

внутренним диаметрами 0,34 и 0,22 м соответственно. Рабочая площадь каждого

фрикционного элемента F= 0,0528 м^ начальное расстояние между элементами

фрикционных пар принято равным 1 мм, действующее значение диаметра пневмо-

цилиндра муфты составляет 175 мм, давление воздуха в пневмосистеме - 0,5 МПа.

В модели пресса (см. рис. 24.15) муфта представлена элементами фрикци-

онных пар FRM1, FRM2, FRM3, FRM4, образованных нажимным, ведущим,

двумя ведомыми дисками и корпусом муфты (модель фрикционной пары муфты

и тормоза FRMT); шлицевые соединения дисков с ведущими и ведомыми частя-

ми - элементами ШЛ. СОЕД. ВДЩ. ДИСКА, ШЛ. СОЕД. ВДМ. ДИСКА (модель

SHLITC); пневмосистема, включающая пневмоцилиндр - элементами CLPN (мо-

дель CLPN) и источник сжатого воздуха - элементами КОМПР. (модель RTPN);

тормоз - элементом ТОРМОЗ (модель TORMOZ); технологическая сила - эле-

ментом ТЕХН. НАГР. (модель TNGK).

Расчетный и максимальный моменты муфты. В модели фрикционной пары

муфты и тормоза FRMT вычисляются фактический момент трения и максималь-

ный момент, который может создать фрикционная пара. Оба момента определяются

как расчетные переменные и выводятся с помощью универсальных индикаторов.

На рис. 24.20 показаны полученные моделированием результаты расчета фак-

тических и максимальных моментов трения каждой фрикционной пары муфты

для работы пресса в режиме одиночных ходов.

Как видно на полученных графиках, максимальные моменты трения, с одной

стороны, и фактические моменты трения - с другой, крайне мало отличаются

между собой. Максимум фактического момента имеет место при t

32,89 с и ра-

вен 477,29 Нм, тогда как максимально возможный момент при этом составляет

527,62 Нм.

Согласно формуле (5.24), коэффициент запаса муфты по моменту

(З^^уф

1,1054,

что соответствует действующим рекомендациям (см. § 5.2). При необходимости

требуемое значение коэффициента запаса можно обеспечить изменением, напри-

мер,

диаметра цилиндра муфты.

Расчетное давление фрикционного материала. В модели фрикционной пары

муфты и тормоза FRMT осевая сила контактного взаимодействия дисков вычисля-

ется как расчетная переменная и выводится с помощью универсального индикатора.

534

Рис. 24.20. Результаты расчета фактических и максимальных моментов трения

фрикционных пар муфты пресса К460 (а) и увеличенное изображение элемента / (б)

1-:^ЩЩ^Х

=!0 002

^'0 002

-|0 002

.,0 002

'>i

50000

;'50000

-|50000

,50000

10 625

•0 5

;'0 5

iPKI

''РК2

,РМ

лЦ^ВПЕНИе

ЦИЛИНДРЕ МУФТЫ

УДАВЛЕНИЕ

ЦИЛИНДРЕ МУФТЫ

-,'ДАВЛЕНИЕ

РЕСИВЕРЕ

-1-0 002

.'-О 002

-:;-о.оо2

-i-0 002

=iO

;'о

°;о

-1-0 625

'='0 475

:'0 475

СИГИ;ЯЛ УПРАВЛ МУФТОЙ

ДАВЛЕНИЕ В РЕСИВЕРЕ

Г~т

- ДАВЛЕНИЕ е ЦИЛИНДРЕ МУФТЫ

шш

[веяЕязявеп

MilMlXIHUIJiMl^

Переменная Time

РК1 РК2

Вариант

25 8 10677 92 10677 64

^!HfeS.6iL

к^ШМХ

•?':'-f-iT]me|r

^Д^^6__^^а8^ш|но2^

••:3?°\^s#sS^^^i

-':--:'

2С||

-,SM3

•SM4

"•РИ1

'Рк2

!РКЗ

.РК4

-UOCJ

00:

,-0 002

1-0 002

SM1

/ SM2 /

^isMl^?fe^^^SL

Рис.

24.21.

Результаты расчета осевых сил контактного взаимодействия фрикционных пар

муфты пресса К460 в момент времени

= 25,8 с (а) и в интервале / =

25,31

...25,364 с (б)

г л два 24, Проектирование кузнечно-штампоеочных машин

На рис.

24.21,

а показаны полученные моделированием графики: РК1 - РК4

сил контактного взаимодействия фрикционных пар 30, 28, 26, 25 (соответствен-

но см. рис. 24.14) и SM1 - SM4 перемещения дисков относительно друг друга

при включении муфты. Их анализ показывает, что при полностью включенной

муфте {t

25,8 с) осевые силы контактного взаимодействия фрикционных пар

имеют незначительные отличия и для пары FRM4 (график РК4) эта сила

10677,92 Н. Тогда распределенная сила

q =P/F = 10677,92:0,0528 = 0,202 МПа,

что допустимо для фрикционного материала ферродо (см. § 5.2).

На рис.

24.21,

б приведены результаты моделирования в интервале времени

25,31 ...25,364 с. Как видно на полученных графиках, смыкание дисков носит

ударный характер. Имеют место четыре удара во фрикционных парах, связанных

с первичными смыканиями дисков, и несколько ударов, обусловленных их от-

скоками друг от друга. После ударов нарастание контактной силы определяется

ростом давления в полости пневмоцилиндра 31 (см. рис. 24.14). Максимальная

сила контактного взаимодействия фрикционных элементов имеет место в паре

FRJVI4 и равна Р= 19928,58 Н. Расчетное контактное напряжение фрикционного

материала в этом случае

P/F = 19928,58 :0,0528 = 0,377 МПа,

что превышает допускаемое давление для фрикционного материала ферродо,

равное 0,2...0,3 МПа (см. § 5.2) с соответствующими отрицательными последст-

виями для долговечности накладок.

Показатель износа фрикционных элементов муфты. В модели фрик-

ционной пары муфты и тормоза FRMT потери энергии на трение вычисляют-

ся как расчетная переменная и выводятся с помощью универсального

индикатора. Потери энергии на трение определяются в процессе моделирова-

ния по итогам выполненной части и сами являются переменной величиной.

Следует принимать во внимание разность потерь энергии для моментов на-

чала и окончания включения муфты. Потери энергии во фрикционных эле-

ментах за первый цикл работы пресса составили, Дж: 786,69 для элемента

FRM1;

653,95 для элемента ¥RM2; 639,14 для элемента FRM3 и 579,47 для

элемента FRM4. Показатель износа

К^^^^

определяется по формуле

2^3

где а^ - коэффициент, зависящий от условий нагружения муфты; Е - потери

энергии во фрикционном элементе за одно включение; р^ - коэффициент ис-

пользования числа ходов,/?^ = 0,67; п - число ходов пресса в минуту.

537

Раздел

VI.

АВТО МЛ ТИЗАЦИЯ

ПРОЕКТИРОВАНИЯ КШМ

Показатель износа А^^зн определялся для элемента FRMl, имеющего паи-,

большие потери энергии. При этом принято а^ = 1, поскольку его отличие от

единицы учитывается процессом моделирования. Тогда

786,69-15-0,67 ^^^,^,,^ /, 2

К,,„

= — = 0,0749 МДж/(м^

•

мин).

2-0,0528 '

Допустимое для фрикционных элементов из ферродо значение показателя

износа составляет 0,4...0,5 МДж/(м мин).

Расчетом учитывается фактическое изменение момента, передаваемого

муфтой при ее работе, а также работа двигателя во время включения муфты.

Время цикла работы пресса в режиме одиночных ходов. При работе

пресса в режиме одиночных ходов в цикле его работы имеются период разго-

на ведомых частей при включении муфты и период торможения при включе-

нии тормоза. Во время этих периодов скорость ведомых частей меньше их

скорости на соответствующих этапах цикла работы пресса в режиме автома-

тических ходов. Поэтому время цикла работы пресса в режиме одиночных

ходов будет больше времени цикла работы пресса на автоматических ходах,

что снижает производительность пресса. Определить увеличение времени

цикла в режиме одиночных ходов можно путем моделирования работы прес-

са в обоих режимах. По результатам моделирования двух циклов работы

пресса К460 в режиме автоматических ходов время второго цикла работы

пресса составило 4,04 с, тогда как время одного цикла работы пресса, опре-

деленное по результатам моделирования работы пресса в режиме одиночных

ходов, равно 4,38 с. Таким образом, переход от режима автоматических хо-

дов к режиму одиночных ходов увеличивает время цикла работы пресса

на 4,38-4,04 = 0,34 с.

Расчеты для тормозов выполняются аналогично расчетам муфт и сводятся

к вычислению давления фрикционного материала, обеспечивающего требуемые

значения углов торможения (см. § 5.2), и определению показателя износа фрик-

ционных элементов.

Проектирование главного привода

Выбор электродвигателя и маховика. В основе существующих методик

расчета мощности двигателя и момента инерции маховика лежит метод эквива-

лентного тока. Однако в связи с трудностью его прямой реализации при традици-

онных методах расчета применяют косвенные способы оценки нагрева двигателя

главного привода, например по неравномерности вращения двигателя. Математи-

ческое моделирование позволяет отказаться от косвенных способов такой оценки

и решать задачу выбора мощности двигателя и момента инерции маховика на ос-

нове прямого применения метода эквивалентного тока.

538

Глава 24. Проектирование кузиечио-штамповочныхмаиши

Выбор электродвигателя и маховика рассмотрим на примере листоштампо-

вочного пресса двойного действия К460 (см. рис. 24.16) с асинхронным двигате-

лем главного привода 4А13284УЗ (7,5 кВт, 1440 об/мин.) и моментом инерции

маховика 47 кгм" с использованием математической модели (см. рис. 24.15).

Для решения задачи в модели пресса должны быть представлены двигатель

главного привода, маховик, технологическая нагрузка. Кроме того, для полно-

ценного учета затрат энергии при работе пресса в модель следует включить все

элементы, которые являются источниками или причиной этих затрат: элемен-

ты,

при работе которых возникают силы трения (подшипники, шарниры, на-

правляющие, зубчатые и фрикционные передачи, фрикционные муфты и тор-

моза и пр.), упругие элементы, преобразователи входной энергии. В модели

пресса (см. рис. 24.14) из упомянутых элементов имеются: двигатель главного

привода /; маховик 3\ клиноременная передача 2; муфта с элементами фрикци-

онных пар 25, 26, 28, 30 и шлицевых соединений 27, 29', пневмоцилиндр 3J;

тормоз 34; быстроходная зубчатая передача 4; тихоходная зубчатая передача 5;

подшипники и шарниры 21, 24 и др.; направляющие вытяжного 22 и прижимно-

го 23 ползунов; технологическая сила (см. табл. 24.6).

При моделировании работы пресса на каждом шаге интегрирования вы-

числяется момент двигателя привода. В модели DVA с учетом этого момента

вычисляются частота вращения ротора; скольжение; активный, реактивный и

полный фазные токи; эквивалентный и номинальный токи. Эквивалентный

ток определяется в процессе моделирования по итогам выполненной части и

является переменной величиной. Следует принимать во внимание значение

эквивалентного тока в конце любого установившегося цикла работы пресса.

При равенстве эквивалентного тока в конце цикла номинальному току двига-

теля его режим работы будет соответствовать номинальному, при меньшем

значении эквивалентного тока двигатель будет недогружен, а при большем -

перегружен. Недогрузка и перегрузка двигателя ухудшают экономические по-

казатели работы кривошипного пресса. Для исключения влияния нестацио-

нарного периода работы пресса, например периода разгона маховика,

вычисление эквивалентного тока начинается в фиксированный момент мо-

дельного времени, который вводится как один из параметров модели DVA.

Его значение можно принимать равным времени начала первого цикла рабо-

ты пресса. Эквивалентный и номинальный токи вычисляются как расчетные

переменные и выводятся с помощью универсальных индикаторов. График

номинального тока представляет собой прямую линию, поскольку он является

параметром двигателя и, следовательно, представляет собой константу. Вывод

графика номинального тока создает удобство для сопоставления с ним экви-

валентного тока.

Для определения мощности двигателя и момента инерции маховика при за-

данном графике технологической силы и времени цикла следует при предвари-

тельно назначенных значениях мощности двигателя и момента инерции маховика

выполнить моделирование и сопоставить значения эквивалентного тока в конце

539