Шток ковочного молота

Изобретение относится к кузнечно-прессовому оборудованию. Шток ковочного молота выполнен с глухим осевым ступенчатым отверстием. Ступени отверстия расположены с уменьшением их диаметра от конца штока, противоположного месту его заделки в бабу молота. В результате обеспечивается снижение нагрузок, возникающих в месте заделки штока, что позволяет сократить материальные потери от замены штоков и от простоя оборудования в период замены. Снижение нагрузок достигается за счет перераспределения напряжений в различных сечениях штока при ударном воздействии. 7 ил., 1 пр.

 

Изобретение относится к области машиностроения и может применяться в промышленном производстве.

Задачей изобретения является создание штока ковочного молота, обеспечивающего получение технического результата, состоящего в повышении надежности штока и увеличение срока эксплуатации за счет снижения механических нагрузок, возникающих при работе ковочного молота.

Известны штоки ковочных молотов, имеющие сплошное поперечное сечение согласно ГОСТ 9752-75.

Из аналогов уровня техники за прототип может быть принят шток ковочного молота M1345 (см. ГОСТ 9752-75). Существующая конструкция штока приведена на фиг.1.

Недостатком известной конструкции является недостаточная надежность и долговечность штока в месте его заделки в бабу.

Техническим результатом изобретения является снижение нагрузок, возникающих в месте заделки штока в бабу, и направлено на повышение надежности штоков, что позволяет увеличить срок их эксплуатации и, тем самым, сократить материальные потери от замены штоков и от простоя оборудования в период их замены.

Указанный технический результат в изобретении достигается тем, что в качестве новой конструкции штока применяется шток с глухим осевым ступенчатым отверстием, ступени которого расположены с уменьшением их диаметра от одного конца, противоположного месту заделки штока в бабу молота.

Сущность изобретения поясняется чертежами, где на фиг.2 представлена предлагаемая конструкция штока, имеющая глухое осевое ступенчатое отверстие, ступени которого расположены с уменьшением их диаметра от одного конца, противоположного месту заделки штока в бабу молота;

фиг.3 - принципиальная расчетная схема молота, позволяющая проводить вариантные расчеты в случае существующей и предлагаемой конструкции штока, на которой изображены 1-19 - узлы системы, 20 - поршень, 21 - шток, 22 - баба, 23 - верхний боек, 24 - заготовка, 25 - нижний боек, 26 - подушка, 27 - шабот, где участки 7-8, 12-13, 14-15 моделируют стыки, узлы 17, 18, 19 моделируют упругое основание;

фиг.4 - графики напряжений σ (t) и амплитудно-фазо-частотные характеристики (АФЧХ) усилий в месте заделки штока в бабу для заготовки из стали 45 и скорости соударения V=4 м/с;

фиг.5 - распределение максимальных напряжений σ_max в падающих частях молота при соударении со скоростью V=3 м/с с заготовкой размером ⌀180×465 мм в момент времени t=0,01 с, где сплошной линией показаны напряжения, возникающие при материале заготовки - сталь 45, пунктирной - при материале заготовки - алюминиевый сплав АК6;

фиг.6 - распределение максимальных напряжений в падающих частях молота при соударении со скоростью V=3 м/с с заготовкой размером ⌀180×465 мм в момент времени t=0,01, где сплошная линия - кривая, в случае известной конструкции штока, пунктирная линия - кривая, в случае предлагаемой конструкции штока;

фиг.7 - сравнение теоретических и экспериментальных амплитуд напряжений σ в месте заделки штока в бабу в случае разных заготовок и скоростей соударения (а - сталь 45, V=4 м/с; б - титановый сплав ОТ4, V=6 м/с; в - алюминиевый сплав АК6, V=6 м/с), где сплошная линия - экспериментальная кривая, пунктирная линия - теоретическая кривая.

Снижение напряжений достигается за счет перераспределения напряжений при ударном воздействии в различных сечениях штока.

Прочность деталей молота, качественные показатели этой машины зависят от силы сопротивления поковки деформированию. У каждого молота существует предельная поковка, при которой долговечность слабейшего звена (штока) оказывается неудовлетворительной. Шток постоянного сечения весьма далек от равнопрочного состояния, поскольку работает в условиях больших ударных нагрузок, испытывая при ударе напряжение от продольных сил. В месте заделки штока в бабу одновременно действуют два неблагоприятных фактора: возникает максимальное динамическое напряжение и имеет место наибольшая концентрация напряжений. В итоге подавляющее число поломок таких штоков происходит в одном и том же сечении - в заделке.

Таким образом, при исследовании надежности и долговечности деталей и узлов молота возникает необходимость в определении действующих нагрузок.

Рассмотрим для примера паровоздушный ковочный молот арочного типа модели M1345 (фиг.3).

Для выполнения расчетов напряженно-деформированного состояния, а также расчета и проектирования устройства для измерения скорости падающих частей молота необходимо получить значение максимальной скорости. Она может быть определена по формуле для кинетической энергии

$$K=\frac{m\cdot V^2}{2}$$ ,

где m - масса падающих частей молота, кг;

V - начальная скорость соударения, м/с;

K - кинетическая энергия, Дж.

Для молота модели M1345 масса падающих частей m=3150 кг, K=80 кДж. Тогда максимальная скорость будет равна

$$V_{\max }=\sqrt{\frac{2\cdot K}{m}}=7,1\frac{м}{с}$$ .

Доказано, что динамический расчет падающих частей ковочного молота без учета деформации поковки совершенно недопустим [Щеглов, В.Ф. Совершенствование кузнечного оборудования ударного действия / В.Ф. Щеглов. - М.: Машиностроение, 1968. - 222 с., Зайденберг, Г.Я. Вопросы динамики скоростных штамповочных молотов: автореферат дис… д-ра. техн. наук / Г.Я. Зайденберг. - М, 1970, - 31 с]. Поковка моделируется в виде вязкоупругого тела Максвелла. Подкладка под шаботом, состоящая из дубовых брусьев, моделируется упругим основанием с сосредоточенной жесткостью с в соответствующих узлах системы. Поскольку соединение верхнего бойка с бабой, нижнего бойка с подушкой и подушки с шаботом осуществляется фигурным пазом типа «ласточкин хвост», то контактное взаимодействие таких стыков можно моделировать пружиной. Методика расчета контактных деформаций стыков с учетом реальных условий заимствована из работы [Левина, З.М. Контактная жесткость машин / З.М. Левина, Д.Н. Решетов. - М.: Машиностроение, 1971. - 267 с.].

Рассмотрим частотный метод динамического расчета нестационарных колебаний ковочного молота в процессе ударного взаимодействия с заготовкой. Предлагаемая методика использует модификацию метода конечных элементов (МКЭ), основанную на точном интегрировании дифференциального уравнения для конечного элемента [Санкин, Ю.Н. Динамические характеристики вязко-упругих систем с распределенными параметрами / Ю.Н. Санкин. - Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 1977. - 312 с.] и позволяет рассчитывать продольные и поперечные колебания стержней ступенчато-переменного сечения с учетом или без учета рассеяния энергии при соударении с жестким препятствием [Санкин, Ю.Н. Продольные колебания упругих стержней ступенчато-переменного сечения при соударении с жестким препятствием / Ю.Н. Санкин, Н.А. Юганова // Прикладная математика и механика. - М.: Изд-во «Наука», 2001. - Том 65. Вып.3. - С.444-450].

Предлагаемый подход справедлив для стержней неограниченной длины, поэтому разбиение на участки молота можно проводить в любых сечениях, но наиболее целесообразно там, где меняются физические или геометрические характеристики объекта. При составлении расчетной схемы молота считалось, что в штоке, бабе, бойках, подушке и верхней части шабота возникают продольные колебания, а в основании шабота - поперечные.

Таким образом, расчетная схема ковочного молота (фиг.3) будет состоять из 19 узлов. Участки 7-8, 12-13 и 14-15 моделируют стыки. Узлы 17, 18 и 19 имеют упругое основание, заменяющее влияние подкладки из дубовых брусьев. На участках между 1 и 18 узлом имеют место продольные колебания, а на участках 17-18 и 18-19 - поперечные. На завершающей стадии удара верхний боек считается присоединившимся к заготовке (фиг.3).

Предлагаемой расчетной схеме соответствует следующая система разрешающих уравнений для построения амплитудно-фазо-частотных характеристик (АФЧХ) перемещений:

(S_1,2-mω²)W₁-T_1,2W₂=-T_1,2[u₂];

-T_1,2W₁+(S_1,2+S_2,3)W₂-T_2,3W₃=-T_1,2[u₁]-T_2,3[u₃];

-T_2,3W₂+(S_2,3+S_3,4)W₃-T_3,4W₄=-T_2,3[u₂]-T_3,4[u₄];

-T_3,4W₃+(S_3,4+S_4,5)W₄-T_4,5W₅=-T_3,4[u₃]-T_4,5[u₅];

-T_4,5W₄+(S_4,5+S_5,6)W₆-T_5,6W₆=-T_4,5[u₄]-T_5,6[u₆];

-T_5,6W₅+(S_5,6+S_6,7)W₆-T_6,7W₇=-T_5,6[u₅]-T_6,7[u₇];

-T_6,7W₆+S_6,7W₇+c_7,8(W₇-W₈)=-T_6,7[u₆];

S_8,9W₈+c_7,8(W₈-W₇)-T_8,9W₉=-T_8,9[u₉];

-T_8,9W₉+(S_8,9+S_9,10)W₉-T_9,10W₁₀=-T_8,9[u₈]-T_9,10[u₁₀];

-T_9,10W₉+(S_9,10+S_10,11)W₁₀-T_10,11W₁₁=0;

-T_10,11W₁₀+(S_10,11+S_11,12)W₁₁-T_11,12W₁₂=0;

-T_11,12W₁₁+S_11,12W₁₂+c_12,13(W₁₂-W₁₃)=0;

S_13,14W₁₂+c_12,13(W₁₃-W₁₂)-T_13,14W₁₄=0;

-T_13,14W₁₃+S_13,14W₁₄+c_14,15(W₁₄-W₁₅)=0;

S_15,16W₁₅+c_14,15(W₁₅-W₁₄)-T_15,16W₁₆=0;

-T_15,16W₁₅+(S_15,16+S₁₆,₁₇)W₁₆-T_16,17W₁₇=0;

-T_16,17W₁₆+(S_16,17+G_17,18+G_17,19+c₁₇)W₁₇-H_17,18W₁₈+D_17,18φ₈-H_17,19W₁₉+D_17,19φ₉=0;

-H_17,18W₁₇+(G_17,18+c₁₈)W₁₈-K_17,18φ₁₈=0;

D_17,18W₁₇-K_17,18W₁₈+A_17,18φ₁₈=0;

-H_17,19W₁₇+(G_17,19+c₁₉)W₁₉-K_17,19φ₁₉=0;

-D_17,19W₁₇-K_17,19W₁₉+A_17,19φ₁₉=0,

где:

$$S_{nk}=\frac{E_{nk}\cdot F_{nk}}{l_{nk}}-\frac{{\mu }_{nk}\cdot l_{nk}}{3}\cdot {\omega }^2$$ , $$T_{nk}=\frac{E_{nk}\cdot F_{nk}}{l_{nk}}+\frac{{\mu }_{nk}\cdot l_{nk}}{6}\cdot {\omega }^2$$ ;

$$[u_n]=-\frac{{\mu }_{kn}{V}_0{l}_{kn}^2}{E_{kn}{F}_{kn}(1+i\omega {\gamma }_{kn})}\cdot \frac{1-\cos {\alpha }_{kn}}{{\alpha }_{kn}^2}$$ ; [u_k]=[u_n];

$${\alpha }_{kn}=\omega l_{kn}\sqrt{\frac{{\mu }_{kn}}{F_{kn}{E}_{kn}(1+i\omega {\gamma }_{kn})}}$$ ; $${\text{A}}_{\text{nk}}={\text{i}}_{\text{nk}}{a}_{\text{nk}};$$ ; $$i_{nk}=\frac{E_{nk}{J}_{nk}}{l_{nk}}$$ ;

$$a_{\text{nk}}=\left(\sin {\lambda }_{nk}\cdot ch{\lambda }_{nk}\cdot \cos {\lambda }_{nk}\right)\cdot {\lambda }_{nk}\cdot t_{nk}$$ ; $${\lambda }_{nk}=l_{nk}\cdot \sqrt[4]{\frac{{\mu }_{nk}\cdot {\omega }^2}{E_{nk}\cdot J_{nk}}}$$ ;

$$\frac{1}{t_{nk}}=1-\cos {\lambda }_{nk}\cdot ch{\lambda }_{nk}$$ ; $$k_{nk}=sh{\lambda }_{nk}\cdot \sin {\lambda }_{nk}\cdot {\lambda }_{nk}^2\cdot t_{nk}$$

$$D_{nk}=\frac{i_{nk}}{l_{nk}}{d}_{nk}$$ ; $$G_{nk}=\frac{i_{nk}}{l_{nk}^2}{g}_{nk}$$ ; $$H_{nk}=\frac{i_{nk}}{l_{nk}^2}{h}_{nk}$$ ; $$K_{nk}=\frac{i_{nk}}{l_{nk}}{k}_{nk}$$ ;

$$d_{nk}=(ch{\lambda }_{nk}-\cos {\lambda }_{nk})\cdot {\lambda }_{nk}^{}{}^2\cdot t_{nk}$$ ; $$h_{nk}=(\sin {\lambda }_{nk}+sh{\lambda }_{nk})\cdot {\lambda }_{nk}^{}{}^3\cdot t_{nk}$$ ;

$$g_{nk}=(\sin {\lambda }_{nk}\cdot ch{\lambda }_{nk}+sh{\lambda }_{nk}\cdot \cos {\lambda }_{nk})\cdot {\lambda }_{nk}^{}{}^3\cdot t_{nk}$$ ;

n, k - индексы, указывающие соответственно начало и конец участка;

j - номер узла (i=1, 2…19);

i - мнимая единица, $$\sqrt{i}=-1$$ ;

J_nk - осевой момент инерции сечения участка nk, м⁴;

E_nk - модуль упругости участка nk, Па;

F_nk - площадь поперечного сечения участка nk, м²;

l_nk - длина участка nk, м;

µ_nk - масса единицы длины стержня участка nk, $$\frac{кг}{м}$$ ;

V₀ - скорость соударения с заготовкой, м/с;

γ_nk - коэффициент сопротивления участка nk;

ω - частота колебаний, с^-1;

W_j - перемещение j-го узла, м;

φ_j - угол поворота j-го узла, рад;

c_j - жесткости пружин, моделирующих упругое основание в j-ом узле, $$\frac{кг}{м}$$ ;

c_nk - жесткости пружин, моделирующих стыки nk, $$\frac{кг}{м}$$ .

Из этой системы находятся изображения перемещений в узлах системы. Зная перемещения начала и конца стержня, рассчитываются продольные усилия N_i(ω) (фиг.4). Переходя к оригиналам N(t) находятся напряжения σ(t) и деформации ε(t), которые связаны с усилиями следующими зависимостями (фиг.4):

$$\sigma (t)=\frac{N(t)}{F}$$ ; $$\epsilon (t)=\frac{N(t)}{EF}$$ ,

где: σ(t) - напряжение, Па;

N(t) - продольная сила, H;

t - время, с;

ε(t) - деформации, м;

F - площадь поперечного сечения, м²;

E - модуль упругости, Па.

В ходе исследований выявлен информативный диапазон частот, позволяющих идентифицировать получаемые АФЧХ. Для этого провели анализ спектра колебаний падающих частей молота при жестком ударе и при ударе о заготовки различных размеров и материалов с разными скоростями соударения в диапазоне частот от 0 до 500 с^-1 в различных узлах стержневой системы.

Все дальнейшие вычисления проводятся в выявленном информативном диапазоне частот. К изменяемым параметрам при работе молота относятся скорость соударения, материал и размеры поковки. Теоретические исследования показали, что на напряжения, возникающие в различных узлах системы при соударении падающих частей с заготовкой, влияют все вышеперечисленные параметры, при этом увеличение скорости соударения ведет к увеличению напряжений. Это позволяет сделать выводы о влиянии размеров заготовки на возникающие напряжения и частоту собственных колебаний в 3 узле (месте заделки штока в бабу).

Проанализированы все возможные сочетания длин и параметров заготовок в пределах допустимых для них значений. Длина заготовки может принимать значения до 0,6 м, т.к. высота рабочей зоны для рассматриваемой модели молота 0,63 м, а диаметр не должен превышать 0,3. При этом наблюдается, что при фиксированном диаметре напряжения с увеличением длины падают, причем чем больше диаметр, тем выше напряжения. При фиксированной длине, напряжения возрастают с увеличением диаметра. При одновременном увеличении длины и диаметра напряжения также возрастают, а в обратном случае соответственно убывают. Установлено, что при соударении падающих частей со стальной заготовкой со скоростью 5 м/с максимальное напряжение в штоке в зависимости от размеров заготовки возможно до 90 МПа. При увеличении или уменьшении скорости соответственно увеличиваются или уменьшаются напряжения. Учитывая, что максимально возможная скорость соударения 7,1 м/с, напряжения в месте заделки штока в бабу могут достигать (130-150) МПа.

Установлено, что максимальные напряжения, в несколько раз превышающие напряжения в других узлах системы, возникают в месте заделки штока в бабу (5 узел фиг.5), что подтверждает предварительные сведения из практики о подавляющем числе поломок именно в этом сечении.

Предлагается следующий путь уменьшения нагрузок, возникающих в месте заделки штока в бабу. Можно распределить нагрузку на несколько сечений. Для этого следует в качестве новой конструкции штока использовать шток с глухим осевым ступенчатым отверстием, ступени которого расположены с уменьшением их диаметра от одного конца, противоположного месту заделки штока в бабу молота (фиг.2).

При динамическом анализе конструкции с таким штоком получили снижение напряжений в 3 узле на 15% в случае стальной заготовки и на 16% - в случае алюминиевой.

Это достигается за счет перераспределения напряжений во 2, 3, 4 и 5 узлах. Так, при использовании предлагаемой конструкции штока напряжение в проблемном 5 сечении уменьшается с 31,2 до 27,5 МПа в случае стальной заготовки и с 20,3 до 17 МПа в случае алюминиевой. А во втором и третьем узлах напряжения увеличиваются приблизительно в три и два раза соответственно, что незначительно по сравнению с напряжением в 5 узле. При этом наблюдается снижение напряжений на (5-6) % в остальных узлах системы (фиг.6).

Результаты сравнения теоретических и экспериментальных результатов показали, что средняя погрешность вычислений составляет 14% для частот собственных колебаний и 25% для амплитуд колебаний (фиг.7).

Предлагаемые изменения в конструкции штока снижают возникающие в месте заделки штока в бабу напряжения на (18-20) % и направлены на повышение надежности штоков, что позволяет увеличить срок их эксплуатации и, тем самым, сократить материальные потери от замены штоков и от простоя оборудования в период их замены.

Шток ковочного молота, отличающийся тем, что он выполнен с глухим осевым ступенчатым отверстием, ступени которого расположены с уменьшением их диаметра от конца штока, противоположного месту его заделки в бабу молота.