Східноукраїнський національний університет

Імені Володимира Даля

Гутько Юрій Іванович

УДК 621.974.4

Розвиток теорії робочого процесу

та удосконалення кувальних молотів,

що працюють на стисненому повітрі

Спеціальність 05.03.05 – процеси та машини обробки тиском

Автореферат

дисертації на здобуття наукового ступеня

доктора технічних наук

Луганськ – 2003

Дисертацією є рукопис.

Робота виконана у Східноукраїнському національному університеті імені Володимира Даля Міністерства освіти і науки України.

Науковий консультант:

доктор технічних наук, професор Рей Роман Іванович, Східноукраїнський національний університет імені Володимира Даля, завідувач кафедри обладнання для обробки металів тиском.

Офіційні опоненти:

доктор технічних наук, професор Роганов Лев Леонідович, Донбаська державна машинобудівна академія, завідувач кафедри машин і технології обробки металів тиском;

доктор технічних наук, доцент Сивак Іван Онуфрійович, Вінницький державний технічний університет, завідувач кафедри технології і автоматизації машинобудування;

доктор технічних наук, професор Тараненко Михайло Євгенович, Національний аерокосмічний університет імені М.Є. Жуковського “Харківський авіаційний інститут”, професор кафедри технології виробництва літальних апаратів.

Провідна установа:

Державне підприємство “Завод імені В.О. Малишева”, центральна лабораторія, Міністерство промислової політики України (м. Харків).

Захист відбудеться “ 15 ” травня 2003 р. о 12 годині на засіданні спеціалізованої вченої ради Д 29.051.02 Східноукраїнського національного університету імені Володимира Даля за адресою: 91034, м. Луганськ, кв. Молодіжний, 20А.

З дисертацією можна ознайомитись у бібліотеці Східноукраїнського національного університету імені Володимира Даля за адресою: 91034, м. Луганськ, кв. Молодіжний, 20А.

Автореферат розісланий “ 7 ” квітня 2003 р.

Вчений секретар Спеціалізованої

вченої ради Д 29.051.02

доктор технічних наук, професор Рябічева Л.О.

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Кувальні молоти є одним з основних типів ковальсько-пресових машин (КПМ), що застосовуються для кування, на них виробляють більш 50% кувальних поковок. В теперішній час твердо встановлено, що повна заміна гідравлічними пресами не завжди можлива та часто не ефективна.

Актуальність теми. Пароповітряні кувальні молоти серійно випускаються з арочною станиною з масою падаючих частин (м.п.ч.) - 1; 2; 3,15т; з мостовою станиною з м.п.ч. - 3,15; 4; 5 т. Найбільша маса поковок, що оброб-ляються на молоті з м.п.ч. 5 т, складає 750 кг для фасонних поковок і 1500 кг для гладких валів.

Вивчення термомеханічних умов деформування металів та сплавів підтвердило необхідність ударної дії при куванні сплавів, у яких в процесі гарячого деформування виникають фазові перетворення, а температурний інтервал кування дуже малий (50-150?К). Крім того, сучасні матеріали, що труднодеформуються, але застосовуються у промисловості, потребують значних питомих навантажень при куванні, що легко здійснити за допомогою машин ударної дії – молотів.

Основна перевага кувальних молотів полягає у тому, що у порівнянні з гідравлічними пресами на них можна здійснювати найбільш сприятливий температурно-швидкісний режим деформування.

Перевага кувальних молотів при куванні труднодеформуємих та жароміцних сплавів пояснюється більш високою швидкістю деформування (у 10-20 разів) і найменшим часом силового контакту гарячого металу з бойком в порівнянні з гідравлічними пресами.

Повне зусилля кування сприймається тільки бабою та шаботом, а інші основні деталі молота зазнають значно менші навантаження. Через це металоємкість і маса молотів у 10-15 разів менш металоємкості і маси гідравлічних пресів еквівалентної потужності.

Це створює передумови для неперервного удосконалення конструкцій кувальних молотів, усунення недоліків, які пов’язані з вібрацією фундаментів.

При визначенні коефіцієнта корисної дії (ККД) молотової установки, як відношення роботи деформації до затрат електричної енергії на електродвигуні компресора

, | (1)

тобто так само, як для будь-якої технологічної машини, яка працює від електродвигуна, був одержаний ККД 25…35%, тобто на рівні технологічного ККД гідравлічних пресів з чистонасосним приводом.

Визначеного достатньо, щоб зробити висновок про велике наукове і практичне значення підвищення техніко-економічних показників кувальних молотів, що працюють на стисненому повітрі, поліпшення умов праці і техніки безпеки.

Зв’язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Робота виконана відповідно до напрямку наукової школи Східноукраїнського національного університету імені Володимира Даля „Перспективні ковальсько-пресові машини”, з постановами СМ УРСР № 150 від 29.04.87, ГКНТ СРСР і Держстрою СРСР, планами нової техніки Головного технічного управління Мінтяжмаша СРСР, НПО „ВНІІМЕТМАШ”, ЗАТ „Лугцентрокуз” і іншими підприємствами (роботи № 01870036958, 01870046264, 01890002587, 01880044532, 01890004772, 01890004774, 0195U016060 та інші). З 1992 р робота виконувалась в рамках держбюджетних науково-дослідницьких робіт Міністерства освіти і науки України (роботи № 0193U002387, 0196U021040). Автор роботи брав участь у виконанні представлених робіт, а в кількох з них був відповідальним виконавцем.

Мета і задачі дослідження. Метою роботи є підвищення продуктивності та економічної ефективності кувальних молотів, що працюють на стисненому повітрі, поліпшення умов праці і техніки безпеки на основі розвитку теорії робочого процесу та удосконалення конструкції кувальних молотів.

Для досягнення мети, поставленої в роботі, необхідно вирішити наступні задачі:

· розробити фізичну і математичну моделі робочого процесу в циліндрі молота;

· розробити методи розрахунку раціональних енергетичних параметрів кувальних молотів, що працюють на стисненому повітрі;

· розробити математичні залежності для визначення параметрів компресорної установки при груповому приводі молотів;

· розробити критерії оцінки ефективності підігріву повітря у трубопроводі, що підводить стиснене повітря;

· виконати експериментальні дослідження робочого процесу в циліндрі, обробити результати експерименту методами математичної статистики, оцінити об’єктивність запропонованої методики розрахунку робочого процесу в циліндрі;

· розробити фізичну і математичну моделі падаючих частин для розрахунку напружень, що виникають у штоці під час удару;

· розробити методику розрахунку рівноміцної конструкції штока пароповітряного молота і раціональних параметрів з’єднання штока з бабою і штамподержача з шаботом;

· розробити фізичні і математичні моделі, метод розрахунку і проектування підшаботної віброізоляції з однобічним демпфіруванням коливань;

· розробити патентноздатні рішення стосовно рівноміцної конструкції штока та підшаботної віброізоляції з одностороннім демпфіруванням коливань;

· впровадити у виробництво результати роботи і визначити їхню економічну ефективність.

Об’єкт дослідження. Кувальні шаботні молоти, що працюють на стисненому повітрі.

Предмет дослідження. Робочі процеси в циліндрі молота, проблеми міцності важконавантажених деталей молота, реакції механічної системи шабот-фундамент-грунт.

Методи дослідження. Теоретичні дослідження виконано з використанням законів термодинаміки, математичної статистики та сучасних аналітичного і чисельного методів рішення систем диференційних рівнянь з використанням ЕОМ. Експериментальні дослідження виконано на основі сучасної техніки, постановки експерименту з використанням устаткування, що випускається серійно промисловістю, апаратури і приладів, що реєструють, які проходять державну метрологічну перевірку в установленому порядку. Кількісну оцінку експериментальних даних виконано методами математичної статистики.

Наукова новизна одержаних результатів полягає в наступному:

· уперше робочий процес у циліндрі кувального молота описано на основі закону збереження енергії для перемінної кількості повітря в порожнині змінного об’єму з урахуванням теплообміну з зовнішнім середовищем;

· уперше запропоновано математичні залежності для розрахунку ККД установки молот-компресор, як відношення роботи деформації до електроенергії, витраченої на приводі компресора;

· уперше розроблено математичні залежності для визначення параметрів компресорної установки при груповому приводі молотів;

· уперше запропоновано критерії оцінки ефективності підігріву повітря в трубопроводі, що підводить стиснене повітря;

· уперше в основу розробки методики розрахунку штока молота покладено дискретну “ланцюгову модель” стержня, що дозволило представити падаючі частини у вигляді багатомасової фізичної моделі, а математичну модель у вигляді системи лінійних диференційних рівнянь, на основі якої розраховано реакції механічної системи та профіль штока близького до рівноміцного;

· уперше запропоновано технічне рішення, фізичну і математичну моделі підшаботної віброізоляції молотів з одностороннім демпфіруванням, що дозволило максимально знизити динамічні навантаження на фундамент;

· уперше розроблено математичні залежності для визначення ККД робочого ходу молота з урахуванням параметрів віброізоляції.

Практичне значення одержаних результатів. Розроблено методи розрахунку робочого процесу в циліндрі кувального молота, адекватні дослідним даним, що дозволяють з достатньою достовірністю визначити техніко-економічні показники молота і вирішувати на стадії проектування проблеми вибору раціональних параметрів конструкції вузлів і систем управління і, як наслідок, підвищувати продуктивність і економічність установок.

Розроблено критерії оцінки ККД робочого ходу молота і економічної ефективності підігріву повітря з урахуванням умов підприємств.

Розроблено технічні рішення, що збільшують стійкість і довговічність важконавантажених деталей молотів.

Розроблено конструкцію підшаботної віброізоляції, що дозволяє знизити рівень післяударних вібрацій до вимог ДОСТу 12.1.012-90 „Вібраційна безпека. Загальні вимоги”, запобігти утворенню зазору між шаботом і віброізолятором, максимально знизити динамічні навантаження на фундамент.

Результати роботи використовуються на кафедрі „Обладнання для обробки металів тиском” СНУ ім. В.Даля в розділах з курсів „Ковальсько-штампувальне обладнання”, „Спецмашини ковальско-штампувального виробництва”, „Методологія наукових досліджень”.

Упроваджено системи повітророзподільних механізмів молотів на кувальних молотах з м.п.ч. 0,5 т; 0,75 т; 1,25 т; 3 т; 3,15 т на ЗАТ „Лугцентрокуз”, з м.п.ч. 1 т, 3,15 т на ВАТ Кіровський ковальський завод „Центрокуз” (Луганська обл.), з м.п.ч. 5 т на ВАТ „Майкопський редукторний завод”.

Упроваджено вузли з’єднань штока з бабою і шабота зі штамподержачем на молотах з м.п.ч. 3 т; 3,15 т на ЗАТ „Лугцентрокуз”; з м.п.ч. 1 т; 3,15 т на ВАТ Кіровський ковальський завод „Центрокуз” (Луганська обл.).

Упроваджено підшаботну віброізоляцію на пневматичному кувальному молоті з м.п.ч. 450 кг на ВАТ Ремонтно-механічний завод (Луганськ); на пароповітряному кувальному молоті з м.п.ч. 3,15 т на ВАТ Кіровський ковальський завод “Центрокуз” (Луганська обл.).

Особистий внесок здобувача. Основні результати досліджень самостійно отримано автором. У результатах досліджень, опублікованих у співавторстві, автором виконано розробку математичних моделей, алгоритмів і програм розрахунку робочих процесів у циліндрі молота, напружень у штоці молота, систем віброізоляції молотів. Автор брав участь у проведенні експериментальних досліджень, обробці отриманих результатів методами математичної статистики, впровадженні результатів роботи в промисловість.

Апробація результатів дисертації. Матеріали дисертаційної роботи повідомлено й обговорено на Міжнародних науково-технічних конференціях „Удосконалення процесів та обладнання обробки тиском у металургії і машинобудуванні” (м. Краматорськ, 2000, 2001), Міжнародній науково-технічній конференції „Удосконалення процесів та обладнання обробки тиском у металургії і машинобудуванні” (м. Краматорськ, м. Слов’янськ, 2000), Міжнародних науково-технічних конференціях „Проблеми створення нових машин і технологій” (м. Кременчук, 2001, 2002), Міжнародній науково-технічній конференції „Застосування теорії пластичності в сучасних технологіях обробки тиском” (м. Вінниця, 2001), VII, VIII Міжнародних науково-технічних конференціях „Університет і регіон” (м. Луганськ, 2001, 2002), Міжнародній науково-технічній конференції „Сучасні проблеми використання низькочастотних коливань у технологічних цілях” (м. Луганськ, 2001), науково-технічній конференції „Проблеми створення нових машин і технологій” (м. Луганськ, 2001), II Всеукраїнській науковій конференції „Математичні проблеми технічної механіки” (м. Дніпродзержинськ, 2002), Міжнародній науково-технічній конференції „Проблеми механіки гірничо-металургійного комплексу” (м. Дніпропетровськ, 2002), Міжнародній науково-технічній конференції „Проблеми і перспективи розвитку процесів та машин обробки тиском” (м. Краматорськ, м. Хмельницький, 2002), Міжнародній нараді „Міжрегіональні проблеми екологічної безпеки” (м. Суми, 2002), VI Міжнародній науково-технічній конференції „Пластична деформація металів” (м. Дніпропетровськ, 2002), VI Міжнародному Конгресі „Коваль-2002” (м. Москва), Міжнародній науково-технічній конференції „Обробка, зварювання і зміцнення конструкційних матеріалів. Якість і перспективи розвитку” (м. Луганськ, 2002), VII Міжнародній конференції „Високі тиски. Фундаментальні та прикладні аспекти” (м. Донецьк, 2002), технічних нарадах ЗАТ „Лугцентрокуз”, ВАТ „Центрокуз”, науково-технічних конференціях професорсько-викладацького складу СНУ ім. В. Даля (1991-2002), на об’єднаному науковому семінарі при спеціалізованій раді Д 29.051.02 СНУ ім. В. Даля.

Експонати по роботі демонструвалися на ВДНГ СРСР, ВДНГ УРСР, регіональних виставках у м. Донецьку, м. Харкові, на Лейпцизькому всесвітньому ярмарку (Німеччина).

Публікації. Матеріали дисертації опубліковано в 55 наукових роботах. Серед них: 20 статей – у наукових журналах, 23 статті – у збірниках наукових праць, 6 статей – у збірниках, виданих за матеріалами науково-технічних конференцій, 3 статті – у депонованих рукописах, 3 патенти.

Структура дисертації. Робота складається із вступу, 5 розділів, висновків за розділами, загальних висновків, переліку використовуваної літератури і додатків. Обсяг роботи 405 сторінок. Робота містить 11 таблиць, 87 рисунків, списку використаних літературних джерел із 290 найменувань і 4 додатків, що у сукупності займають 146 сторінок.

ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ

У вступі показано актуальність розглянутої проблеми, сформульовано мету і завдання дисертаційної роботи, її наукову новизну і практичну цінність.

У першому розділі представлено аналітичний огляд сучасних методів енергетичного розрахунку пароповітряних молотів і ККД молотової установки, розглянуто сучасні конструкції штоків і з’єднань базових деталей молотів, подано аналіз захисту навколишнього середовища від сейсмічних вібрацій.

Основи енергетичного розрахунку пароповітряних молотів розроблені А.І. Зиміним і І.В. Клімовим. Подальший розвиток цих питань відображено у роботах С.І. Архіпова, Л.І. Живова, В.І. Залеського, А.І. Карабіна, Л.М. Клюшенкова, Р.І. Рея, Б.Ф. Щеглова.

Питаннями механіки машин ударної дії займались Ю.О. Бочаров, О.Г. Власов, Г.Я. Зайденберг, О.О. Ігнатов, Ю.П. Кирдєєв, В.П. Кошелєв, В.А. Примак, Л.Л. Роганов, І.О. Сивак, В.І. Сумськой, М.Є. Тараненко, О.П. Товпига, Е.П. Унксов, А.І. Храмой та ін.

Сучасні методи енергетичного розрахунку молотів засновано на опису робочого процесу в циліндрі за допомогою припущених індикаторних діаграм, у яких процеси наповнення, розширення і зустрічного впуску замінено процесами розрахункового впуску при постійному тиску та адіабатичного розширення до кінця ходу, а процеси випуску, стиску і зустрічного впуску – процесами випуску при постійному тиску та адіабатичного стиску. Така заміна дозволяла одержувати рівняння балансу робіт усіх сил, прикладених до частин, що падають протягом розглянутого ходу (прямий або зворотний хід) з чотирма невідомими. Відсутність ЕОМ під час розробки методів розрахунку не дозволила прийняти більш точні допущення, тому що при цьому поставлене завдання ставало не вирішуваним. При розрахунку одиничного удару в нижній порожнині, процеси енергоносія представлено ізобарою на усьому протязі прямого ходу, тобто спрощення більш суттєве. Наявність широкої мережі ЕОМ створює сприятливі умови для рішення питань вибору раціональної конструкції вузлів молота і режимів управління, розробки методів розрахунку робочих процесів у циліндрі молота адекватних дослідницьким даним.

При оцінці економічної ефективності молотів, що працюють на парі, А.І.Зимін визначив загальний ККД молота як відношення роботи деформації до „тепла палива”, спаленого в паровому котлі, на рівні 1,24%. Ураховуючи також погіршення умов праці, атмосфери цеху – пара, як енергоносій безперспективна.

Енергія вноситься в систему не підведенням теплоти, а виконанням роботи стиску в компресорі. Це значить, що при стиску повітря в компресорі зовнішню роботу буде витрачено на зміну внутрішньої енергії системи, і тому що процеси адіабатичного стиску-розширення зворотні, то накопичену системою внутрішню енергію при стиску в компресорі можна перетворити в роботу розширення повітря в циліндрі, тобто мова йде про перетворення енергії в роботу стиску повітря без підведення теплоти. З цього випливає, що процеси, які протікають у циліндрі молота, підкоряються законові збереження енергії для перемінної кількості повітря в порожнині перемінного об’єму.

При розрахунку ККД молотів під витраченою енергією необхідно розуміти електричну енергію, що витрачається на привід компресора, що дозволяє порівнювати ККД молота з ККД будь-якої іншої КПМ, що працює від електродвигуна. Оцінюючи економічну ефективність використання стиснутого повітря, як енергоносія, у роботі виконано аналіз ККД установки молот-компресор, визначений як відношення ефективної енергії удару до витрат електроенергії на привід компресора з урахуванням втрат енергії в трубопроводі, що з’єднує молот і компресор, тобто

, | (2)

де Le – ефективна енергія удару;

Qи – індикаторна витрата повітря;

Ек – витрата електроенергії для стиску 1 м3 повітря в компресорі;

зтр – ККД трубопроводу;

,

зр.х. – ККД робочого ходу,

, | (3)

де т, М, – маса падаючих частин і шабота;

е – коефіцієнт відскоку.

За даними вчених Ю.А.Бочарова, А.А.Нізкова, Л.І.Живова, ККД гідравлічних пресів з чистонасосним приводом дорівнює 0,15...0,3. За даними вчених А.І.Зиміна, І.В.Клімова, А.І.Карабіна, ККД установки молот-компресор, обчислений за формулою (2) дорівнює 0,25...0,35. Зауваження, які були висловленні фахівцями про низьку економічну ефективність молотів, справедливі тільки для ковальських цехів, що працюють на вологій чи перегрітій парі.

Показано, що підігрів повітря в трубопроводі, що підводить стиснене повітря , може бути економічно вигідним тільки у випадку використання теплоносія, вартість якого нижче вартості електроенергії, що витрачається на привід компресора. При цьому варто враховувати ККД установки молот-компресор, термічний ККД нагрівача.

Розглянуті в першому розділі методики розрахунку частин молотів, що падають, не дозволяють у комплексі досліджувати вплив на напруження, створювані в штоці при ударі, жорсткості з’єднання штока з бабою і поршнем, навантаження діючого з боку поковки на бабу. Сучасні конструкції штоків молотів не забезпечують рівномірного розподілу напруг на довжині штока, тому необхідно розробити конструкцію штока, що в максимальній мірі забезпечувала б її рівноміцність.

Також необхідно відзначити, що в умовах ударного навантаження найважливішою причиною низької стійкості базових деталей молотів є висока жорсткість їхнього з’єднання. Руйнування шабота в небезпечних перерізах відбувається тому, що жорсткість з’єднання штампотримача з шаботом дуже висока і зусилля від температурного розширення штампотримача, а також динамічні зусилля, майже цілком впливають на базові поверхні гнізда шабота.

Показано, що підшаботна віброізоляція молотів повинна забезпечити вимоги ДОСТу 12.01.012-90 „Вібраційна безпека. Загальні вимоги”, а також максимально знижувати динамічні навантаження на фундамент.

Другий розділ присвячено теоретичним основам і методам розрахунку робочого процесу в циліндрі пароповітряного кувального молота.

За основу розрахунку робочого процесу в циліндрі покладено закон збереження енергії для перемінної кількості повітря в порожнині перемінного об’єму з урахуванням теплообміну із зовнішнім середовищем

, | (4)

де dU – зміна внутрішньої енергії;

iм, iц – питома тепломісткість повітря, що надходить з магістралі й находиться в циліндрі;

dMм – зміна кількості повітря в циліндрі внаслідок надходження повітря з магістралі;

dMц – зміна кількості повітря в циліндрі внаслідок випуску в зворотний трубопровід, витиснення в магістраль високого тиску чи витік в атмосферу через нещільність;

dq – зміна внутрішньої енергії повітря в циліндрі внаслідок теплообміну із зовнішнім середовищем;

P – тиск повітря в циліндрі;

dV – зміна об’єму порожнини циліндра внаслідок переміщення поршня.

Використовуючи рівняння Майєра, Менделєєва-Клапейрона й показника адіабати, вираженого через відношення теплоємкості при постійному тиску до теплоємкості при постійному об’єму, залежність (4) перетворено до виду зручного до чисельного інтегрування

, | (5)

де k, R – показник адіабати й універсальна газова постійна;

V – поточне значення об’єму порожнини циліндра;

Тц, Тм – абсолютні температури повітря в магістралі, що підводить, та й циліндрі.

Отримана залежність дозволяє визначити зміну тиску в системі, викликаного зміною кількості повітря в ній, зовнішньою роботою, теплообміном із зовнішнім середовищем, причому кожна складова частка в правій частині містить інформацію про вплив зміни визначеного виду енергії на зміни тисків у системі.

Виконаний аналіз рівняння (5) при постійній кількості повітря показує, що робочий процес здійснюється тільки за рахунок внутрішньої енергії теплообміну із зовнішнім середовищем в циліндрі й підкоряється першому закону термодинаміки.

В результаті проведеного аналізу впливу теплообміну із зовнішнім середовищем на робочі процеси, що проходять в циліндрі молота, було зроблено висновок про те, що робочі процеси в циліндрі молота розглядаються без урахування теплообміну із зовнішнім середовищем.

Розрахункова схема циліндра представлена на рис. 1.

К.В.П. – крайнє верхнє положення поршня;

К.Н.П. – крайнє нижнє положення поршня;

Н – висота циліндра;

Нп – висота поршня.

Систему нелінійних диференційних рівнянь руху і робочого процесу представлено у вигляді, зручному для рішення чисельними методами |

(6)

де хі – положення поршня, що характеризує об’єм нижньої порожнини,

;

Д?і – відповідне переміщення п.ч. від К.Н.П.;

Нт – повний хід п.ч.;

ци – коефіцієнт нижнього шкідливого об’єму;

Н – висота циліндра,

;

цо – коефіцієнт верхнього шкідливого об’єму;

бF – кільцева площа поршня;

Q – сума постійних сил, що діють на падаючі частини;

, – швидкість і прискорення поршня;

Рні, Рві – тиск в нижній і верхній порожнинах циліндра;

Gні, Gві – секундні витрати при наповненні чи спорожненні нижньої і верхньої порожнин циліндра;

Тні, Тві – температура повітря в нижній і верхній порожнинах циліндра.

Система рівнянь (6) справедлива для ходу уверх і униз. Температура в магістралі приймається постійною, а в порожнинах циліндра визначається з рівняння стану повітря

, | (7)

, | (8)

де Qні, Qві – кількість повітря в нижній і верхній порожнинах циліндра.

За позитивний напрямок переміщення, швидкості і прискорень прийнято напрямок уверх. Розроблений метод енергетичного розрахунку враховує в будь-який момент фактори, що безпосередньо впливають на рух падаючих частин: фактична площа прохідних перерізів золотникової втулки, об’єми порожнин циліндра, витрата повітря, режими витікання повітря, тиску повітря в порожнинах циліндра і швидкість падаючих частин.

Розроблено метод визначення коефіцієнта витрати впускної системи молота з урахуванням розмірів каналів, що підводять у подовжньому і поперечному напрямі форми поперечного переріза, а також місцевих опорів.

На основі системи рівнянь (6) розроблено метод, блок-схеми, алгоритми і програми розрахунку робочих процесів у циліндрі молота на ЕОМ.

Розроблена методика розрахунку робочого процесу включає два види розрахунку. Перевірочний, при якому відомо параметри повітророзподільника і періоди роботи повітря. Перевірочний розрахунок проводиться для наступних режимів роботи кувального молота: 1) хід уверх в режимі автоматичних ударів; 2) хід униз у режимі автоматичних ударів; 3) удар з максимальною енергією.

Другий вид розрахунку – проектний, при якому параметри циліндра молота, хід п.ч., параметри золотникової втулки визначаються конструктивно, потім на основі розробленого методу розрахунку робочого процесу, задавшись критерієм оптимізації, визначаються параметри процесів повітря і розраховуються лінійні розміри золотника.

Проектний розрахунок базується на перевірочному розрахунку ходу п.ч. уверх і являє собою сукупність різних варіантів перевірочних розрахунків з цілеспрямованою зміною вихідних параметрів і наступним аналізом результатів розрахунків за допомогою критерію оптимізації.

Суть методу полягає в наступному. Задаємося параметрами конструкції молота і золотникової втулки. Далі фіксуємо два енергетичних параметри: в – параметр розширення повітря у відсіченій нижній порожнині, вґ – параметр стиску повітря у відсіченій верхній порожнині. Призначаємо крок зміни параметрів Дв і Двґ. З досвіду експлуатації кувальних молотів призначаємо зміну параметрів в і вґ у проміжку від 0,05 до 0,3. При фіксованому параметрі вґ=Двґ змінюємо параметр в у межах від Дв до п?, де п – кількість кроків (Дв=0,5). Далі при фіксованому параметрі вґ=2Двґ знову змінюємо параметр в у межах від Дв до п?в і т.д.

Призначаємо крок зміни г – параметра наповнення повітря в нижній порожнині, гґ – параметра попередження впуску повітря у верхній порожнині. Початкові значення параметрів гґmin=Дгґ=0,05, гmin=Дг=0,05.

При відомих параметрах в, вґ, г, гґ і площ прохідних перерізів золотникової втулки, визначаємо положення падаючих частин: Н1 – відповідне початку перекриття нижніх вікон золотникової втулки при впуску; Н2 – кінець перекриття нижніх вікон; Н3 – початок відкриття нижніх вікон на попередження випуску; Н4 – повне відкриття нижніх вікон на попередження випуску; Н5 – початок перекриття верхніх вікон при випуску; Н6 – кінець перекриття верхніх вікон; Н7 – початок відкриття верхніх вікон на впуск; Н8 – повне відкриття верхніх вікон на попередження впуску.

Виконуємо перевірочний розрахунок ходу уверх. На друк виводяться результати чисельного інтегрування, після чого перевіряються умови закінчення розрахунку. Якщо перевірочний розрахунок закінчився при положенні падаючих частин хі>(ци+1)Hm, то зменшується значення Н5, Н6 на Д?6=Нт(1+ци-Дгґ-вґ) і відповідно змінюються Н7, Н8; якщо перевірочний розрахунок закінчився при , то збільшується значення Н1, Н2 на величину Д?2=(ци+Дг)Нт, відповідно змінюються Н3, Н4 до досягнення моменту, поки падаючі частини не зупиняться за умови (ци+1)Нт-Д?1<xi.

В результаті розрахунку виходить n2- варіантів ходу падаючих частин уверх при різних значеннях параметрів наповнення. З отриманих варіантів варто відібрати ті варіанти, у яких швидкість п.ч. близька до нуля, забезпечується при положеннях п.ч. близьких до . Цим вирішується перша задача – забезпечення необхідної швидкості п.ч. наприкінці розглянутого ходу. Далі вирішується задача проектного розрахунку – вибір раціонального в економічному відношенні варіанта. В якості раціональних вибираємо варіанти мінімального часу ходу уверх.

Наступний етап – виконуються перевірочні розрахунки ходу униз п.ч. при автоматичному ударі й ударі з максимальною енергією.

Для обраних варіантів обчислюємо ефективну потужність молота

, (9)

де Le – ефективна енергія удару,

;

v – швидкість удару;

tпв.х. – час подвійного ходу,

;

tн, tв – час ходу униз і уверх.

Питома, відносна до енергії удару, витрата енергоносія

, | (10)

де Q – витрата енергоносія за подвійний хід молота.

Виходячи з виразу (9), обираємо раціональний варіант взаємозалежних параметрів робочого процесу й за даними параметрів енергоносія проектуємо золотник і золотникову втулку.

Розрахунки проводяться на персональному комп’ютері з використанням створеного пакета програм мовою “Fox Pro DOS 2.6”.

Розроблено методику розрахунку продуктивності, потужності компресорної установки, об’єму ресивера при груповому приводі молотів з використанням теорії ймовірності.

Третій розділ присвячено експериментальному дослідженню робочих процесів у циліндрі пароповітряного молота. Лабораторні дослідження проводилися на пароповітряному молоті з м.п.ч. 160 кг.

Експериментальні дослідження проводилися з метою одержання дійсних кривих зміни тиску у верхній і нижній порожнинах циліндра. Для реєстрації тиску в порожнинах циліндра й у трубопроводі, використовували датчики ДД8, що призначені для перетворення зміни тиску в порожнині циліндра в коливання електричного струму.

Для реєстрації параметрів робочого процесу молота використовували світлопроменевий осцилограф Н117/I. Сигнал, що надходить з датчиків тиску, попередньо підсилювався за допомогою підсилювача 8АНЧ.

При випробуваннях реєструвалися тиск повітря в нижній і верхній порожнинах циліндра, у трубопроводі і ресивері, ходограма падаючих частин і золотника, швидкість падаючих частин.

Для підвищення об’єктивності досліджень та виключення проміжних графічних побудов, запропоновано методику визначення енергії удару молота безпосередньо за осцилограмою тиску повітря. Суть методики в наступному:

Енергія удару молота, згідно аналізу, виконаного у роботі, визначається з наступного рівняння

, | (11)

де S – імпульс результуючої сили, діючої на падаючі частини за час удару.

Маючи осцилограми тиску повітря в порожнинах циліндра у функції часу, S визначається з вираження

, | (12)

де – імпульс сили, створюваної повітрям з тиском рв у верхній порожнині циліндра на повній площі поршня F;

– імпульс сили, створюваної повітрям з тиском рн у нижній порожнині на кільцевій площі бF;

(mg-Rтр)tн – імпульс від сили ваги падаючих частин і сили тертя за час ходу униз – tн.

Імпульси сил, створюваних повітрям у верхній і нижній порожнинах циліндра, визначаються планометруванням осцилограми, обмеженої відповідним тиском і атмосферною лінією з урахуванням масштабів тисків і часу.

Якісний аналіз осцилограм показав, що вони не мають принципових відмінностей. Кількісна оцінка експериментальних даних, що виконана методами математичної статистики, у відповідності вимогам ДОСТу 8.207-86 „Прямі вимірювання з багаторазовими спостереженнями. Методи обробки результатів спостережень”, дозволяє вивести:

· експериментальні значення тисків у циліндрі молота належать нормальному розподілу, dmin<d=dmax (0,7404<0,81880,8625), при довірчій імовірності 0,95, де d – розрахункове, dmin і dmax – табличні значення складеного критерію за ДОСТом 8.207-86;

· межі погрішностей результатів вимірів складають 5...18% при довірчій імовірності 0,95 і зменшуються зі збільшенням тиску;

· відтворюваність експерименту забезпечується при рівні значущості 0,05 і підтверджується G-критерієм Кохрена, G < Gкр (0,2198 < 0,2612), де G – розрахункове, Gкр – табличне значення критерію;

· адекватність математичного опису дослідним даним дотримується при довірчій імовірності 0,95 та підтверджується F-критерієм Фішера, F < Fкр (1,144<1,650), де F – розрахункове, Fкр – табличне значення критерію;

· межі погрішності математичного опису тисків, що розраховані за дисперсією адекватності складають 9% при рівні значущості 0,05.

ККД установки молот-компресор, визначеної як відношення роботи деформації до витрат енергії на електродвигуні компресора, знаходиться на рівні 25-35%, тобто на рівні циклового ККД гідравлічних пресів з чистонасосним приводом, що підтверджує висновок про економічну ефективність використання молотів поряд з іншими видами КПМ.

Четвертий розділ присвячено проблемі підвищення довговічності найбільш навантажених деталей молотів.

В основу розробки методики розрахунку штока молота покладено дискретну “ланцюгову модель” стержня, уперше запропоновану Я.Г. Пановком при дослідженні удару стержня об жорстку перепону. Шток при цьому розбивається на 10 частин. Це дозволяє представити падаючі частини у вигляді багатомасової фізичної моделі (рис. 2), з урахуванням жорсткості з’єднання штока з бабою та штока з поршнем.

На рис. 2 прийняті наступні позначення:

m1 – маса поршня;

m2; m3; ...; mN-1 – маса окремих елементів у штоці;

mN – маса баби;

Х1; Х2; ...; ХN-1; ХN – переміщення поршня, окремих елементів штока, баби щодо положення рівноваги;

K1; K2; ...; KN – жорсткості пружин.

Жорсткість з’єднання штока з бабою приймається рівній жорсткості перехідної втулки

, | (13)

де E – модуль пружності матеріалу втулки;

Fc – площа серединного перерізу втулки;

L – висота втулки.

Жорсткості окремих елементів штока обчислюються за формулою, аналогічною (13)

, | (14)

де Fj – площа перерізу j-го елемента;

Lj – довжина j-го елемента.

Із проведених досліджень було зроблено висновок про те, що вплив величини жорсткості з’єднання штока з поршнем – kn на максимальну напругу в штоці незначний, тому надалі приймали, що жорсткість з’єднання штока з поршнем дорівнює жорсткості з’єднання штока з бабою. Причому

, | (15)

де ;

, | (16)

де .

При навантаженні технологічна жорсткість пружини дорівнює

, | (17)

де Pmax – максимальне зусилля, що діє на бабу;

v1 – швидкість падаючих частин перед ударом;

при розвантаженні

, | (18)

і при відриві баби від поковки

. | (19)

Рух розглядаємої моделі падаючих частин можна описати системою однорідних диференційних рівнянь

;

;

..........…………………………………

;

. | (20)

Якщо відомі початкові швидкості і переміщення , то система має єдине рішення.

Для інтегрування системи (20) використовуються математичні співвідношення

,

, | (21)

де xji, xґji – переміщення і швидкість маси mj у момент часу Дt;

– прискорення маси mj на попередньому кроці інтегрування;

i – порядковий номер чисельного інтегрування;

j=1, 2, …, N – число мас.

Такий спосіб інтегрування дає погрішність першого порядку. Тому точність рахунку залежить від величини кроку інтегрування t.

Послідовність інтегрування очевидна:

1. Обчислюємо xj і xґj з (21).

2. Підставляючи знайдені значення в систему (20), знаходимо .

Знаючи xj, визначаємо зусилля в будь-якій пружині

. | (22)

Напруження в серединних перерізах елементів штока будуть дорівнювати

. | (23)

На основі математичної моделі було складено блок-схему й програму розрахунку параметрів падаючих частин на персональному комп’ютері. Результати розрахунку напружень, що виникають у штоці пароповітряного кувального молота з м.п.ч. 2000 кг при ударі представлено на рис. 3 (крива 1). Крок інтегрування Дt=5·10-6 с. Число мас N=10.

У процесі удару відбувається нерівномірний розподіл напружень по довжині цільного штока (рис. 3), найбільш навантажений – нижній переріз штока. У динамічній постановці задача про знаходження рівноміцної форми штока рішення не має, бо для кожного моменту часу необхідна своя форма перерізу, що забезпечує рівноміцність. За основу розрахунку прийнята „статична” модель порожнистого стержня рівного опору розтягненню або стисненню.

Внаслідок проведеного аналізу отримано залежність внутрішнього діаметра штока молота від напруження, що допускається на розтягнення – стиснення [у] з урахуванням перевантаження матеріалу в момент удару

, | (24)

де D – діаметр штока;

k – коефіцієнт перевантаження;

l – довжина штока, що тече;

г – вага одиниці об’єму матеріалу.

Ясно, що змінюючи [у], ми будемо задавати різні форми внутрішньої поверхні штока. Перебравши ряд значень, можна знайти раціональне значення [у].

На рис. 3 (крива 2) приведено розподіл напружень в порожнистому штоці кувального молота з м.п.ч. 2000 кг ([у]=330 МПа – раціональне значення).

Запропоновано в роботі перехідну втулку з щілинними прорізами, що з’єднує шток з бабою, виготовлену з легованої сталі (сталь 40Х, 40ХН), яка володіє високою міцністю і досить низькою жорсткістю,

що дозволяє знизити напруження у небезпечних перерізах штока на 3540% і підвищити його стійкість в 1,52 рази.

За основу методики розрахунку жорсткості втулки з щілинними прорізами покладено визначення товщі верхньої і нижньої кільцевих пластинок і максимально можливого переміщення однієї з них, напруження в якій наближуються до допустимого.

Враховуючи трудомісткість розрахунку основних параметрів втулки, було складено блок-схему і програму розрахунку для визначення жорсткості перехідної втулки з щілинними прорізами на персональному комп’ютері.

Представлена в роботі перехідна втулка з наявністю діаметрально розташованих подовжніх скосів на зовнішній циліндричній поверхні, орієнтованих паралельно мінімальному перерізу баби, який проходить через її вертикальну вісь, дає можливість перерозподілити напруження в бабі, що виникають від розклинної дії штока.

З’єднання штампотримача з шаботом молота за допомогою клина, вздовж бокової поверхні якого виконані пази, дозволяє знизити напруження в шаботі на 35-40%, що виникають від температурного розширення штампотримача і, як наслідок, підвищити стійкість вказаних деталей.

Для перевірки запропонованої методики розрахунку напружень, що виникають у штоці молота при ударі, дослідженню піддавався шток пароповітряного молота з м.п.ч. 160 кг. Для вимірювання напружень у штоці використовувалася наступна апаратура: осцилограф світлопроменевий моделі Н-117, підсилювач KWS-3072 (Німеччина), тензорезистори ДОСТ 21616-85.

Обробка експериментальних даних напружень, що виникають у штоці молота при ударі, проводилася відповідно до загальноприйнятої схеми методу Монте-Карло, що дозволило зробити висновок про об’єктивність запропонованої методики.

При проведенні експериментальних досліджень напружень, що виникають у штоці (з’єднання штока з бабою – перехідна втулка з щілинними прорізами) і в шаботі (з’єднання штампотримача з шаботом молота за допомогою клина, вздовж бокової поверхні якого виконано пази) підтверджується факт про зниження напружень в найбільш навантажених деталях молота на 35-40%.

П’ятий розділ присвячено підшаботній віброізоляції кувальних молотів.

Розроблено методику розрахунку реакцій одномасової механічної системи з одностороннім демпфіруванням. Рішення здійснювалося за схемами навантаження і розвантаження. Показано, що зменшення амплітуди коливань відбувається за час періоду розвантаження. Число півперіодів розвантаження до зупинки коливань

, | (25)

де T – період коливань шабота,

,

де щш – частота коливань шабота,

,

де kn – жорсткість віброізоляції.

Час згасання коливань

. | (26)

Усунення „мертвої зони” дозволяє знизити амплітуду коливань шабота до величини A=v0/щш, де v0 – швидкість шабота після удару, і тим самим, підвищити ефективність віброізоляції.

Жорсткість віброізоляції з урахуванням того, що початкове зміщення шабота в межах „мертвої зони” у0=0, визначається з вираження

, (27)

де [vA] – допустиме амплітудне значення віброшвидкості фундаменту;

kг – жорсткість ґрунту під основою фундаменту;

М – маса шабота;

Р0 – ударний імпульс.

При аналізі умов запобігання розкриття стиків у напівграничній механічній системі з одним ступенем свободи при односторонньому демпфіруванні було зроблено висновок про те, що вертикальна складова від зусиль на поршнях віброгасників – Рв створює додаткову статичну деформацію віброізолятора, рис. 4 (умова відсутності утворення зазору між шаботом і віброізолятором). При цьому відпадає необхідність застосування додаткових навантажувальних пристроїв для підшаботної віброізоляції кувальних молотів.

Представлена на рис. 5 підшаботна віброізоляція з одностороннім демпфіруванням виключає динамічні навантаження на фундамент від сил тертя у віброізоляторі, зменшує амплітуду коливань шабота до величини А=v0/щш, запобігає утворенню зазору між шаботом і віброізолятором.

Гасіння коливань шабота здійснюється силами тертя, що виникають між фрикційними вставками, закріпленими на поршні пневмоциліндра, і металевими дисками, приєднаними до шабота.

Розташування площини тертя фрикційної пари під кутом до вертикальної осі молота, визначається співвідношенням

, (28)

де м – коефіцієнт тертя фрикційної пари віброгасників.

Переміщення шабота униз після удару падаючих частин буде здійснюватися без навантаження від сил тертя у віброгасниках, а при переміщенні шабота уверх він буде зазнавати опір з боку віброгасника постійної сили, рівній подвоєній величині проекції сил тертя, що буде забезпечувати ефективне згасання коливань (режим одностороннього демпфірування коливань механічної системи). Визначення амплітуди коливань, граничних значень коефіцієнтів відносного тертя, зусилля діючого на фрикційну пару віброгасників здійснювалося за аналізом одномасової механічної системи при односторонньому демпфіруванні. Сила Рр на поршні віброгасника знаходиться за формулою

, | (29)

де z – кількість віброгасників.

На основі рішення рівнянь руху отримано залежність для визначення мінімально допустимого коефіцієнта відносного тертя, при якому час згасання коливань відповідає часу подвійного ходу молота

. | (30)

Коефіцієнт відносного тертя, що максимально допускається, при якому шабот виходить з „мертвої зони” (відсутність аперіодичного руху)

. | (31)

Розроблений порядок розрахунку параметрів пружин дозволяє використовувати їх у конструкції віброізоляції з одностороннім демпфіруванням.

Внаслідок проведених досліджень запропоновано методику розрахунку і проектування підшаботної віброізоляції, що дозволяє забезпечити вимоги ДОСТу 12.1.012-90 „Вібраційна безпека. Загальні вимоги”, запобігти утворенню зазору між шаботом і віброізолятором, а також максимально знизити динамічні навантаження на фундамент від сил тертя у віброізоляторі, зменшити амплітуду коливань шабота до величини .

При оцінці впливу віброізоляції на ККД робочого ходу було отримано наступну залежність для визначення ККД робочого ходу з урахуванням параметрів коливань і віброізоляції

. | (32)

Із аналізу розрахункових значень ККД робочого ходу, отриманих з (3) і (32), було зроблено висновок про те, що підшаботна віброізоляція не може вплинути помітним чином на ККД робочого ходу молота, а в деяких випадках сприяє його підвищенню.

Лабораторні випробування віброізолятора проводилися на пароповітряному молоті з м.п.ч. 160