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    60 MN內(nèi)高壓成形機(jī)拉桿預(yù)緊力對(duì)機(jī)身剛度影響

    2013-12-03 07:56:34朱成成謝文才趙升噸
    重型機(jī)械 2013年1期
    關(guān)鍵詞:等值拉桿倍數(shù)

    朱成成,謝文才,張 琦,劉 強(qiáng),趙升噸

    (1.西安交通大學(xué)機(jī)械學(xué)院,陜西 西安 710049;2.一汽轎車股份有限公司技術(shù)部,吉林 長(zhǎng)春 130012)

    0 前言

    內(nèi)高壓成形技術(shù) (IHF)是一種用于加工復(fù)雜空心零件的冷成形工藝,加工范圍比較廣,可以加工各種各樣的復(fù)雜空心零件。內(nèi)高壓成形機(jī)是實(shí)現(xiàn)這種工藝的設(shè)備,用于制造管道、壓力容器等類型的工件。大型內(nèi)高壓成形機(jī)是衡量國(guó)家機(jī)械制造水平的重要裝備[1-2]。該設(shè)備通常為拉桿預(yù)緊的組合框架式結(jié)構(gòu)。拉桿預(yù)緊力的大小,對(duì)機(jī)身的剛度、穩(wěn)定性、安全性和加工精度都有影響。預(yù)緊力不足,則機(jī)身的剛度無(wú)法保證;預(yù)緊力過高,將致使拉桿過度變形而產(chǎn)生早期斷裂[3]。國(guó)內(nèi)大型內(nèi)高壓成形機(jī)的設(shè)計(jì)對(duì)拉桿預(yù)緊力,只能通過一些經(jīng)驗(yàn)公式確定預(yù)緊力的大小,60 MN內(nèi)高壓成形機(jī)高12 m,左右方向?qū)捈s6 m,前后方向約寬2.5 m。本文使用有限元軟件ABAQUS對(duì)60MN內(nèi)高壓成形機(jī)在各種預(yù)緊力情況下的狀態(tài)仿真,進(jìn)行相關(guān)分析。對(duì)該高壓成形機(jī)拉桿預(yù)緊力與機(jī)身剛度、機(jī)身應(yīng)力的關(guān)系進(jìn)行了研究,確定了該機(jī)拉桿預(yù)緊力的合理取值范圍為1~1.5倍工作載荷,并驗(yàn)證了設(shè)計(jì)的合理性。通過分析,提出了針對(duì)該機(jī)拉桿直徑的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案:因靠近載荷的拉桿受力比較大,且該力的大小與預(yù)緊力大小有關(guān),所以這些拉桿需要對(duì)強(qiáng)度與剛度重點(diǎn)設(shè)計(jì),增大直徑是簡(jiǎn)單有效的方式。

    1 有限元模型建立

    1.1 建立幾何模型

    根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙,使用三維軟件建立模型。為便于有限元計(jì)算,將整體分為上橫梁、下橫梁、滑塊、工作臺(tái)、液壓缸、立柱等六個(gè)部分,拉桿分為兩組單獨(dú)是一個(gè)部分,兩組拉桿的幾何模型完全相同:第一組拉桿 (拉桿1)處于機(jī)身內(nèi)側(cè),第二組拉桿 (拉桿2)處于機(jī)身外側(cè)。將模型導(dǎo)入ABAQUS。建立好的模型如圖1所示。

    圖1 60 MN內(nèi)高壓成形機(jī)模型Fig.1 Model of 60MN internal high-pressure forming machine

    1.2 材料定義

    60MN內(nèi)高壓成形機(jī)機(jī)身的材料為Q235碳素鋼,而拉桿的材料為45鋼。

    表1 材料性能Tab.1 Material performances

    1.3 網(wǎng)格劃分

    用四面體單元C3D4為立柱劃分網(wǎng)格,使用六面體單元C3D8R為其余部分劃分網(wǎng)格。為更好的對(duì)實(shí)際工況進(jìn)行模擬,在ABAQUS中建立了一個(gè)長(zhǎng)方體作為對(duì)工作條件下的模具的代替,材料為Q235。模型劃分網(wǎng)格之后如圖2所示。

    圖2 機(jī)身網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of machine body

    1.4 約束及載荷的施加

    2 分析

    2.1 機(jī)身剛度定義

    剛度的大小影響機(jī)身的穩(wěn)定性、加工精度等,是一項(xiàng)重要的指標(biāo)。剛度定義為物體在外加載荷作用下,抵抗變形的能力。因?yàn)樵摍C(jī)的工作載荷最終通過模具將力傳給機(jī)身,主要的影響就是引起機(jī)身豎直方向的變形,所以本文只考慮機(jī)身整體的豎直剛度[4]。

    豎直剛度是指在工作載荷作用下,機(jī)身在豎直方向產(chǎn)生單位變形所需的壓力。以機(jī)身上橫梁的下底面中部與下橫梁上底面中部的平均距離作為機(jī)身位移變化的測(cè)量對(duì)象 (無(wú)明確說明時(shí),位移變化量即指機(jī)身豎直方向的位移變化量)。

    豎置剛度及位移變化量公式為[5]

    式中,k為機(jī)身豎直剛度,N/m;F為工作載荷,N;Δh為機(jī)身位移變化量,即加載后,上橫梁與下橫梁之間高度的變化 (m)。

    式中,h1為加載后,上橫梁與下橫梁之間的高度,m;h0為加載前,上橫梁與下橫梁之間的高度,m。

    該機(jī)的高度比較大,而加載過程中的位移變化量又比較小,所以如果直接以豎直剛度作為衡量指標(biāo),則其巨大的數(shù)值及增量,難以看出變化規(guī)律,所以本文用位移變化量的大小衡量機(jī)身剛度。

    2.2 預(yù)緊力與機(jī)身剛度關(guān)系

    2.2.1 等值施加預(yù)緊力

    取所有拉桿預(yù)緊力倍數(shù)都相同,依次為0、0.5、1、1.5、2、2.5。

    經(jīng)有限元計(jì)算,當(dāng)拉桿預(yù)緊力倍數(shù)為1.5時(shí),機(jī)身的應(yīng)力及應(yīng)變?cè)茍D如圖3所示??梢钥闯觯瑱C(jī)身的應(yīng)力比較小,立柱、橫梁的變形量也相當(dāng)小,而應(yīng)力及變形最大的地方出現(xiàn)在拉桿部分。

    圖3 等值施加預(yù)緊力時(shí)機(jī)身的應(yīng)力應(yīng)變?cè)茍DFig.3 Stress nephogram of internal high-pressure forming machine

    拉桿預(yù)緊力倍數(shù)與機(jī)身位移變化量的關(guān)系如圖4所示。

    圖4 位移變化量曲線Fig.4 Deformation nephogram of internal high-pressure forming machine

    由此可見,機(jī)身在拉桿預(yù)緊力等值加載時(shí),豎直剛度隨著預(yù)緊力的增加而變大。但是隨著拉桿預(yù)緊力倍數(shù)的增大,機(jī)身位移變化量降低的速度在減小。當(dāng)拉桿預(yù)緊力倍數(shù)達(dá)到1.5或以上時(shí),位移變化量已經(jīng)足夠小,不適合使用增加預(yù)緊力的方法繼續(xù)提高機(jī)身剛度。

    根據(jù)圖像的特性,可以對(duì)該曲線進(jìn)行數(shù)值擬合,設(shè)該曲線的近似方程為

    式中,x為預(yù)緊力倍數(shù);y為位移變化量;A與B為需要確定的系數(shù)。

    將計(jì)算所得的五組數(shù)據(jù),每?jī)山M作為一對(duì),將原方程取自然對(duì)數(shù)之后,帶入該方程求解A與B。最后將所有求出的結(jié)果取算術(shù)平均值,得y=11.7315e-1.601x。擬合曲線與原始曲線的比較如圖5所示??梢钥闯鲱A(yù)緊力倍數(shù)為1~2.5時(shí),擬合曲線和原始曲線很接近,此時(shí)可用擬合曲線進(jìn)行剛度的近似求解。

    圖5 曲線比較Fig.5 Curve of displacement variable quantity

    2.2.2 施加非等值預(yù)緊力

    為找出剛度最高時(shí)各拉桿的預(yù)緊力關(guān)系,對(duì)兩組拉桿施加不同大小的預(yù)緊力,測(cè)定這種條件下機(jī)身的剛度。同組的拉桿預(yù)緊力相等,每組拉桿預(yù)緊力倍數(shù)依次選用0、0.5、1、1.5、2、2.5。

    當(dāng)?shù)?組拉桿預(yù)緊力倍數(shù)為0.5,第2組預(yù)緊力倍數(shù)為1.5時(shí),該機(jī)的應(yīng)力及變形云圖如圖6。以第1組拉桿預(yù)緊力的倍數(shù)為x坐標(biāo),第2組拉桿預(yù)緊力的倍數(shù)為y坐標(biāo),機(jī)身的豎直位移變化量為z坐標(biāo),通過matalab插值計(jì)算,可以得到位移變化量與兩組拉桿預(yù)緊力倍數(shù)的關(guān)系,如圖7所示。

    在非等值預(yù)緊力的作用下,機(jī)身剛度變化有如下特點(diǎn):

    (1)由圖3和圖6比較可知當(dāng)兩組拉桿施加不同的預(yù)緊力時(shí),機(jī)身的應(yīng)力分布以及變形狀況都會(huì)發(fā)生改變。預(yù)緊力對(duì)機(jī)身的應(yīng)力及變形狀態(tài)具有顯著影響。

    (2)由圖7可知,機(jī)身位移變化量曲面呈拋物面狀,隨著預(yù)緊力的增加,該面越來(lái)越接近平面,并且斜率非常小。無(wú)論哪一組預(yù)緊力的增加,都會(huì)引發(fā)機(jī)身剛度的增強(qiáng)。在一定范圍內(nèi),通過為兩組拉桿施加不同大小的預(yù)緊力以增加機(jī)身剛度的方法,對(duì)于該機(jī)并不可行。兩組拉桿都施以可取范圍內(nèi)最大的預(yù)緊力時(shí),機(jī)身將會(huì)獲得最大的剛度。當(dāng)拉桿預(yù)緊力倍數(shù)都達(dá)到1.5以上時(shí),拉桿預(yù)緊力的增加已經(jīng)不能顯著改變機(jī)身的豎直剛度。

    2.3 機(jī)身應(yīng)力與預(yù)緊力的關(guān)系

    拉桿預(yù)緊力等值加載,取拉桿預(yù)緊力倍數(shù)為0、0.5、1、1.5、2、2.5,得到拉桿預(yù)緊力倍數(shù)與機(jī)身在施加工作載荷之前及加載之后最大應(yīng)力的關(guān)系,如圖8所示。

    圖8 拉桿預(yù)緊力倍數(shù)與機(jī)身最大應(yīng)力關(guān)系圖Fig.8 Deformation nephogram of internal high-pressure forming machine

    加載之前,機(jī)身最大應(yīng)力隨拉桿預(yù)緊力倍數(shù)的增加以線性規(guī)律遞增。加載之后,機(jī)身的最大應(yīng)力隨拉桿預(yù)緊力倍數(shù)的增加呈現(xiàn)先降后升的規(guī)律,當(dāng)預(yù)緊力倍數(shù)在1~1.5之間時(shí),機(jī)身的最大應(yīng)力比較低。拉桿預(yù)緊力太小,不能影響機(jī)身最終的狀態(tài),立柱與橫梁的接合面還是會(huì)被拉開,各處應(yīng)力狀態(tài)也區(qū)別不大;當(dāng)拉桿預(yù)緊力逐步增大時(shí),立柱與橫梁的結(jié)合面會(huì)有越來(lái)越大的相互作用力,使得整個(gè)機(jī)身都受到了拉桿的影響,平均應(yīng)力增加,而應(yīng)力分布的改變則使得應(yīng)力集中程度有所不同,所以最大應(yīng)力有波動(dòng)。

    機(jī)身材料Q235的屈服強(qiáng)度為235 MPa,而機(jī)身的最大應(yīng)力約為180 MPa,所以拉桿預(yù)緊力倍數(shù)為2.5或者更低時(shí),機(jī)身的強(qiáng)度應(yīng)該足夠??紤]到拉桿預(yù)緊力倍數(shù)為1~1.5時(shí),機(jī)身的最大應(yīng)力值較低,拉桿預(yù)緊力倍數(shù)在這一區(qū)間比較合適。

    2.4 拉桿應(yīng)力與預(yù)緊力的關(guān)系

    拉桿平均應(yīng)力通過導(dǎo)出所有單元的Mises應(yīng)力值,求其平均得到。

    對(duì)所有拉桿施加等值預(yù)緊力時(shí),以拉桿全體作為研究對(duì)象,則拉桿的最大應(yīng)力、平均應(yīng)力與拉桿預(yù)緊力倍數(shù)的關(guān)系如圖9所示:

    圖9 拉桿應(yīng)力與預(yù)緊力倍數(shù)關(guān)系圖Fig.9 Curved surface of displacement variable quantity when non-equivalence preload of pull bar

    隨著預(yù)緊力的增加,拉桿的平均應(yīng)力和最大應(yīng)力在不斷變大,并且增幅相近。根據(jù)仿真結(jié)果,當(dāng)拉桿預(yù)緊力倍數(shù)為1.5時(shí),拉桿的最大應(yīng)力為345 MPa、平均應(yīng)力296 MPa,接近45鋼的屈服極限。所以拉桿預(yù)緊力倍數(shù)不能超過1.5。在計(jì)算過程中,發(fā)現(xiàn)兩組拉桿的應(yīng)力狀態(tài)并不相同。兩組拉桿的應(yīng)力與拉桿預(yù)緊力倍數(shù)的關(guān)系見圖10所示。

    圖10 兩組拉桿的應(yīng)力與拉桿預(yù)緊力倍數(shù)關(guān)系Fig.10 multiple of pull bar preload force versus maximum stress of machine body

    由圖10a可知,施加工作載荷之后,第1組拉桿的最大應(yīng)力和平均應(yīng)力始終大于第2組拉桿的應(yīng)力,并且同名應(yīng)力的變化趨勢(shì)相同。由圖10b可知,兩組拉桿的最大應(yīng)力差值約為18 MPa,隨著拉桿預(yù)緊力倍數(shù)的增加,該值先減小后緩慢變大。當(dāng)拉桿預(yù)緊力倍數(shù)為1時(shí),兩組拉桿的最大應(yīng)力之差最小,為17.1 MPa。兩組拉桿的平均應(yīng)力差值也呈現(xiàn)先減小后變大的趨勢(shì),但是最小值出現(xiàn)在預(yù)緊力倍數(shù)為2的時(shí)候。因?yàn)榈?組拉桿受到的應(yīng)力比較大,所以需要將第1組拉桿的應(yīng)力降低或者將拉桿的強(qiáng)度增加,否則很可能先于第2組拉桿發(fā)生損壞。

    可以看出,該型機(jī)床靠近工作載荷的拉桿在工作過程中受力比較大,在設(shè)計(jì)時(shí)可以考慮增加其直徑,使各拉桿的應(yīng)力值相同且都比較小。

    如需為拉桿增加安全系數(shù),可在圖10a中對(duì)第1組拉桿的最大應(yīng)力取點(diǎn),確定相應(yīng)的預(yù)緊力倍數(shù)。

    通過以上分析發(fā)現(xiàn),拉桿預(yù)緊力的大小并不能顯著改變機(jī)身的應(yīng)力值,僅能改變應(yīng)力分布。但是預(yù)緊力對(duì)拉桿的應(yīng)力大小和分布都有很大的影響,特別是使得兩組拉桿的應(yīng)力狀態(tài)不同。這是因?yàn)楣ぷ鬏d荷與拉桿的拉力會(huì)使得機(jī)身發(fā)生彎曲,導(dǎo)致拉桿的彎曲變化,改變了拉桿的應(yīng)力狀態(tài)。

    3 結(jié)論

    (1)對(duì)于60 MN內(nèi)高壓成形機(jī),各組拉桿施加不同預(yù)緊力并不能顯著降低機(jī)身的位移變化量,兩組拉桿同時(shí)施以可取范圍內(nèi)最大的預(yù)緊力,機(jī)身將會(huì)獲得最大的剛度。等值加載,拉桿預(yù)緊力倍數(shù)小于2時(shí),機(jī)身位移變化量隨著預(yù)緊力倍數(shù)的增加而顯著減小;當(dāng)預(yù)緊力倍數(shù)超過2時(shí),機(jī)身位移變化量只能隨著預(yù)緊力倍數(shù)的增加略有減小,此時(shí)位移變化量已經(jīng)非常小。所以只考慮剛度時(shí),選取各拉桿預(yù)緊力倍數(shù)相等,在1~2之間,且取值越大,剛度越好。

    (2)考慮機(jī)身和拉桿應(yīng)力因素時(shí),拉桿預(yù)緊力倍數(shù)應(yīng)在1~1.5之間,此時(shí)機(jī)身的最大應(yīng)力較小,拉桿應(yīng)力也在允許范圍內(nèi)。過高的預(yù)緊力會(huì)使得拉桿的應(yīng)力過大。

    (3)綜合考慮剛度及強(qiáng)度因素,該機(jī)的拉桿應(yīng)該采用等值預(yù)緊的方式,預(yù)緊力倍數(shù)在1~1.5之間,且取值越大,剛度越好,應(yīng)力值越大。

    (4)靠近載荷的拉桿可以將直徑增大,使得各拉桿的應(yīng)力狀態(tài)接近且應(yīng)力值較小。

    [1]Hans-J?rg Bullinger,Technology Guide:Principles,Applications,Trends[M].Springer,2009.

    [2]Heinz Tsch?tsch ,Metal Forming Practise:Processes,Machines,Tools[M].Springer,2006.

    [3]段志東,蘇鐵明.組合機(jī)架的剛度分析和拉桿預(yù)緊力研究 [J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù),2009(4):450-454.

    [4]Steve Krar,Arthur Gill,Exploring Advanced Manufacturing Technologies[M]. Industrial Press,Inc,2003.

    [5]周杰,伍馭美.拉緊螺栓預(yù)緊力對(duì)閉式組合機(jī)身內(nèi)高壓成形機(jī)精度的影響[J].鍛壓機(jī)械,2001,36(1):35-37.

    [6]蔡懷崇,閔行.材料力學(xué)基礎(chǔ) [M].西安:西安交通大學(xué)出版社,2004.

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