活塞沖壓式棒狀生物質(zhì)成型機(jī)成型筒的優(yōu)化設(shè)計(jì)

毋高峰，劉云鵬，呂風(fēng)朝，李保謙

(河南農(nóng)業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，河南 鄭州 450002)

活塞沖壓式棒狀生物質(zhì)成型機(jī)成型筒的優(yōu)化設(shè)計(jì)

毋高峰，劉云鵬，呂風(fēng)朝，李保謙

(河南農(nóng)業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，河南 鄭州 450002)

為提高成型筒的耐磨性，對(duì)液壓活塞沖壓式成型機(jī)的成型筒進(jìn)行優(yōu)化，設(shè)計(jì)了內(nèi)壁粘貼一定厚度氧化鋁陶瓷的成型筒，則內(nèi)壁粘貼陶瓷是否被破壞成為影響成型筒可靠性的關(guān)鍵因素。通過(guò)ANSYS workbench 仿真分析后得到成型筒原采用材料45號(hào)鋼和內(nèi)壁粘貼氧化鋁陶瓷的不同變形量是導(dǎo)致失效的主因，提取成型筒錐度、成型筒小端內(nèi)直徑，成型筒高度、成型筒內(nèi)陶瓷厚度和成型筒45號(hào)鋼厚度為5個(gè)主要因素。通過(guò)單因素分析和雙因素分析至最后將5個(gè)因素排列組合為27組設(shè)計(jì)點(diǎn)進(jìn)行分析，綜合分析得出，在成型同錐角角度為7°、成型筒小端內(nèi)直徑為45.0 mm、成型筒長(zhǎng)為150.0 mm、成型筒內(nèi)壁陶瓷厚度4.0 mm、成型筒內(nèi)的45號(hào)鋼厚度14.0 mm時(shí)成型筒的應(yīng)變最小。

生物質(zhì)成型機(jī)；內(nèi)嵌陶瓷成型筒；氧化鋁陶瓷；仿真分析；優(yōu)化設(shè)計(jì)

生物質(zhì)能源作為一種可再生能源，有很好的應(yīng)用前景。中國(guó)作為農(nóng)業(yè)大國(guó)，有豐富的生物質(zhì)資源[1-2]。據(jù)統(tǒng)計(jì)，中國(guó)每年僅農(nóng)作物秸稈、薪柴等可開(kāi)發(fā)利用的生物質(zhì)資源量即達(dá)8億多t[3-4]。除去工業(yè)、秸稈還田、飼料及農(nóng)民生活散燒所消耗的部分，還有4.5億t的秸稈可用于生產(chǎn)秸稈成型燃料[5]。隨著中國(guó)農(nóng)業(yè)綜合生產(chǎn)水平的持續(xù)提高，中國(guó)秸稈產(chǎn)量總體上呈不斷增長(zhǎng)之勢(shì)[6]。生物質(zhì)固體成型燃料技術(shù)是生物質(zhì)能開(kāi)發(fā)利用技術(shù)的主要發(fā)展方向之一，不僅可以替代化石能源，也為高效再利用農(nóng)林廢棄物、農(nóng)作物秸稈等提供了一條很好的途徑。有效解決了廢棄生物質(zhì)既占用耕地、浪費(fèi)資源又破壞生態(tài)環(huán)境這一難題,有力推動(dòng)了經(jīng)濟(jì)與環(huán)境的可持續(xù)良性發(fā)展[7-9]。目前，不同種類的生物質(zhì)成型機(jī)的技術(shù)已趨于成熟，但普遍存在著成型部件易磨損、使用壽命短的缺點(diǎn)。國(guó)內(nèi)市場(chǎng)上生物質(zhì)成型設(shè)備使用維修周期一般在300 h左右，個(gè)別生產(chǎn)廠家采用45號(hào)鋼不做任何熱處理，其使用時(shí)間甚至不超過(guò) 50 h[12]。磨損問(wèn)題已經(jīng)成為制約生物質(zhì)成型技術(shù)發(fā)展的一個(gè)瓶頸，為解決這一問(wèn)題，河南農(nóng)業(yè)大學(xué)最先將陶瓷耐磨材料用于成型易磨損部件，對(duì)比試驗(yàn)表明，陶瓷耐磨材料比普通金屬耐磨材料有著較強(qiáng)的抗磨損性[10]。本研究將上述分析中進(jìn)一步液壓活塞沖壓式成型機(jī)成型筒優(yōu)化，在成型筒內(nèi)壁粘貼一定厚度的氧化鋁陶瓷，將生物質(zhì)物料的成型過(guò)程中成型筒與物料的摩擦面單獨(dú)分離出來(lái)，由耐磨性良好的陶瓷承受，大大改善成型筒結(jié)構(gòu)的合理性和耐磨性。由于陶瓷材料雖有很高的耐磨性但卻易破損，陶瓷與45號(hào)鋼兩種材料之間的相對(duì)變形也很容易引起陶瓷的破裂，輕則陶瓷會(huì)產(chǎn)生常見(jiàn)裂紋，重則陶瓷剝落。為此，在ANSYS workbench中針對(duì)影響成型筒的應(yīng)變因素分別進(jìn)行單因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)、雙因素試驗(yàn)設(shè)計(jì)以及最后通過(guò)對(duì)整體參數(shù)分析得出當(dāng)成型筒變形最小時(shí)的一組參數(shù)值，求解最優(yōu)情況下的成型筒參數(shù)。在生物質(zhì)物料成型過(guò)程中具有顯著提高成型筒耐磨性和使用壽命，同時(shí)也能提高成型后的棒料質(zhì)量。

1 活塞沖壓式秸稈成型機(jī)的成型原理

活塞沖壓式秸稈成型設(shè)備應(yīng)用最多的是機(jī)械驅(qū)動(dòng)式一端運(yùn)動(dòng)，隨著活塞沖桿的前移，物料進(jìn)入穩(wěn)定成型區(qū)。液壓驅(qū)動(dòng)式的特點(diǎn)是采用預(yù)壓擠料，工作時(shí)，油泵在電機(jī)的帶動(dòng)下，將油泵入油缸的一腔，把電能轉(zhuǎn)化成液體的壓力能，驅(qū)動(dòng)活塞、活塞桿、沖桿向該區(qū)活塞沖桿壓力急劇增大，進(jìn)一步排除生物質(zhì)物料內(nèi)的氣體，相互貼緊，堆砌和鑲嵌，體積大幅度減少，容積密度顯著增大[11-12]，隨成型筒孔徑的逐漸縮小，擠壓作用越來(lái)越強(qiáng)烈，在成型筒內(nèi)生物質(zhì)內(nèi)部膠合外部焦化并具有一定的形狀和強(qiáng)度。保型區(qū)的成型棒，隨活塞沖桿的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，不斷被新成型的物料向前推擠，在保型筒內(nèi)徑向力、筒壁和成型筒摩擦力、相鄰成型塊間軸向力的作用下保持形狀，最后從保型筒中擠出成為燃料產(chǎn)品，完成成型過(guò)程[11,13]。

液壓活塞沖壓式秸稈成型機(jī)的成型部件結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1所示，成型機(jī)工作時(shí)應(yīng)達(dá)到的成型溫度為160～200 ℃，所承載的成型壓力在4～8 MPa[12]，當(dāng)沒(méi)有任何外在輔助加熱設(shè)施時(shí)物料成型需要28 MPa[3]，工作環(huán)境較為惡劣。當(dāng)生物質(zhì)物料從喂料斗填裝入成型機(jī)后，由預(yù)壓裝置對(duì)物料進(jìn)行預(yù)壓進(jìn)后入沖桿套，隨著活塞沖桿向前運(yùn)動(dòng)，生物質(zhì)物料由沖桿套向成型筒方向移動(dòng)，物料前進(jìn)過(guò)程中受到成型筒的阻礙作用，其密度隨活塞沖桿的向前運(yùn)動(dòng)而增大，在此過(guò)程中成型筒承受來(lái)自物料的很大作用力[14]。

1.活塞沖桿; 2.喂料斗; 3.預(yù)壓推桿; 4.沖桿套; 5.成型筒; 6.保型筒。

1.Pressing rod； 2.Feed hopper； 3.Preloading rod； 4.Preforming sleeve； 5.Molding drum； 6.Insurance type cylinder.

圖1液壓活塞沖壓式成型機(jī)的成型部件結(jié)構(gòu)圖
Fig.1Thestructureofmoldingpositioninthebriquetteequipment

2 靜態(tài)應(yīng)力分析

2.1成型筒的工況分析

活塞式成型機(jī)是利用機(jī)械裝置的回轉(zhuǎn)動(dòng)力或液壓油缸的推力，使活塞做往復(fù)運(yùn)動(dòng)，由活塞帶動(dòng)沖桿在成型筒中往復(fù)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生壓力使物料成型。在活塞式成型機(jī)上，秸稈類生物質(zhì)力傳遞能力差，流動(dòng)性差，要使其成型必須給予足夠的壓力，成型物料與成型筒的摩擦力很大，導(dǎo)致成型筒的內(nèi)壁磨損嚴(yán)重，降低了物料成型的質(zhì)量和成型筒的使用壽命，成型筒的設(shè)計(jì)合理性和耐磨性將是成型質(zhì)量的關(guān)鍵[15-16]。生物質(zhì)物料在成型筒內(nèi)是間斷式運(yùn)動(dòng)，雖然受到的是類似脈動(dòng)循環(huán)的載荷，但是鑒于成型筒的慣性力較小對(duì)結(jié)果的影響不大，同時(shí)成型筒內(nèi)的物料運(yùn)動(dòng)速度相對(duì)較慢，于是將分析簡(jiǎn)化為靜力學(xué)分析，本次分析選取在生物質(zhì)物料成型過(guò)程中成型筒所受最大臨界載荷狀態(tài)時(shí)，對(duì)優(yōu)化設(shè)計(jì)后的內(nèi)嵌陶瓷的成型筒進(jìn)行有限元分析。

2.2分析前處理

在活塞式成型機(jī)上，秸稈類生物質(zhì)要使其成型必須給予足夠的壓力，為了提高分析的可靠性，選取生物質(zhì)物料在沒(méi)有任何外在輔助加熱設(shè)施時(shí)成型需要的最小載荷為ANSYS分析中所設(shè)置的載荷，通過(guò)試驗(yàn)得出在不加熱的情況下物料成型的壓力為28 MPa左右[3]。本文設(shè)計(jì)的內(nèi)嵌陶瓷成型筒的材料由氧化鋁陶瓷和45號(hào)鋼組成，陶瓷的材料選取為耐磨性氧化鋁陶瓷。其中，氧化鋁含量≥92%，密度≥3.6 g·cm-3，洛氏硬度≥80 HRA，抗壓強(qiáng)度≥850 MPa，斷裂韌性KIC≥4.8 MPa·m-2，抗彎強(qiáng)度≥290 MPa，導(dǎo)熱系數(shù)20 W·m-1·K-1，熱膨脹系數(shù)7.2×10-6m·m-1·K-1。成型筒材料選取為45號(hào)鋼，密度為7 850 kg·m-3，彈性模量為2.1×10-5MPa，泊松比為0.31，屈服強(qiáng)度為353 MPa，抗拉強(qiáng)度為598 MPa。在ANSYS中完成建模、網(wǎng)格劃分后的模型如圖2所示。

2.3成型筒的應(yīng)力、應(yīng)變總變形云圖分析

ANSYS的靜力分析求解完成后，分別作成型筒的總變形云圖、等效應(yīng)力云圖(圖3～圖5)。如圖3所示，從套筒的總變形云圖中可以看到成型筒的最大變形位置在成型筒中間位置的45號(hào)鋼上，最大值為0.010 773 mm。

圖2 成型筒網(wǎng)格劃分Fig.2 Molding drum grid division

圖3 成型筒的總變形云圖Fig.3 Molding drum overall displacement cloud

如圖4可以看出，成型筒里層的45號(hào)鋼的最大應(yīng)變?cè)?.83e-4 mm左右，外層的陶瓷最大應(yīng)變值在2.3e-4 mm左右，很明顯看到成型筒上的內(nèi)嵌陶瓷比45號(hào)鋼的應(yīng)變值變小。所以，45號(hào)鋼與陶瓷之間的變形差容易引起陶瓷破損。

圖4 成型筒的等效應(yīng)變?cè)茍DFig.4 Molding drum displacement cloud

如圖5可以看到成型筒受應(yīng)力最大的位置基本在陶瓷的中間位置，最大值為106.34 MPa。結(jié)合圖4的應(yīng)變?cè)茍D，可以得出：在最大應(yīng)力載荷值106.34 MPa下，陶瓷的變形仍然較小，可間接說(shuō)明陶瓷的硬度較大，成型筒的耐磨性顯著提高，但另一方面，由于45號(hào)鋼與陶瓷之間的存在變形差，這種變形差也導(dǎo)致外層的陶瓷破損甚至脫落。

圖5 成型筒的等效應(yīng)力云圖 Fig.5 Molding drum stress cloud

3 不同變量對(duì)成型筒變形影響的仿真試驗(yàn)

3.1目標(biāo)變量的選取

從上述的靜力學(xué)分析結(jié)果可以明顯看出，陶瓷材料雖然可以很大程度提高成型筒的耐磨性，但45號(hào)鋼與陶瓷之間的變形差也很容易引起陶瓷的破裂甚至脫落的問(wèn)題。由于陶瓷的變形比45號(hào)鋼小，所以應(yīng)變的最大位置發(fā)生在45號(hào)鋼上。為此，選擇分析45號(hào)鋼的最大應(yīng)變點(diǎn)與應(yīng)變量作為參考，來(lái)研究影響成型筒內(nèi)陶瓷破裂的因素。

3.2設(shè)計(jì)變量的選取

影響成型筒內(nèi)45號(hào)鋼的應(yīng)變因素有很多，本次主要選取的變量有成型筒錐角、陶瓷厚度、成型筒壁厚、成型筒高度以及成型筒小端內(nèi)徑大小[15,17],如表1所示，各個(gè)變量的符號(hào)及取值范圍。

表1 設(shè)計(jì)變量的參數(shù)表Table 1 Parameter table for design variables

3.3單設(shè)計(jì)變量對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響

在ANSYS Workbench中進(jìn)行試驗(yàn)設(shè)計(jì)，分別研究成型筒錐角、陶瓷厚度、成型筒壁厚、成型筒高度以及成型筒小端內(nèi)徑大小對(duì)成型筒總變形的影響。本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)中研究某單個(gè)因素對(duì)成型筒變形影響時(shí)，其他相關(guān)因素是假定保持不變的，并且其值均默認(rèn)為表1中變量所對(duì)應(yīng)的初值。

3.3.1 成型筒的高度對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響 成型筒的高度對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響見(jiàn)圖6。在其他參數(shù)不變的前提下，成型筒的變形量隨著成型筒高度的增大而不斷增大，并且增長(zhǎng)速率也越來(lái)越大，說(shuō)明對(duì)成型筒中的45號(hào)鋼的變形來(lái)說(shuō)，成型筒高度越高，成型筒變形越大，內(nèi)嵌的陶瓷越容易破裂，同時(shí)還可能越不利于成型筒內(nèi)的物料成型，可能會(huì)發(fā)生堵料的問(wèn)題；相反成型筒高度越小，成型筒內(nèi)的45號(hào)鋼變形越小，內(nèi)嵌的陶瓷越不易破裂，但是不利于物料成型，所以，成型筒的長(zhǎng)度不一定越短越好，需要權(quán)衡利弊來(lái)確定。

3.3.2 成型筒的成型錐角對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響 成型筒的成型錐角對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響的見(jiàn)圖7。在其他參數(shù)不變的前提下，45號(hào)鋼的變形隨著成型筒錐角的增大呈先降低再增加最后逐漸趨向平穩(wěn)的過(guò)程。在實(shí)際不加熱物料的成型過(guò)程中，物料最低受到28 MPa時(shí)物料才能成型，成型筒受到的載荷是由于物料的體積收縮形成的，雖然不同的錐角可產(chǎn)生不同的壓縮比，但是當(dāng)達(dá)到物料成型所需的法向壓力時(shí)，所需的活塞推力卻大不相同。為簡(jiǎn)化分析，本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)只考慮當(dāng)成型筒承受最大法向載荷28 MPa時(shí)，即物料受到的載荷始終不小于最低成型載荷，也就是成型筒始終受到恒定28 MPa的載荷時(shí)，錐角變化對(duì)45鋼的變形影響情況。從圖8可以看出錐角大約小于3°時(shí)，成型筒內(nèi)的45號(hào)鋼應(yīng)變會(huì)增大；當(dāng)成型筒錐角大約等于3°時(shí)，成型筒內(nèi)45號(hào)鋼的變形最小，成型筒內(nèi)的陶瓷越不易破裂，但隨著錐角的繼續(xù)增加，成型筒內(nèi)45鋼的應(yīng)變也會(huì)隨之增大，并趨于最大應(yīng)變值。

圖6 成型筒的高度對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響Fig.6 Effect on molding drum height on45 carbon steel displacement

圖7 成型筒的成型筒錐角對(duì)45鋼的應(yīng)變影響Fig.7 Effect of molding drum cone angle on 45 carbon steel displacement

3.3.3 成型筒小端內(nèi)徑對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響 成型筒小端內(nèi)徑對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響的見(jiàn)圖8。在其他參數(shù)不變的前提下，成型筒內(nèi)45鋼的變形隨著成型筒小端內(nèi)徑的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)，可以看出當(dāng)成型筒小端內(nèi)徑為37 mm左右時(shí)，成型筒內(nèi)的45鋼變形最大，成型筒內(nèi)嵌的陶瓷越容易破裂。所以，當(dāng)其試驗(yàn)與該設(shè)計(jì)的參數(shù)相近時(shí)，將成型筒的小端直徑設(shè)計(jì)時(shí)遠(yuǎn)離最大變形值附近，可減少陶瓷的破裂幾率，提高該內(nèi)嵌陶瓷的成型筒的使用壽命。

圖8 成型筒小端內(nèi)徑對(duì)45鋼的應(yīng)變影響Fig.8 Effect on molding drum small end diameter on 45 carbon steel displacement

3.3.4 成型筒內(nèi)陶瓷的厚度對(duì)45鋼的應(yīng)變影響 成型筒內(nèi)陶瓷的厚度對(duì)45鋼的應(yīng)變影響的見(jiàn)圖9。在其他參數(shù)不變的前提下，成型筒內(nèi)45號(hào)鋼的變形隨著成型筒內(nèi)陶瓷厚度的增大基本呈直線減小趨勢(shì)，但是對(duì)于陶瓷而言，由于陶瓷本身硬而脆，耐磨卻不耐磕，所以，即使45號(hào)鋼的變形并不會(huì)引起陶瓷破裂，但是由于工作過(guò)程中的脈動(dòng)載荷或其他不穩(wěn)定載荷都會(huì)引起陶瓷的破裂，這是陶瓷破裂的外因，而本試驗(yàn)設(shè)計(jì)中，研究的是陶瓷破裂的內(nèi)因，所以，在實(shí)際加工設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)同時(shí)考慮陶瓷破裂的外因和內(nèi)因再確定陶瓷厚度。

圖9 成型筒內(nèi)陶瓷的厚度對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響Fig.9 Effect on molding drum ceramic thickness on 45 carbon steel displacement

3.3.5 成型筒內(nèi)45號(hào)鋼的厚度對(duì)自身應(yīng)變影響 成型筒內(nèi)45號(hào)鋼厚度對(duì)其自身的應(yīng)變影響見(jiàn)圖10。在其他參數(shù)一定的前提下，成型筒內(nèi)45號(hào)鋼的變形隨著其厚度的增大基本呈先增大后減小、最后區(qū)域定值的趨勢(shì)，所以，其試驗(yàn)參數(shù)與該試驗(yàn)相近時(shí)，為了避免45號(hào)鋼的變形過(guò)大而引起陶瓷破裂，應(yīng)使成型筒壁厚大于12 mm。

圖10 成型筒內(nèi)45號(hào)鋼厚度對(duì)其自身的應(yīng)變影響Fig.10 Effeco of molding drum 45 carbon steel thickness on itself displacement

3.4雙設(shè)計(jì)變量對(duì)45號(hào)鋼應(yīng)變的影響

上述分析是在考慮單個(gè)變量對(duì)45號(hào)鋼變形的影響，盡管可以更為直觀的反應(yīng)單一變量對(duì)成型筒變形的影響，但是對(duì)成型筒內(nèi)45號(hào)鋼的變形來(lái)說(shuō)，影響其的因素也是很多的，考慮到在物料成型過(guò)程中，成型筒的角度無(wú)論在物料成型還是在影響成型筒內(nèi)45號(hào)鋼的變形因素中都占有重要地位。因此，分別將成型筒錐角與成型筒小端內(nèi)徑、陶瓷厚度和成型筒高度進(jìn)行綜合分析對(duì)成型筒內(nèi)45號(hào)鋼變形的影響。

3.4.1 成型筒小端內(nèi)徑和成型錐角聯(lián)合對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響 如圖11所示，可以看出在成型筒小端內(nèi)徑一定時(shí)，隨錐角的增加，45號(hào)鋼的變形也將增大；相反錐角一定時(shí)，隨成型筒小端內(nèi)徑的減小，45號(hào)鋼的變形將會(huì)增大，并且從圖中還可判斷出，成型筒小端內(nèi)徑改變的影響比錐角改變的影響更大。

圖11 成型筒錐角與成型筒小端內(nèi)徑對(duì)45鋼應(yīng)變的影響Fig.11 Effect of molding drum cone angle and small end diameter on 45 carbon steel displacement

3.4.2 成型筒成型錐角和陶瓷厚度聯(lián)合對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響 如圖12所示，錐角與陶瓷厚度的云圖和錐角與小端內(nèi)徑的云圖類似，可以看出在陶瓷厚度一定時(shí)，隨錐角的增加，45號(hào)鋼的變形也將增大；相反，錐角一定時(shí)，隨陶瓷厚度的減小，45號(hào)鋼的變形將會(huì)增大，并且從圖中還可判斷出，陶瓷的厚度改變的影響比錐角改變的影響更大。

3.4.3 成型筒高度和成型錐角聯(lián)合對(duì)45號(hào)鋼的應(yīng)變影響 如圖13所示，可以看出在成型筒高度一定時(shí)，隨錐角的增加，45號(hào)鋼的變形也有減小趨勢(shì)；相反錐角一定時(shí)，隨成型筒高度的增加，45號(hào)鋼的變形將會(huì)增大，并且從圖中還可判斷出，錐角改變的影響比成型筒高度改變的影響基本相同,但錐角改變對(duì)結(jié)果的影響更大。

圖13 成型筒錐角與成型筒高度對(duì)45號(hào)鋼應(yīng)變的影響Fig.13 Effect of molding drum cone angle and height on 45 carbon steel displacement

3.5最優(yōu)值的選取

本次分析利用ANSYS workbench的試驗(yàn)設(shè)計(jì)對(duì)所有成型筒錐角、陶瓷厚度、成型筒壁厚、成型筒高度以及成型筒小端內(nèi)徑大小進(jìn)行參量組合如圖14所示， 5個(gè)變量共排列組合共組成27組設(shè)計(jì)點(diǎn)來(lái)研究不同參量對(duì)45號(hào)鋼變形的影響。

圖14 5個(gè)變量共排列組合方式Fig.14 Permutation and combination of five variables

每組設(shè)計(jì)點(diǎn)的求解后的結(jié)果見(jiàn)圖15，從表中可以看出當(dāng)角度為7°、成型筒小端內(nèi)徑為45.0 mm、成型筒高度為150.0 mm、成型筒內(nèi)壁陶瓷厚度4.0 mm、成型筒內(nèi)的45號(hào)鋼厚度14.0 mm時(shí)45號(hào)鋼的應(yīng)變最小為2.61e-4 mm。

圖15 27組設(shè)計(jì)點(diǎn)的求解結(jié)果Fig.15 Solution results of 27 sets of design points

4 結(jié)語(yǔ)

為提高生物質(zhì)成型機(jī)成型筒的耐磨性，優(yōu)化設(shè)計(jì)了一種內(nèi)嵌一定厚度陶瓷的成型筒。首先，經(jīng)過(guò)靜力分析得知由于45號(hào)鋼和陶瓷材料的性質(zhì)不同，在受載后陶瓷和45號(hào)鋼發(fā)生的變形也不相同，由于45號(hào)鋼與陶瓷之間的存在變形差，可能會(huì)導(dǎo)致外層的陶瓷破裂甚至脫落。其次，研究了成型筒錐角、陶瓷厚度、成型筒壁厚、成型筒高度以及成型筒小端內(nèi)徑這些變量單獨(dú)對(duì)45號(hào)鋼變形的影響。研究結(jié)果表示，成型筒內(nèi)45號(hào)鋼的變形大小隨成型筒錐角先減小后增大，隨陶瓷和45號(hào)鋼的厚度逐漸降低，隨成型筒的長(zhǎng)度逐漸升高，隨成型筒小端內(nèi)徑先升高后降低。雙因素對(duì)成型筒的變形影響的研究結(jié)果表明，成型筒小端內(nèi)徑改變的影響比錐角改變的影響更大；陶瓷的厚度改變的影響比錐角改變的影響更大；錐角改變的影響比成型筒高度改變的影響基本相同，但錐角改變對(duì)結(jié)果的影響更大。最后，通過(guò)ANSYS workbench的試驗(yàn)設(shè)計(jì)對(duì)5個(gè)變量排列組合形成組成27組設(shè)計(jì)點(diǎn)的計(jì)算結(jié)果得出：當(dāng)角度為7°、成型筒小端內(nèi)徑為45.0 mm、成型筒高度為150.0 mm、成型筒內(nèi)壁陶瓷厚度4.0 mm、成型筒內(nèi)的45號(hào)鋼厚度14.0 mm時(shí)45號(hào)鋼的應(yīng)變最小為2.76e-4 mm，此時(shí)內(nèi)嵌陶瓷最不容易因兩種材料的不同變形導(dǎo)致破損或脫落。該研究能夠?yàn)楦纳粕镔|(zhì)沖壓式成型機(jī)的受力狀況、降低成型筒的磨損 、延長(zhǎng)成型筒的使用壽命提供理論依據(jù)，為采用氧化鋁陶瓷材料的成型筒優(yōu)化提供參考價(jià)值。

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(責(zé)任編輯：蔣國(guó)良)

Optimumdesignofthemoldingdrumofthepistonpunchbiomassbriquettingmachine

WU Gaofeng, LIU Yunpeng, LV Fengchao,LI Baoqian

(College of Mechanical and Electrical Engineering of Henan Agricultural University， Zhengzhou 450002, China)

In order to improve the wear resistance of the cone shape, the hydraulic piston punching forming machine cylinder is optimized,and the forming tube is pasted on the inner wall of a certain thickness of alumina ceramics, thus whether the inner wall of the alumina ceramics is broken or not has become the key factors affecting cylinder reliability.Through the analysis of the ANSYS workbench simulation,the original use of material of No. 45 steel and the lining of paste alumina ceramics of different deformation are the main causes of failure, here 5 main factors extracted are the molding cylinder taper cone, small end diameter, tube length, tube forming molding ceramic thickness, and molding cylinder No. 45 steel thickness. By single factor and two factors analysis , the 5 factors are arranged and combined into the design points of the 27 groups design analysis, comprehensive analysis shows that the combination of cone angle of 7 degrees, forming small end cylinder inner diameter of 45.0 mm, length 150.0 mm, cone cylinder shaped tube wall thickness 4.0 mm, ceramic molding cylinder No. 45 steel thickness 14.0 mm forming tube strain has the minimum displacement.

biomass briquetting machine; embedded ceramic forming cylinder; alumina ceramic; simulation analysis; optimization design

S216.4；X505

：A

2017-01-12

河南省重大科技專項(xiàng)(121199110120)

毋高峰(1990-)，男，河南焦作人，碩士研究生，從事秸稈的機(jī)械收獲和綜合利用方面的研究。

李保謙(1961-)，男，河南許昌人，教授，碩士生導(dǎo)師。

1000-2340(2017)03-0341-07