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          重型多向模鍛液壓機的主要結構

          重型多向模鍛液壓機的主要結構

          作者:admin    來源:未知    發布時間:2020-08-18 21:39    瀏覽量:

          不同于上述模鍛液壓機,多向模鍛液壓機在承受巨大垂直壓制載荷時,還要承受巨大的水平壓制載荷,因此結構設計制造更加困難。傳統結構的多向模鍛液壓機主要采用整體機架結構和獨立水平機架結構兩種形式(見圖1)。整體機架結構是利用一個框架同時承受垂直方向壓制載荷Fv和水平方向壓制載荷Fh的結構形式??溌。–ameron)公司的180MN和300MN都采用該機架結構,其特點是結構簡潔、垂直壓制運動機構不受到水平壓制機構或機架的影響。但在框架的立柱根部由于垂直載荷Fv和水平載荷Fh的聯合作用,此處的應力會急劇增加。而且立柱內側根部是典型的應力集中區域,又進一步加劇了此處的強度問題,導致機架的強度要求提高。因此,采用整體機架結構的多向模鍛液壓機都采用性能較好的厚鋼板層疊結構。

          多向模鍛液壓機的承載機架結構形式

          a)整體機架結構 b)獨立水平機架結構

          獨立水平機架結構(見圖1b)是在只承受垂直方向壓制載荷Fv的垂直機架基礎上,增加一個水平機架來獨立地承受水平方向壓制載荷Fh。我國和Cameron公司的100MN都采用這一結構。其特點是水平載荷與垂直載荷分別由不同結構承載,不會造成應力的疊加,水平和垂直方向的壓制能力可以非常接近。但由于工作區重疊,兩個機架在工作區域(垂直壓制的動梁與工作臺之間)必須相互避讓,水平機架的立柱需穿過或繞過垂直機架。尤其是當壓機的垂直噸位增大,垂直機架和工作臺也隨之加大時,水平機架的設計難度會急劇增加。若水平機架繞過垂直機架,則水平機架的結構會變得非常龐大,而且會影響到垂直壓制機構的布置和維護操作;若水平機架穿過垂直機架,則會嚴重削弱垂直機架(包括動梁和工作臺),并影響水平機架的上下對稱性,使水平機架處于嚴重的偏心受力狀態。因此,采用獨立水平機架結構的多向模鍛液壓機的噸位較小,一般在100MN左右;但其水平載荷Fh較大。

          上述分析表明,重型多向模鍛液壓機的承載機架設計存在著受力合理性和結構合理性的矛盾。整體機架結構在垂直和水平壓制結構上相互影響小,但垂直和水平壓制載荷產生的應力會相互疊加。即滿足了結構的獨立性,但受力相互影響;獨立水平機架結構則是垂直和水平壓制載荷互不影響,但垂直和水平壓制結構相互干涉、影響,即滿足了受力的獨立性,但結構相互干涉。

           

          1.預應力鋼絲纏繞正交預緊機架

          為了克服多向承載結構的設計難題,基于預應力鋼絲纏繞技術,提出了預應力鋼絲纏繞正交預緊機架結構。即利用高強度預應力鋼絲纏繞在多段圓弧和直線組成的整體機架外輪廓上,產生與多向壓制載荷方向對應的預緊力,平衡多向載荷產生的應力,進而消除應力疊加對機架的不利影響和強度要求。

          普通預應力鋼絲纏繞機架如圖2a所示。機架由上下半圓梁和兩根立柱組成,構成由上下兩段180°圓弧和兩段直線組成的機架輪廓。預應力鋼絲纏繞在機架外輪廓上,在圓弧段鋼絲改變方向,對弧面產生壓力,并隨纏繞層的增多,壓力逐漸增大。而圓弧上壓力的合力就是鋼絲纏繞產生的預緊力pv。對于普通預應力鋼絲纏繞機架,其機架輪廓的圓弧集中在上下兩端,因此鋼絲纏繞的預緊力pv也就集中在上下兩個位置,與機架所承受的壓制力重合,一般沿垂直方向。這是預應力鋼絲纏繞壓機機架的典型結構,已大量應用于重型模鍛壓機、擠壓機等重型液壓機上。

          而預應力鋼絲纏繞正交預緊機架則是在普通預應力鋼絲纏繞機架的基礎上,將機架輪廓的圓弧分成4個段,分別置于壓機結構的上下和兩側,圓弧之間則用立柱的直線連接(見圖2b)。由于纏繞的鋼絲在直線段不會產生預緊力,因此如圖2b所示的機架輪廓可以將預應力鋼絲纏繞產生的預緊力集中到上下和左右4個位置,構成垂直和水平兩個正交方向的預緊力(pv和ph),與多向模鍛需要的垂直和水平壓制力(Fv和Fh)重合,并平衡壓制載荷對機架的影響。

          普通鋼絲纏繞機架與正交預緊機架比較

          a)普通預應力鋼絲纏繞機架b)預應力鋼絲纏繞正交預緊機架

          由于采用預應力鋼絲纏繞技術,正交預緊機架在垂直和水平方向上產生的預緊力能夠分別達到多向模鍛在垂直和水平方向上最大壓制噸位的1.2~2倍,甚至更高??梢杂行У乇WC整體機架在承受多向載荷單獨或聯合作用時的安全性。即使是在多向壓制載荷引起應力疊加的區域,鋼絲纏繞產生的預應力也足夠大,不會出現拉應力。

          由于有效克服了整體機架多向載荷相互影響、危險應力相互疊加的問題,同時預緊力的施加沒有產生新的結構干涉或強度要求,因此可以說預應力鋼絲纏繞正交預緊方案很好地解決了重型多向模鍛液壓機機架設計中受力合理性和結構合理性的矛盾,為多向模鍛液壓機設計提供了新的結構形式。

          首臺采用預應力鋼絲纏繞正交預緊機架結構的40MN/64MN多向模鍛液壓機由清華大學聯合中國二十二冶集團有限公司共同研制,于2010年7月31日熱試成功,2012年投產一條高度自動化40MN/64MN多向模鍛生產線。這2臺設備規格相同,都采用60MPa泵直傳液壓系統。

          2013年清華大學與中國二十二冶集團中冶京唐精密鍛造有限公司又聯合研制成功1臺90MN/126MN多向模鍛液壓機(見圖9-15b),并開始進行試生產。這是采用預應力鋼絲纏繞正交預緊機架噸位最大的多向模鍛液壓機,為今后研制噸位更大的多向模鍛液壓機提供了非常重要的技術基礎。

           

          2.預應力鋼絲的性能

          隨著預應力鋼絲纏繞技術在重型模鍛和擠壓液壓機上應用的優勢逐漸展現出來,溫度對預應力鋼絲影響的問題越來越重要。雖然重型模鍛液壓機和擠壓機的鍛件溫度達上千度,但由于鍛件質量較小,而壓機的體積和質量巨大,壓機的散熱表面積巨大,因此壓機本體,特別是機架的溫升并不明顯?,F場測量的結果也證明了模鍛件的熱輻射和通過模具、墊板、動梁的傳熱,不足以使巨大承載機架的溫度升高。但仍有必要對常用的65Mn預應力鋼絲的低溫蠕變性能進行測量并對蠕變引起的預應力進行預估,以掌握這種鋼絲的蠕變特點,正確對待鍛造環境下的鋼絲設計要求。

          截面規格為1.5mm×5mm的65Mn鋼絲采用如圖3所示的蠕變試驗機進行測量。試驗機的上、下鋼絲卡具用于夾緊鋼絲試件,下卡具固定在本體結構上,上卡具與加載裝置相連實現加載。加載裝置利用砝碼通過杠桿對鋼絲施加恒定張力,并有測力傳感器測量精確的鋼絲張力。采用一套引伸裝置對鋼絲中間段800mm標距進行相對位移量的測量,以減小卡具對鋼絲位移量的影響,并且避免了卡具附近鋼絲的不均勻變化段。為提高測量精度,鋼絲伸長量由兩路位移傳感器同時檢測。采用加熱帶對鋼絲標距段進行加熱,經PT100測溫,通過PID反饋控制系統實現自動控溫。采用數顯儀及智能溫控儀分別對力、位移量、溫度進行處理顯示,并實現數據的自動存儲記錄。

          該試驗機額定載荷為1000kg,力傳感器精度為0.2kg;位移傳感器量程為10mm,精度為0.005mm;溫度波動控制在±0.5℃的偏差范圍內。

          鋼絲蠕變測量儀

          預應力鋼絲材料為65Mn冷軋回火態扁鋼帶,截面尺寸為1.5mm×5mm,抗拉強度Rm=1620MPa??紤]壓機機架通常的工作溫度,鋼絲蠕變的溫度范圍為25~100℃。因65Mn材料的熔點溫度Tm約為1673K,本文探討的鋼絲蠕變溫度T<373K<0.3Tm,屬于低溫蠕變范疇。

           

          3.恒應力下的溫度影響

          首先對鋼絲在1044MPa的恒定拉應力下,研究溫度對鋼絲蠕變的影響,以確定鋼絲的溫度拐點。

          測試開始時,試驗機處于室溫環境(約25℃)。待鋼絲加載平穩后,維持載荷恒定,對位移傳感器進行零點標定,開啟鋼絲加熱電源同時開始記錄。試驗選取了7個溫度水平,分別為常溫、60℃、70℃、75℃、80℃、100℃、120℃。因鋼絲加熱達到溫度穩定的時間很短,為消除鋼絲熱膨脹的影響,截取鋼絲溫度穩定達到試驗溫度的瞬時作為曲線起點,此后140h的鋼絲伸長量如圖9-17a所示。

          由圖4a??梢钥吹?,加熱開始后約20h內,鋼絲的蠕變量迅速增加,即進入不穩定蠕變階段。約100h后,鋼絲的蠕變量變化很小,即進入了穩定蠕變階段。

          恒應力下溫度對蠕變的影響曲線

          a)不同溫度下鋼絲的蠕變應變量曲線 b)1044MPa下蠕變量隨溫度的變化

          鋼絲進入穩態蠕變狀態的總應變增量Δε(包含鋼絲熱膨脹)隨鋼絲溫度的變化如圖4b所示。由圖可見,隨溫度升高,總應變增量Δε增大;當溫度低于75℃時,總應變量較小,小于500με;而當溫度超過75℃時,應變量急劇增大,到80℃時即達到了1200με。因此,將75℃作為預應力鋼絲防蠕變的最佳工作溫度上限。

           

          4.恒溫下的應力影響

          預應力鋼絲上較高的應力是造成鋼絲松弛或蠕變的重要原因。65Mn鋼絲的抗拉強度約為1620MPa;鋼絲纏繞張力的經驗值約為700MPa,工作時上升至800MPa左右,不超過1000MPa。故試驗取1000MPa附近區間的載荷水平進行研究,以確定鋼絲的載荷拐點,為防蠕變設計提供依據。

          選取對蠕變影響較大的80℃進行測量。試驗由室溫開始,待鋼絲加載平穩后,維持載荷恒定,對位移傳感器進行零點標定,開啟鋼絲加熱電源同時開始記錄。同樣截取鋼絲溫度平穩達到試驗溫度的瞬時作為曲線起點,記錄此后140h的鋼絲伸長量。

          試驗選取了4個應力水平,分別為792MPa、900MPa、1044MPa、1188MPa,比較鋼絲的蠕變應變量,如圖5所示。由圖5b可以看出,不同應力下,加熱120h后,鋼絲都進入了穩定蠕變狀態。鋼絲在小于900MPa載荷區間內蠕變量較小,而高于900MPa時蠕變量增大較快。故將鋼絲80℃下的防蠕變許用應力設為900MPa。

           

          5.溫度循環的鋼絲蠕變積累研究

          經過上述測量,掌握了65Mn預應力鋼絲單次加載、加熱的蠕變規律。但考慮到重型模鍛鍛造和擠壓機的工作具有周期性,鋼絲的實際溫度可能處于不斷的周期循環狀態。而每次的溫度升高,是否都會產生新的蠕變,65Mn鋼絲在不斷的溫度循環下蠕變量是否會累計,為了回答這些問題,有必要測量鋼絲在循環溫度下的蠕變應變量的變化規律,這對預應力鋼絲纏繞結構的長期穩定十分重要。
          恒溫下應力對蠕變的影響曲線

          a)不同應力下鋼絲的蠕變應變量曲線 b)80℃下蠕變量隨應力的變化

          穩定蠕變階段循環溫度蠕變曲線

          a)60℃ b)70℃ c)75℃ d)80℃

          首先測量在穩定蠕變階段下的溫度循環影響。圖6記錄了加熱180~700h隨溫度升降蠕變應變量的變化。試驗選取了4個溫度水平,分別為60℃、70℃、75℃和80℃,鋼絲張力為1044MPa。由圖可以發現鋼絲冷卻至室溫后再次升溫,鋼絲應變量回復至降溫前的水平,并仍處于穩定蠕變階段,而且蠕變溫度持續時間和室溫持續時間對鋼絲的蠕變速率及應變值都沒有影響。

          不穩定蠕變階段循環溫度蠕變曲線

          圖7則記錄了在不穩定蠕變階段,循環溫度下的蠕變應變變化。鋼絲溫度由室溫(約25℃)升至80℃,鋼絲張力1044MPa。由圖可知,即使在蠕變的不穩定階段,鋼絲冷卻至室溫后若再次升溫,鋼絲應變量回復至降溫前的水平,并繼續蠕變過程,而且蠕變溫度的持續時間和室溫的持續時間,對蠕變速率沒有影響。

          試驗數據表明,重型模鍛液壓機或擠壓機的工作循環所引起的鋼絲溫度循環無論是發生在鋼絲蠕變的初期(不穩定蠕變階段)還是發生在鋼絲蠕變的穩定期,都不會改變鋼絲蠕變的應變量和進程,不會造成鋼絲蠕變應變的累積。

          65Mn鋼絲蠕變規律的測量說明預應力鋼絲的蠕變主要發生在鋼絲處于高溫狀態的初期(累計約100h),此后鋼絲蠕變進入穩定期,蠕變量極小。由于鋼絲工作溫度處于低溫蠕變溫度段,不會進入蠕變的破壞階段。因此,只要預應力鋼絲纏繞結構在最初的工作階段不發生結構松弛或預緊力不足,此后即可安全地工作,并具有長期穩定性。

           

          6.鋼絲蠕變對預應力結構的影響

          鋼絲蠕變后,預應力結構將喪失部分預緊力,其損失量與鋼絲蠕變應變的變化量Krw和預緊結構的剛度比C有關。利用預應力結構的載荷-變形圖可以幫助分析鋼絲蠕變的影響,如圖8所示。

          預應力結構的載荷-變形圖

          對于預應力結構的載荷-變形圖,圖中A1B1是蠕變發生前預緊件(鋼絲)的載荷-變形軌跡,CB1是被預緊件(立柱)的載荷-變形軌跡,B1點是蠕變發生前的預緊狀態平衡點,而A1B1與CB1斜率的比值就是預緊結構的剛度比:

          A1E為預緊件(鋼絲層)的總伸長量,CE為被預緊件(立柱)的總壓縮量。

          當鋼絲發生蠕變后,被預緊件(立柱)的載荷-變形特性不發生改變,其狀態仍然處于CB1線上;而纏繞鋼絲層則發生了蠕變,其變形增加而應力降低了??梢约僭O蠕變前后鋼絲的彈性模量仍然保持不變,而原處于線彈性的變形有部分轉變為永久變形,不承受任何載荷。因此蠕變后鋼絲層的載荷-變形軌跡是與A1B1平行的A2B2,且A1A2為鋼絲層的蠕變量ΔRw,其對應的預緊力下降為B1E1,且有

          但預緊結構中被預緊件(立柱)的預緊壓縮量得到部分釋放,鋼絲層又被撐長,其預緊力增加至新的平衡點B2點。B2點就是鋼絲層蠕變后預緊結構新的預緊平衡點,而B1O的高度就是預緊結構預緊力的損失ΔPc。由圖8可知:

          將式代入式

          則預緊結構的預緊損失相對量為

          不失一般性,設鋼絲層沿周長各處的鋼絲應力相同,則鋼絲層的總伸長量A1E=Lεcw;而纏繞鋼絲層中溫度可能升至蠕變溫度的只有在工作臺與動梁之間立柱段,設其長度為Lr,與鋼絲周長比值為ξ,即Lr=ξL(ξ<1)。則鋼絲層的穩定蠕變伸長量為A1A2=Lrεrw=ξLεrw。代入式,得預緊結構因鋼絲蠕變引起的預緊力損失相對量為

          根據模鍛鍛造液壓機和擠壓機鋼絲纏繞機架的結構特點,一般ξ≤0.25,C=0.10~0.20。則對于某壓機ξ=0.25、C=0.126,Krw=17.3%,則

          由上面的計算可以看到,預應力鋼絲纏繞結構因鋼絲蠕變而造成的預應力損失一般小于4%。但前提是鋼絲的溫度不超過80℃,而

          且受模具和工件熱影響的范圍不超過壓機的最大閉合高度,小于鋼絲層周長的25%。對于一般的重型模鍛液壓機、擠壓機和自由鍛液壓機,由于機架結構大和表面積大、散熱條件好,這兩個條件都能得到滿足。因此,無需采取特殊措施。

          但在壓機設計時對本體進行工作狀態的溫度場計算,驗證鋼絲層的升溫情況還是有必要的。對于重要的壓機,還可在鋼絲層靠近模具的部位,預先埋入溫度傳感器,實時監測鋼絲溫度。

          而對于那些不能滿足上述兩個條件的鋼絲纏繞預應力結構,可采取在鋼絲層內側增加隔熱層,在立柱內側設置熱輻射防護罩或防護鏈等措施加以防范。另外,可以通過適當提高預緊系數來彌補蠕變引起的預應力損失。假設需保證的最小預緊系數為η,蠕變引起的預應力損失量為Kr,則考慮補償的預緊系數應提高到:

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