Размещено на http://www.allbest.ru/

Содержание

Введение

1. Литературный обзор

1.1 Методы и оборудование для раскатки колец подшипников

2. Теоретические методы динамического анализа и синтеза гидроприводов

3. Описание устройства и принцип действия автомата

4. Разработка математической модели гидропривода подачи траверсы автомата

5. Динамический анализ и синтез гидропривода подачи траверсы

5.1 Разработка гидравлической схемы

5.2 Механизм торможения траверсы

5.3 Гидравлические расчеты

5.4 Расчет и выбор трубопроводов

5.5 Динамический расчет

5.6 Расчет и выбор гидроаппаратуры

6. Исследование влияния параметров гидропривода на его динамические характеристики и выбор их оптимальных значений

Заключение

Список использованных источников



Введение

Эффективность производства, его технический прогресс, качество выпускаемой продукции во многом зависят от опережающего развития производства нового оборудования, машин станков и аппаратов, от всемирного внедрения методов технико-экономического анализа, обеспечивающих решение технических вопросов и экономическую эффективность конструкторских и технологических разработок.

В настоящее время использование холодной раскатки для изготовления подшипниковых колец позволяет получить профиль, близкий по конфигурации к профилю готового кольца. Применение холодной раскатки колец подшипников потребовало создания специальных раскатных машин. Раскатные машины разнообразны.

В диссертационной работе рассматривается кольцераскатный автомат 4К-046Б. Раскатка кольца на этом автомате осуществляется с помощью раскатника.

Целью проекта является модернизация гидропривода перемещения траверсы. Это необходимо для того, чтобы обрабатываемое кольцо имело более качественную поверхность, и процесс раскатки стал более производительным за счет снижения времени холостых ходов.

Тема данной работы актуальна, так как раскатные машины широко применяются в подшипниковой промышленности и успешно выполняют возложенные на них функции.



1. Литературный обзор

1.1 Методы и оборудование для раскатки колец подшипников

Одним из важных направлений повышения качества подшипников качения является изготовление заготовок колец методом ковки с последующей раскаткой. Раскатка колец без нагрева заготовок, которая получила название холодной раскатки, потребовала создания специальных раскатных станков (машин), отличающихся более мощными механизмами раскатки и станинами. Такие машины были сконструированы в СССР (ЧК-066, ЧК-046, ЧК-047, РМ-ЗООМХ, МХР-01), Англии (автоматическая линия ИР-1003 фирмы "Форм-Фло"), Германии (УПВ-63, УРВА-100), Японии (КРФ-70, КРФ-120) и нашли промышленное применение, в основном, в подшипниковой промышленности. [1]

Использование холодной раскатки для изготовления подшипниковых колец позволяет практически без съема металла получить профиль, близкий по конфигурации к профилю готового кольца, что дает возможность сократить объем токарных операций и достичь 20-30 % экономии металла.

На рисунке 1.1 показана схема основных технологических операций изготовления колец подшипников традиционным способом, в котором производится полная токарная обработка исходной заготовки (трубы или поковки), и альтернативной технологии на базе метода холодной раскатки. Существующий парк оборудования холодной раскатки позволяет в настоящее время изготавливать подшипниковые кольца различных типов, имеющих симметричный профиль от 16 до 200 мм.

Применение холодной раскатки как дополнительной операции на первом этапе внедрения, как правило, приводит к повышению суммарной трудоемкости всего технологического процесса изготовления колец подшипников. Реальный путь решения этой проблемы - повышение уровня автоматизации всего технологического процесса изготовления колец подшипников.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 1.1 - Схема технологических операций изготовления колец подшипников

Эта идея нашла практическое воплощение в автоматической линии ИР-1003 фирмы "Форм-Фло". Наиболее предпочтительной является чистовая холодная раскатка, показанная на рисунке 1.1 так как это позволяет избежать дополнительной токарной операции после холодной раскатки. Эта технология предъявляет более высокие требования по точности и качеству поверхности к исходной заготовке под раскатку. [2]

Современная тенденция роста стоимости металла, повышение требований к экологии при производстве подшипников, к их долговечности неизбежно оказывает стимулирующее воздействие на развитие и внедрение холодной раскатки в подшипниковой промышленности. Рациональность метода холодной раскатки заключается не только в экономии металла. Сравнение макроструктуры деталей подшипников, полученных путем холодной профильной раскатки и без нее, показывает, что после деформации в приграничных слоях рабочих поверхностей (беговые дорожки) под действием формообразующих роликов (валков) волокна располагаются концентрично раскатным поверхностям.

Анализом результатов стендовых испытаний и длительным опытом применения таких подшипников доказано, что долговечность таких подшипников увеличивается. Это особенно эффективно при раскатке внутренних колец, так как внутреннее кольцо, как правило, является "узким" местом по усталостной долговечности.

Известно, что более равномерная структура увеличивает стабильность долговечности, а конечные свойства закаленной стали определяются исходным состоянием, элементами микро- имакроструктуры, видом предшествующей термообработки и пластической деформации.

В основе исходного состояния хромистой подшипниковой стали имеются включения карбидов FeС и (FeCr)C, а также неметаллические включения (сульфиды, оксиды, силикатные включения).

Как показали исследования микроструктуры деталей подшипников, при холодной раскатке сульфиды и другие неметаллические включения на раскатанных рабочих поверхностях распределяются более равномерно при их значительном уплотнении.

Если крупные очаги неметаллических включений на фоне закаленной мартенситной структуры деталей являются одним из существенных источников питтингов на рабочих поверхностях колец и тел качения, то вполне естественно ожидать, что уплотнение и более равномерное распределение неметаллических включений будет в дальнейшем затруднять условия питтингообразования, повышать долговечность деталей и соответственно подшипника. Стендовые испытания деталей подшипников, полученных методом холодной раскатки, показали рост долговечности подшипников в 1,5-2,0 раза. Это же подтверждается опытом эксплуатации у потребителей.

Из всего многообразия методов раскатки колец из кольцевого полуфабриката (заготовки) в холодной раскатке получили наибольшее распространение: раскатка между двумя валками (внутренним и наружным) со свободным ростом диаметральных размеров кольца - открытая раскатка; раскатка внутренним валком в жесткой матрице с ограничением роста размера наружного диаметра - закрытая раскатка; раскатка внешним валком на оправке с ограничением изменения внутреннего диаметра - полузакрытая раскатка. Торцовая - раскатка, при которой часть сечения кольца деформируется вдоль оси заготовки с образованием внешнего или внутреннего бурта. [3]

Изменение наружного диаметра при закрытой раскатке и внутреннего диаметра при полузакрытой не превышает величины технологических зазоров между заготовкой и инструментом (матрицей или оправкой).

Первый метод конструктивно реализован в машинах холодной раскатки 4К-066, 4К-046, 4К-077 (изготовитель - ПО ГПЗ-4, г. Куйбышев, Россия); УПВ-63, УРВА-100 (изготовитель - завод профиленакатных машин, г. Бад-Дюбен, Германия); КРФ-70 и КРФ-120 (изготовитель - "Койо Сейко Корпорейшн", г. Осака, Япония).

Второй метод использован в конструкции раскатной машины МХР-01 (изготовитель - ГПЗ-8, г. Харьков).

Третий метод применен в конструкции раскатной машины автоматической линии ИР-1003 английской фирмы "Форм-Фло".

Отличительная особенность автоматов 4К-046 и 4К-077 - вертикальное расположение подвижного в радиальном и осевом направлениях внутреннего раскатного валка. Процесс раскатки сопровождается обжатием стенки кольца и увеличением его диаметральных размеров. По достижении размера раскатного кольца величины, на 1,5-2,0 мм меньшей конечного размера, сигнал от первого датчика контрольного ролика поступает в систему управления, радиальное перемещение нажимного внутреннего валка прекращается, и наступает период выхаживания, во время которого калибруются геометрическая форма и размеры раскатного кольца. По окончании процесса калибровки (достижения заданного диаметра) сигнал от второго датчика контрольного ролика включает гидроцилиндр нажимного механизма на обратный ход.

Общим недостатком машин этой серии являются сложная процедура настройки автомата на раскатку определенного типа кольца подшипника, а также относительно трудоемкая операция замены раскатного инструмента.

Автомат УРВА-100 служит для раскатки внутренних и наружных колец подшипников качения, а также других симметрических кольцевых деталей.

Метод раскатки представляет собой технологию формоизменения в холодном состоянии, которая в первую очередь отвечает требованиям подшипниковой промышленности. Она обеспечивает изготовление кольца подшипника качения точной формы и размеров. Исходная кольцевая заготовка подается на оправку и затем за счет вертикального перемещения суппорта наружного валка при существенном усилии производится раскатка до готовой детали с формированием практически полного профиля с припусками под шлифование.

Измерительная система блока управления после достижения наружного чистового размера диаметра кольца вызывает возврат ролика, и процесс раскатки завершается. Заготовки могут быть получены токарной обработкой холоднотянутых и горячекатаных труб, а также поковок при условии, чтобы колебания по твердости не превышали 20НВ.

Одинаковые максимальные допуски по ширине, внутреннему и наружному диаметрам исходной кольцевой заготовки вызывают удвоение допуска измеренного диаметра готового кольца.

Характерными признаками автомата для раскатки колец УРВА-100 являются: кольцераскатный автомат гидропривод траверса

- принцип открытой раскатки;

- автоматическая загрузка - выгрузка;

- свободный доступ к рабочему пространству;

- точная настройка осей инструмента;

- централизованное расположение органов управления;

- программируемая система управления;

- электронная система измерения пути;

- адаптивные связи;

- небольшая занимаемая площадь.

Благодаря использованию автоматов для раскатки колец УРВА-100 обеспечиваются следующие преимущества:

- экономия металла;

- повышение эксплуатационных свойств колец (долговечность) до 50 %;

- небольшое время на переналадку - около 30 мин;

- удобство обслуживания;

- производительность 6-10 шт/мин;

- диагностика машины;

- экономия энергии;

- уменьшение трудозатрат на токарных операциях;

- отсутствие вредного влияния на окружающую среду.

На раскатной машине УРВА-100 можно изготавливать кольца подшипников радиальных; радиально-упорных; сферических; роликовых сцилиндрическими роликами; колец коробки передач автомашины.

Автомат 4К-066, самый маленький из выпускаемых на ПО ГПЗ-4, предназначен для раскатки мелких колец диаметром 45 мм. Автомат имеет горизонтальное исполнение раскатного узла. Отличительная особенность -активный контроль внутреннего диаметра.

Работа автомата МХР-01 выполняется следующим образом. Заготовка подается в кольцевую матрицу и центрируется подпружиненными упорами. Внутри заготовки входит сепаратор с размещенными в нем тремя рабочими валками. Два штока от гидроцилиндра перемещаются навстречу друг другу и воздействуют на конические поверхности рабочих валков, распирая и перемещая их в радиальном направлении. Заготовка растягивается, принимая треугольную форму, соприкасается с вращающейся матрицей и вращается вместе с ней. Установленные в не вращающемся сепараторе валки, вращаясь от трения с заготовкой, осуществляют ее раскатку и перемещаются в радиальном направлении до заданного положения, определяемого положением штоков.

После выглаживания раскатанной заготовки штоки расходятся, сепаратор с рабочими валками выходит из рабочей зоны, и заготовка выталкивается.

Исходной заготовкой служит полученная из трубы обточенная с наружи и расточенная изнутри заготовка с обработанными наружными фасками. Для обеспечения минимальных объемных отклонений заготовку подвергают дополнительно одновременному шлифованию двух торцов. Раскатанная на автомате модели МХР-01 заготовка перед термообработкой проходит операцию шлифования двух торцов одновременно. [4]

Раскатная машина ИР-1003 входит в состав автоматической линии холодной профильной раскатки из труб внутренних колец радиальных шариковых подшипников с диапазоном наружного диаметра 23-95 мм разработанной фирмой "Форм-Фло" (Англия).

В автоматической линии реализован следующий технологический маршрут:

- изготовление кольцевого полуфабриката из трубы обточкой и малоотходным отделением вращающимися дисковыми ножами;

- вытачивание двухсторонних фасок на отверстии;

- промывка полуфабриката;

- холодная профильная раскатка.

Холодная раскатка колец производится следующим образом. На неподвижном 1 и подвижном 7 суппортах установлены внешние валки 2 и 6, формующие наружный профиль кольца 5. Исходная заготовка 9 помещается в ручей свободно вращающейся разъемной оправки 4 и раскатывается между деформирующими валками. Два поддерживающих свободно вращающихся ролика 3 ограничивают увеличение диаметральных размеров кольца и уменьшают отклонение от круглости. Такая четырехвалковая схема обеспечивает высокую точность обработки и исключает схватывание оправки кольцом.

В процессе раскатки смещаемый объем металла в зоне дорожки качения и фасок перетекает в ширину кольца. Части оправки удерживаются при этом от расхождения боковыми щеками 8, закрепленными на формующих валках.

Расчеты показывают, что внедрение технологии холодной раскатки заготовок внутренних колец радиальных шариковых подшипников обеспечит экономию металла 20-24 % по сравнению с существующей технологией точения из труб на многошпиндельных автоматах, при этом разделение труб роликами дает экономию 6-8 %, а профилирование колец раскаткой - 14-16 %. Все созданные машины холодной раскатки работают в дискретном режиме цикла (загрузка - раскатка - выгрузка). Операции загрузки и выгрузки занимают более 50 % общего времени цикла, поэтому с целью повышения производительности машин перспективным направлением является разработка машин непрерывного действия (роторного типа). [5]

2. Теоретические методы динамического анализа и синтеза гидроприводов

Гидравлические приводы, как и любые автоматические системы, подразделяются на два основных класса: детерминированные (или циклические) и информационные (или ациклические), причем среди приводов второго класса наиболее распространены следящие.

При детерминированном управлении управляющий сигнал управляет без всякой свободы выбора, выходящей за пределы установленной жесткой программы, при этом информационные процессы отсутствуют или не играют существенной роли.

ГППУ относятся к классу детерминированных приводов. В них установившаяся скорость выходного звена гидродвигателя достигается в одном из фиксированных положений элемента дроссельного УГУ. При смене этапов циклограммы подвижный элемент УГУ перемещается в другое фиксированное положение, причем величина перемещения значительна и составляет несколько мм. Скорость установившегося движения настраивается дросселями, а закон ее изменения в переходном процессе при смене этапов циклограммы определяется, главным образом, зависимостью площади проходного сечения рабочей щели УГУ от перемещения его подвижного элемента. Будем для краткости называть эту зависимость геометрической характеристикой УГУ. В детерминированных ГП регуляторы расхода и клапаны давления при переходных процессах играют вспомогательную роль, поддерживая необходимое давление или перепад давления в определенных точках или элементах гидросистемы.

Учитывая эти особенности детерминированного ГП, при его исследовании необходимо решить две основные задачи:

1. Определение закона движения выходного звена гидродвигателя и характера изменения отдельных параметров привода (давления и скоростей течения рабочей жидкости в различных точках гидросистемы) при известной геометрической характеристике УГУ (задача анализа).

2. Расчет геометрической характеристики УГУ, подбор его формы и размеров, необходимых для обеспечения требуемого закона движения выходного звена гидродвигателя (задача синтеза).

Наиболее полно методы решения обеих задач рассмотрены в работах Е.А. Цухановой и Н.И. Левитского. Методика, разработанная Е.А. Цухановой и Н.И. Левитским, основана на рассмотрении системы дифференциальных уравнений движения ГП, в которую входят следующие уравнения:

- уравнение движения выходного звена гидродвигателя;

- уравнение, описывающее движение золотников УГУ;

- уравнения передачи мощности, включающие:

- уравнения связи между давлениями в различных сечениях магистралей;

- уравнения неразрывности;

- уравнения на границах гидросети.

Уравнение движения выходного звена гидродвигателя применительно к ГЦ имеет вид:

(2.1)

где m-масса движущихся частей, приведенная к поршню ГЦ;

S-скорость движения поршня ГЦ, м/с;

P₁ и P₂-соответственно давления в поршневой и стоковой полостях ГЦ, Па;

F₁ и F₂- эффективные площади соответственно в поршневой и стоковой полостях ГЦ, м ²;

P_эп- равнодействующая всех сил сопротивления, приведенная к поршню ГЦ, Н.

Уравнение, описывающее движение золотника УГУ для случая управления по пути от кулачка, расположенного на платформе СС, записывается в виде:

, м, (2.2)

где Z- перемещение золотника УГУ, м;

x- перемещение стола, м;

- угол наклона рабочей поверхности кулачка управления, ⁰.

Учитывая, что в объемных ГП станков разности кинетических энергий и энергий положения малы по сравнению с потерями давления на гидравлическое сопротивление, уравнение связи между давлениями P_а на входе и P_б на выходе из участка имеет вид:

, Па, (2.3)

где, ?P_аб, ?P_и - потери давления и инерционный перепад давления меду сечениями А и Б, Па.

При определении потерь давления в неустановившемся режиме принято допущение о том, что потоки в магистралях можно считать квазистационарными и при вычислении использовать формулы для установившегося расхода. Так как в рассматриваемых ГП потери давления в трубах малы по сравнению с потерями в местных сопротивлениях, потери давления в магистралях с достаточной точностью апроксимируются функцией:

, Па, (2.4)

,кг, (2.5)

где F- эффективная площадь поршня ГЦ;

l_j, f_j-длины и площади поперечных сечений, участков, м;

n- число участков в магистрали, шт.

Как видно из последней формулы, при определении инерционных перепадов давления принято допущение о том, что они пропорциональны ускорению поршня ГЦ. В работе показано, что такое допущение не вносит существенной погрешности при отсутствии резких изменений давления.

Потери давления ?P_у в УГУ подсчитывают по формуле:

, Па, (2.6)

где с- плотность рабочей жидкости кг/см;

µ_y- коэффициент расхода;

Q_y- расход жидкости через УГУ, л/мин;

f_y- площадь проходного сечения рабочей щели УГУ, м ².

Коэффициент расхода при этом принимается постоянным.

Вид уравнений неразрывности существенно зависит от допущений о свойствах жидкостей и от конфигурации канала. В работе рассмотрены уравнения неразрывности при различных допущениях о свойствах жидкости (сжимаемая, несжимаемая; вязкая, невязкая) и различных формах каналов (длинный прямой с постоянным поперечным сечением; длинный, в котором поток слабо деформируется; канал, имеющий малую протяженность и т.д.). Для каналов, имеющих большую протяженность, рассмотрены различные схемы замещения (Г-, Т- и П-образные) распределенных параметров на сосредоточенные. Приводится исходная система уравнений для несжимаемой и сжимаемой жидкости при распределенных и сосредоточенных параметрах.

Учитывая, что в рассматриваемых ГП все или основная часть гидроаппаратов располагается в гидропанелях, в которых они соединены короткими каналами и сжимаемостью жидкости в них можно пренебречь, предполагается использовать Г-образную схему для замещения исполнительных и внешних участков магистралей, соединяющих гидропанель с источником питания и сливом, причем объемы исполнительных магистралей суммируются с объемами полостей ГЦ.

Так как основную часть времени переходного процесса гидропривод двигателя со скоростями, при которых утечки не соизмеримо малы по сравнению с расходами жидкости в магистралях, расчет ведется без учета утечек.

В этом случае уравнения неразрывности соответственно для поршневой (индекс 1) и штоковой(индекс 2) полостей ГЦ имеют вид:

, л/мин; , л/мин, (2.7)

где Q₁, Q₂, Q_{в 1}, Q_{в 2} - расходы жидкости в поршневой и штоковой полостях ГЦ и присоединенных к ним исполнительных магистралях соответственно, л/мин;

V₁ и V_{2 -} объемы поршневой и штоковой полостей ГЦ и присоединенных к ним исполнительных магистралей (зависят от перемещения поршня x), м ³;

E_{0 -} объемный модуль упругости жидкости, Па.

При составлении уравнений движения ГП используются статистические характеристики источника питания и клапанов давления, т.е. уравнения их движения не рассматриваются.

Если не учитывать сжимаемость рабочей жидкости, то система уравнений приводится к одному уравнению вида (для случая, когда управление осуществляется путем изменения гидравлического сопротивления какого-либо участка магистралей);

, (2.8)

где m_c - суммарная масса движущихся частей и рабочей жидкости, приведенная к поршню ГЦ, кг;

P_н(S) - характеристика источника питания;

?_p(S) - суммарные потери давления в местных сопротивлениях, площадь проходного сечения которых не изменяется в течение исследуемого процесса, Па;

К_i - коэффициент, зависящий от места установки УГУ.

При неподвижном золотнике УГУ или при его "мгновенном" перемещении уравнение приводится к виду:

, (2.9)

где A, B и D - постоянные коэффициенты.

Это уравнение интегрируется. Однако такое уравнение получается для ограниченного числа частных случаев. Для расчета при любой правой части уравнения применяются графоаналитические методы или методы численного интегрирования. В виду сложности системы уравнений движения ГП, при учете сжимаемости рабочей жидкости для их решения наиболее применимы методы численного интегрирования с использованием ЭВМ. Так как входящие в систему дифференциальные разрешаются относительно производных, можно использовать любые конечно-разностные методы. Широкое применение находит также на АВМ. [18]

Разработанная Е.А. Цукановой математическая модель детерминированного ГП позволяет произвести анализ его движения при смене этапов циклограммы с учетом нелинейностей при известной геометрической характеристике УГУ. Однако в ней не учитывается специфика ГП подачи СС современных АС и АЛ, а именно: не рассматриваются УГУ с регулятором и особенности централизованного ГП. Кроме того, отсутствуют теоретические исследования разброса координаты точки перехода стола с БП на РП при изменении параметров привода, и, следовательно, не разработана методика, позволяющая на стадии выбора схемы привода оценить разброс координаты.

Е.А. Цухановой и Н.И. Левитским разработана также методика динамического синтеза УГУ по заданному закону выходного звена гидродвигателя. Суть этой методики заключается в определении требуемой геометрической характеристики УГУ f_y=f_y(Z), необходимой для осуществления заданного закона движения выходного звена гидродвигателя, и подборе простого в изготовлении рабочего элемента УГУ, геометрическая характеристика f_yф=f_yф(Z) которого наиболее близка к расчетной.

При синтезе УГУ используется уравнение 2.10 т.е не учитывается сжимаемость рабочей жидкости.

Так как синтез УГУ является одним из заключительных этапов проектирования ГП, исходными данными при решении этой задачи являются все параметры и характеристики, входящие в рассмотренную вше систему уравнений, кроме геометрической характеристики УГУ. Уравнение можно решить относительно перепада давления в УГУ:

, Па, (2.10)

Если закон движения входного звена, т.е. dS/dt, который требуется осуществить, задан, то для любого момента времени или значения Z (или X) можно подсчитать необходимый перепад давления в УГУ и по нему- площадь проходного сечения рабочей щели с помощью формулы:

, м ², (2.11)

По полученной зависимости подбирается геометрия рабочего элемента УГУ. При этом могут быть использованы методы теории приближения функций.

На основании изложенной методики Е.А. Цухановой составлены справочные материалы по расчету УГУ для торможения ГП по закону постоянного ускорения.

Отдельные вопросы расчета детерминированных ГП рассмотрены в работах советских и зарубежных ученых В.В. Ермакова, В.И. Погорелова и В.П. Гурьева, Г.И. Каменецкого, Е.М. Хаймовича, А.В. Праздникова, И.А. Немировского, Э.П. Дрейшнера, З. Дж. Ланского, Дж. Беринджера, и др., причем большинство работ посвящено анализу движения ГП при известной геометрической характеристике УГУ. [8]

Уравнение с правой частью в виде квадратичного полинома, аналогичное, используется в работе для расчета разбега ГП, а также в работах - для расчета торможения поршня демпферами, встроенными в ГЦ, В последнем случае полагается, что площадь проходного сечения демпфера постоянна. При расчете торможения по времени УГУ, включенным в сливную магистраль, В. В, Ермаков в работе принимает равнозамедленный закон движения поршня.

Г.И. Каменецкий в работе исследует движения поршня при торможении по пути. Принимая зависимость площади щели УГУ от перемещения поршня линейной, он получает уравнение вида:

, (2.12)

где N(x)- функция, определяемая геометрической характеристикой УГУ.

Решение этого уравнения в квадратурах содержит интегралы вида:

,

которые можно вычислить приближенными методами.

Вопросам исследования переходных процессов при переключении гидрофицированных СС с БП на РП посвящены работы Э.П. Дрейшнера. В них проводится теоретический анализ переходного процесса ГП подачи СС с управлением по времени. При составлении математической модели ГП учитывают динамические характеристики трубопроводов, присоединенных к поршневой и штоковой полостям ГЦ, рассматривается динамика подпорного клапанам и управляющего распределительного золотника.

Э.П. Дрейшнером показано, что при длине трубопровода 10 м и более, когда величина фазы ударной волны близка к длительности переходного процесса, исследование должно производиться на основе волновой теории, которая была создана применительно к водопроводным трубам Н.Е. Жуковскими получила дальнейшее развитие в работе И.А. Чарного. Пренебрегая потерями от вязкого трения, систему дифференциальных уравнений движения жидкости в трубе можно записать в виде:

, (2.13)

, (2.14)

где P, V - текущие значения давления и скорости жидкости в трубопроводе, Па;

P₀, V₀- установившиеся значения тех же параметров, Па;

- линейная координата трубопровода;

d_y- скорость распространения ударной волны, м/сек;

ц(о-a_yt), ш(о-a_yt) - произвольные функции, определяемые начальными и граничными условиями.

При составлении дифференциальных уравнений движения золотника подпорного клапана и распределительного золотника Э.П. Дрейшнер пренебрегает силами сухого и жидкого трения. Динамика подпорного клапана в этом случае описывается уравнением:

, (2.15)

где m_nи F_n - масса и площадь сечения золотника клапана, кг;

у_n- перемещение золотника клапана, м;

r_n- коэффициент вязкого демпфирования;

С- жесткость пружины с учетом гидродинамической силы реакции струи, Н/м;

F₀ - предварительный натяг пружины, Н;

P_{п 2} и P_{п 3} - давление до и после клапана, Па.

В работе дается подробный анализ существующих методов исследования переходных процессов в гидромеханизмах и сделан вывод о том, что наиболее перспективными для расчета сложных гидросистем АС и АЛ являются численные методы с использованием ЭВМ. Поэтому уравнения движения ГП составлялись таким образом, чтобы обеспечить их численное решение на ЭВМ.

Л.М. Тарко рассматриваются аналитические методы решения уравнений движения гидравлических механизмов с распределенными параметрами при переходных процессах в операторной форме. Применение операционного исчисления позволяет получить аналитические зависимости для скорости поршня ГЦ и исследовать влияние на нее параметров привода.

Однако Л.М. Тарко исследует сравнительно простые схемы гидравлических механизмов. При исследовании сложных гидросистем, какими являются ГП подачи АС и АЛ, применение изложенного метода приводит к громоздким выражениям, мало пригодным для практического использования.

Некоторого упрощения аналитических выражений можно достигнуть, применяя комбинированный метод, предложенный К.л. Навроцким. Сущность метода заключается в том, что нелинейные члены апроксимируются линейными с коэффициентами, изменяемыми ступенчато на достаточно малом интервале, а преобразования Лапласа применяются к системе уравнений первого порядка вместо преобразования одного уравнения высокого порядка.

Широкое применение при расчете переходных процессов получили графоаналитические методы, сущность и возможности которых наиболее подробно освещены в работах И.А. Немировского. В основу используемого им метода положено применение формулы трапеций для интегрирования дифференциальных уравнений, представленных в конечных разностях. Графоаналитические методы применялись также О.Н. Трифоновым и В.Г. Чупиным, Е.М. Хаймовичем, Дэн-Цзинь-Лю. [6]

Достоинством графоаналитических методов исследования является наглядность решения, наличие визуального контроля за ходом решения, отсутствие ограничений по характеру изменения отдельных величин, которые могут быть заданы не только формулами, но и графиками или таблицами. Однако графические методы трудоемки при большом количестве уравнений и большом количестве циклов графических построений. Это не дает возможности применять их при расчете сложных гидравлических систем.

В работе отмечено, что одним из основных направлений дальнейших исследований ГП является распространение разработанных методов анализа и синтеза гидроустройств и систем на новые схемы и условия работы, разработка уточненных методов анализа и синтеза, позволяющих использовать математические машины.

Обобщая вышеизложенное, можно сделать следующие выводы:

1. Анализ цикла работы гидрофицированного СС показал, что одним из наиболее эффективных путей повышения производительности Ас и АЛ является сокращение разброса координаты точки перехода стола с БП на РП.

2. Наиболее полно требованиям, предъявляемым к приводу подачи СС, удовлетворяют ГП подачи с путевым управлением последовательностью переходов и процессом торможения как при переходе с БП на 1РП, так и с 1РП на 2РП. Однако в существующих ГППУ такого типа гидропанель может устанавливаться только на выходе из ГЦ, что снижает надежность работы АС и АЛ и затрудняет получение малых РП; непостоянство утечек на уплотнительных поясках путевого золотника при изменении нагрузки снижает стабильность РП. Кроме того, в приводах, где применяется УГУ с регулятором, конструкция последнего не обеспечивает его работоспособности в требуемом диапазоне изменения параметров привода.

3. Обзор теоретических методов динамического анализа и синтеза детерминированных ГП показал, что они не учитывают специфику ГППУ в современных АС и АЛ, а именно: не разработаны методики анализа и синтеза ГП, в которых применяются УГУ с регулятором, не учитываются особенности централизованного ГП. Кроме того, при синтезе УГУ не учитывается сжимаемость рабочей жидкости, отсутствуют теоретические исследования разброса координаты точки перехода стола с БП на РП при изменении параметров привода, и, следовательно, не увязаны вопросы выбора схемы привода с величиной разброса. Обзор показал также, что при исследовании динамики сложных ГП, какими являются ГП подачи АС и АЛ, наиболее целесообразно применение численных методов интегрирования с использованием ЭВМ. [3]



3. Описание устройства и принцип действия автомата

Автомат кольцераскатный специальный модели 4К-046Б предназначен для раскатки в холодном состоянии подшипниковых колец и кольцевых заготовок, приближающихся по объему к готовому кольцу. Автомат может раскатывать кольцевые заготовки из стали ШХ-15 и других материалов, физико-механические свойства которых не выше указанной стали.

Техническая характеристика:

Скорость раскатки при диаметре наружного валка 500 мм, м/мин 100

Скорость рабочей подачи, мм/мин 0…40

Скорость холостого хода, м/мин 0,75

Диаметр рабочей поверхности бандажа, мм 460…514

Внутренний конус шпинделя бабки раскатника - 50 ГОСТ 15945-82

Посадочный диаметр бандажа, мм 340

Питающая электросеть

- род тока переменный, трехфазный

- частота, Гц 50

- напряжение, В 380

- суммарная мощность электродвигателей, кВт 27,35

Габариты, мм

- длина 2890

- ширина 1955

- высота 2130

Масса, кг 6680

Устройство изделия показано на рисунке 3.1

Автомат скомпонован следующим образом:

На литое основание 9 установлена бабка валка 17, шпиндель которой приводится во вращение приводом (от гидромотора через клиноременную передачу, редуктор и зубчатую муфту). На оси, установленной в расточке кронштейна бабки валка, крепится траверса 12, которая имеет вид рычага. В середине рычага снизу на направляющих скольжения установлена бабка раскатника 3. В конце траверса имеет ось, которая входит в проушину штока гидроцилиндра 15. Гидроцилиндр осуществляет движение подачи. С правой стороны автомата установлен шкаф гидрооборудования 4, а слева - электрооборудования 8, под которым расположена система смазки 14.

Рисунок 3.1 - Устройство кольцераскатного автомата модели 4К-046Б



4. Разработка математической модели гидропривода подачи траверсы автомата

Одним из направлений работы ОАО "ВПЗ" является производство подшипников. Раскатной автомат подвергается значительным динамическим нагрузкам. Должен обеспечивать высокую производительность и качество продукции.

Как показывает опыт, разгон рабочего органа гидропривода, вследствие упругости рабочей жидкости, происходит сравнительно плавно, однако, при торможении рабочего органа, вследствие его большого веса и скорости, возможны удары и рывки.

Для торможения рабочего органа наибольшее распространение, наряду с другими методами, получил метод изменения гидравлического сопротивления гидролинии.

Существует два способа управления торможением. При управлении по пути подвижный элемент управляющего гидроустройства (УГУ) перемещается от поршня гидроцилиндра через передаточный механизм. При управлении по времени подвижный элемент УГУ перемещается отдельным приводом, имеющим свой закон движения (распределитель с электро или гидроуправлением). [10]

Предлагается в гидравлическую схему автомата ввести тормозное устройство, управляющееся по пути, которое должно обеспечить плавную остановку траверсы в крайнем положении, защитить привод от динамических нагрузок и ударов.

Для определения закона движения выходного звена гидропривода, применим математическое моделирование.

Математическое моделирование - исследование объекта, при котором изучается не сам объект, а система, находящаяся в соответствии с познаваемым объектом, способная замещать его и дающая при исследовании информацию о самом объекте.

В нашем случае модель относится к классу динамических систем, так как описывает изменение параметров во времени.

Рисунок 4.1 - Расчетная схема гидропривода

При составлении уравнений движения ГП приняты следующие допущения:

1. Величина утечек пренебрежимо мала по сравнению с расходами жидкости в полостях ГЦ.

2. Влияние сжимаемости жидкости в каналах пренебрежимо мало.

3. Давление питания постоянно.

4. Инерционные перепады давления в линиях пропорциональны ускорению поршня ГЦ, что допустимо при отсутствии резких колебаний давления.

5. Силой трения в рычагах раскатника пренебрегаем.

Расчетная схема гидропривода представлена на рисунке 4.1.

На схеме приняты следующие обозначения:

m - масса движущихся частей, приведенная к поршню гидроцилиндра, кг;

V, а,- скорость движения и ускорение поршня ГЦ м/с, м/с ²;

Т - равнодействующая всех сил сопротивления, приведенная к поршню, Н;

F_ш - площадь штока, м ²;

F₁, F₂ - эффективные площади в поршневой и штоковой частях ГЦ, м ²;

F_К - площадь золотника в полости управления клапана давления м ²;

P₁, P₂ - давления в поршневой и штоковой полостях ГЦ, МПа;

х₁, х₂ - объемы поршневой и штоковой полостей ГЦ и присоединенных к ним исполнительных магистралей, м ³;

m_К, d_К, F_К, Y_К, V_К-масса, диаметр, площадь, перемещение и скорость золотника клапана давления;

P_В - давление на входе в клапан давления, МПа;

P_К - давление на выходе из клапана давления, МПа;

P_{К 1} - давление в полости управления клапана давления, МПа;

h_К-открытие рабочей щели клапана давления, мм;

e_ПК, N_ПК-жесткость и сила пружины клапана давления, Н/м, Н;

N_ГК - осевая составляющая реактивной гидродинамической силы в клапане давления, Н;

Q_Н - расход жидкости в напорной линии, л/мин;

Q₁, Q₂-расход жидкости в поршневой и штоковой полостях ГЦ, л/мин;

Q_У - расход жидкости через УГУ, л/мин;

Q_{С 1}, Q_{С 2}-расходы жидкости, определяемые сжимаемостью ее в поршневой и штоковой полостях ГЦ и присоединенных к ним исполнительных линиях;

f_У - площадь проходного сечения рабочей щели УГУ, см ²;

б-угол наклона рабочей поверхности кулачка управления, ⁰.

Разработана модель гидропривода в которую входят:

- уравнение движения выходного звена гидродвигателя

- уравнение, описывающее движение золотника УГУ

- уравнение неразрывности.

Уравнение движения гидроцилиндра

; (4.1)

,МПа, (4.2)

, МПа, (4.3)

, МПа (4.4)

- суммарные потери давления в гидроаппаратах, площадь проходного сечения которых не изменяется в процессе торможения, соответственно для напорной линии и сливной линии, МПа;

- потери давления в каналах гидропанели, УГУ, клапане давления, МПа;

- инерционные перепады давления в напорной и сливной линиях, МПа.

Потери давления можем определить по формулам:

, МПа, (4.5)

, МПа, (4.6)

МПа, (4.7)

В обратном клапане и УГУ в процессе торможения меняется проходное сечение, поэтому потери давления зависят не только от расхода, но и от величены перемещения золотника и, следовательно, площади проходного сечения.

,

- постоянные коэффициенты, определяемые на основании экспериментальных данных или по справочным таблицам;

- коэффициенты расхода соответственно в обратном клапане и УГУ.

Инерционный перепад давления для прямой трубы с постоянной площадью поперечного сечения f_i, и длинойl_i определяется по формуле:

, (4.9)

где с - плотность жидкости,

Q-расход жидкости в трубе, л/мин.

Учитывая, что

,

запишем:

, МПа, (4.10)

Инерционный перепад давления в линии определяется как сумма перепадов прямых и выпрямленных участков:

МПа, (4.11)

,МПа, (4.12)

, кг, (4.13)

где m_ж - масса жидкости, приведенная к поршню ГЦ.

Запишем для напорной и сливной линии:

,

Уравнения (4.1)- (4.4) с учетом зависимостей (4.5)- (4.14) приводятся к виду:

, (4.15)

,

,

.

Уравнения неразрывности

,

, (4.20)

, л/мин, , л/мин, (4.21)

Е _{0 -} модуль упругости рабочей жидкости, Па.

Учитывая, что

и ,

уравнения (4.19) - (4.20) с учетом (4.21) приводятся к виду:

,

.

Уравнение равновесия золотника клапана давления:

(4.24)

,

R_к - коэффициент потерь на вязкое трение в каналах управления;

L_пi,d_пi -соответственно длины и диаметры участков канала управления;

Д_п-сжатие пружины при совпадении рабочих кромок золотника и корпуса.

, (4.26)

; (4.27)

- сжатие пружины при совпадении рабочих кромок золотника и корпуса.

,

.

Подставив выражения (4.25) - (4.29) в уравнение (4.24) и обозначив:

К_к=R_kF²_k,

а также учитывая, что

получаем уравнение равновесия золотника подпорного клапана в виде:

.

Уравнение движения золотника управляющего гидроустройства:

, м, (4.31)

где Z-перемещение золотника УГУ, мм;

X - перемещение стола, м;

б - угол наклона рабочей поверхности кулачка управления, ⁰.



5. Динамический анализ и синтез гидропривода подачи траверсы

5.1 Разработка гидравлической схемы

Гидропривод позиционирования раскатника.

При включении электромагнита ЭМ (в соответствии с циклом работы автомата) распределителя Р 11, управляющего реверсом раскатника, жидкость от насоса поступает в линию 18, а линия 17 соединяется с баком насосной установки. При этом линия управления Рх гидрозамка соединяется со сливом и поток масла в гидроприводе проходит следующим образом:

18-Рг 1-Аз(ГЗ)Вз-В-ШП(ГЦ)ПП-Рт(Р 11)Ат-17-бак.

В конце хода кулачок К нажимает на ролик золотника распределителя Р 11 и перемещает его вниз (по схеме). При этом проходное сечение распределителя плавно уменьшается, сопротивление потоку жидкости, вытесняемой из гидроцилиндра возрастает, и скорость движения поршня и жестко соединенной с ним бабки раскатника уменьшается, после чего упорный винт УВ медленно подходит к подпятнику П.

Гидрозамок при отсутствии сигнала управления Рх пропускает жидкость только в одном направлении (гидроцилиндр) и запирает штоковую полость, не позволяя поршню отходить назад.

После окончания обработки электромагнит ЭМ выключается, линия 17 соединяется с баком, а линия 18-с насосом.

При этом в линии управления Рх создается высокое давление, которое открывает гидрозамок. Поток жидкости проходит следующим образом:

18-Кот-ПП(ГЦ)ШП-В-Вз(ГЗ)Аз-17-бак.

Раскатник отходит назад в исходное положение.

Применение плавного торможения с помощью распределителя Р 11 в конце хода позволит повысить точность позиционирования раскатника в рабочей позиции, а применение гидрозамка - предотвратить смещение раскатника назад.

Гидропривод подачи раскатника.

При включении вращения валка поток жидкости от дополнительного насоса Н 2 поступает в рабочую линию гидромотора ГМ, который приводит во вращение раскатник. Из сливной линии гидромотора жидкость вытесняется в бак через регулятор расхода РР 1. Регулятор РР 1служит для бесступенчатого регулирования скорости вращения раскатника. Давление в напорной линии регулируется клапаном КПз.

При выключении вращения валка полости гидромотора ГМ соединяются с баком, жидкость от насоса Н 2 будет сливаться в бак через гидроклапан КПз. При необходимости можно увеличить частоту вращения вала ГМ на этапе рабочего хода траверсы. Для этого к линии питания ГМ дополнительно подключается насос низкого давления (Т) базового насосного агрегата. После быстрого опускания траверсы, когда выключается конечник В 4, включается электромагнит У 7. Поток жидкости от насоса Н 1 через распределитель Р 7 поступает в линию питания ГМ, увеличивая частоту вращения раскатника.

По окончании процесса раскатки и выхаживания кольца, когда сработает концевик В 12, выключается У 7 и насос Н 1 подключается снова к основной гидросистеме автомата.

Управление работой пневмогидравлического аккумулятора.

При выключении насоса выключается электромагнит У 9, в результате чего переключается распределитель Р 9 и заглушит полость аккумулятора А, предотвратив таким образом его непроизводительную разгрузку и отрицательное влияние на работу насоса. При включении насоса включается У 9, в результате чего аккумулятор А подключается к гидросистеме.

5.2 Механизм торможения траверсы

Для осуществления быстрого опускания траверсы и плавного торможения ее перед контактом раскатника с кольцом в схему введен распределитель Р 10 с механическим управлением. При быстром опускании траверсы жидкость из нижней полости гидроцилиндра Ц 1 свободно вытесняется в бак через распределитель Р 10. В конце опускания кулачок К, расположенный на траверсе, воздействует своей рабочей поверхностью на ролик распределителя Р 10 и перемещает его золотник. При этом рабочая дросселирующая щель распределителя уменьшается, сопротивление потоку жидкости возрастает и траверса замедляет скорость. Необходимый закон торможения обеспечивается соответствующим профилированием золотника распределителя. Когда рабочая щель распределителя закроется полностью, поток жидкости из нижней полости гидроцилиндра Ц 1 будет вытесняться в бак через регулятор расхода РР 2.

Позиционирование траверсы в исходном положении.

При подъеме траверсы (включен электромагнит У 5 и левая позиция распределителя Р 1) жидкость от насоса поступает через обратный клапан регулятора расхода РР 2 и гидрозамок ГЗ в нижнюю полость гидроцилиндра Ц 1. Когда срабатывает В 4, выключается электромагнит У 5, распределитель Р 1 устанавливается в среднюю позицию. Гидрозамок ГЗ закрывается и надежно герметизирует нижнюю полость Ц 1. При опускании траверсы, когда включается электромагнит У 4 и правая позиция распределителя Р 1, жидкость от насоса поступает в верхнюю полость Ц 1. Одновременно через канал Рх открывается гидрозамок ГЗ и жидкость из нижней полости Ц 1 вытесняется через него свободно в бак.

В соответствии с приведенной схемой разработаны конструкции гидропривода позиционирования раскатника, гидропривода подачи раскатника.

5.3 Гидравлические расчеты

В данном приводе кольцераскатного автомата используются два гидроцилиндра с односторонним штоком.

Гидроцилиндр подачи раскатника:

1-17070360 ОСТ 2 Г 29-1 - 77

где:

1 - исполнение по точности изготовления: буква отсутствует - нормальная;

2 - исполнение по способу торможения: с торможением в конце хода поршня при его движении в обе стороны;

170 - диаметр поршня;

70 - диаметр штока;

360 - ход поршня.

Выбор насосной установки осуществляем исходя из требуемых расхода жидкости и давления в ГП.

Определяем максимальный расход жидкости, необходимый для питания ГЦ.

Для гидроцилиндра с односторонним штоком расход находим по формулам:

, л/мин (5.1)

где Q_рх - максимальный расход жидкости при рабочем ходе (РХ);

V_рхmax-максимальная скорость гидроцилиндра при рабочем ходе;

F_1cт, F_2cт - эффективная площадь стандартного ГЦ в напорной и сливной полостях.

Значение V_рхmax принимаем:

, м/с

Значения эффективных площадей F_1ст и F_2ст определяем по формуле:

, м ² (5.2)

где D - диаметр поршня;

d-диаметр штока.

Тогда

Номинальная подача насоса Q_н должна превышать номинальное требуемое значение расхода жидкости, т.е. Q_н Q _{н треб}, Q _{н треб ст} =18 л/мин.

На базовой НС установлен насосный агрегат с подачей л/мин. Целесообразно применить НА базового станка или

Расчет и выбор гидроаппаратуры:

Выбор гидроаппаратуры производим из справочной литературы [6] по величине расхода и рабочего давления в той линии, где установлен аппарат; номинальные значения расхода и давления должны быть ближайшими большими к расчётным значениям.

Для каждого аппарата приводим модель, расшифровку его обозначения и основные технические параметры.

1) Распределитель ВЕ 10573Е ГОСТ 24679-81

Номинальный расход, л/мин: 32

Номинальное давление, МПа: 32

Диаметр условного прохода, мм: 10

2) Гидрозамок 3КУ-20/320 ТУ 2-053-0221244.063-91

Диаметр условного прохода, мм; 20

Номинальный расход, л/мин: 100

3) Регулятор расхода МПГ 55-24МТУ 2-053-1790

Диаметр условного прохода, мм: 20

Расход масла номинальный, л/мин: 100

Рабочее давление номинальное, МПа: 20.

5.4 Расчет и выбор трубопроводов

Рассчитаем диаметры и толщины труб, соединяющих аппараты гидропривода, и согласуем их со справочной литературой [6]. Сделаем это для каждого участка, которые разделены на схеме характерными сечениями и местами соединения труб.

Внутренний диаметр трубопровода определяется по формуле:

, мм, (5.3)

где Q - максимальный расход жидкости в трубопроводе;

U_рек - рекомендуемая скорость течения жидкости в трубопроводе.

При выборе значения U_рек необходимо руководствоваться рекомендациями СЭВ РС 3644-72.

Минимально допустимая толщина стенки трубопровода:

, мм (5.4)

где Р - максимальное давление жидкости в трубопроводе;

у_вр-предел прочности на растяжение материала трубопровода; (для стали можно принять у_вр =340 МПа);

К_б - коэффициент безопасности, К_б=2…8.

На гидросхеме различают напорные, сливные и напорно - сливные трубы.

1) Напорные трубы - это трубы, которые на всех этапах цикла подключены к насосу, то есть работают при высоких давлениях. В нашем случае это следующие участки:

Участок 2-6:

Q_н = 18 л/мин = 18 / 60000 = 0,0003 м ³/с.

Рекомендуемая скорость при р_н =7 МПа составляет U_рек = 3,2 м/с.

Определяем внутренний диаметр трубопровода:

мм

Выбираем трубу 141 ГОСТ 6111-52 с шаровым ниппелем 2-18- К 1 1/2" ОСТ 2 Г 91-26-78.

14 - наружный диаметр трубы, мм;

1 - толщина стенки трубы, мм;

2 - конструктивное исполнение на давление;

К 1 1/2" - коническая резьба.

d_н = d + 2Чд = 11 + 2Ч0,14 = 11,68 мм.

d_нd, 11,6811 - условие выполняется,

д_ст?д, 1?0,34-условие выполняется.

Участок 6-24:

Q_бо = 17,3 л/мин = 17,3 / 60000 = 0,0003 м ³/с.

Рекомендуемая скорость при р_н =7 МПа составляет U_рек = 3,2 м/с.

Определяем внутренний диаметр трубопровода:

.

мм

Выбираем трубу 141 ГОСТ 6111-52 с шаровым ниппелем 2-18- К 1 1/2" ОСТ 2 Г 91-26-78.

14 - наружный диаметр трубы, мм;

1 - толщина стенки трубы, мм;

2 - конструктивное исполнение на давление;

К 1 1/2" - коническая резьба.

d_н = d + 2Чд = 11 + 2Ч0,14 = 11,68 мм.

d_нd, 11,6811 - условие выполняется,

д_ст?д, 1?0,34-условие выполняется.

2) Сливные трубы - это трубы, которые на всех этапах цикла подключены к гидробаку, то есть работают при низких давлениях. В нашем случае это следующие участки:

Участок 35-36:

Q_бо = 17,3 л/мин = 17,3 / 60000 = 0,0003 м ³/с.

Рекомендуемая скорость при р_н =0,9 МПа составляет U_рек = 2 м/с.

Определяем внутренний диаметр трубопровода:

мм.

Выбираем трубу 181 ГОСТ 6111-52 с шаровым ниппелем 2-18- К 1 1/2" ОСТ 2 Г 91-26-78.

18 - наружный диаметр трубы, мм;

1 - толщина стенки трубы, мм;

2 - конструктивное исполнение на давление;

К 1 1/2" - коническая резьба.

d_н = d + 2Чд = 14 + 2Ч0,0056 = 14,01 мм.

...