KONSTRUKČNÍ NÁVRH RÁMU LISU CKW 630 SVOČ – FST 2009 Bc. Martin Konvalinka, Jiráskova 745, 340 22 Nýrsko Česká republika ABSTRAKT Práce obsahuje pevnostní kontrolu rámu lisu CKW 630 provedenou analytickou metodou a metodou konečných prvků. Porovnání výsledků obou metod a konstrukční úpravy lisu pro zvýšení lisovní síly ze 6,3[MN] na 8[MN] s následnou kontrolou navrženého řešení. KLÍČOVÁ SLOVA hydraulický lis, rám, traverza, napětí, analytický výpočet rámu lisu, metoda konečných prvků (MKP), hydromotor 1 ÚVOD Předmětem této práce je lis s označením CKW 630 využívající hydraulický pohon. Tento hydraulický lis je tvářecí stroj určený pro volné kování výkovků z ingotů. Společností Žďas byl lis navržen na kovací sílu 6,3[MN]. Tato síla je vyvozována jedním pracovním válcem. Předmětem této práce je posouzení dvou základních částí lisu, tedy O-rámu a střední nepohyblivé traverzy stávajícího stavu lisu a při zvýšení kovací síly na 8[MN]. Maximální možná excentricita působení síly na kovadla je 100[mm]. Součástí práce jsou i konstrukční úpravy pro zvýšení lisovní síly. 2 TECHNICKÝ POPIS HYDRAULICKÉHO KOVACÍHO LISU CKW 630 Vlastní lis se skládá z: pohyblivého rámu řešeného jako jednodílný odlitek, střední (stolové) traverzy, která je složena ze tří částí: 9 základní částí, která slouží pro upevnění pracovního válce, 9 dvěmi víky traverzy, které zajišťují vedení O-rámu, 9 obě víka jsou spojeny se základní částí pomocí šroubů, kluzných vedení pomocí kterého je O-rám veden po střední traverze, pracovního válce a dvou zpětných válců, patek, které nesou pouze vlastní tíhu lisu a tíhu výkovku – spojení střední traverzy se základem lisu. O-rám i střední traverza je z oceli na odlitky 42 2712.5.
Obrázek 1: Hydraulický kovací lis CKW 630 3 ANALYTICKÝ VÝPOČET LISU STÁVAJÍCÍHO STAVU Metoda výpočtu rámu lisu je převzata z literatury [2]. 3.1 Stanovení výpočtového modelu Je uvažován nejhorší případ namáhání rámu - pěchování na maximální možnou výšku výkovku 700[mm]. Rozměry střední čáry profilu, viz obrázek 2: c = 1800[mm] d = 1907,5[mm] h = 4855[mm] l = 2250[mm] e = excentricita tvářecí síly v podélném směru lisu - proměnná: 100[mm], 78,8[mm], 39,4[mm]
Vnitřní staticky neurčité složky sil: H…….osová síla V…….síla v rovině řezu M…….ohybový moment FQ = síla , kterou působí nepohyblivá střední traverza na rám (síla ve vedení)
Obrázek 2: Střední čára profilu a matematický (výpočtový model) 3.2 Výsledky napětí pro různé excentricity Potřebné vztahy pro výpočet, viz. literatura [2,7].
σ Opř = τs =
Momax
(1)
Wo1
T max S1
(2)
σ red = σ Opř 2 + 3.τ s 2 Excentricita ε [mm] 100 78,8 39,4
(3) Příčník σopř [MPa]
τs [MPa]
σred [MPa]
Bezpečnost k (Re=280[MPa])
47,46 47,46 47,46
-5,91 5,85 5,74
48,55 48,53 48,49
5,77 5,77 5,77
Tabulka 1: Maximální napětí v příčníku
σ st = σ Ost + σ Tst = Excentricita ε [mm] 100 78,8 39,4
Momax Wo2
Fj + 2 S2
σost [MPa] 27,88 21,97 10,99
(4)
σTst [MPa] 22,50 22,50 22,50
Stojna σst [MPa] 50,38 44,47 33,49
Tabulka 2: Maximální napětí ve stojně
Bezpečnost k (Re=280[MPa]) 5,56 6,30 8,36
Obrázek 3: Vliv podélné excentricity na napětí stojny 4 VÝPOČET LISU STÁVAJÍCÍHO STAVU MKP Pro výpočet je použit software NX 6.0 s řešičem NX Nastran 5.
Obrázek 4: Model se sítí konečných prvků 4.1 Podmínky pro výpočet V sestavě pro FEM je model střední traverzy uvažován jako jeden kus. Nebyly zde tedy uvažovány šroubové spoje základní části s víky traverzy pro vedení O-rámu. Výpočtové modely všech částí sestavy jsou prostorové, liší se od reálných konstrukcí zanedbáním tvarových podrobností (nepatrné přechody), které nemají zásadní vliv na vypočtené hodnoty v tělesech, ale způsobily by komplikace při vytváření sítí jednotlivých částí modelů a vedly by ke zvýšení složitosti výpočtu. Nářadí jako desky, lišty či kovadla jsou vymodelovány jako součásti zatěžovaného elementu bez uvažování styků a posuvů. Výkovek (tvářený polotovar) je nahrazen pomocí geometrické přímky v prostoru, která znázorňuje osu výkovku. Osa výkovku je vyosena, přičemž vlastní vyosení výkovku vnáší do modelu sestavy požadovanou excentricitu. Je uvažován nejhorší případ namáhání rámu, tedy pěchování na maximální možnou výšku výkovku 700[mm].
4.2 Výsledky redukovaného napětí dle hypotézy Von-Mises pro maximální excentricitu 100[mm] Napěťový stav modelu lisu je zobrazen se 100 násobným zvětšením deformací.
Obrázek 5: Výsledky redukovaného napětí Označení Hodnota [MPa] Bezpečnost k vůči Re=280[MPa] (42 2712.5) σ1 σ2 σ3 σ4 σ5 σ6 σ7 σ8 σ9 σ10
68 94 100 85 110 107 118 83 78 96
4,12 2,98 2,80 3,29 2,55 2,62 2,37 3,37 3,59 2,92
σ11 σ12 σ13 σ14
94 96 116 116
2,98 2,92 2,41 2,41
Tabulka 3: Maximální redukované napětí Z hlediska pevnosti je střední nepohyblivá traverza i O-rám pro maximální excentricitu 100[mm] naprosto vyhovující. 5
POROVNÁNÍ ANALYTICKÉ METODY A MKP
5.1 Napětí v příčníku v nejnamáhanější oblasti Oblasti porovnání jsou zvoleny dle maximálních napětí z analytického výpočtu rámu lisu.
Obrázek 6: Redukované napětí příčníku dle Von-Mises Rozdíl mezi analytickým výpočtem a výpočtem pomocí MKP v příčníku činí 5,5[%]. 5.2 Napětí ve stojně v nejnamáhanější oblasti
Obrázek 7: Redukované napětí stojny dle Von-Mises
V této oblasti se v rohu rámu vyskytují špičky napětí až 96[MPa], viz napětí σ12. Tyto špičky napětí jsou způsobené přídavným krutovým namáháním od příčné excentricity ve výpočtu MKP, která není v analytickém výpočtu akceptována, a samozřejmě tvarovou podrobností fyzikálního modelu MKP. Rozdíl mezi analytickým výpočtem a výpočtem pomocí MKP v oblasti stojny mimo tvarové podrobnosti činí 8[%]. 6 KONSTRUKČNÍ ÚPRAVY PRO ZVÝŠENÍ LISOVNÍ SÍLY Zvýšení lisovní síly ze 6,3[MN] na 8[MN] je provedeno pomocí přídavné pracovní síly nově navržených zpětných hydromotorů. 6.1 Návrh a kontrola zpětného hydromotoru Metoda výpočtu zpětného hydromotoru převzata z literatury [2]. Návrh pístu a pístnice. Návrh válce pomocí teorie tlustostěnných nádob. Kontrola pístnice na vzpěr (bezpečnost 3,7). Kontrola závitů mezi přírubami a válcem (měrný tlak v závitech 24,3[MPa]). Kontrola závitů na pístnici (měrný tlak v závitech 28,25[MPa]).
Obrázek 8: Konstrukce nových zpětných hydromotorů Navržená konstrukce zpětného hydromotoru umožňuje vyvinout přídavnou pracovní sílu 0,85[MN] na jeden zpětný hydromotor ve směru pracovním a 0,55[MN] na jeden zpětný hydromotor ve směru zpětném. Lze tedy navrženým řešením vyvinout celkovou pracovní sílu od zpětných hydromotorů 1,7[MN] a zpětnou sílu 1,1[MN] => celková jmenovitá síla pracovního a dvou zpětných hydromotorů v pracovním směru se rovná požadované síle 8[MN]. 7 KONTROLA NAVRŽENÉHO ŘEŠENÍ MKP Navržené řešení konstrukce lisu je zkontrolováno na maximální možnou excentricitu 100[mm]. Pro výpočet je použit software NX 6.0 s řešičem NX Nastran 6. Model se sítí konečných prvků obdobný s jako při kontrole obrázek 4. Podmínky pro výpočet shodné s kapitolou 4.2. 7.1 Výsledky redukovaného napětí navrženého řešení dle hypotézy Von-Mises pro excentricitu 100[mm] Napěťový stav modelu lisu je zobrazen se 100 násobným zvětšením deformací.
Obrázek 9: Výsledky redukovaného napětí traverzy
Obrázek 10: Výsledky redukovaného napětí rámu Označení
Hodnota [MPa]
Bezpečnost k vůči Re=280[MPa] (42 2712.5)
σ1 σ2 σ3 σ4 σ5 σ6 σ7 σ8 σ9 σ10 σ11 σ12 σ13 σ14 σ15 σ16
77,9 112,1 130 91,1 93 102,7 133,7 138,7 104,2 90 126,3 120,5 121,4 95 45 140
3,59 2,50 2,15 3,07 3,01 2,73 2,09 2,02 2,69 3,11 2,22 2,32 2,31 2,95 6,22 2,00
Tabulka 4: Maximální redukované napětí Z hlediska pevnosti vůči mezi kluzu je navržená konstrukce lisu (střední nepohyblivá traverza i O-rám) pro maximální excentricitu 100[mm] vyhovující a to s minimální bezpečností rovnou 2. Hodnoceny jsou napěťové špičky v modelu lisu. Hydraulický kovací lis je v pracovním režimu namáhán dynamicky, proto je vhodná kontrola lisu na dynamickou (únavovou) pevnost.
8 KONTROLA NAVRŽENÉHO ŘEŠENÍ NA ÚNAVU Při cyklickém namáhání je doporučeno kontrolovat součásti na dynamickou (únavovou) pevnost. Skutečný způsob namáhání lisu je dán počtem pracovních cyklů za určité časové období. Nejvíce namáhanou částí lisu je O-rám, který je vyroben z oceli na odlitky 42 2712.5 => Re = 280[MPa], Rm = 500 - 650[MPa] a je zatěžován převážně míjivě. Z výpočtu napjatosti rámu pomocí MKP byla zjištěna hodnota maximálního lokálního napětí v kritickém místě rámu (uložení pracovního hydromotoru), viz obrázky 9,10 a tabulka 4 σ 16 = σ red max 1 = 140[MPa] , tato hodnota je podrobena výpočtu na únavu. Při proměnlivém (cyklickém) zatížení lisu je možné uvažovat dvě charakteristická využití: 70[%] maximálního zatížení => bezpečnost proti mezi únavy:
k=
1
σa σm + σ C* σ F
=
1 49 49 + 58,8 1500
= 1,15
(5)
30[%] maximálního zatížení => bezpečnost proti mezi únavy:
k=
1
σa σm + σ C* σ F
=
1 21 21 + 58,8 1500
= 2,69
(6)
V kritickém místě rámu (uložení pracovního hydromotoru) je koeficient bezpečnosti proti mezi únavy pouze 1,15. Standardně se volí tento koeficient větší než 1,5. Jelikož v tomto kritickém místě rámu vzniká tlakové zatížení, dochází k jeho stahování. Není tedy v tomto místě nebezpečí vzniku únavových trhlin. ZÁVĚR A DOPORUČENÍ Na závěr této práce mohu konstatovat, že se podařilo navrhnout koncepci lisu se zvýšenou lisovní silou z 6,3[MN] na 8[MN], včetně všech konstrukčních úprav s tím souvisejících. Doufám, že výsledky práce budou přínosem pro řešení dané problematiky a poslouží zadavateli FORTECH Plzeň jako poklad pro další zpracování. Ve výpočtu na dynamickou únavovou pevnost je uvažována po celou dobu životnosti maximální excentricita výkovku a maximální možná výška výkovku (zahrnuto ve výpočtu MKP). Pokud by byl lis namáhán na tyto extrémní případy po celou dobu jeho využití, hrozilo by nebezpečí vzniku únavových trhlin, protože navržená konstrukce lisu splňuje podmínky trvalé pevnosti pro maximální lokální napětí zjištěné MKP s relativně nízkými koeficienty bezpečnosti proti mezi únavy. LITERATURA Knižní publikace: [1] STANĚK, J. Základy stavby výrobních strojů – tvářecí stroje. Plzeň: ZČU, 2004. [2] ČECHURA, M., STANĚK, J. Tvářecí stroje – hydraulické lisy. Plzeň: ZČU, 1999. [3] RUDOLF, B., KOPECKÝ, M. Tvářecí stroje – Základy výpočtů a konstrukce. [4] RUDOLF, B., KOPECKÝ, M. Tvářecí stroje – Základy stavby a využití. Praha: SNTL, 1985. [5] KOVÁČ, A., RUDOLF, B. Tvárniace stroje. Bratislava: ALFA, 1989. [6] ŽENÍŠEK, J., JENKUT, M. Výrobní stroje a zařízení. Praha: SNTL, 1990. [7] HOSNEDL, S., KRÁTKÝ, J. Příručka strojního inženýra – strojní části 1. Praha: ComputerPress, 1999. [8] LEINVEBER, J., ŘASA, J., VÁVRA, P. Strojnické tabulky – upravené a doplněné vydání. Praha 6: Scientia, spol. s.r.o., 2000. [9] KOLEKTIV. Pružnost a pevnost II. Praha: ČVUT, 1985. [10] KŘÍŽ, R.,VÁVRA,P. Strojírenská příručka – Svazek 5. Praha: Scientia, spol. s.r.o., 1994. Internet: [11] TRELLEBORG SEALING SOLUTIONS CZECH, s.r.o. [online] dostupné na: <www.tss.trelleborg.com/cz> [18] HANSA FLEX SPOL. s.r.o. [online] dostupné na: <www.hansaflex.cz> [23] HYDRAULICS, s.r.o. [online] dostupné na: <www.hydraulics.cz>
