Устранение причин трещинообразования в ползуне мощного кривошипного штамповочного пресса

Полный текст

Введение Проблема обеспечения надежной работы оборудования машиностроительных производств в настоящее время становится все более актуальной, так как старение оборудования во многих отраслях промышленности значительно опережает темпы технического перевооружения[9]. Коснулась она и отрасли производства кузнечно-прессового оборудования [1]. Основной причиной выхода из строя стареющего оборудования практически любого назначения являются усталостные трещины [2-4]. Существуют различные подходы к изучению этого вопроса, касающееся как развития лабораторных исследований [5], так и привлечения сложного математического аппарата к описанию явлений, происходящих при циклическом приложении механических напряжений к деталям оборудования при выполнении технологических операций [6]. Но решения пока нет. Для мощных технологических машин развитие и рост усталостных трещин напрямую связан с промышленной безопасностью [7]. Известно, что при производстве большинства изделий военного назначения и народного потребления используются операции штамповки, которые производятся на кривошипных штамповочных прессах [8]. Технологии штамповки непрерывно развиваются [9]. Для внедрения новых технологий необходимы новые технологические машины. Однако в силу низких темпов технического перевооружения главной тенденцией является модернизация существующего оборудования. При модернизации парка кузнечно-прессовых машин, в частности кривошипных штамповочных, стремятся сохранить крупногабаритные металлоемкие детали при замене системы управления и узлов гидравлики и/или пневматики дополнительных исполнительных механизмов. Такой подход в России экономически и технологически оправдан. Для стран, у которых нет мощностей для изготовления штамповочных машин собственных марок, существует необходимость покупки оборудования за рубежом, как правило, из экономических соображений на рынке вторичных продаж после длительного периода эксплуатации. Это привело к образованию большого рынка вторичной продажи прессов, в том числе в Индию и страны Юго-Восточной Азии. Бывает, что к моменту продажи машина меняет третьего и более хозяев. В этом случае требуется грамотная предпродажная подготовка, чтобы избежать аварийных ситуаций и отказов оборудования после его монтажа на предприятии-покупателе. Обеспечение долговечности кривошипных штамповочных машин после периода длительной эксплуатации актуально как для промышленности развивающихся стран, так и для российской. Это требует подходов, основанных на математическом моделировании, методах неразрушающего контроля и экспериментальных исследованиях. Рассмотрим способы устранения причин трещинообразования в деталях технологического оборудования на примере мощного кривошипного листоштамповочного пресса, в процессе предпродажной подготовки которого выявлены трещины в ползуне. Объектом исследования стал пресс номинальной силой 800 тс (8 МН), массой 150 т, предназначенный для операций холодной листовой штамповки - вырубки/пробивки, разрезки, проколки, надрезки, обрезки, гибки, скручивания. Штамповка может производиться на двух позициях. Пресс (рис. 1) находился в интенсивной эксплуатации с 1989 г. Материал ползуна - сталь марки 1.1181 немецкого производства, которая является аналогом российской стали 35 [10]. Так как при обследовании ползуна пресса не представлялось возможным осуществить вырезку образцов для определения механических характеристик металла, то согласно [11] принималась величина предела прочности (временного сопротивления разрыву) 530 МПа. В процессе предпродажной подготовки выявлены трещины в ползуне и принято решение, что все выявленные дефекты будут исправлены в процессе монтажа на производственной площадке покупателя. На основе математического моделирования и экспериментальных исследований установлены причины трещинообразования, частично показанные в [12]. Рис. 1. Рабочая зона исследуемого пресса (фото Чжо Заяр) Figure 1. Working area of the studied press (photo by Kyaw Zaya) Изображение выглядит как стол, обеденный стол Автоматически созданное описание Рис. 2. Трещины в ползуне, выявленные в процессе обследования (фото Чжо Заяр) Figure 2. Cracks in the slider revealed during the examination (photo by Kyaw Zaya) 1. Моделирование напряженнодеформированного состояния ползуна для выявления причин трещинообразования Для определения причин трещинообразования и разработки мероприятий по их устранению проведен вычислительный эксперимент. Создана трехмерная модель ползуна исследуемого пресса по натурным замерам на объекте со всеми изменениями, внесенными при эксплуатации пресса (рис. 3), то есть с параметрами, отличающими от заданных чертежами. Выполнены два варианта расчета: 1) силы на рабочей поверхности ползуна равны по величине и приложены симметрично относительно плоскости симметрии ползуна, перпендикулярной фронту пресса; 2) приложение сил на одну позицию на рабочей поверхности ползуна в 2 раза больше силы, приложенной ко второй. Результаты расчета сведены в табл. 1. Оценка напряженно-деформированного состояния ползуна производилась методом конечных элементов c помощью пакета прикладных программ SolidWorks с конечно-элементным анализом (МКЭ-FEA) [13; 14]. Расчет численным методом выявил, что неодинаковость приложения нагрузки на двух рабочих позициях привела к образованию трещин в сварном соединении рабочей поверхности ползуна за счет увеличения максимальных напряжений и смещения зоны их действия к сварному шву, где и сформировалась усталостная трещина (рис. 3-5). Изображение выглядит как текст Автоматически созданное описание Рис. 3. Модель ползуна (существующий вариант) Figure 3. Slider model (existing version) Таблица 1 Результаты расчета ползуна (предпродажный вариант) Вариант расчета Величины в месте формирования усталостного дефекта Эквивалентные напряжения, МПа Осевые напряжения, МПа Перемещения по линии действия технологической силы (ось Y), мм Деформация Х Y Z 1 150 34 12 78 1,4 8×10-4 2 200 67 20 95 2,1 1,5×10-3 Table 1 Slider calculation results (pre-sale option) Calculation option The values are indicated at the place of formation of the fatigue defect Equivalent stresses, MPa Axial stresses, MPa Displacement along the line of action of technological force (axis Y), mm Deformation Х Y Z 1 150 34 12 78 1.4 8×10-4 2 200 67 20 95 2.1 1.5×10-3 01 Рис. 4. Эквивалентные напряжения по IV теории прочности (Губера, Мизеса, Генки). Приложение равных технологических сил на двух позициях (распределенная нагрузка 15 МПа) Figure 4. Equivalent stresses according to IV theory of strength (Huber, Mises, Genki). Application of equal technological forces in two positions (distributed load 15 MPa) Рис. 5. Эквивалентные напряжения по IV теории прочности (Губера, Мизеса, Генки). Приложение технологических сил на двух позициях различное по величине (распределенные нагрузки 10 и 20 МПа) Figure 5. Equivalent stresses according to IV theory of strength (Huber, Mises, Genki). The application of technological forces in the two positions is different (distributed loads 10 and 20 MPa) 2. Моделирование напряженнодеформированного состояния ползуна с ребрами жесткости Вопросам возникновения и роста дефектов при циклическом приложении механических напряжений в деталях конструкций различного назначения посвящены работы [15-17]. Показано, что наиболее эффективно сказывается на замедлении процесса формирования и роста усталостных дефектов снижение уровня напряжений. В [18] проведен подробный анализ возможных дефектов в базовых деталях кузнечно-прессовых машин, описаны возможные сценарии развития эллиптических, полуэллиптических и сквозных дефектов. Там же приведен разработанный авторами способ торможения трещин путем снижения технологических сил машины. Но в рассматриваемой задаче данный подход оказался не применим. Покупателю важно было сохранить номинальную силу пресса и возможность одновременной штамповки на двух позициях. Поэтому было принято решение после разделки и заварки образовавшихся усталостных трещин повысить местную жесткость путем установки ребер жесткости внутри ползуна исходя из конструктивных возможностей. Очевидно, что полностью устранить саму возможность приложения неодинаковых по величине сил на двух позициях двухпозиционного пресса невозможно даже при соблюдении всех технологических инструкций. Она может возникнуть из-за разнотолщинности материала (в том числе в пределах допуска), разных механических свойств заготовок на двух позициях и т. д. В связи с этим был проведен расчет напряженно-деформированного состояния ползуна с установленными ребрами жесткости по двум вариантам - силы на двух позициях одинаковые (вариант 3, рис. 6) и с разными силами, аналогично варианту 2 в расчете вышеприведенного предпродажного варианта (вариант 4). Данные расчета сведены в табл. 2. Рис. 6. Эквивалентные напряжения по IV теории прочности (Губера, Мизеса, Генки). Вариант расчета с установленными ребрами жесткости. Приложение равных технологических сил на двух позициях (распределенная нагрузка 15 МПа) Figure 6. Equivalent stresses according to IV theory of strength (Huber, Mises, Genki). Calculation option with stiffeners installed. Application of equal technological forces in two positions (distributed load 15 MPa) Таблица 2 Результаты расчета ползуна с установленными ребрами жесткости Вариант расчета Величины в месте формирования усталостного дефекта Эквивалентные напряжения, МПа Осевые напряжения, МПа Перемещения по линии действия технологической силы (ось Y), мм Деформация Х Y Z 3 90 6 18 42 1,14 5×10-4 4 110 12 30 51 1,72 9,4×10-4 Table 2 Results of calculating a slider with stiffeners installed Calculation option The values are indicated at the place of formation of the fatigue defect Equivalent stresses, MPa Axial stresses, MPa Displacement along the line of action of technological force (axis Y), mm Deformation Х Y Z 3 90 6 18 42 1.14 5×10-4 4 110 12 30 51 1.72 9.4×10-4 3. Циклическая долговечность ползуна при различных вариантах нагружения Далее была рассчитана циклическая прочность (долговечность) ползуна исследуемого пресса. Примем, что напряжения меняются по синусоидальному закону [20] при коэффициенте асимметрии 0 (пульсирующие циклы) с условием соблюдения всех правил обслуживания и эксплуатации машины. Значение коэффициента чувствительности материала к асимметрии цикла ψ, согласно действующему ГОСТу 25.504-822,[10] (1) В рассматриваемом случае для стали марки 1.1181 по (1) ψ = 0,13. Приведенные к симметричным циклам напряжения (с коэффициентом асимметрии -1) определяются следующим образом: (2) Расчетные данные для четырех вариантов расчета напряженно-деформированного состояния ползуна приведены в табл. 3. Принимаем согласно ГОСТ 25.504-82 для коэффициента асимметрии цикла -1 величину предела выносливости материала ползуна: 0,55 - 10-4). (3) По (3) = 263 МПа. Далее определяем коэффициенты, математически описывающие снижение предела выносливости: - масштабный коэффициент (фактор) принимается по ГОСТ 25.504-82 - εмф = 0,5; - коэффициент, зависящий от качества обработки поверхности по [19], (4) Параметр качества обработки поверхности принимается Rz = 100. По (4) получаем 0,81: - коэффициент, зависящий от влияния сварки, согласно ГОСТ 25.504-82, - εсв = 0,6; - принимается допущение, что материал абсолютно чувствителен к надрезам. Предел выносливости ползуна σ-1п с учетом всех снижающих факторов составит 64 МПа. Число циклов до разрушения по кривой А. Веллера, построенной в полулогарифмических координатах, определяется согласно [19] следующим образом: (5) где N0 - базовое число циклов (принимается 107); k - параметр, равный тангенсу наклона ветви многоцикловой усталости кривой А. Веллера в полулогарифмических координата (53 МПа). Полученные значения долговечности приведены в табл. 3. Также рассчитано число циклов формирования усталостного дефекта. Расчет велся по гипотезе накопления усталостной повреждаемости Мэнсона [19]. Мэнсон предположил, что усталостный процесс нужно подразделить на основные фазы - зарождения трещины и развития трещины до критической величины (соответствующей моменту разрушения). Это позволяет оценить длительность каждой фазы отдельно. В работе Мэнсона [20] для оценки фазы развития трещины применены следующие выражения: (6) где Νр - число циклов распространения трещины после ее образования (число циклов роста дефекта); Ν - полное число циклов до разрушения; Р и p - экспериментально определенные коэффициенты. Число циклов зарождения (формирования) трещины: . (7) По многочисленным экспериментам Мэнсоном установлено, что p = 0,6, P = 14 за всех типов стали. Следовательно, согласно (6) и (7), можно записать: . (8) Анализ расчетных данных из табл. 3 показал, что неодинаковое приложение нагрузки на рабочих позициях в 3,5 раза ускоряет формирование усталостных дефектов. Таблица 3 Расчетные долговечности (число циклов нагружения) 1 Максимальные эквивалентные напряжения цикла (расчет МКЭ), МПа 150 Вариант 1 200 Вариант 2 90 Вариант 3 110 Вариант 4 2 Напряжения, приведенные к симметричным циклам по (2), МПа 85 113 51 62 3 Число циклов до разрушения по (5) 4×106 1,2×106 ∞ так как σ-1п > σапр ∞ так как σ-1п > σапр 4 Число циклов формирования дефекта по билинейному правилу Мэнсона по (8) 3,9×106 1,1×106 ∞ ∞ Table 3 Design life (number of loading cycles) 1 Maximum equivalent cycle stresses (calculation of FEM), MPa 150 Option 1 200 Option 2 90 Option 3 110 Option 4 2 Stresses reduced to symmetrical cycles according to (2), MPa 85 113 51 62 3 Number of cycles before failure according to (5) 4×106 1.2×106 ∞ because σ-1sl > σаred ∞ because σ-1п > σаred 4 The number of defect formation cycles according to the Manson bilinear rule according to (8) 3.9×106 1.1×106 ∞ ∞ Заключение На основании проведенного инженерного исследования можно заключить следующее: - основной причиной трещинообразования в ползуне мощного кривошипного штамповочного пресса является несимметричное относительно плоскости симметрии ползуна, перпендикулярной фронту пресса, приложение технологической силы (разные технологические силы на двух штамповочных позициях). Неравномерное приложение нагрузки на рабочих позициях в 3,5 раза ускоряет формирование усталостных дефектов; - установка ребер жесткости внутри ползуна позволяет вывести ползун из зоны трещинообразования даже при несимметричном приложении нагрузки на штамповочных позициях, что доказывает эффективность метода повышения местной жесткости конструкции с трещиной; - предложенное конструктивное решение позволяет минимизировать изгибные напряжения в зоне сварки у вновь разрабатываемых кузнечно-прессовых машин этого класса.

Об авторах

Анна Владимировна Корнилова

Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет

Email: anna44@yandex.ru
ORCID iD: 0000-0001-5569-9320

доктор технических наук, профессор кафедры испытания сооружений

Российская Федерация, 129337, Москва, Ярославское шоссе, д. 26

Чжо Заяр

Московский государственный технологический университет «СТАНКИН»

Автор, ответственный за переписку.
Email: k.kyawzaya@yandex.ru
ORCID iD: 0000-0003-0131-1399

аспирант, кафедра композиционных материалов

Российская Федерация, 127055, Москва, Вадковский пер., д. 1

Список литературы