陳 浩，董必輝

（常州紡織服裝職業(yè)技術(shù)學(xué)院機電學(xué)院，江蘇常州 213164）

0 引言

近年來隨著制造業(yè)的飛速發(fā)展，鑄造生產(chǎn)也取得了可觀的經(jīng)濟效益，逐步發(fā)展為機械化、自動化、智能化造型。靜壓造型機是目前較為理想的造型方法，為國內(nèi)外鑄造設(shè)備廠家普遍采用[1-3]。諸多學(xué)者也在該領(lǐng)域進行了深入地研究，并取得了豐碩的研究成果。在液壓方面，為了提高垂直分型水平射壓造型機生產(chǎn)效率和可靠性，寇文超[4]設(shè)計出了新型的液壓系統(tǒng)，并對主要液壓元件進行了計算分析；薛艷等[5]基于高壓大流量液壓插裝閥技術(shù)研制出了靜壓造型機的液壓驅(qū)動系統(tǒng)；為了降低造型線液壓系統(tǒng)的能耗，張友亮等[6]提出了伺服直驅(qū)泵控技術(shù)方案，充分發(fā)揮液壓傳動與電氣控制的雙重優(yōu)點。在結(jié)構(gòu)設(shè)計方面，何道明等[7]針對EFA-SD 6.5靜壓造型線主機存在的問題，進行了結(jié)構(gòu)改進和國產(chǎn)化設(shè)計；蔡武豪[8]以Visual Studio為開發(fā)平臺，以C#為開發(fā)語言，設(shè)計并二次開發(fā)了具有良好人機交互界面的靜壓造型主機參數(shù)化設(shè)計系統(tǒng)；吳天宇等[9]基于有限元法對四工位脫箱造型機桁架進行了優(yōu)化，使得最大變形量和最大等效應(yīng)力均有大幅下降，改善了原方案的受力、變形狀況。在控制技術(shù)方面田靜等[10]在分析了靜壓造型線的工藝流程的基礎(chǔ)上，同時參考國內(nèi)、外的技術(shù)經(jīng)驗，進行了電控系統(tǒng)的設(shè)計；王智明[11]基于西門子PLC順序控制功能塊使用結(jié)構(gòu)化編程技術(shù)完成了KW造型線的控制系統(tǒng)開發(fā)；張少芳等[12]提出了一種基于分布式I/O和PROFIBUS總線的過程控制方法，大幅度提高了砂型鑄造過程中各個工藝之間互相協(xié)作的能力；臧千強等[13]在分析了靜壓造型線的組成與工藝流程的基礎(chǔ)上，以西門子CPU作為處理器、ET200S模塊作為I/O從站，開發(fā)了該造型線的數(shù)字化的電控系統(tǒng)。

機身是造型機的重要組成部分，在造型過程中機身的變形會造成分型面的上下移動，如果變形不一致，則會導(dǎo)致造型面傾斜，對造型質(zhì)量產(chǎn)生影響，而為了保證機身的剛度，往往通過增加立柱的直徑，上下梁的厚度來保證機身剛度，這樣往往會機身整體質(zhì)量的增加，造成成本的增加。在保證強度與剛度達(dá)標(biāo)的前提下，對機身進行輕量化設(shè)計，對提高產(chǎn)品競爭力具有重要意義。本文以某型造型機為研究對象進行靜力學(xué)分析，充分了解機身剛度與強度，并根據(jù)計算結(jié)果進行機身輕量化設(shè)計，最終完成結(jié)構(gòu)優(yōu)化。

1 造型機原理及其主要技術(shù)參數(shù)

1.1 造型機的原理

靜壓造型線的工作過程主要分為造型段、下芯段、上箱段、澆注段、冷卻段和返回段。其中靜壓造型主機是造型段的核心設(shè)備。在造型段靜壓造型主機的工作流程如下：砂箱的上箱和下箱依次被推入靜壓造型主機中，然后造型主機舉起砂箱并完成接箱、加砂、靜壓壓實、回程起模等動作，造型完成后的砂箱被推出主機，從而完成一個靜壓造型作業(yè)流程。造型機結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 造型機結(jié)構(gòu)示意圖

靜壓造型機工作原理如下：（1）合模，下液壓缸帶動下圍框向上運動，下圍板上行過程中將分模板向上推動，與上圍框接觸后停止運動，此時分模板下面與下圍板接觸，分模板上面與上圍板接觸；（2）噴砂，壓力噴砂系統(tǒng)工作向下圍框、下推板、下模之間沖砂，向上圍框、上推板、上模之間沖砂，沖砂過程中型砂推動下推板和上推板分別向下、向上運動，當(dāng)型砂的充填達(dá)到需求時，下推板和上推板觸動限位開關(guān)，結(jié)束噴砂，上推板和下推板對型砂進行壓實并保壓一段時間；（3）脫模，下圍框和下推板共同下行帶動分模板下行與上砂型分離，當(dāng)下砂箱模塊到達(dá)預(yù)定位置后，推型機構(gòu)將分模板推出；（4）下芯，檢查、清理下模，將所需砂型放入脫模后的下模的指定位置，完成下芯；（5）脫箱，下圍框和下推板帶動下砂型向上運動與上圍板進行合箱，然后上推板向下推動上砂型從上圍框中脫出，同時推板和下圍框同步向下運動帶動上下砂型一起向下運動，當(dāng)整個砂型下降到制定高度后，下推板靜止，下圍框繼續(xù)下降，下砂型從下圍框中脫出，至此上下砂型完成脫箱；（6）推型，推型機構(gòu)將脫箱后的砂型推出造型機，造型機進行下一個砂型的制作。

1.2 造型機的主要技術(shù)參數(shù)

本文研究對象為新研發(fā)的某型靜壓造型機，該造型主要采用PLC技術(shù)控制液壓與氣壓系統(tǒng)實現(xiàn)砂型的制造，多段多速變換合箱、分箱速度快，采用氣流加砂射砂方式，充砂無虛角，砂型高度任意可調(diào)，調(diào)整方便。該型造型機具體的參數(shù)如表1所示。

表1 造型機主要參數(shù)

另外，該型號造型機的機身如圖2所示。底座和側(cè)立板的材料為HT250，其抗拉強度為250 MPa，泊松比0.3，彈性模量90 GPa；其他零件為45鋼，屈服強度355 MPa，彈性模量取210 GPa，泊松比取0.27。

圖2 機身結(jié)構(gòu)

2 機身靜力學(xué)分析

2.1 有限元模型的建立

采用SolidWorks軟件建立造型機機身的三維模型，在不影響計算準(zhǔn)確性的前提下，對模型進行了必要的簡化，忽略了結(jié)構(gòu)上的小特征。然后，在有限元分析軟件中采用四面體對機身進行網(wǎng)格劃分[14-15]，并對接觸部位和受力較大部位進行網(wǎng)格細(xì)化處理，劃分結(jié)果如圖3所示，單元數(shù)為177 172個，節(jié)點數(shù)為313 250個。

圖3 機身有限元模型

2.2 載荷與邊界條件

該造型機在造型壓實過程中，下油缸（缸徑210 mm）工作壓力為25 MPa，可計算出額定的壓實力為8.66×105N。因此在施加載荷時將下液壓缸的安裝位置采用遠(yuǎn)端位移約束6個自由度，在兩個上液壓缸安裝位置分別施加豎直向上的拉力4.33×105N。上、下圍框與立柱之間有直線軸承可以上下滑動，因此兩者接觸位置設(shè)置了摩擦因數(shù)為0.02的摩擦接觸。另外，立柱的上下兩端有螺栓連接，在分析時也進行了螺栓連接設(shè)置；其他部位的接觸對分析影響不大，均進行了簡化，僅設(shè)置為綁定接觸。載荷與邊界條件的設(shè)置如圖4所示。

圖4 載荷、邊界條件與接觸定義

2.3 分析結(jié)果

圖6 底座應(yīng)力云圖

圖7 上工作臺應(yīng)力云圖

圖9 側(cè)立板

在額定壓實載荷作用下，造型機機身的Von-Mises應(yīng)力如圖5~9所示，機身豎直方向的變形如圖10所示。由圖5~9可知：機身應(yīng)力最大的零件為上工作臺，最大應(yīng)力位于工作臺上液壓缸安裝孔周圍，該位置由于直接承受造型機的壓實力，因此此處應(yīng)力最大，分析結(jié)果與實際情況相符，最大應(yīng)力值為370.04 MPa；底座的最大應(yīng)力也位于下液壓缸安裝孔周圍，最大應(yīng)力為88.48 MPa；立柱的最大應(yīng)力為205.72 MPa，位于立柱的上部；而側(cè)立板的應(yīng)力很小，只有6.31 MPa，主要是上下液壓缸的載荷沒有作用在側(cè)立板上，并且側(cè)立板也不在受力方向上。由圖10可知，最大位移處位于上工作臺的中部，機身豎直方向的最大位移量為3.54 mm，底座左端在豎直方向上也有一定的位移，位移量小于3.1 mm，該處之所以出現(xiàn)豎直方向位移量主要是因為底座右端承受壓實力而導(dǎo)致左端翹起。

圖5 機身應(yīng)力云圖

圖10 豎直方向變形云圖

3 機身結(jié)構(gòu)優(yōu)化

3.1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

機身的設(shè)計要求：結(jié)構(gòu)安全系數(shù)大于或等于1.4（即45鋼的許用應(yīng)力為253 MPa，HT250許用應(yīng)力為178 MPa），豎直方向的變形量小于或等于3.1 mm（機身高度的1‰，機身高度3 100 mm）。從上述分析來看上工作臺的最大應(yīng)力370.04 MPa，大于45鋼的許用應(yīng)力253 MPa；機身豎直方向的最大變形為3.54 mm，大于設(shè)計要求的3.1 mm。

本次優(yōu)化目標(biāo)：機身豎直方向變形量小于或等于3.1 mm，上工作臺的最大應(yīng)力小于或等于253 MPa。考慮到其他零部件的尺寸、安裝位置與空間，選取以下參數(shù)作為優(yōu)化設(shè)計的變量：立柱的直徑、上工作臺的厚度、立板的厚度、底板的厚度等。限制條件：不增加機身整體質(zhì)量。

本文對該阻尼器進行了如圖11所示的優(yōu)化：①工作臺強度不夠，增加工作臺的厚度能夠有效改善其應(yīng)力數(shù)值，因此上工作臺的厚度從140 mm增加至150 mm，上液壓缸的安裝孔周圍加厚至220 mm；②立柱長度3 100 mm，在豎直變形方面起到?jīng)Q定的影響，加粗立柱能夠有效改善豎直方向變形，因此立柱的直徑從100 mm增加至120 mm；③為了降低機身的總重量，又因為側(cè)立板受力較小，因此減少了側(cè)立板上加強筋的數(shù)量，降低了部分加強筋的厚度，側(cè)立板的質(zhì)量從原來1 167 kg降低至753 kg。

圖11 優(yōu)化后的機身

3.2 優(yōu)化前后對比分析

優(yōu)化前后對比分析結(jié)果如表2所示。由表可知優(yōu)化前后造型機機身的豎直方向變形從3.54 mm降低至2.68 mm，整體質(zhì)量從10 007kg降低至9 965 kg，最大應(yīng)力從370.04 MPa降低至246.03 MPa，立柱最大應(yīng)力從205.72 MPa降低至137.59 MPa，以上參數(shù)均達(dá)到設(shè)計要求。優(yōu)化后上工作臺的最大應(yīng)力降低了33.51%，立柱最大應(yīng)力降低了33.12%，機身豎直方向的變形量降低了24.29%，機身總質(zhì)量降低了0.42%。優(yōu)化后的機身在總質(zhì)量沒有增加的情況下結(jié)構(gòu)強度和剛度均有明顯的改善。

表2 優(yōu)化前后對比

4 結(jié)束語

本文以某型靜壓造型機為研究對象，采用有限元法對其機身結(jié)構(gòu)進行了靜力學(xué)分析，并在此基礎(chǔ)上進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計，得出如下結(jié)論。

（1）從靜力學(xué)分析結(jié)果發(fā)現(xiàn)原有機身結(jié)構(gòu)的受力并不均勻，個別零件的應(yīng)力超出了材料的許用應(yīng)力，豎直方向的最大變形量也超出了設(shè)計要求。

（2）通過增大立柱直徑和上工作臺厚度有效地降低了機身豎直方向的變形量和工作臺的最大應(yīng)力，優(yōu)化后上工作臺的最大應(yīng)力降低了33.51%，立柱最大應(yīng)力降低了33.12%，機身豎直方向的變形量降低了24.29%。

（3）通過優(yōu)化側(cè)立板的結(jié)構(gòu)，不僅抵消了立柱和上工作臺增加的用料，還降低了機身的總質(zhì)量，優(yōu)化后機身總質(zhì)量降低了0.42%，符合優(yōu)化前后總質(zhì)量不增加的要求。