冶金机械设计手册第七篇.pdf

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1、! ! ! ! “ “ “ “ 第第第七七七篇篇篇 铸造机械设计 第一章型砂紧实机构设计 第一节气动微震机构设计 气动微震机构因具有高效、 节能、 减震， 以及可以实现压震， 利用动压实力等特点， 被广泛 用于微震压实造型机和多触头高压造型机中。按支承结构的不同， 气动微震机构可以分为弹 簧微震机构和气垫微震机构两大类。表 ! “ # “ # 中列出两种微震机构的性能对比。 表 ! “ # “ #两种微震机构性能对比 技术性能弹簧微震机构气垫微震机构 刚度调节需更换弹簧调节气垫压力 预压力调节范围调节范围小调节范围大 震击力变化幅度基本不变可在较大范围内变化 震击强度较强较弱 震击频率较低较高

2、 对起模的影响起模时有浮动起模时无浮动 维修工作比较容易密封件易损坏 制造加工大弹簧制造困难对同心度要求较高 一、 气动微震机构示功图分析 对气动微震机构震击效果的判别， 广泛应用示功图分析法， 即绘制微震机构一次震击循环 的示功图， 然后求出单位活塞面积的撞击比能 $ 和撞击效果 （$ “ $%） ） % ( 5*+(+?!1(+2*(+*.2# 2+0AB. +， 则 #$% #)*%* /（0 1 + 1 7） 这种工况下的示功图如图 0 1 + 1 7 所示。图中点 $ 位于阻力线外侧， 阻力线左移， 因此震 铁向下运动的速度较快， 进气不充分， 使曲线 +2$6 左移。当震铁上行时，

3、 由于气垫反力小， 使 震铁以小的运动速度与工作台撞击， 撞击效果差。这种工况反映在示功图上是长的排气行程 !“#$ 和陡峭的封闭曲线。 图 ! “ # “ $ !% “/1 ; 公司高压造型机$1/1 ; “11 ; 211,211 $42/2“112“1$1 9: 公司高压造型机$/11 ; $(11 ; 。 !“#$ 气垫初始压力 !“对震击效果有显著影响， 图 # $ % $ # 是不同气垫压力时的示功图， 有关 数据列在表 # $ % $ 0.?%4/4 ./40.%0/#44%#/4 ./640?/5） 2（! “ # “ #-） 式中9- 预压缩量， 其值等于$#； 5、 5、

4、4 5 震铁的位移， 速度和加速度； 5- 余隙高度； 5# 、 5 ? 进气孔和排气孔位置的坐标； !“# !“#$ 符号函数， 当%! * 37 3 * ) 1( ! ( ? !*) 1*! ( 1 () ( * （- , * , *） 将式 （- , * , *8） 、（- , * , *） 代入式 （- , * , *=） 右侧， 得 3 35 （7 !* ） ) /0 /0! ( 1* 1 () ( * 3 * * , *时 !“#$ !“#!“$“ % 表达式 / 值 压力比值 9 表达式 /%“/“/%.7)5 0 及震击缸内气体压 力 # 为常量。对式 （1 2 $ 2 ) 2

5、 之差就是撞击力。动静比是动压实力与静压实力的比值。 1） 平均碰撞冲量 3?A， 即一次震击循环时间内的平均碰撞冲量。 微震机构对型砂的紧实作用主要在压震阶段， 预震只对型砂起初步紧实和填砂均匀化的 作用。在压震时， 震铁以一定的速度撞击工作台， 将动能传给砂箱中的型砂， 使其紧实。显然， 撞击速度越大， 撞击时间越短， 撞击动量就越大， 紧实效果越好。从撞击能量考虑则有 6 “ 67 9 2 39 （B : #“ B7:#） :./9 因为 B7#2 0B#， 所以上式可写成 6 “ 67 9 2 39B: # （# “ 0:） :./9 （! “ # “ :$） 在撞击瞬间， 下列等式成

6、立 4 = 2 4 4 2 # D 4 !“#$ 由以上各式可以看出， !“ 、 ! #、 $ 与 % 范围内变化时， 衡量指标的差 异可达到 (8 #“;2 4 （) * + * ,?） 从以上分析可以看出， 当液压系统的工作压力 及流量 4 选定后， 若活塞的有效工作面 积 2 变化， 则活塞推力和活塞移动速度都会改变； 如果各工序的工作行程 ;一定， 则整个造型 循环时间， 或造型机的生产率也因之改变。为满足压实实砂的工艺和生产率要求， 而又避免选 !“#$ 用高压、 大流量的液压泵造成浪费， 在压实造型机中多采用增速油缸或组合油缸。 !“ 有增速油缸的压实机构 现以 #$!% 垂直分型

7、无箱射压造型机为例， 说明增速油缸的作用及其设计问题。该机主 油缸 （见图 9 活塞面积08*+， 流量 8 #“(. - #(0 %= 根据资料介绍， 每平方米砂型面积需消耗自由空气 中的一组曲线。由此可知， 不同的抛掷指数 !， 即不同的起抛角“,获得的飞跃角# )不 同， 因而铸型与栅床的碰撞点也不同。 表 3 2 ?* “, BCD(*?5A *?3)4 *?;4 *?&;3 *?)5 *?;4 *?3; *?A54 B （E）*?* ?5 #) BCD(?A5;?43A5?)A4 B （E） ?*)? （二） 铸型与栅床弹性碰撞时的运动分析 在落砂机工作时， 铸型与栅床的碰撞多是弹性

8、碰撞。如果在栅床的每一振动周期中， 铸型 !“#! 图 ! “ # “ $抛掷指数 % 与飞跃角!） 式 （3 ） 是关于 “ 的一般表达式， 但是当 7 $ 1 时则要应用式 （3 9)=) ? # =)( =) =“ !“# 图 ! “ # “ $%冲击式振动落砂机工作原理 图 ! “ # “ $） 冲击振动落砂机容许铸型质量变化范围大， 而且#可以大于 $， 这一点与普通惯性振 动落砂机不同。因为在这种落砂机中， 铸型是放在冲击架上并不参与振动， 而且铸型的落砂一 是靠栅床对铸型的冲击作用， 二是靠铸型被抬起后在下落时与冲击架的碰撞作用， 所以即使铸 型质量大抬起不高， 甚至抬不起来，

9、则至少还有栅床对铸型的冲击落砂作用。国内设计的冲击 式振动落砂机的#值一般取为 ; : %。 （.） 冲击式振动落砂机因在近共振区工作有振幅扩大现象， 因此在同样铸型的情况下， 所 需激振力比普通惯性振动落砂机小。设激振力及栅床的振动微分方程分别为 ?“ #*+, “= 0 3=； 9 物料颗粒作用于槽底的正压力， 9 # 5 （,“ -,“4） : 56()%#） # 槽体工作面的倾角， 向下输送时取 “ : ” 号， 向上输送时取 “ - ” 号。一般向下倾角 为# 8= =?“。物料在抛掷期间所经历 的相位角称为飞跳角% :， 因此%:%$:!:; $ ） $ 振动输送机的生产率 ? （

10、:3） 为 ? 7 .,3A6 % 式中3 料层厚度，3 为 5， 一般不得大于料槽高度的 (, % ） 式中 # 频率比，#“ ! !.； !. 系统固有频率，!.“ - 6 -. !5 ； = 阻尼比， = “ 7 *5!.。 由式 （) ( * ( )） 知 12$“ 9 (# * （9 (# *）* 6 （*=#） ! * 代入式 （) ( * ( );） 得 !“#“ ! “ #$% （# ） 如取主振弹簧刚度 $ + ;“ #， 则这时 5 + ， 正压力 ? 6 ， 将式 （- ) + ) .-） 中的! 7值代入公式 ? 6 （;7 ( ; 7=） ( A% （9） “#! “

11、+; （9） #.!-; （9） -*? 在 7 轴和 8 轴的分量为 ;7- 6 7及 ;8外， 还有与加速度方向相反的筛体惯性力 6 ?=7 和 6 ?= 8， 与速度方向相反的阻尼力 6 A7 和 6 A8， 与位移方向相反的弹性力 6 B77 和 6 B88。根据动静法， 在振动的每一瞬时这些力的和应为零， 即 （? 9 ） 由式 （1 . 2 . 3(;） 可以很容易地计算出 -） 如 $ % (， 则有 -） 知 : 6 1“ # )./0! ， 也就是需要一定的“值， 而亚共振区的“ %8“， 因此 7*值势必增加。 弹簧刚度增加后， 传给基础的动载荷也因之增加。而且在本区域工作

12、时， 振动筛的振幅不够稳 定。 图 ! “ # “ :单轴惯性振动筛的幅频响应曲线 #） 共振工作状态当“ ! 7* “ 4 5 2 6“%时， 振幅将急剧增大， 在“6“%时为共振状态。 :） 过共振工作状态当“8 7* “ 4 5 2 6“%时， 则“愈增加振幅愈减小。如 （4 5 2） “ #7*， 则在利用式 （! “ # “ $% : 0! () (! # (*; : （#$） ! # 机器在未隔振时传给基础的动裁荷幅值显然就是激振力幅值 隔振系数计算线图 !“#$ 隔振系数的计算线图见图 ! “ # “ $%， 对该图进行分析， 可得出下述结论。 78 :/+“8 （*8 “为常数

13、） 所得结果完全相 同。现按匀加速运动推导。式 （, ) - ) 4） 可写作 “#!（“ 6 289） ) *2!“ 将初始条件 “ # “3 ， ! “# !“3代入上式得 “#! （“ 36 289） ) *2!“3 （, ) - ) %4） 因为!* “) !*“3# *“ （“ ) “3） 所以!“#*“（“ ) “3） 6 !* “ “3 （, ) - ) %/） ( # （!“) !“3 ） ? “ （, ) - ) %） !“#$ 这种近似计算方法也很简单， 并考虑了摩擦的影响， 准确度有所提高， 较前一种方法进了 一步， 但仍不理想。 四、 精确计算式及准精确计算式 这是一种

14、最新计算方法。它利用两个辅助函数导出关于 ! 的精确表达式， 形式简单， 可以 达到所要求的任何精确度， 并可使用微机进行计算。 按式 （“ # $ # %） 的形式， 建立两个辅助函数 6 ! !4 ;+1“7+ +“ 7! + ( （! “ # “ #+） 砂块由 7(到 7+相对运动时间按式 （! “ # “ #?） 为 * 1 ( “6 7+,AB# 5C 7+ +“ 7! + ( 7+ (“ 7+!6 1 ( “6 7+,AB# 5C 7+ +“ 7! + ( 7+ (“ 7+B86+#!5 （! “ # “ #） !“!# 图 ! “ # “ $砂块形状 图 ! “ # “ !砂块

15、抛出速度及方向 在这段时间内叶轮转角为 !%“） ， 得 $# /!%8989!(#!( 因此 %#* / #!(*!(# ( 图 ) * + * ,抛出速度变化 （忽略摩擦阻力） 示意图 以上推导表明， 如果砂块质心的旋转半径 !“符合式 （) * + * +,） 的条件 （抛出速度最小） ， 则 砂块将铅直向下抛出。实际上因砂块同叶片有摩擦， 砂块本身亦非刚体， 所以有一定误差， 但 对抛砂头参数的确定， 仍有重要参考价值。 二、 抛砂头参数的选择和确定 抛砂头参数直接关系到抛砂机的工作性能和型砂紧实质量， 因此正确地确定这些参数是 非常重要的。这些参数包括生产率， 砂块抛出速度， 叶轮直

16、径， 转速， 叶片数、 宽度、 倾角以及小 皮带的速度和倾角等。一般前两项是给定的， 后面各项由设计者选定。 “: 范围内， 大体上每 -0+: 就有一种规格。国产抛砂机的 品种和规格都很少， 尚未形成系列。抛砂机的生产率习惯上是按紧实型砂的体积计算的。 $# ） $ 砂流头再次与叶片接触的时间间隔为 ?# $%$0 A 7 (-,* “ ! 4 # 7 （） （#） 对于切向抛砂头， 由于砂块是在沿弧板滑动过程中逐渐积聚形成的， 故上式为其最大 功率， 其平均摩擦功率应为 （7 $ -） ! #+,$ ?! H“% （$ 7/ :7 线， 与相对运 动轨迹曲线交于一点 -， 量出 - 点半径

17、! .。如果!.!8, （叶轮叶片根部半径） ， 此! .不能成立， 因为弹丸未撞到与其相对应的叶轮叶片工作表面上， 而是撞到叶轮叶片内端面或下一个相邻 的叶轮叶片上。这就还须在图上量取 （$; 9 #3/% ?） 角画 = 线， 与曲线交于 -;点， -;点半径!;. 才是相遇点半径。后一种情况是不利的， 因为自由飞行时间太长， 缩短了叶轮叶片对弹丸加速 的时间， 降低抛出速度， 并且! .愈大， 弹丸对叶轮叶片的投射角亦愈大， 增加对叶轮叶片的冲 击和磨损。因此如遇到后一种情况， 建议调整分丸轮与叶轮的相对安装位置， 使分丸轮叶片较 其相对应的叶轮叶片沿旋转方向导前一定角度 （一般$; *

18、!$） $ * （! “ # “ !#） 式中* ( （ %!$? . #( %0%A1#%B+ 在 ; #时间内叶轮转角为 #(%;#( *0#A!)C ( !86A9*: 弹丸抛出时的相对速度按式 （! “ # “ 7） 为 # ( A%01A23+（! “ # “ !6） #点的牵连速度 为 ;“ ;#$ ;%$ ;.（* 2 # 转换为弹丸动能的功率； ;% 弹丸与定向套摩擦所耗功率； !“#$ !“ 弹丸与叶轮叶片摩擦所耗功率； !# 克服叶轮内空气阻力所耗功率。 据文献， 以上功率分别为 ! $%$ 5 0“ ? 5, $ ; $0 ; 50= , 5!“ , ;5 5 0A= ,

19、 5!A“ , ;$ 5 0“ ? 5B, $ ; $0 ; 50= , 5!“ （7 , “ , ($） , ;$ 5 0!; , “#56 # ） 上式中系数/?!/ ;5?!5 8 ;/ 物料密实体积流量； 5 空气体积流量。 42 实际混合比 ;7?， 则管中颗粒群的阻力系数 ） 可写成 “ 89% 0“ # , :-(“ （+ * , * 6 % 4 1 2(“ 2# （+ * , * 64） 此即倾斜管道内颗粒群运动的微分方程， 式中的指数 $ 随 ） 计算非球形颗粒的 悬浮速度 =?!。 9% 确定气流工作速度 =)及管径 首先估计一个 值， 代入式 （2 3 $ 3 #） 求出

20、“ )； 由表 2 3 $ 3 - 确定“+ %$ * 3 #* 所以上式可以写成 )#* 6)* ;+ = ;) 6)*+;+ = ;?:; %； 4 倾斜段管长； $ 管道与水平面倾角。 -2( )%3; A， 则 ! A， 则 !） 由以上的分析知， 0 点的绝对速度由下述三个分速度组成， 即 垂直方向!1# +“678 # 水平方向!#“+ （1 % 8; ,7!?3 碾轮的碾压力范围, 8,A 轮心回转半径,7$83 在混砂过程中， 底盘上各处的砂层厚度是不均匀的， 而且在不断变化。为便于计算， 现提 出名义砂层厚度这一术语。假定将每次加料量均匀而松散地平铺在底盘上， 而且不考虑混砂

21、 机立柱及碾轮等所占的空间， 这样得到的砂层厚度就称为名义砂层厚度 B3， 则 BD， I + ,7$83， : + ,7“$ 3， / + ,7!?3， 因此 %D %!G+ 7“ ,7$8 （D 在 FG 素线上， 若“一定， %D。 !“# 图 ! “ # “ $碾轮与砂层接触弧面上的速度分布 在碾轮与砂层开始接触的 %892 从碾轮与砂层开始接触的 %“） “ *3(*-: 图 / ; . ; -弹簧加减压装置计算用简图 * 7 (*:。 (） 9*大， 即使一次加料量增加， 9(增高， 但处于碾轮前方的松散砂层高度 94并不高 （图 / ; . ; -） ， 因而碾轮的前进阻力小。而

22、且 94小， 碾轮与砂层接触的弧形面积就小， 在同样碾压 力时， 砂层所受的比压增加。 )） 9*增大后， 碾轮下面砂层厚度增加， 因为碾轮的碾压力沿垂直方向向下传递是逐渐减 弱的， 所以即使比压较大， 但砂层底部的型砂仍比较松散， 使刮板的刮砂阻力减轻。 !“# 在 !“# 型碾轮混砂机中， $% 873误#?误 /)“-,“)1/)- 显著性 #:-1“-#:-1-/#:-1)/ 误: 5“5)5* : -1-) ?误: “ !“# !“# $%/ ） 叶片每分钟搅拌容积 7 （:* :6/ ） $%-%.$ .$%-(-%.$ *$%(1*%*$%. 左右； 然后按底盘直径和具体结构决定

23、叶片直径， 使搅拌容积尽可能大一些； 最后再根据 这二者计算出混砂转子的转速。 !“# 二、 冲击 ! 摩擦型转子混砂机设计 叶片式混砂转子适用于高速冲击型转子混砂机， 也适用于冲击 ! 摩擦型转子混砂机。高 速冲击型混砂机更适于混合干粉料， 混合的速度快， 消耗的功率也比混制粘土砂低。冲击 ! 摩 擦型转子混砂机是为混制粘土砂而设计的， 这种混砂机的基本型式如图 “ ! # ! $% 所示。混砂 机的底盘和围圈是固定的， 电动机经减速器驱动主轴并使刮板旋转， 从底盘上铲起型砂送向叶 片式转子。叶片式转子用单独的电动机驱动， 以一定的线速度冲击和搅拌型砂， 并应尽可能增 大其搅拌容积。刮板与叶

24、片的转动方向相反， 使型砂产生逆向流动， 而且在刮板与叶片交错的 瞬间， 对型砂施以较大的剪切力， 使砂层间产生强烈的摩擦， 因此这种混砂机兼有高速冲击型 和剪切摩擦型转子混砂机的特点， 混制的型砂性能好， 功率消耗不大。下面将分别介绍冲击 ! 摩擦型转子混砂机的刮板和叶片设计， 以及其参数选择问题。 图 “ ! # ! $%冲击 ! 摩擦型转子式混砂机试验台 $ ! 电动机； #9 3 (.(2 9 )( ;#% $% (.!( （!.3）9 ).)0;(.() （!.3）9 !(.! 混 砂 功 率 5!.“!.)2!./!“.11!.“/!.23!.2/ 5“.!1!.44!.)1(.0

25、!“.!“!.44!.4“ 67(.1/(.“!(.“.)/(./0(.!0(.(0 67% !(1./“.!“.“)./.0!.0(.0 879 （6 7% !(） “ / !“(.)(.2!/3.“!/./“(.“)(.(“ 8谀9 (.(“:谀9 ! ;#9 !“ (.(“ 9 2(;$9 (.) (.(“ 9 “4.) ;#% $9 (.2! (.(“ 9 3(.);#% $% (.!( （!.!）9 31.1;(.() （!.!）9 !2! 碾轮式 混砂机 湿压强度 （!() *+） !.(.14!.(!(.1/!.(!.(3!.(3平均!.( 透气率!/)!4(!/(!/)!/!/

26、4!/4平均!/“ 注： 在 /（“4） 正交试验中， 型砂性能均系三个数据的平均值。 !） 叶片与刮板间距离大的四次试验， 其型砂湿压强度值均偏低； 而叶片与刮板距离小的四 次试验， 型砂湿压强度均较高， 而且其中两次还略高于碾轮混砂机混制型砂的性能。这说明即 使在上抬式叶片及一字形刮板的情况下， 只要工作参数选择得当， 冲击 = 摩擦型转子混砂机在 混砂性能上是能达到碾轮混砂机水平的， 而一次加料量是碾轮式混砂机的 “.0 倍。 “） 型砂的湿压强度与转子电动机的功率消耗有一定的关系， 如图 4 = ) = !1 所示。电动机 !“!# 图 ! “ # “ $%型砂湿压强度与叶片混砂功率关

27、系曲线 输出的能量用于克服叶片在冲击和剪切砂层时遇到的阻力， 并将各种原材料搅拌均匀， 叶片的 线速度越大， 则搅拌更迅速越强烈， 但叶片所受阻力也越大， 功率消耗增加。电动机的能量也 用于克服叶片与砂层摩擦产生的阻力， 摩擦可以使砂粒包覆上粘土膜， 也可能使型砂发热。当 型砂的湿压强度上升时， 叶片所受的阻力增加； 换句话说， 要混制高强度的型砂， 就需要输入更 多的能量， 而且应使这些能量有效地用于混砂。如果主要混砂区域的型砂密度增加， 则叶片阻 力增大， 下压式叶片将型砂向下压使其密度增加， 故消耗的功率比上抬式叶片大， 表 ! “ # “ % 中的数据可以证明这一推论。由于叶片式转子及

28、其传动机构都比较简单， 因此消耗于机构摩 擦作用和惯性作用的无用功率较小； 而且只要叶片的线速度较高部分能深入到砂层中工作， 将 能量直接输入到型砂中， 就可能使有效功率提高。 &） 对混砂性能较好的第 $、 &、 #、 ! 四次试验进行分析， 可以看出， 当叶片距底盘的高度一定 时， 决定型砂性能和功率消耗的主要因素是叶片和刮板的相对运动速度。根据表 ! “ # “ $ 中 数据计算出刮板与叶片的相对速度， 列在表 ! “ # “ $ 中。将最大相对线速度与型砂湿压强 度， 叶片混砂功率的关系， 绘成如图 ! “ # “ ( 所示的曲线。随着叶片与刮板最大相对线速度 的提高， 湿压强度增加，

29、 但达到一定值后增加趋于平缓， 即相对速度有一最佳值， 过大则徒然增 加功率消耗。混砂功率与最大相对线速度呈线性关系， 相对线速度越高则消耗的功率越大。 这里再一次证明， 叶片及刮板的线速度是冲击 “ 摩擦型转子混砂机的重要参数。 表 ! “ # “ $最大相对线速度与湿压强度、 功率消耗的关系 试验号 叶片转速 ) *+,“ $ 叶片最大 线速度 ) -“ $ 刮板转速 ) *+,“ $ 刮板最大 线速度 ) -“ $ 相对转速 ) *+,“ $ 最大相对 线速度 ) -“ $ 型砂湿压强度 $#./ 叶片混砂功率 01 $&234(5$#24&$6&$#234#%645#46% &234(

30、5!!4$&4%(4# #6254&5$#24&$66$#2543%6$46$4 !6254&5!&6%4$&$46$4$# 6） 从方差分析结果看出， 影响型砂湿压强度的最显著因素是叶片转速及叶片距底盘高度， 前者实际是叶片线速度问题， 后者是叶片与刮板间剪切的砂层厚度问题， 厚度小则剪切摩擦作 用强烈。影响叶片混砂功率最显著的因素是叶片转速、 叶片距底盘高度， 以及这两者的交互作 用， 其原因前面已经述及。 冲击 “ 摩擦型转子混砂机是我国自行研制的一种新型高效率混砂机， 经试验室和工厂试 验证明， 它在机器结构、 混砂性能、 使用维修和生产率等许多方面都优于现在普遍使用的碾轮 !“# 式混砂机。当然， 这种混砂机的研制时间并不长， 还需要在生产中经受长期考验； 在混砂机理 和参数设计方面有待深入研究的问题还很多； 混砂机的系列设计任务也十分繁重， 这些都有待 于进一步完善和提高。 图 ! “ # “ $%最大相对线速度与湿压强度、 混砂功率关系曲线 &） 与型砂湿压强度的关系； ） 与叶片混砂功率的关系 !“#!