熔模炸藥鑄型冒口自動去除機構(gòu)設(shè)計

王 勇，高宏力，李世超，任效龍

（西南交通大學(xué) 機械工程學(xué)院，四川 成都 610031）

1 引言

冒口的去除方法取決于鑄件材料和鑄型，我們所研究的是一種炸藥熔模鑄型冒口的去除方法。該熔鑄型炸藥是烈性炸藥，屬于易燃易爆物質(zhì)，其生產(chǎn)成型加工是一個極其危險的工藝。目前該工藝還是采用人工錘擊的辦法，而人為的不可控，存在不可預(yù)估的危險性。我國八、九十年代就成熟運用如切割澆冒口的帶鋸機[1]、液控多向氣動錘[2]等根據(jù)鑄造材料提出的去除冒口方法。在近期一些近代鑄件清理方式[3]的研究中還提到：鑄件清理過程中還是人工敲除冒口。這種清除冒口的方法：一方面由于人為因素很難保證冒口斷裂質(zhì)量；另一方面，沒能把人從惡劣工作環(huán)境中解放出來，不符合人文發(fā)展的要求。綜合以上所述的澆冒口去除方法，對于炸藥熔模鑄型冒口去除方法相關(guān)的研究較少。在作業(yè)現(xiàn)場，冒口的去除方法依然是人工敲除，該工藝存在很高的危險性。第二部分運用斷裂力學(xué)及理論力學(xué)研究了冒口斷裂的方式及斷裂理論力的大小，分析了冒口的斷裂運動。第三部分進行冒口去除機構(gòu)的設(shè)計。第四部分實驗論證。最后一部分是總結(jié)。

2 冒口斷裂的理論分析

2.1 力學(xué)分析

冒口斷裂分析需要解決兩個問題：一是斷裂力學(xué)行為分析；從斷裂力學(xué)和冒口的斷裂運動出發(fā)，設(shè)計機構(gòu)來耦合冒口的斷裂運動。另一個是斷裂理論力學(xué)，研究冒口的斷裂判據(jù)[4、7]，提出最佳的冒口去除方法。實體模型圖，如圖1所示。模型尺寸：彈體高H1=168mm，直徑d0=200mm；冒口圓錐高H2=109mm，大徑d1=86mm，小徑d2=57mm。根據(jù)冒口實際結(jié)構(gòu)，分析其容易失效的截面以及斷裂的原因和機理。從斷裂力學(xué)角度來看，斷裂分為三種形式，即I型斷裂、II型斷裂和III型斷裂[4]。該冒口的斷裂屬于I型斷裂，即張開型斷裂，實體冒口預(yù)設(shè)有水平周向縮頸裂紋，符合I型的斷裂條件。對于 I型斷裂：由于 KII=0，則有 cosθ0=1=1，θ0=0即純I型斷裂裂紋的開裂角度為θ0=0，裂紋沿所在的平面開裂和擴展。此時，應(yīng)力的分量描述為θ0=0時，在裂紋延長線上的應(yīng)力分布

圖1 實體模型Fig.1 Solid Model

τxy=0時，拉應(yīng)力分量最大，裂紋最容易沿著x軸方向擴展。斷裂判據(jù)及斷裂韌度為強度因子，Y是裂紋形狀系數(shù)（1～2）。對于任何含有裂紋的結(jié)構(gòu)的構(gòu)件：應(yīng)力值、裂紋長度增長或同時增加，都導(dǎo)致強度因子的增加。當Kl達到某一個極限值時，裂紋將出現(xiàn)失穩(wěn)擴張，即發(fā)生斷裂[5]。因此斷裂判據(jù)條件為。所以，當達到斷裂判據(jù)條件，而開裂角θ0=0時，拉應(yīng)力分量最大，斷裂沿x軸方向，可以獲得較好的冒口斷裂面，此時也是最佳的斷裂方式。已知冒口斷裂判據(jù)和斷裂條件，應(yīng)用結(jié)構(gòu)力學(xué)計算冒口斷裂時所需要作用力的大小，如表1所示。表1有四種不同的施力方式下冒口材料斷裂最小值[6]。從表中可以直觀的看出，施加水平力時，所需要的作用力最小，而純剪力時最大。因此，施加水平力是最佳的施力方式。

表1 斷裂極限值Tab.1 The Fracture Limit Table

2.2 Workbench仿真分析

文獻[8]基于有限元的疲勞分析方法及實踐，詳述了機械零件的疲勞分析過程。應(yīng)用workbench仿真分析熔模鑄件也能達到預(yù)期值。根據(jù)實際實驗材料為525水泥，其彈性模量為E=1.5×1010Pa，泊松比為μ=0.30，密度為ρ=3.10×103kg/m3，分析結(jié)果如圖所示。純拉力：應(yīng)用workbench里的結(jié)構(gòu)靜力仿真模塊，添加模塊后，設(shè)置相關(guān)參數(shù)，添加約束，施加6708N的拉力，最后運算求解。得應(yīng)力為2.6777MPa，而材料許用應(yīng)力是2.63MPa，結(jié)果與實際相近，所以理論計算是科學(xué)的。結(jié)果，如圖2（a）所示。水平力：水平力的仿真與拉力的仿真方法一樣。所求應(yīng)力為2.8236MPa與許用應(yīng)力2.63MPa比較相近，因此，理論計算合理。結(jié)果，如圖3（b）所示。純扭力：扭力仿真應(yīng)力為6.271MPa，許用應(yīng)力是5.98MPa，結(jié)果也是科學(xué)合理的。仿真結(jié)果，如圖2（c）所示。剪切力的仿真與以上方法相似，這里不再贅述。從仿真結(jié)果可以明顯看出應(yīng)力最大處是在冒口與彈體連接處，也就是斷裂發(fā)生的頸縮斷裂處，與預(yù)期結(jié)果相同，如圖2所示。

圖2 Workbench仿真Fig.2 Simulation of the Workbench

3 機械結(jié)構(gòu)設(shè)計與分析

3.1 機構(gòu)力學(xué)模型建立及優(yōu)化

實際敲擊過程是一個瞬態(tài)過程，文獻[9]給出了弧面凸輪機構(gòu)的設(shè)計與校核思路。根據(jù)實際使用要求，提出力學(xué)模型。如圖3所示分別建立圖 3（a）、圖 3（b）、圖 3（c）三種模型，對模型建立力學(xué)方程及優(yōu)化對比：模型圖3（a），力學(xué)方程為F+（-F）=ma=0。模型圖3（b），力學(xué)方程為其中r是lBP，θ是lBP與F力方向的夾角，而F=G1-G2，G1是施加的水平力，G2是冒口斷裂所需力的大小。模型圖3（c），力學(xué)方程為：斷裂瞬間F=ma，斷裂后其中 v1隨著F1的減小而減小，同時r1是在限定的范圍內(nèi)減小一定量。三個模型的提出和力學(xué)方程的建立，依據(jù)是實際使用要求。從模型圖3（a）到圖 3（b），再到圖 3（c）是力學(xué)模型的優(yōu)化設(shè)計過程。模型圖 3（a），由于爪手的夾持作用，使得冒口與機械手成為剛性體，敲擊力F被剛性體直接抵消。對模型圖3（a）優(yōu)化，得到模型圖3（b）。在模型圖3（b）中，θ值越大，力 Fsinθ（θ＜π/2）就越大，并且動力系統(tǒng)的附加剛度也隨著θ增大而減小。但是依然存在附加剛度，還有運動干涉，不滿足運動要求。為了減小附加剛度，消除運動干涉，提出優(yōu)化模型圖3（c）。模型圖3（c）是在BP上裝減振器C和減振器D，減振器C消除水平方向的剛度和運動干涉，減振器D限制爪手的旋轉(zhuǎn)運動，提高加工安全。因此，綜合三種模型的優(yōu)缺點，模型圖3（c）滿足最優(yōu)設(shè)計要求。

圖3 三種動力學(xué)模型Fig.3 Three Kinds of Dynamic Model

3.2 機構(gòu)的工作原理

從前面我們已經(jīng)知道：以最優(yōu)的方式提供作用力，當滿足斷裂判據(jù)時，冒口將以張開型發(fā)生斷裂。跟據(jù)實際模型和冒口斷裂運動，提出力學(xué)模型。以上兩點為機構(gòu)的設(shè)計提供依據(jù)。結(jié)合冒口實際尺寸和實際的冒口斷裂運動，提出本機構(gòu)的工作流程，如圖4所示。工作流程以炸藥熔摸鑄件為核心，實際動作時將其固定不動，保證安全。第二步夾持冒口，避免敲擊斷裂后，冒口掉在地上發(fā)生危險。第三步提供敲擊作用，要求一次敲斷，但是可能需要二次敲擊。工作流程，如圖4所示。

圖4 工作流程圖Fig.4 Work Flow Chart

3.3 機構(gòu)的組成

根據(jù)文獻[10]的指導(dǎo)，機構(gòu)采用自動敲擊方案，使用沖擊氣缸敲擊。依據(jù)熔模鑄件的特殊要求，以及冒口斷裂的最優(yōu)施力方式對機構(gòu)進行設(shè)計。工作過程：首先把熔模鑄件裝夾在裝夾臺上（工作流程圖4）。第二步機械爪手夾持冒口，機械抓手對冒口有豎直向上的預(yù)緊力，該力的大小能使冒口在斷裂之后冒口與鑄件快速分離，避免冒口與鑄件碰撞。最后一步敲擊，通過氣泵提供氣源，氣動控制回路控制氣缸的沖擊和回收。以面分別介紹各個機構(gòu)的組成及原理，如圖5所示。

圖5 整體裝配圖Fig.5 Assembly Diagram

3.3.1 操作臺

操作臺由機構(gòu)底座1和鑄件裝夾臺4組成。機構(gòu)底座1同時也是固定和裝配其他機構(gòu)的平臺。

3.3.2 定位裝夾機構(gòu)

定位裝夾機構(gòu)的作用是固定鑄件，保證加工精度和加工安全。機構(gòu)由裝夾臺4、定位塊5、壓緊桿6和壓緊塊7組成。

3.3.3 托舉夾持機構(gòu)

該機構(gòu)由機械抱爪9、機械爪手底座11、爪手托板12、導(dǎo)向柱14和未標出的彈簧、抓手直線軸承及減緩器組成。機構(gòu)有兩個動作：一個是彈簧作用于導(dǎo)向直線軸承上，推動托舉板連同抱緊冒口的機械抓手沿著導(dǎo)向柱向上運動。該運動保證冒口快速向上運動，使其與鑄件快速分離；另一個動作是夾持冒口8的機械爪10，當冒口8被敲斷，機械爪10及其夾持的冒口將圍繞機械抓手底座11轉(zhuǎn)動。冒口8斷裂后快速轉(zhuǎn)動，與鑄件分離，使得冒口與鑄件沒有摩擦或二次相撞。減緩器限定了抓手的轉(zhuǎn)動角度，避免由于轉(zhuǎn)動角度過大炸藥從冒口中灑出。這兩個運動的合運動是不規(guī)則的圓周曲線運動，與冒口的斷裂不規(guī)則相吻合。

3.3.4 敲擊機構(gòu)

氣缸敲擊由氣缸3、氣缸調(diào)角底座2和氣動系統(tǒng)組成。通過氣缸底座2可以調(diào)整氣缸3與底座1的夾角，即可以調(diào)整不同氣缸敲擊角度，從而得到不同的敲擊效果。機構(gòu)的整體結(jié)構(gòu)是擬合冒口斷裂運動而設(shè)計。從前面的分析，我們已經(jīng)知道冒口的斷裂是不規(guī)則的圓周曲線運動。如果輔助的設(shè)計的機構(gòu)的運動模型與冒口的斷裂運動形式不耦合，那么附加機構(gòu)將會產(chǎn)生附加剛度，干涉冒口的斷裂運動。因此，設(shè)計的機構(gòu)機械手具有豎直向上的運動和一個旋轉(zhuǎn)運動。豎直向上運動是由彈簧提供的隨機彈力，及旋轉(zhuǎn)運動，他們的和運動是不規(guī)則的圓周曲線運動，與冒口的斷裂運動耦合。同時機械手的設(shè)計又減小了由于冒口斷裂時，冒口對鑄體的擠壓力，提供了足夠的使用安全。

4 實驗結(jié)果分析

冒口自動去除機構(gòu)加工裝配完成后，對其進行小范圍試運行測試：機構(gòu)無卡死、干涉現(xiàn)象，如圖6（a）所示。把機構(gòu)調(diào)試到最佳狀態(tài)，并且調(diào)試好其余設(shè)備（如氣動系統(tǒng)、傳感器和采集儀等），然后進行試驗。實驗效果，如圖6（b）所示。

圖6 實物圖Fig.6 Picture of Real Products

機構(gòu)采用S型力傳感器，其一端裝于氣缸推桿頭部，另一端裝有尼龍敲擊頭，如圖6（a）所示。使用東方所的DASP采集儀采集力的大小，得到的時域波形，如圖7所示。反復(fù)多次試驗，本機構(gòu)能夠穩(wěn)定運行。圖7是試驗中的一個案例，該圖是敲擊力時域波形圖，采集到的力的大小是F1=601N。對該力分解，即F水平方向=Fcosθ，θ∈［15°，30°］。把力代入上式得 F水平方向=560N，由前面的理論計算可知，斷裂最小力 F許用=478N。從而有F水平方向＞F允許，滿足設(shè)計要求，并且獲得斷裂質(zhì)量較好的斷裂冒口。

圖7 時域波形圖Fig.7 Time Domain Waveform Figure

5 總結(jié)

運用斷裂力學(xué)研究冒口的斷裂特性，結(jié)合實際冒口的尺寸計算出斷裂的最小力。運用ANSYS仿真驗證了斷裂力的有效性。由于冒口的斷裂的不確定特性，所以斷裂后的冒口運動是不確定性曲線運動。利用計算結(jié)果與斷裂運動特性，設(shè)計冒口自動去除機構(gòu)。經(jīng)過多次實驗并且反復(fù)優(yōu)化改進了機構(gòu)。最后實驗證實了機構(gòu)具有良好的效果，以及理論分析的有效性，并獲得良好的冒口斷裂面?？梢姳緳C構(gòu)的設(shè)計是合理有效的。

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