1600kN 闭式双点压力机组合机身预紧力研究

王 超，刘文仑，崔富钧

（济南大学机械工程学院，山东 济南 250022）

U 型纵梁腹面冲孔采用闭式双点多工位压力机完成冲孔工艺是一种发展趋势，可显著提高冲孔效率。其机身多采用组合机身，布置10 多个独立模架，不同孔径的冲孔所需冲裁力不同、多工位冲孔不同会造成偏心载荷，对机身的受力产生影响。闭式组合式压力机机身主要由底座、立柱和横梁组成，通过四根拉杆将下横梁、立柱、上横梁组成一体，在压力机工作时会承受偏载，压力机的强度及动态性能会直接影响压力机的使用寿命、甚至会影响模具的使用寿命和冲压产品的精度等[1]。

魏明等[2]针对16000kN 六工位压力机的偏载受力情况进行了理论受力分析，指出多工位压力机在承受偏载力时，其最大的剪切应力值和弯曲应力值偏向于受力较高的一侧，或在拉杆的预紧力在受力较大的一侧应适当增加，以达到整体受力一致的情况。张皓等[3]针对JF75G-125 型闭式双点压力机进行静力学及模态分析，指明偏心载荷使得接触压力分布更加不均匀，但对接触压力的影响相对中心载荷变化不大，实际设计中可用中心载荷工况设计合理的预紧系数。任忠伟等[4]针对DCP200-190 压力机在不同预紧力情况下对组合式机身进行刚度分析，通过试验及有限元仿真对比表明，预紧力对组合式压力机刚度影响甚微。金淼等[5]在给定预紧力下，针对液压机的拉压和弯曲变形，推导出了典型预紧组合结构液压机承受中心载荷时上限载荷的计算公式，并通过实验验证，证明其结果的真实性，从而较传统理论计算公式提高了计算精度。董晓传等[6]以承弯组合结构的临界预紧参数为研究对象，采用等效梁长法对传统Airy 应力计算进行了修正，并通过实验与理论计算进行对比，从而得到更准确的临界预紧力，为承弯组合结构临界预紧参数计算提供了新的思路。但已有的研究对偏载程度并没有较好的量化，对偏载与预紧系数的关系缺少系统的研究及对立柱与横梁接触面上的接触力云图分布的描述。

1 压力机机身结构

图1 所示为1600kN 闭式双点压力机组合机身，此组合式机身由上横梁、下横梁、立柱、拉杆和螺母组成，总装配体总高度4700mm，长3500mm，宽2500mm，主要结构参数如表1 所示。

图1 压力机机身结构简图

表1 1600kN 闭式双点压力机主要结构参数

2 有限元分析模型

2.1 几何模型

如图2 所示，装配体由拉杆与预紧螺母将下横梁、左右两侧立柱与上横梁从下至上依次连接，此组合机身共由上下横梁、两侧立柱、4 根拉杆与每根拉杆上下两端的预紧螺母，共16 个零件组成。

图2 几何模型

为方便的进行有限元分析，在不影响仿真结果的条件下，根据Saint Venant's Principle，对机身零部件三维模型进行简化，本文使用Solidworks 完成几何建模。

2.2 材料属性

压力机机身各零部件的材料是不同的，上横梁、下横梁及立柱选用的材料是Q235A，拉杆及预紧螺母选用的材料是45 钢，材料的机械性能参数如表2所示。

表2 材料的机械性能参数

2.3 网格划分

为反映压力机机身实际工作受力情况及提高计算效率，本文选择实体单元Solid187、四面体网格进行划分，整体网格尺寸为80mm；由于拉杆、螺母直径较小，设置局部网格为40mm；为较清晰地观察立柱与横梁接触面的接触压力分布情况，接触面网格划分局部加密为20mm，划分之后共840169 个节点、535442 个单元。

2.4 接触约束与载荷

根据实际安装要求，下横梁下底面与地面接触，则下横梁的下底面选择FixedSupported 进行六个自由度的完全约束；对于各零部件之间的接触设置，如表3 所示。

表3 接触设置

四根拉杆根据不同的工况进行施加相应的预紧力F预预，其数值大小由经验公式（1）[7]进行计算。

其中，F预为总预紧力；k 为预紧系数，取1～2，通常取1.5；F 为公称压力，其值为1600kN。工作台承载1600kN 的公称压力，满足F1+F2=F，闭式双点两轴承的距离为1500mm，则F1、F2的距离是1500mm。

由于多工位压力机非对称冲孔，导致偏载，受力简图如图3 所示，则使F1、F2数值不同，偏载程度以偏载系数i 表示，其值计算如公式2 所示。

图3 压力机受力简图

其中，不同的偏载工况，使i 值改变，但需满足F1+F2=F，i≥1，i 越大则偏载程度越严重。

3 结果与分析

通过对机身加载不同载荷或对拉杆加载不同的预紧力，可提取立柱接触面上关键点的接触压力数值，关键点的位置如图4 所示，其中关键点1、1′与2、2′为左右对称立柱的内、外侧板的中点接触位置；关键点3、3′与4、4′分别为左右立柱前后板的中点接触位置，这样更加方便地研究接触力的分布规律。

图4 立柱接触面上的关键点

3.1 预紧状态下的接触压力

在预紧状态下压力机机身受力F1=F2=F=0，且预紧系数取k=1.5 时，四根拉杆预紧力全为F′预==600kN，此时立柱与上横梁的接触压力云图如图5 所示，接触面关键点的接触压力值如表4所示，可得接触面的接触压力分布规律:立柱内侧接触压力较大大，外侧接触压力较小；左右立柱接触压力对称，同一侧的立柱前后方向上也基本对称，且两端大而中间小。

图5 预紧状态接触压力云图

表4 关键点接触压力

3.2 中心加载时的接触压力

3.2.1 载荷变化时的接触压力（预紧力恒定）

在预紧系数为k=1.5 时，通过改变中心载荷大小，且不发生偏载（即偏载系数i=1），研究接触面的接触压力随着中心载荷变化的分布规律。选择立柱与上横梁接触面上的关键节点1、1′与2、2′作为判断立柱与上横梁是否处于临界分离状态的依据；在关键点1、1′与2、2′处，中心载荷对接触压力的影响曲线如图6 所示，随着中心载荷的增大，关键点1、1′与2、2′处的接触压力逐渐减小，且在关键点1 与1′处的接触压力随中心载荷增大的变化幅度较大。

图6 中心载荷对接触压力的影响曲线

由于本文设计的压力机台面较大，载荷对接触面产生的力矩较大，当工作载荷F1=F2=470kN 时，关键点1 与1′处的接触压力为0，即上横梁与立柱在关键点1、1′的接触处于临界分离状态，按照经验公式提供的预紧系数不能满足此压力机的可靠性要求，且此时接触面的接触压力云图如图7 所示，接触压力在中心载荷的作用下仍然呈现左右对称及前后对称。

图7 接触压力云图（k=1.5 F1=F2=470kN）

3.2.2 公称力加载时的接触压力（预紧力改变）

当F1=F2=800kN，F=1600kN 时，通过改变预紧力F预的大小，研究接触面的接触压力分布规律。关键点1、1′与2、2′处预紧力对接触压力的影响曲线如图8 所示，随着预紧力的增加，关键点1、1′与2、2′处的接触压力逐步增大、对称关键点的接触压力大小基本相同，且在关键点1 与1′处的接触压力随预紧力增大的变化幅度较大。

图8 预紧力对接触压力的影响曲线

通过有限元仿真分析发现，当关键点1 与1′处接触压力恰为0 时，则表示上横梁与立柱的接触面在该关键点处于临界分离状态，所需每根拉杆的预紧力F预=960kN，即预紧系数k=2.4，此时接触压力云图如图9 所示，左右两立柱与上横梁接触面的接触压力仍然左右对称及每一侧立柱接触面的接触压力前后对称。

图9 接触压力云图（k=2.4 F1=F2=800kN）

3.3 偏心加载状态时的接触压力

从大梁冲工艺分析获知，i 应在1～3，当出现偏心载荷时，随着i=的改变，施加不同的预紧力以保证立柱内侧接触不分离，即关键点1 与1′处的接触压力恰为0，则此时每根立柱的临界预紧力为F′，如表5 所示；则偏载系数对预紧系数的影响曲线如图10 所示，在关键点1 与1′临界分离状态时，随着偏载系数i 的增大，预紧系数k 值也在增大，在满足U 型纵梁腹面冲孔最大偏载i=3 时，所需临界预紧力F′=1170kN（即预紧系数k=2.925），为保证机身的可靠性，预紧系数应取k=3。

图10 偏载系数与预紧系数变化图

表5 不同偏载条件下临界预紧力与预紧系数

在不同偏载条件下，上横梁与立柱的接触面接触压力云图如图11 所示，随着偏载系数i 的增大，在临界预紧力时，左右两立柱与上横梁接触面的接触压力不再对称，在靠近较大偏载的立柱内侧接触应力较小，但同一侧立柱前后方向接触压力仍然对称。

图11 不同偏载条件下的接触压力云图

4 结论

本文建立了1600kN 闭式双点压力机组合机身的三维模型，运用AnsysWorkbench 对预应力组合机身开展了静力学分析，得出以下结论：

（1）在预紧力的作用下，左右立柱与上横梁接触面的接触压力分布是不均匀的，但左右立柱的接触压力对称，同一侧立柱的接触压力前后对称且中间小、两端大。

（2）在中心加载的条件下，随着工作载荷的增大，接触压力分布不均匀的现象越发严重，且针对此台面较大，中心载荷在立柱与上横梁接触面产生的力矩较大，经验公式中的预紧系数偏小，不能满足要求，需要适当增加预紧力，预紧系数至少取k=2.4。

（3）由于多工位压力机非对称冲孔工艺造成的压力机机身承受偏心载荷，在偏载系数取最大值i=3时，为保证压力机机身的可靠性，预紧系数应取k=3。