Гидроманипуляторы и лесное технологическое оборудование Бартенев

211

оси, имеющие различную твердость. При небольших скоростях (в грузоподъемных кранах) такое решение оправдано даже при малой твердости сопрягаемых деталей. В связи с относительно большими скоростями движения звеньев манипуляторов, даже при различных вариантах твердости сопрягаемых деталей, образуются задиры значительной глубины, оси интенсивно изнашиваются, что может привести к их поломке.

Замена стальных втулок бронзовыми позволяет исключить задиры и интенсивный износ осей. Среднее давление В шарнирах превышает на 30% допустимое для бронзы [157], однако произведение среднего значения давления на скорость значительно меньше допустимого, а ресурсные испытания подтвердили высокую надежность узлов с бронзовыми втулками. Существенными недостатками этих узлов являются: высокая себестоимость бронзовых втулок, необходимость устройства в осях и втулках каналов для смазки и трудоемкость их обслуживания в эксплуатации.

Сочленение задних крышек и проушин гидроцилиндров со звеньями манипулятора обычно выполняется с использованием сферических подшипников типа ШС. Хотя сферические подшипники позволяют компенсировать непараллельность осей звеньев манипулятора и обеспечивают нормальную собираемость изделия, многочисленные испытания на стендах и в условиях эксплуатации показали их низкую надежность (заклинивание, износ осей). Технологические процессы, обеспечивающие соосность осей отверстий в звеньях манипулятора в пределах, требуемых конструкцией, позволяют взамен подшипников ШС применять бронзовые втулки. Устранить недостатки шарнирных соединений с бронзовыми втулками позволяет применение пластмассовых втулок.

Из пластмасс наиболее полно отвечают требованиям сегодняшнего дня по технологическим свойствам и механическим характеристикам угленаполненные полиамиды ПА-66-1-Л-У40 по ТУ 6-06-25-06 и УПА 6-40 по ТУ 6-13- 31-654-89.

Характеристики указанных полиамидов и других армированных термо-

212

пластов производства ПО «Химволокно» (г. Светлогорск) представлены в таблице 5.1.

Таблица 5.1

Характеристики армированных термопластов
Исходный полимер	ПА-6,6	ПА-6	ПА-6	ПА-6	ПЭТФ	ПП
Содержание углеволокна, %	40	20	30	40	40	20
Плотность, г/см3	1,2	1,15	1,17	1,2	1,2	1,05
Предел прочности при изгибе,
МПа	220	120	160	200	180	60
Модуль упругости при изгибе,
ГПа	11,5	6,0	8,5	11,0	11,0	5,0
Предел прочности при растяже-
нии, МПа	160	100	120	150	140	50
Ударная вязкость без надреза,
кДж/м2	30	20	20	15	15	6,5
Термостойкость (1,8МПа) С	220	200	210	220	180	140
Коэффициент линейного расши-
рения 10-5/К	3,0	7,0	5,0	3,0	3,0	7,0
Коэффициент трения	0,2	0,26	0,22	0,2	0,22	0,26

В связи с отсутствием сведений о долговечности втулок из ПА-66-1-Л- У40 при различных удельных давлениях и температурах для принятия решения о серийном производстве втулок были проведены сравнительные ресурсные исследовательские испытания различных пластмасс и бронзы. Испытания проводились на специально разработанном стенде СИ-16. Проведены испытания втулок в составе манипулятора ЛВ-184 на стенде СИ-11 и в составе манипулятора ЛВ-190 в производственных условиях.

Режим стендовых испытаний: угол качания 30 , частота вращения 2,8 об/мин; удельная нагрузка 25...40 МПа.

Результаты стендовых испытаний приведены в таблице 5.2.

213

Таблица 5.2

Сравнительные характеристики различных материалов

№	Наименование материала	Среднее значение	Ресурс, ч
п/п		давления, МПа
			10235
1.	ПА-66-1-Л-У40А	36
			9400
2.	Капролон В с графитом	36
			1690
3.	Полиамид ПА-610	36
			6000
4.	Бронза БРАЖ-9-4	36

Полиамид ПA-66-1Л-У40 рекомендуется применять для шарнирных соединений манипуляторов при удельном давлении до 36 МПа и произведении среднего значения давления на скорость (P V) до 0,5 МПа м/с.

Для проверки работоспособности полиамида в условиях отрицательных температур было изготовлено специальное устройство к стенду СИ-16. Испытания подтвердили работоспособность полиамида ПА-66-1Л-У40 при температурах до минус 40°С.

Интенсивность износа подшипников скольжения из композиционных материалов ПА-66-1-Л-У40 и УПА 6-40 для шарнирных соединений гидроманипуляторов за время их испытаний на стендах СИ-16 и СИ-11 определяется по известной формуле [20]

J U ,	(5.1)
S

где U – величина износа, мм;

S – длина пути трения, мм. В свою очередь

S Dn ,

где D – внутренний диаметр подшипника, мм; n – число циклов за время испытаний.

Исходные данные и результаты расчета интенсивности износа приведены в таблице 5.3.

214

							Таблица 5.3
	Результаты расчета интенсивности износа
Документ	Материал	Износ	D, мм	n	J 108		Удельная нагрузка,
(№ акта)		U, мм					МПа
акт №6	ПА-66-1-Л-У40	0,7	70	237130	1,34		36 40
акт №14	ПА-66-1-Л-У40	0,2	50	269235	0,47		25 26
акт №20	ПА-66-1-Л-У40	0,8	90	174227	1,62		36 40
акт №20	ПА-66-1-Л-У40	0,5	50	297720	1,06		36 40
акт №22	ПА-66-1-Л-У40	0,2	50	160200	0,79		36 40
акт №23	УПА-6-40	0,4	50	215160	1,18		36 40
акт №24	УПА-6-40	0,4	70	138665	1,31		25 27
акт №25	УПА-6-40	0,25	50	134380	1,18		36 40
акт №25	УПА-6-40	0,3	70	134380	1,02		36 40

Сравнение результатов 3 и 5 серии испытаний показывает, что при одном и том же давлении (36 40; МПa) износ втулки 90 вдвое превышает износ втулки 50. Объясняется это тем, что при неизменной частоте вращения 2,8 об/мин окружная скорость у втулки 90 мм в 1,8 раза выше, чем у втулки 50.

Остались недостаточно исследованными влияние на интенсивность износа шероховатости поверхностей, окружной скорости и температуры.

Отработка технологического процесса изготовления и конструкции втулок из полиамида является важнейшим этапом их внедрения. Установлено, что при толщине стенок втулок до 4 мм материал после прессования имеет равномерную структуру, его механические характеристики соответствуют, указанным в технических условиях.

Для исключения проворота втулок из полиамида по наружному диаметру, вследствие нарушения натяга при запрессовке, приходится увеличивать толщину стенки. После прессования таких втулок образуется неравномерная структура по толщине стенки, плотность от поверхности к внутренним слоям

215

уменьшается. В результате этого, особенно после механической обработки с удалением поверхностного слоя, износостойкость втулок резко снижается.

При применении армированных втулок с металлическим каркасом, вопервых, экономится дорогостоящий материал (полиамид) и, во-вторых, после запрессовки втулок сохраняется заданный натяг. Однако, опыт применения армированных втулок показал, что при остывании после прессования в силу большого коэффициента усадки пластмасса отслаивается от металлического каркаса (рис. 5.1).

Рис. 5.1. Армированная в225

Устройство канавок, канавок в сочетании с отверстиями, изменение конструкции канавок не исключают отслаивание пластмассы. Отслаивание ведет к возникновению, кроме напряжений сжатия, напряжений изгиба в слое пластмассы, и, как следствие, к снижению ресурса. Конструкция сотового каркаса (втулка с продольными канавками по внутреннему или наружному диаметру и поперечными кольцевыми канавками по внутреннему или наружному диаметру) имеет большую трудоемкость, но отличается надежностью закрепления пластмассы на каркасе и проваркой пластмассы по всей толщине, что позволяет обеспечить высокие механические характеристики (рис. 5.2 а).

Втулки с сотовым каркасом обладают следующими недостатками: высокая трудоемкость изготовления, невозможность отделения полиамида от каркаса в бракованных при заливке втулках; из-за разной усадки в местах с разной

216

толщиной полиамида внутренняя поверхность втулки имеет форму чередующихся возвышений и впадин, что ведет к увеличению удельного давления.

Наиболее приемлемой является гладкая тонкая (с толщиной стенки=2 2,5мм) разрезная полиамидная втулка, которая приклеивается к гладкой стальной обойме (рис. 5.2 б) Усилие прижима при приклеивании создается с помощью разжимной оправки.

	1,6
1,6
а)	б)
	Рис. 5.2. Конструкции втулок

Одной из важнейших технологических проблем является получение втулок с требуемой точностью без механической обработки. Решение этой проблемы позволяет, во-первых, снизить трудоемкость, во-вторых, исключить удаление наиболее прочного поверхностного слоя пластмассы. Для определения оптимальных режимов стабилизационной термической обработки проведены дополнительные исследования по определению влагопоглащения и влияния температуры среды на стабилизацию размеров втулок из полиамида ПА-66-1-

Л-У40.

Для определения влагопоглощения (ГОСТ 4650-80) были отобраны три втулки из полиамида диаметром 50 мм. Втулки были просушены при температуре 50°С в течение 34 часов, взвешены, выдержаны в течение 24 часов в воде при температуре 23°С и снова взвешены. До сушки и после выдержки в воде проводились измерения внутреннего диаметра. Результаты измерений и расчетов приведены в таблице5.4.

217

			Таблица 5.4
Результаты определения влагопоглощения
Наименование показателя	Результаты измерений втулок
	1	2	3
внутренний диаметр
- до сушки min	50,06	49,97	49,95
max
	50,41	50,38	50,52
- после выдержки в воде min
	50,00	50,45	50,4
max
	50,40	49,85	49,85
Масса m1 после сушки, г	50,184	50,493	50,394
Масса m2 после выдержки в воде, г	50,439	50,734	50,613
Влагопоглощение, х, %	0,51	0,48	0,43

Влагопоглощение в % определяется по формуле

x m2 m1 100 . m1

Из таблицы видно, что после выдержки в воде происходит так называемое «набухание» пластмассовых втулок. Проведенные работы по определению влияния технологии термической обработки втулок из полиамида ПА-66-1-Л-У40 на изменение их размеров под действием влаги в атмосфере показали, что наиболее эффективной является термообработка в масле при температуре 100 С с выдержкой 80 мин. После проведения термической обработки были проведены замеры внутреннего и наружного диаметров втулок, которые были приняты за начало отсчета (нуль по оси У). Далее замеры проводились через 20, 29 и 18 суток. Результаты 7 серий испытаний в графическом виде изображены на рис. 5.3.

В последние 7 8 месяцев у поставляемого полиамида УПА-6-40 коэффициент трения составляет 0,32 0,5. При смазке маслом коэффициент трения снижается до 0,2 0,22. Однако в этом случае приходится увеличивать время изготовления втулок и осей, увеличиваются также затраты на обслуживание.

Сравнительные испытания новой партии полиамида УПА-6-40 с повышенным коэффициентом трения и латуни Л59 показали, что износ втулок из

218

латуни в 4 4,5 раза превышает износ втулок из полиамида.
Dнар.		dвн.
0,04
					3
0,03
			dвн.
0,02			Dнар.
			6	7	1
0,01
					7
					5
					4
0					4
					6	Сутки
-0,01					2
					5
					2
-0,02					1
-0,03				3
-0,04
		20	49		67
Рис. 5.3. График изменения размеров втулки:
1.	-нагревание в масле и воде, выдержка в воде;
2.	-кипячениев масле и воде, выдержка на воздухе;
3.	-кипячение в масле выдержка в воде;
4.	-кипячение в масле, выдержка на воздухе;
5.	-кипячение в масле, выдержка в масле;
6.	-кипячение в воде, выдержка в воде;
7.	-кипячение в воде, выдержка на воздухе

Испытания широко рекламируемого материала – бронзали показали полную непригодность этого материала для подшипников скольжения и несоответствие декларируемых характеристик (P и PV) фактическим.

Испытания биметаллических втулок со вставкой бронзового листа БрАЖ-9-4 показали высокую износостойкость в течение 6000 часов машинного времени износ составил 0,32 мм, что в 3 раза меньше допустимого значения.

219

5.2. Особенности грузовысотной характеристики гидроманипулятора и ограничения грузоподъемности (грузового момента)

Требования к приборам безопасности гидроманипуляторов ужесточились в связи с принятием нового нормативного документа [138]. Выбор типа и принципа действия ограничителя грузоподъемности (грузового момента) зависит от типа привода и грузовысотной характеристики манипулятора [20, 154]. При заданных значениях давления в гидроцилиндрах подъема стрелы и привода рукояти масса поднимаемого груза может ограничиваться усилием, развиваемым гидроцилиндром подъема стрелы или гидроцилиндром привода рукояти.

Масса груза, подъем которого обеспечивается гидроцилиндром подъема стрелы, определяется по формуле:

m1

F1b1 sin 1 (mC lC/

mЦC lЦC mMСlMC )g cos C

(l

C

cos

C

0,5l*

cos

P

)m

P

, (5.2)

P

g(lC cos C lP* cos P )

lC cos C lP*

cos P

где F1 – усилие, развиваемое гидроцилиндром подъема стрелы, Н;

F1 d42 P1 ,

где d – диаметр поршня гидроцилиндра подъема стрелы, м;

Р1 – давление в поршневой полости гидроцилиндра подъема стрелы, Па; lP* – текущее значение длины рукояти с удлинителем, м.

Из треугольника ОАВ (рис. 5.4) определяем

	sin 1			a1 sin( 1			1 )					,	(5.3)
			a2	b2	2a b		cos(	1		1	)
		1		1	1	1

где lC – длина стрелы – расстояние между осями шарниров ОО1, м; lC/ – расстояние от оси шарнира О до центра масс стрелы, м;

lЦС – расстояние от оси шарнира О до центра масс гидроцилиндра при-

вода рукояти, м;

220

lМС – расстояние от оси шарнира О до центра масс механизма складыва-

ния, м;

Y

О

Y2

lс

с						c
lм		2 E					b2
						1p
цс
l					а
lс		4
					D
`
		С				d2
	e	F1					c
				mcg
		А				1
		1
	1
1	b1
а1
		3

p

2	2
X
	p
mpg	mg
*
lp
	X

В

Рис. 5.4. Кинематическая схема стреловой группы гидравлического манипулятора. 1 – стрела; 2 – рукоять с удлинителем; 3 – гидроцилиндр подъема стрелы; 4 – гидроцилиндр привода рукояти.

mЦС – масса гидроцилиндра привода рукояти, кг;

mMС – масса механизма складывания (привода рукояти), кг; a1 ;b1 ; 1 ; – параметры механизма подъема стрелы;

1 – текущее значение угла между прямой ОА и горизонтальной осью,

град;

С 1 .

Масса груза, подъем которого обеспечивается гидроцилиндром привода рукояти, определяется по формуле:

F b sin	sin( 2	3 )	0,5m gl*	cos
2 2	2 sin(	)	P P		P	(5.4)
m2	1P	3			,

glP* cos P