меньше запас прочности зубчатой передачи. При расчетах по формуле
(11) было принято
μ
= 0
,
01
. Такое наибольшее значение коэффици-
ента
μ
было получено во время испытаний КГШП силой 125МН в
конце хода вниз при применении вместо поковки гидравлического на-
гружателя [1].
Для КГШП номинальный угол
α
н
рекомендуется в пределах
3
. . .
5
◦
[5, 6]. Для типовой поковки при принятых значениях коэффициентов
d
1
,
d
2
и показателя степени
р
при штамповке в окончательном ручье
угол
α
н
должен быть не менее
6
◦
. При штамповке более сложных поко-
вок
α
н
должен быть еще больше. Тяжелые прессы силой
Р
н
>
63
МН
проектируют, как правило, для штамповки поковок автомобильной
промышленности. В этом случае могут учитываться особенности си-
лового графика конкретного технологического процесса. Например,
поковка балки передней подвески автомобиля КамАЗ из стали 45 по
массе меньше поковки коленчатого вала из хромомолибденованадие-
вой стали, но штамповать ее сложнее. Узкая поковка балки имеет дву-
тавровое сечение почти по всей длине (около двух метров) с тонкой
стенкой между полками. Штамповка высоких полок двутавра требу-
ет значительной силы при деформировании даже в предварительном
ручье. При выборе угла
α
н
необходимо учитывать ударный характер
нагрузки зубчатой передачи, особенно в начале штамповки в оконча-
тельном ручье. Увеличение угла
α
н
повышает номинальный момент
М
н
(при неизменной номинальной силе
Р
н
)
и требования к прочности
зубчатой передачи.
У серийных легких и средних КГШП Воронежского завода ТМП
номинальный недоход до нижней крайней точки принимают рав-
ным 5 мм [4]. У среднего пресса силой
Р
н
= 25
МН при пересчете
по формуле (9), заменив
s
н
на
Н
у.р
, получим
α
н
= 12
,
8
◦
; у тяжелых
КГШП
s
н
= 6
. . .
8
мм [1], тогда
α
н
= 12
,
2
. . .
12
,
4
◦
; у легких
КГШП (
Р
н
6
16
МН)
α
н
= 13
,
8
. . .
17
◦
. Полученные значения угла
α
н
в несколько раз превышают значения, рекомендуемые в учебниках.
Угол
α
н
— параметр более приемлемый при расчетах, чем значение
недохода
s
н
, так как он не зависит от номинальной силы пресса и
может быть унифицирован для всей гаммы универсальных КГШП.
Для оценки условий нагружения привода пресса для преодоления
сопротивления поковки пластическому деформированию и сил трения
в кривошипно-ползунном механизме при штамповке в предваритель-
ном и окончательном ручьях разделим уравнение (9) на
М
max
=
Р
max
r
:
M
к
M
max
=
P
P
max
sin
α
+
λ
2
sin 2
α
+
μ
[(1 +
λ
)
R
A
+
λR
B
+
R
0
]
.
(12)
На рис. 5 приведены графики, построенные по формуле (12) для
предварительного и окончательного ручьев независимо от номиналь-
ной силы пресса. Площади под кривыми
1
и
2
равны относительным
100 ISSN 0236-3941. Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер. “Машиностроение”. 2007. № 4
