熱軋地下卷取機(jī)牌坊式轉(zhuǎn)向夾送輥設(shè)計(jì)

楊 華，張金華

(常州寶菱重工機(jī)械有限公司，江蘇 常州 213019)

0 前言

轉(zhuǎn)向夾送輥是熱軋地下卷取機(jī)的關(guān)鍵設(shè)備，為了便于設(shè)計(jì)，對(duì)牌坊式轉(zhuǎn)向夾送輥的下輥輥徑及上輥壓下力進(jìn)行數(shù)學(xué)建模，并對(duì)其進(jìn)行理論分析。

1 夾送輥的組成及結(jié)構(gòu)

熱軋地下卷取機(jī)的轉(zhuǎn)向夾送輥由牌坊、上輥、下輥和軸承座及壓下油缸，平衡油缸等組成，如圖1所示。

為了帶鋼經(jīng)轉(zhuǎn)向夾送輥后能向下順利進(jìn)入卷取機(jī)，牌坊式轉(zhuǎn)向夾送輥結(jié)構(gòu)有以下特征:

(1)在布置上，上輥相對(duì)下輥的中心有一向后的偏移距離;

(2)上輥直徑大于下輥直徑，目的是為了改善咬入條件;

(3)機(jī)架為牌坊結(jié)構(gòu)，提高了夾送輥剛性和強(qiáng)度，同時(shí)，可以使輥隙和夾緊力設(shè)定簡(jiǎn)單化，另外，可通過(guò)C形勾快速換輥。

2 工作原理

當(dāng)帶鋼的頭部進(jìn)入夾送輥之前，為了順利咬入，在位置傳感器的控制下，使上輥處于空載輥縫略小于帶鋼厚度的位置，一般在比板厚小0.4 mm左右［1］。利用上下輥各自的驅(qū)動(dòng)力矩將帶鋼咬入夾送輥，當(dāng)鋼板進(jìn)入夾送輥后，壓力傳感器控制工作側(cè)和驅(qū)動(dòng)側(cè)兩個(gè)壓下油缸，將水平移動(dòng)的帶鋼斜向下沿著下輥表面彎曲，使帶鋼進(jìn)入地下卷取機(jī)，實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)向夾送的目的。另外，當(dāng)帶鋼的尾部離開(kāi)軋機(jī)后，利用夾送輥的夾緊力在帶鋼和夾送輥之間產(chǎn)生的摩擦力形成后張力，從而保證帶鋼卷緊而不致于塌卷。

圖1 夾送輥組成Fig.1 Composite of pressing-sending rolls

3 下輥?zhàn)畲筝亸皆O(shè)計(jì)

為了保證帶鋼的順利彎曲，下輥的輥徑越小越好，但是，輥徑太小會(huì)超出帶鋼的屈服極限而引起帶鋼的嚴(yán)重卷曲;又要兼顧減少壓力，下輥輥徑越大越好，為了使帶鋼經(jīng)過(guò)轉(zhuǎn)向夾送輥后產(chǎn)生的變形在彈塑性之間，下輥直徑要滿(mǎn)足一定的要求。根據(jù)彈塑性理論可知:

式中，k為彈塑性滲透率，考慮到板的彎曲變形處在彈塑性之間，取k=0.8;h平均為多品種厚度的平均值，一般地下卷取機(jī)適應(yīng)帶鋼的厚度范圍為1.2 ～25 mm［1］，取 h平均=10 mm;σs為帶鋼的曲服強(qiáng)度，高強(qiáng)度帶鋼溫度在500～700℃時(shí)的屈服極限在600 MPa以上，考慮到高強(qiáng)度鋼的彈塑性變形，盡量使輥徑選小值，故對(duì)多鋼種帶鋼的曲服強(qiáng)度取大值，以30CrMnSiA為例，在500℃時(shí)，σs=650 MPa［2］，現(xiàn)取 σs=600 MPa;E為材料的彈性模量，在20℃時(shí)的彈性模量為E=2.1×105MPa，但由于地下卷取機(jī)在夾送輥工位的熱軋帶鋼溫度在500～700℃之間［2］，500℃時(shí)，鋼的彈性模量為0.59 ～1.6 ×105MPa［2］，仍以30CrMnSiA為例，500℃時(shí)，E=1.6×105MPa［2］，代入式(1)得:R下≤267 mm，通常下輥輥徑的范圍為φ400～φ500 mm［2］，現(xiàn)圓整取R下=250 mm。

4 壓下力分析

帶鋼進(jìn)入轉(zhuǎn)向夾送輥后，受力示意見(jiàn)圖2。

圖2 夾送輥受力簡(jiǎn)圖Fig.2 Sketch for load carrying force on pinch roll

上輥在壓下油缸的作用下將帶鋼向下彎曲，除了帶鋼有彈性變形力外，還要將帶鋼擠壓并斜向下輸送的夾送力，故在計(jì)算壓下力時(shí)，考慮到平衡油缸的頂出力F2用來(lái)克服上夾送輥及軸承座的自重W，把作用在上夾送輥的壓下力F1僅分解為克服帶鋼彎曲所需的壓下力F3和帶鋼擠壓產(chǎn)生軋制力N1所需正壓力F4。

由于在壓下過(guò)程中，帶鋼與夾送輥的接觸點(diǎn)不斷變化，同時(shí)作用在帶鋼上力的方向不斷改變，故給壓下力的計(jì)算帶來(lái)困難。為便于計(jì)算，將夾送過(guò)程假設(shè)成軋制和彎曲過(guò)程的合成。

4.1 軋制過(guò)程按軋制理論計(jì)算正壓力N1

按軋制理論，正壓力N1的計(jì)算公式為:

式中，N1為輥縫小于板厚0.4 mm時(shí)對(duì)帶鋼的正壓力;Q為不同輥徑時(shí)夾送輥與熱軋帶鋼的接觸面積，mm2。

式中，b0為夾送輥之前板寬，按最大板寬計(jì)算，取b0=1630 mm;b1為夾送輥之后板寬，取b1≈b0=1630 mm;Δt為熱軋帶鋼的變形量，由于輥縫比板厚小0.4 mm，考慮到牌坊，軸承座和夾送輥的綜合變形在0.3以上，帶鋼的彈性變形，帶鋼的變形量要小于0.1 mm，現(xiàn)取Δt=0.1 mm;t為板厚，按最大板厚計(jì)算，取t=19 mm;R1為下輥半徑，R1=250 mm;R2為上輥半徑，上輥直徑通常在 φ800～ φ950 mm 范圍［2］，現(xiàn)取 R2=450 mm。將上述代入式(3)得:Q=9241 mm2。

Pc為熱軋帶鋼對(duì)夾送輥的平均單位壓力，N/mm－2。

式中，nσ為外抗力系數(shù)，查表可得:nσ=1.15［3］;Kε為修正系數(shù)，按變形程度曲線(xiàn)得:Kε=0.2［3］。σ30為查曲線(xiàn)數(shù)值，要根據(jù) μ 和 ε 求得;ε為變形程度，ε=Δt/t=0.1/19≈0.005=0.5%;μ為變形速度。

式中，v為穿帶速度，由于進(jìn)夾送輥的穿帶速度較低，現(xiàn)取v=1.4 m/s;bc為變形區(qū)軋件平均寬度，mm，由于變形較小，取 bc=1630 mm，上述代入式(5)得 μ =1.3 s－1。

根據(jù)上述數(shù)據(jù)經(jīng)查得:碳鋼在600℃時(shí)，變形程度為 ε =0.3 時(shí)，σ30=250 N/mm2［3］，將上述條件代入式(4)、式(2)得:Pc=57.5 MPa，N1=531 kN。

按材料力學(xué)公式，將上下夾送輥按兩端簡(jiǎn)支梁建模，經(jīng)計(jì)算可得，當(dāng)載荷為531kN時(shí)，僅上下夾送輥的撓度分別在0.015 mm以上和0.16 mm以上。

4.2 彎曲變形過(guò)程中帶鋼的下壓力計(jì)算

4.2.1 假設(shè)條件

為便于計(jì)算，作如下假設(shè)

(1)將帶鋼的彎曲簡(jiǎn)化成懸臂梁;

(2)將固定點(diǎn)為帶鋼下表面水平方向和下夾送輥的切點(diǎn)A;

(3)按懸臂梁的長(zhǎng)度為e/2時(shí)，帶鋼達(dá)到屈服變形時(shí)所需的壓力值為壓下力值。

彎曲帶鋼的下壓力按懸臂梁受力計(jì)算，受力如圖3所示。

圖2中，W為上夾送輥及軸承座重量，由于用平衡缸克服上夾送輥及軸承座的重量，所以W的取值對(duì)下壓力的計(jì)算無(wú)關(guān)。

F0為上下夾送輥對(duì)帶鋼的擠壓力產(chǎn)生的摩擦力，計(jì)算公式為:

圖3 懸臂梁受力Fig.3 Cantilever beam

式中，μ1為夾送輥與帶鋼之間的摩擦系數(shù);取μ1=0.2。將上述代入式(6)得:F0=102 kN。

為使平衡油缸的頂出力能克服上夾送輥及軸承座重量之和，F(xiàn)2≥W，取F2=W;F3為將鋼板彎曲所需的壓下力。

設(shè)AC之間的距離x為懸臂梁長(zhǎng)度，根據(jù)《軋鋼機(jī)械設(shè)計(jì)》e的取值范圍為50～300 mm［3］，現(xiàn)取e=230 mm。

按懸臂梁不同長(zhǎng)度，用矯直理論的彈塑性方程求帶鋼彎曲所需的壓下力矩:

將上述代入式(7)得:MS=88264500 N·mm。根據(jù)力學(xué)中力、力臂與力矩的關(guān)系可得:

當(dāng)x=e=230 mm時(shí)，F(xiàn)3=MS/e≈384 kN;當(dāng)x=e/2=115 mm時(shí) ，F(xiàn)3=MS/x≈768 kN。當(dāng)上輥下壓到極限時(shí)，上輥和帶鋼的作用點(diǎn)為C，AC為懸臂梁的長(zhǎng)度s，根據(jù)幾何關(guān)系可得:sinβ=e/(R1+R2+t)=0.3199，s=R2sinβ≈80 mm。當(dāng)x=80 mm時(shí)，F(xiàn)3=MS/x=1103306 N≈1103 kN。

由此可見(jiàn)，上輥越往下壓，帶鋼的懸臂長(zhǎng)度越短，所需的壓下力也就越大。

4.2.2 壓下力計(jì)算

按帶鋼的軋制力求壓下力F4，根據(jù)受力情況，從圖3中可以看出:F4=N1/cosβ≈561 kN。根據(jù)力的疊加關(guān)系可列出如下方程

按x=e及上輥下壓到極限，即x=80 mm時(shí)的壓下力與實(shí)際工況差別較大，所以按x=e/2=115 mm時(shí)，F(xiàn)3=768 kN為壓下力的計(jì)算值。則F1=F3+F4=1 329 kN。

考慮密封圈的摩擦力和背壓的因素，壓下油缸的理論推力要加10%，故總的壓下力為:F=(1+10%)F1=1462 kN，單個(gè)壓下油缸的推力F/2≈731 kN。選型時(shí)，單個(gè)壓下油缸的壓下力可按731 kN計(jì)算。

5 計(jì)算實(shí)例

現(xiàn)以某鋼廠(chǎng)熱軋地下卷取機(jī)牌坊式轉(zhuǎn)向夾送輥的壓下油缸為實(shí)例，進(jìn)行比較對(duì)照，該廠(chǎng)的壓下油缸規(guī)格為:φ200/φ112×230，系統(tǒng)壓力為24.5 MPa，則單個(gè)油缸的理論推力為=770 kN＞731 kN，合格。

在夾送過(guò)程中，由于帶鋼懸臂長(zhǎng)度的變化，在下夾送輥入口處有鼓起的空間，所以實(shí)際將帶鋼彎曲到彈塑性變形所需的壓下力要小于按懸臂梁的計(jì)算值，現(xiàn)按長(zhǎng)度e/2時(shí)計(jì)算帶鋼產(chǎn)生彈塑性彎曲變形所需的壓下力，作為設(shè)計(jì)壓下油缸的推力完全能滿(mǎn)足要求。

6 結(jié)論

經(jīng)過(guò)對(duì)地下卷取機(jī)牌坊式轉(zhuǎn)向夾送輥的下輥輥徑及上夾送輥的壓下力的分析，把復(fù)雜的受力關(guān)系進(jìn)行簡(jiǎn)化的數(shù)學(xué)建模，給計(jì)算帶來(lái)方便。

［1］ 鄒家祥．軋鋼機(jī)械(3版)［M］．北京:冶金工業(yè)出版社，2005．

［2］ 黃慶學(xué)．軋鋼機(jī)械設(shè)計(jì)(1版)［M］．北京:冶金工業(yè)出版社，2007．

［3］ 邊金生．軋鋼機(jī)械設(shè)備(1版)［M］．北京:冶金工業(yè)出版社，2002．