開卷機(jī)銅斜鍥勾頭斷裂原因分析及問題處理

張俊峰

(寶鋼工程技術(shù)集團(tuán)有限公司，上海 201900)

開卷機(jī)銅斜鍥勾頭斷裂原因分析及問題處理

張俊峰

(寶鋼工程技術(shù)集團(tuán)有限公司，上海 201900)

簡(jiǎn)要介紹了寶鋼股份冷軋廠某生產(chǎn)線上使用的開卷機(jī)卷筒的結(jié)構(gòu)，通過對(duì)開卷機(jī)銅斜鍥勾頭斷裂后數(shù)據(jù)進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)繪，對(duì)扇形板漲縮過程中的芯軸、斜楔、扇形板進(jìn)行受力分析，找出要因：扇形板因調(diào)質(zhì)和加工不當(dāng)而變形，造成扇形板與芯軸配合間隙超差，芯軸漲縮過程中扇形板被芯軸咬住，從而使銅斜鍥勾頭部分應(yīng)力集中而勾頭斷裂。最終解決方案：扇形板與芯軸配合間隙做放大調(diào)整及銅斜鍥勾頭材質(zhì)調(diào)整，使銅斜鍥勾頭斷裂問題得以很好的解決，正常生產(chǎn)得以延續(xù)，證明理論計(jì)算是正確的。

開卷機(jī)卷筒；銅斜楔； 受力分析；間隙超差；應(yīng)力集中

0 前言

開卷機(jī)是連續(xù)帶鋼生產(chǎn)線上的重要設(shè)備，用來(lái)將鋼卷展開，為生產(chǎn)線提供連續(xù)運(yùn)行的帶鋼。2015年，寶鋼某鍍鋅機(jī)組生產(chǎn)調(diào)試時(shí)，操作工發(fā)現(xiàn)2#開卷機(jī)2塊扇形板無(wú)法回縮，造成2#開卷機(jī)無(wú)法卸卷，設(shè)計(jì)方現(xiàn)場(chǎng)調(diào)試人員及時(shí)聯(lián)系制造廠現(xiàn)場(chǎng)服務(wù)人員到場(chǎng)檢查，發(fā)現(xiàn)對(duì)稱2根銅斜鍥勾頭處斷裂，經(jīng)過一系列有效措施，修復(fù)的2只銅斜鍥及4塊扇形板回裝，2#開卷機(jī)開始恢復(fù)使用至今，一切正常。

1 開卷機(jī)卷筒結(jié)構(gòu)及動(dòng)作分析

如圖1所示，開卷機(jī)卷筒主要由拉桿、卷筒帽、芯軸、扇形板、銅斜楔、十字銷軸等零部件組成。脹縮時(shí)芯軸和十字銷軸相對(duì)地面參照系靜止不動(dòng)；拉桿尾部連接有液壓缸，在液壓缸的作用下拉桿在芯軸內(nèi)部可橫向滑動(dòng)；銅斜楔通過梯形槽與芯軸連接，拉桿通過卷筒帽與銅斜楔連接，拉桿橫向移動(dòng)時(shí)可帶動(dòng)斜楔沿芯軸橫向移動(dòng)；扇形板通過燕尾槽與斜楔連接，同時(shí)扇形板與十字銷軸滑動(dòng)連接，當(dāng)銅斜楔軸向移動(dòng)時(shí)，在十字銷軸的共同作用下，扇形板完成徑向的脹縮，實(shí)現(xiàn)卷筒的外徑的變化。本次銅斜鍥設(shè)計(jì)時(shí)考慮了石墨潤(rùn)滑和干油潤(rùn)滑雙保險(xiǎn)，排除了因潤(rùn)滑不足造成的勾頭受力集中的現(xiàn)象。

圖1 開卷機(jī)卷筒的基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure of the pay-off reel drum

2 銅斜鍥斷裂情況及各部件受力分析

2.1 銅斜鍥斷裂情況

圖2為卷筒斜鍥勾頭斷裂后的照片，卷筒各個(gè)配合面的公差數(shù)據(jù)見表1。

圖2 卷筒銅斜鍥勾頭斷裂后的照片F(xiàn)ig.2 Photo of fractured drum miter dovetail head

mm

表1的數(shù)據(jù)可以看出，銅斜楔與芯軸配合面公差帶(0.4～1.0)大于扇形板與芯軸配合面公差帶 (0.054～ 0.121)，當(dāng)卷筒收縮時(shí)一旦受到非徑向載荷發(fā)生偏載，扇形板必然會(huì)與芯軸配合面頂部的棱相干涉。即便芯軸導(dǎo)向面與扇形板導(dǎo)向面的重合量為1 mm，偏載時(shí)，二者之間的導(dǎo)向面也會(huì)成一定的角度，見圖3。

(1)

隨著芯軸的膨脹，重疊量L0隨之減小，當(dāng)芯軸達(dá)到522.5時(shí)，L0=-0.225mm；

設(shè)芯軸導(dǎo)向面與扇形板導(dǎo)向面的重合量為a，二平面平行時(shí)的最大間隙為b，兩個(gè)平面之間所成角度為α，則

α =arctan(b/a)

(2)

圖3 偏載時(shí)扇形板配合面與芯軸配合面所成角度Fig.3 Angle of the mating surface of the fan-shaped plate and the core shaft under the offset load

由于設(shè)備運(yùn)行一定的時(shí)間后，扇形板與芯軸的側(cè)面均有磨損，因此二平面最大間隙為b以實(shí)際測(cè)量公差平均值為準(zhǔn)，得b=0.08-(-0.06)=0.14mm，當(dāng)重疊量為1mm時(shí)，芯軸導(dǎo)向面與扇形板導(dǎo)向面之間的角度為α=arctan(0.14/1)=8°，當(dāng)重疊量為0.5mm時(shí)，α=arctan(0.14/0.5)=16°。

2.2 卷筒脹開時(shí)芯軸與扇形板受力分析

芯軸脹開時(shí)扇形A-A剖面受力情況如圖4所示。

圖4 芯軸脹開時(shí)扇形A-A 剖面受力情況Fig.4 The force condition of the fan-shaped A-A profile when the mandrel is expanding

當(dāng)卷筒四塊扇形板同時(shí)膨脹，其中一塊扇形板受到限制時(shí)，針對(duì)圖4列力學(xué)平衡方程

N3+f1sin12°-N1cos12°=0

(3)

N1sin12°+f1cos12°-N2=0

(4)

N2=π(R2-r2)P1G

(5)

f1=μ1N1

(6)

其中，R指的是漲縮油缸活塞直徑，r指的是漲縮油缸活塞桿直徑，P1指的是液壓壓力，G指的是計(jì)量單位，R=11cm，r=5.75cm，P1=8.0MPa，G=9.8N/kg，μ1=0.05，帶入式(3)到式(6)，聯(lián)立方程，解出

N1= 2.17×105N

N2=5.41×104N

N3=2.11×105N

當(dāng)開卷機(jī)的卷筒張開時(shí)，由于墊橡膠墊的位置是隨機(jī)的，當(dāng)橡膠墊放置在兩塊扇形板中間接縫位置時(shí)，扇形板受力情況最為惡劣，如圖5所示。

圖5 芯軸脹開時(shí)扇形板的軸面受力圖Fig.5 The axial force picture of the fan-shaped plate when the mandrel is expanding

針對(duì)圖5中的受力情況，對(duì)扇形板列力學(xué)平衡方程

f4L1+N7L3+N5L5-N4L4-f5L2=0

(7)

N7+f4-f5-N6cosβ=0

(8)

N4+N7sinβ-N5=0

(9)

f4=μ4N4

(10)

f5=μ5N5

(11)

N5=N1cos12°

(12)

式中，β=44°，L1=121mm，L2=231mm，L3=176mm，L4=11mm，L5=10mm，μ4=μ5= 0.1[2]，帶入式(7)到式(11)，聯(lián)立方程，解出

N4=4169047 ≈4.17×106N

N5=4227340≈4.23×106N

N6=291925≈2.92×105N

旋轉(zhuǎn)油缸產(chǎn)生的壓力為

N7=πR2P1G

(13)

其中，R=11cm，P1=8.0MPa，G=9.8N/kg，帶入式(13)可得，N7=291916N

扇形板導(dǎo)向面長(zhǎng)度為L(zhǎng)4=270×4=1080mm。

假設(shè)在偏載的情況下，扇形板與芯軸二者中較硬的一個(gè)部件會(huì)壓入較軟的一個(gè)部件，由于芯軸的材質(zhì)為50CrMo4，調(diào)質(zhì)處理，扇形板的材質(zhì)為42CrMo4V，滲氮處理，后者的硬度明顯高于前者。因此，假設(shè)底部棱邊會(huì)壓入芯軸與之的配合面內(nèi)，設(shè)壓入芯軸的深度為0.2mm，即式(2)中，b=0.2mm，由(2)可得壓入面積為

S=1080 btanα

(14)

則可得， 扇形板底部棱邊對(duì)芯軸側(cè)面產(chǎn)生的壓強(qiáng)為

P2=N5/S

(15)

分別區(qū)α=8°及16°，見圖6。

圖6 扇形板壓入芯軸示意圖Fig.6 Schematic diagram of the fan-shaped plate pressing into the core shaft

聯(lián)立式 (14)及 (15)可得

P21=2.4×103MPa，P22=3.92×103MPa

而一般的鋼材的許用應(yīng)力為1 000MPa左右，而P21及P22及遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于剛才的許用接觸應(yīng)力，因此假設(shè)成立，即在上述工況下，扇形板底部棱邊會(huì)壓入芯軸與之的配合面內(nèi)。

綜上可得，即當(dāng)芯軸以9MPa壓力收縮時(shí)，一旦扇形板變形量增加超過許用范圍，扇形板棱邊必然壓入芯軸上與扇形板的配合面，進(jìn)一步當(dāng)卷筒收縮時(shí)，扇形板的收縮會(huì)因此受阻，并在芯軸與扇形板的配合面上產(chǎn)生明顯的壓印及劃痕，實(shí)物照片如圖7所示。

圖7 芯軸與扇形板配合的導(dǎo)向面上留下的壓印及劃痕Fig.7 Impression and scratch on the guide surface of the core shaft and the fan-shaped plate

2.3 卷筒收縮時(shí)銅斜楔塊受力分析

當(dāng)一塊扇形板受到卡阻時(shí)，并非4個(gè)斜楔塊均勻受力，而是所有的負(fù)載均由受到卡阻的斜楔塊承擔(dān)，具體的受力情況如圖8所示。

圖8 芯軸收縮時(shí)斜楔塊受力分析Fig.8 Force analysis of inclined dovetail when the core shaft is contracting

針對(duì)圖8列力學(xué)平衡方程

0.5L7WL7[σ]壓max+0.5L6WL6[σ]壓max=
N7(L6+L8)

(16)

[σ]拉W(L7+L6)= N7

(17)

式中，W=75mm，L6=L7=11.5mm，L8=19.5mm，H=L6+L7，N7=291916N，將上述數(shù)據(jù)帶入式(16)及(17)可得

鋼環(huán)對(duì)勾頭[σ]壓max= [σ]拉max=621MPa

扇形板阻力[σ]拉max=169MPa

應(yīng)力最大的點(diǎn)應(yīng)該為在斜楔塊鉤頭的根部，這是拉應(yīng)力及壓應(yīng)力方向相同，因此最大應(yīng)力[σ]max=[σ]拉max+[σ]壓max=621MPa+169MPa=790MPa

斜楔塊材質(zhì)為ZCuAl10Ni6Fe5，是為此設(shè)備定制的材料，查手冊(cè)可得與其最為相近的材料為，ZCuAl9Fe4Ni4Mn2，其的抗拉強(qiáng)度為630MPa，當(dāng)扇形板受到卡阻時(shí)銅斜楔的最大應(yīng)力達(dá)到其抗拉強(qiáng)度的125%，如考慮到銅斜楔鉤頭根部的應(yīng)力集中情況，可以認(rèn)為銅斜楔已經(jīng)超過了使用強(qiáng)度的極限，發(fā)生斷裂并非僅僅是銅斜楔本身的制造問題。

3 斜楔勾頭斷裂改進(jìn)方案

通過以上分析，有兩個(gè)改進(jìn)措施：(1)將勾頭斷裂處進(jìn)行重新設(shè)計(jì)，切除原先斷裂部分，模擬裝配運(yùn)行狀態(tài)下，勾頭部分在與扇形板不干涉的情況之下，過渡圓弧處加厚5mm處理，同時(shí)新的勾頭材質(zhì)改為42CrMo4V,增大勾頭強(qiáng)度(圖9)；(2)將4塊扇形板返廠檢測(cè)，數(shù)控機(jī)床二次加工，保證其平面度及與芯軸的配合間隙(圖10)。

圖9 改進(jìn)后的銅斜鍥Fig.9 miter dovetail improved

圖10 返廠修磨后的扇形板Fig.10 Fan-shaped plate after modified mould

采取改進(jìn)措施后，使銅斜鍥勾頭斷裂問題得以很好的解決，生產(chǎn)運(yùn)行良好。

4 結(jié)論

對(duì)卷取機(jī)勾頭斷裂的原因進(jìn)行分析，主要原因是扇形板變形，當(dāng)上卷調(diào)試之后，負(fù)荷增加，扇形板變形加劇，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出了扇形板與芯軸配合面公差帶 (0.054～ 0.121mm)。經(jīng)過理論計(jì)算，采取了措施，勾頭部分在與扇形板不干涉的情況之下，過渡圓弧處加厚5mm處理，勾頭材質(zhì)改為42CrMo4V,增大勾頭強(qiáng)度。使得銅斜楔勾頭斷裂問題得到了很好的解決，生產(chǎn)運(yùn)行良好。

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Reason analysis and problem solution for pay-off miter dovetail fracture

ZHANG Jun-feng

(Baosteel Engineering & Technology Group Co., Ltd., Shanghai 201900,China)

This article gave a brief description of the pay-off reel drum structure used on Baosteel cold rolling mill production line, through on-site mapping of a series of data analyzes after pay-off miter dovetail head fracture, and did the load analysis for core, miter dovetail and fan-shaped plate during fan-shaped plate expanding and contracting process, then found the reason that the fan-shaped plate was deformed, due to improper tempering and processing, resulted in the gap between fan-shaped plate and the core shaft was overproof, and the fan-shaped plate was locked by core shaft during fan-shaped plate expanding and contracting process, so that miter dovetail head fractured as the stress concentration. Finally, the gap between fan-shaped plate and the core shaft was amplified and the material of miter dovetail head also was changed, which solved the problem of miter dovetail head and continued the production, and theoretical calculation and analysis view formed a very good proof.

pay-off reel drum；miter dovetail head；load analysis；gap overproof；stress concentration

2016-03-03；

2016-06-15

張俊峰(1981-)，男，東北大學(xué)在讀工程碩士，寶鋼工程技術(shù)集團(tuán)有限公司工程師。

TG333

A

1001-196X(2016)04-0074-05