申光憲,鄭永江, 王小偉

1.燕山大學(xué)國家冷軋板帶裝備及工藝工程研究中心，河北 秦皇島 066004；2. 燕山大學(xué)機械工程學(xué)院，河北 秦皇島 066004；3. 河北敬業(yè)集團，河北 平山 050400)

專題綜述

影響軋機軸承壽命主因的探究

申光憲1,鄭永江2, 王小偉3

1.燕山大學(xué)國家冷軋板帶裝備及工藝工程研究中心，河北 秦皇島 066004；2. 燕山大學(xué)機械工程學(xué)院，河北 秦皇島 066004；3. 河北敬業(yè)集團，河北 平山 050400)

針對軋機滾動軸承短壽及燒損的問題，進行了一系列理論計算和實驗研究，軸承損壞的原因在于軋機輥系的超靜定性和靜不定性，軋輥受載荷發(fā)生彎曲成撓度而輥頸傾斜，軸承座因缺少鉸鏈副而不能同步傾斜，導(dǎo)致軸承異常偏載，降低了軸承承載能力。由于軋輥之間交叉產(chǎn)生異常軸向力損壞止推軸承。解決的方法：改造軋機的機構(gòu)學(xué)靜定性；在設(shè)計非靜定軋機軸承承載能力時，必須在結(jié)構(gòu)容許條件下乘上安全系數(shù)3以上。

軋機滾動軸承;機構(gòu)學(xué)靜定性;靜定性軋機

0 前言

隨軋機的高速、精密、高強度、高剛性和多功能化的發(fā)展，普遍采用寬系列滾動軸承。盡管嚴格按照軋機設(shè)計理論依據(jù)承載能力和軸承手冊選定，但在生產(chǎn)中出現(xiàn)的國產(chǎn)高剛度軋機的滾動軸承大量燒損問題，年損耗50余套。為此，冶金部技術(shù)司曾特發(fā)177號文件攻關(guān)滾動軸承短壽燒損問題。棒線二輥軋機的軋輥軸承使用情況也與此類似。

從德國SMS引進的2050CVC四輥軋機，工作輥組合軸承平均年損耗約18套，并出現(xiàn)相應(yīng)的連帶事故。

引進國外的2 200 mm高速鋁箔四輥軋機(圖1)工作輥止推軸承頻繁燒損，并引發(fā)現(xiàn)場失火。

1.軋輥 2.四列短圓柱軸承 3.軸承座 4.雙列止推軸承圖1 鋁箔四輥軋機Fig.1 Aluminum foil 4-Hi mill

據(jù)2001年的統(tǒng)計，國產(chǎn)47臺六輥軋機的工作輥軸承年損耗達到100余套。

綜上所述，在各類軋機中，都有軋機軸承短壽燒損的事故頻頻發(fā)生，嚴重影響軋制生產(chǎn)。在長期的科研攻關(guān)中，關(guān)于滾動軸承損壞原因形成了幾種比較普遍的說法，分別認為是惡劣的軋制工況使軸承密封損傷進而導(dǎo)致雜物侵入、軸承潤滑不到位或裝配不到位，甚至有說法認為軸承壽命是概率行為。

隨著生產(chǎn)的發(fā)展，對上述問題足夠的重視。但是，軋機軸承短壽燒損的事故仍然沒有得到有效解決。例如，近年從德國引進SMS制造的先進2180六輥板帶冷軋機，其中間輥止推軸承(圖2)發(fā)生燒損事故，燒1套損失超過100萬元人民幣。而據(jù)現(xiàn)場調(diào)查得知，現(xiàn)場維護情況良好，噴霧潤滑通暢，裝配到位，密封效果良好，但未能夠解決燒損事故的發(fā)生。由此可見，軋機軸承短壽與燒損問題與其說是軸承本身強度與維護問題，不如說是軋機輥系不適應(yīng)軸承正常運行問題。

圖2 2180六輥冷軋板機中間輥止推軸承Fig.2 End-thrust roller bearing of intermediate roll of 2180 6-Hi cold mill

1 高剛度軋機軸承的承載特性

SY型軋機是國產(chǎn)高剛度的典型機型，其輥系[1]如圖3所示。

空載狀態(tài)下，軋輥僅受自重作用，彎曲撓度很小，可以忽略，軋機運行無異常。

可是進入軋制狀態(tài)，兩點支撐的軋輥受軋制力作用而產(chǎn)生相對較大的彎曲撓度導(dǎo)致輥頸傾斜。但軸承座因機架和擋板等約束不能與輥頸同步傾斜，亦即輥系機構(gòu)沒有鉸鏈運動副而使軸承偏載，減弱了軸承承載能力，如圖4所示。軋制力越大，軋輥彎曲撓度越大，軸承偏載狀況越嚴重。針對250 mmSY型高剛度軋機的滾動軸承各列短圓柱的承載特性試驗結(jié)果示于圖5所示。第1列和第4列之間的壓扁差僅0.08～0.13 mm，而承載壓力差達2倍以上，軸承壽命則會相應(yīng)降低10倍。

圖3 高剛度軋機的輥系(空載)Fig.3 Roll system of high rigidity rolling mill without load

圖4 軋制狀態(tài)的高剛度軋機Fig.4 High rigidity rolling mill with high load

圖5 四列滾動軸承及其每列承載特性試驗數(shù)據(jù)Fig.5 Four-row roller bearing and the test data of bearing characteristics of each row

2050 mmCVC熱軋四輥精軋機(德國SMS)是板帶熱軋的常用機型，其工作輥設(shè)計有彎輥功能，并可以橫向抽動。軋機空載狀態(tài)如圖6所示，軋制狀態(tài)如圖7所示。

圖6 2050CVC熱軋四輥精軋機(空載)Fig.6 2050 CVC hot plate 4-Hi finish mill without rolling load

圖7 2050CVC熱軋四輥精軋機輥系(軋制狀態(tài))Fig.7 2050 CVC hot plate 4-Hi finish mill (in rolling condition)

1996年至1997年兩年間該軋機工作輥SKF制組合軸承(圖8)燒損39套，換用國產(chǎn)組合軸承，則壽命僅1600 h亦即2個月。分析工作輥受力狀態(tài)，如圖9所示。當為改善板形而在軸承座施加彎輥力500～700 kN時，因運動副缺陷，組合軸承嚴重偏載。

圖8 組合軸承Fig.8 Combining bearing

圖9 工作輥受彎輥力的彎曲變形狀態(tài)Fig.9 Bending deflection status of work roll with bending roll force

施加彎輥力后，工作輥輥系的桿系如圖10所示。含有組合軸承的軸承座的輥系為2桿·1鉸鏈低副·2滑移低副·1高運動副桿系[2]。

1.橫向約束低副 2. 軸承座 3.工作輥 4.等價鉸鏈副 5.液壓缸圖10 工作輥操作側(cè)機構(gòu)桿系Fig.10 Linkage structure of work roll on operation side

空載場合的自由度為

F=-1

施加彎輥力場合桿系成為3桿·2鉸鏈副·2滑移低副·1高副，其自由度為

F=0

很顯然是超靜定桿系，組合軸承不能隨軋輥輥頸傾斜均載[2-7](圖11)。

圖11 組合軸承三維載荷分布(邊界元法)Fig.11 Three-dimensional load distribution of combining bearing (boundary element method)

軸承壽命計算式為

(1)

其中，n、C、P分別為旋轉(zhuǎn)數(shù)r/min、軸承容許載荷(kN)、總載荷(kN)。以組合軸承四列滾子中承載最大的短圓柱列為對象，代入短圓柱載荷PC/(1+ΔλC)計算壽命

(2)

式中,L0為更新前實際壽命，ΔλC=λC1-λC2。

將超靜定桿系更新為靜定桿系后，提高壽命結(jié)果示于表1。

表1 組合軸承更新前后壽命變化

2 四輥軋機的微小交叉運動機理

當前四、六輥板帶冷軋機輥系設(shè)計，為便于輥系裝入機架窗口內(nèi)，在軸承座與機架窗口間留有1mm左右的微小間隙，此間隙還作為軸承座熱膨脹的補償空間(圖12)。

同時，在傳統(tǒng)軋機設(shè)計理論中，為了保持軋輥平行、輥系穩(wěn)定運行設(shè)置了偏移距e[8]，如圖13所示。設(shè)置偏移距e的輥系受力(P、N、T1、T0、Fh)，符號分別為軋制力、支承輥支反力、前張力和后張力，F(xiàn)h為平衡力系水平力。根據(jù)設(shè)計理論的分析，由于偏移距e的施加將產(chǎn)生水平力，使工作輥和支撐輥對向緊貼機架窗口，從而保證軋輥平行，輥系穩(wěn)定運行。實際觀察發(fā)現(xiàn)，偏移距設(shè)置時沒有考慮到輥間因為受軋制力負荷而接觸面被壓扁，在很小的偏心距的傾斜角條件下，即便產(chǎn)生水平力也推不動軋輥實現(xiàn)對向緊貼機架窗口。換言之，偏移距e的設(shè)置在目前的軋機設(shè)計中是失效的，甚至產(chǎn)生負面影響導(dǎo)致軋輥動態(tài)交叉現(xiàn)象如圖14所示，而圖15所示的間隙Δ正好提供了軋輥的交叉活動范圍。

圖12 2200鋁箔四輥軋機輥系Fig.12 Roll system of 2200 aluminum foil 4-Hi mill

圖13 偏移距e的輥系平面力系Fig.13 Planar force system with offset distance e

圖14 軋輥動態(tài)交叉現(xiàn)象Fig.14 Dynamic cross behavior of roll

圖15 引起軋輥動態(tài)交叉的輥系陀螺效應(yīng)Fig.15 Gyroscopic effect caused by dynamic cross behavior of roll system

在對四/六輥軋機輥系的受力狀態(tài)進行分析后，認為軋輥之間發(fā)生動態(tài)交叉現(xiàn)象的原因在于陀螺效應(yīng)[9-13]。其機理是旋轉(zhuǎn)的軋輥由于初始交叉或施加偏輥力而軋輥軸的方位改變，引起陀螺力矩，伴隨水平動力促使軋輥交叉，如圖15所示。陀螺效應(yīng)力矩為

(3)

陀螺力矩的伴生水平力為

FGW=±MGW/L,FGB=±MGB/L

(4)

式中，L為軋輥支撐點跨距。

2200鋁箔四輥軋機的輥系和軋制條件參數(shù)示于表2。代入計算可知，陀螺力矩的伴生水平力遠大于偏移距產(chǎn)生的水平力。

綜上分析所知，2200鋁箔四輥軋機工作輥止推軸承燒損主要原因在于軋輥動態(tài)交叉產(chǎn)生的異常軸向力，進行實際測定后發(fā)現(xiàn)偏載系數(shù)在3以上。

表2 輥系和軋制條件參數(shù)

3 600型鋼軋機的不靜定性

圖16 橢圓鋼進入成品圓孔型時的偏轉(zhuǎn)Fig.16 Eccentric rotation of elliptic steel entering into circle hole pattern of finish product

圖17 軋輥的微小交叉行為(輥系俯視)Fig.17 Micro cross behavior of the roll (vertical view of roll system)

半封閉式型鋼軋機軋制圓鋼的成品率約80%左右，主要原因是因為成品前橢圓鋼咬入圓孔型時橫向剛度差所致，如圖16所示。在咬入不準的情況下，帶有軸承座與機架窗口側(cè)隙的軋機在未控制條件下發(fā)生微小交叉行為(圖17)。600型鋼軋機的靜定輥系如圖18所示，型鋼軋機桿系如圖19所示。

圖18 靜定輥系Fig.18 Statically determinate roll system

圖19 600靜定型鋼軋機Fig.19 600 mm statically determinate section mill

4 結(jié)論

經(jīng)一系列理論和實驗及實機測定研究得出結(jié)論，軋機滾動軸承短壽及燒損的主要原因在于軋機的超靜定性和靜不定性。由于軋輥受載荷產(chǎn)生撓度而輥頸傾斜，軸承座因缺少鉸鏈副而不能同步傾斜，導(dǎo)致軸承別勁而異常偏載，降低了軸承承載能力。靜不定性即已側(cè)隙和偏移距造成不穩(wěn)定輥系使軋輥交叉行為，產(chǎn)生異常軸向力，導(dǎo)致止推軸承超載短壽和燒損。軸承密封、維護、潤滑、防水固然重要，但并非影響軸承壽命的主要因素。

提高軋機軸承壽命的主要出路在于兩個方面：一是改造軋機的機構(gòu)學(xué)靜定性；二是在設(shè)計理論方面非靜定軋機選定軋機軸承承載能力時，必須在結(jié)構(gòu)容許條件下乘上安全系數(shù)3以上。

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Explore main reason affecting the service life of rolling mill bearing

SHEN Guang-xian1，ZHENG Yong-jiang2, WANG Xiao-wei3

(1. National Engineering Research Center for Equipment and Technology of Cold Strip Rolling, Yanshan University, Qinhuangdao 066004, China; 2.College of Mechanical Engineering, Yanshan University, Qinhuangdao 066004, China；3. Hebei Jingye Group, Pingshan 050400,China )

According to the problems of short service life and frequent burning of roller bearing, a series of theoretical calculation and experiment research are conducted. The reason lies in the hyper static characteristics and statically indeterminate characteristics of the roll system. The former means that the roll has a bending deformation due to the rolling load and its neck shows an inclination, however, the chock cannot rotate with the inclination of the roll neck, which induces an unbalancing load of the roller bearing and decreases the carrying capacity. The latter means that an excessive axial force acting on the end-thrust roller bearing due to the cross of the rolls. The solving methods contain two aspects, the first is that the structure of the mill should be redesigned with a statically determinate characteristics. The second is that the carrying capacity of the roller bearing in the non-statically determinate rolling mill should be more than three times than allowable load of roller bearing.

rolling mill bearing；mechanisms statically determinate；statically determinate mill

2016-06-15；

2016-09-21

國家自然科學(xué)基金(50075075)；燕山大學(xué)青年教師自主研究計劃課題(14LGB005)和燕山大學(xué)博士基金(B858)。

申光憲(1935-)，男，博士，教授，主要研究方向為軋鋼機械設(shè)計理論、軋制工程中的邊界元法。

鄭永江(1985-)，男，講師，主要研究方向為軋鋼機械設(shè)計理論、軋機振動。

TG333

A

1001-196X(2016)06-0001-07