邢玉峰 牛雙玲

(中國第二重型機(jī)械集團(tuán)公司，四川610052)

某鋁熱連軋工作輥軸承座變形原因分析

邢玉峰 牛雙玲

(中國第二重型機(jī)械集團(tuán)公司，四川610052)

本文分析了某鋁熱連軋粗軋機(jī)工作輥軸承座變形原因，由于AGC缸的誤操作，導(dǎo)致軸承座承受大的載荷而導(dǎo)致變形。

鋁熱連軋；粗軋機(jī)；工作輥軸承座；AGC

某鋁熱連軋廠設(shè)計(jì)制造的粗軋機(jī)在試生產(chǎn)階段,先后兩次出現(xiàn)下工作輥軸承座卡死在機(jī)架內(nèi)不能順利拉出的情況。經(jīng)現(xiàn)場檢測發(fā)現(xiàn)下工作輥軸承座嚴(yán)重變形導(dǎo)致了該結(jié)果。兩套軸承座先后出現(xiàn)嚴(yán)重塑性變形,用戶質(zhì)疑設(shè)計(jì)制造的軸承座存在設(shè)計(jì)強(qiáng)度不夠的問題。針對該情況，我們通過對比、有限元分析等方式，結(jié)合現(xiàn)場使用情況，找出了軸承座變形的原因，使問題得到徹底解決。

1 粗軋機(jī)結(jié)構(gòu)

該粗軋機(jī)為四輥可逆式軋機(jī)，其結(jié)構(gòu)圖如圖1所示。配置有電動(dòng)壓下與AGC缸壓上裝置，并帶有工作輥正彎輥系統(tǒng)。軋制前， AGC壓上裝置根據(jù)軋輥實(shí)測數(shù)據(jù)調(diào)整缸行程，保持下工作輥輥面標(biāo)高恒定，電動(dòng)壓下裝置預(yù)設(shè)輥縫待軋。軋制時(shí)，AGC裝置動(dòng)態(tài)微調(diào)保證板厚及板形精度。

2 受力分析

下工作輥軸承座承受彎輥力，左右靠滑板支撐與機(jī)架側(cè)面相接觸，上下無壓靠。運(yùn)用有限元計(jì)算方法，給軸承座施加彎輥系統(tǒng)可提供的極限載荷(實(shí)際值小于該值)，得到了在彎輥力作用下軸承座的應(yīng)力及彈性變形情況，軸承座應(yīng)力分布見圖2，軸承座位移分布見圖3。

1—電動(dòng)壓下裝置 2—上支承輥裝配 3—上工作輥裝配 4—下工作輥裝配 5—下工作輥彎輥缸 6—彎輥缸腰塊(與機(jī)架螺栓聯(lián)接) 7—下支承輥裝配 8—壓上AGC缸 9—機(jī)架

軸承座等效應(yīng)力最大值約為67.269 MPa，位于軸承座上部中央受拉區(qū)；最大主應(yīng)力最大值約為73.310 MPa，位于R40過渡圓角處，如圖2所示。整個(gè)軸承座外圍X方向向外擴(kuò)展0.118 mm，Y向被拉長0.220 mm；軸承座內(nèi)孔X方向向外擴(kuò)展0.057 mm，Y向被拉長0.074 mm，如圖3所示。

等效應(yīng)力/Mpa 最大主應(yīng)力/MPa

位移X/mm 位移Y/mm

該處軸承座所用材料為ZG270-550，其RP0.2≥270 MPa。計(jì)算所得應(yīng)力值遠(yuǎn)低于軸承座材料的屈服極限值，在正常工作條件下，工作輥軸承座不會發(fā)生塑性變形，與實(shí)際情況不符。

3 變形分析

對工作輥軸承座發(fā)生的塑形變形，我們采用逆向思考方式尋找原因，即找出使軸承座產(chǎn)生明顯塑性變形需要多大載荷的作用。同樣，我們采用有限元計(jì)算方法，對現(xiàn)場軸承座變形結(jié)果進(jìn)行分析，假設(shè)軸承座處發(fā)生異常，軸承座承受的載荷大幅度升高。當(dāng)受力達(dá)到一定值時(shí)，軸承座開始發(fā)生塑性變形，隨著受力增大，塑性變形也隨之增大。經(jīng)過多次分析計(jì)算，結(jié)果表明，當(dāng)軸承座承受11 MN的載荷力時(shí)，軸承座沒有明顯的殘余塑性變形；當(dāng)軸承座承受載荷力增大到13 MN時(shí)，軸承座殘余變形明顯增加；載荷力繼續(xù)增大到14 MN時(shí)，軸承座的殘余變形更加明顯(見圖4、圖5和圖6)。由此，我們大膽假設(shè)產(chǎn)生塑性變形的軸承座是由于承受了11 MN以上的載荷力或沖擊。

4 結(jié)論

我們對粗軋機(jī)結(jié)構(gòu)及工況進(jìn)一步分析，得出能夠產(chǎn)生11 MN 以上載荷的載荷源定位在下支承輥軸承座下方的壓上AGC缸上。分析認(rèn)為，由于AGC缸行程有余量，且b值大于a值，如果對AGC缸進(jìn)行了錯(cuò)誤操作，a值變?yōu)?時(shí)，AGC缸的作用力將通過彎輥缸及腰塊作用于機(jī)架，使下工作輥軸承座承受與AGC缸對等的作用力(最大可達(dá)到30 MN)，導(dǎo)致軸承座塑性變形的發(fā)生，同時(shí)也會對彎輥缸腰塊產(chǎn)生很大影響。于是，我們請用戶維修人員對彎輥缸腰塊處進(jìn)行了檢查，發(fā)現(xiàn)傳動(dòng)側(cè)彎輥缸腰塊的部分連接螺栓嚴(yán)重?fù)p壞，甚至拉斷。這一檢查結(jié)果使我們更加確信導(dǎo)致下工作輥軸承座塑性變形的力來源于AGC缸。

圖4 載荷為11 MN時(shí)軸承座位移圖

圖5 載荷為13 MN時(shí)軸承座位移圖

圖6 載荷為14 MN時(shí)軸承座位移圖

得到上述分析結(jié)果后，我們對AGC缸增加運(yùn)行連鎖條件：a值≥0。投入電氣連鎖保護(hù)后，避免了誤操作等類似情況的發(fā)生，投產(chǎn)幾年來該廠再無反應(yīng)下工作輥軸承座變形問題。

編輯 陳秀娟

Analysis on the Deformation of the Work Roll Bearing Chock of an Aluminum Strip Hot Continuous Rolling Mill

Xing Yufeng, Liu Shuanglin

The reason for the deformation of the work roll bearing chock of an aluminum strip hot continuous rolling mill has been analyzed in this paper. Due to the incorrect operation of the AGC cylinder, the bearing chock is subjected to a large load, which leads to the deformation of the bearing chock.

aluminum strip hot continuous rolling；rough mill；work roll bearing chock；AGC

2016—07—01

邢玉峰(1979—)，男，學(xué)士，工程師。

TG333.17

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