姚利松，范 群

(寶山鋼鐵股份有限公司研究院，上海 201900)

設(shè)計計算

厚板軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置受力分析

姚利松，范 群

(寶山鋼鐵股份有限公司研究院，上海 201900)

針對厚板軋機(jī)在生產(chǎn)過程中，經(jīng)常發(fā)生因鋼板翹頭撞擊導(dǎo)衛(wèi)而造成鋼板頭部缺陷，進(jìn)行了軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置有限元仿真計算，對比分析了導(dǎo)衛(wèi)板和連接螺栓在鋼板不同撞擊位置、不同撞擊角度和不同撞擊力大小情況下的有限元計算結(jié)果，明確了導(dǎo)衛(wèi)板和連接螺栓受力狀態(tài)與撞擊位置、角度和撞擊力大小之間的對應(yīng)關(guān)系，找到了導(dǎo)衛(wèi)裝置在鋼板撞擊情況下發(fā)生事故的原因和最薄弱區(qū)域。

寬厚板軋機(jī)；軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)；有限元；受力分析

0 前言

厚板軋機(jī)在生產(chǎn)過程中，經(jīng)常發(fā)生因板坯翹頭[1]撞擊軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)，造成鋼板頭部缺陷；尤其在軋制厚板坯情況下，曾發(fā)生因軋制板坯頭部上翹量過大，撞擊軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置前沿，導(dǎo)致軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置斷裂現(xiàn)象。停機(jī)更換損壞的軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置須耗時十余小時，嚴(yán)重影響軋機(jī)產(chǎn)能。

厚板軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置[2-5]與安裝在工作輥軸承座上的切水板緊密貼合，對軋制板坯進(jìn)行導(dǎo)向。在長期生產(chǎn)使用條件下，因?qū)蜚~板磨損等原因，引起軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置偏轉(zhuǎn)，造成導(dǎo)衛(wèi)裝置前端與切水板間產(chǎn)生縫隙。軋制過程中的板坯因頭部上翹量較大，在該處撞擊軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置前端，造成鋼板頭部缺陷。為明確軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置的斷裂原因，擬通過有限元仿真分析方式對軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置的受力情況進(jìn)行分析。

1 厚板軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置材料

某厚板軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置斷裂失效照片如圖1所示。該厚板軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)為焊接件，材質(zhì)為S355 J2G3，相當(dāng)于國內(nèi)的低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼Q345D，抗拉強(qiáng)度σb約為450～600 MPa、屈服強(qiáng)度σs約為300 MPa。軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓材質(zhì)為34CrNiMo6，經(jīng)調(diào)質(zhì)熱處理，抗拉強(qiáng)度σb約1 100 MPa。

圖1 厚板軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)斷裂失效照片

2 有限元模型

利用abaqus有限元軟件建立了厚板軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置的簡化模型，如圖2所示。與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端接觸的切水板和與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)兩側(cè)導(dǎo)向槽接觸的軋機(jī)牌坊導(dǎo)向簡化為剛體。在切水板和軋機(jī)牌坊導(dǎo)向上施加固定約束，在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)的兩個提升油缸基座上施加1 MN提升載荷，在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)的前端或軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面施加板坯撞擊載荷。

圖2 厚板軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置模型

如圖3所示，采用四面體網(wǎng)格對模型進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分，共計劃分393 732個單元，640 695個節(jié)點。

圖3 厚板軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置有限元網(wǎng)格劃分

3 計算結(jié)果

3.1 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端施加水平撞擊載荷

軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端水平撞擊載荷通過與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端垂直平面耦合的參考點RP3施加軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)上，如圖4所示。在水平撞擊載荷作用下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)的等效應(yīng)力和最大拉應(yīng)力如圖5所示，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓的等效應(yīng)力和最大拉應(yīng)力如圖6所示。

圖4 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端水平撞擊載荷施加位置

圖5 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端水平撞擊載荷5 MN軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)應(yīng)力分布

圖6 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端水平撞擊載荷5 MN下軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓應(yīng)力分布

在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)水平撞擊載荷為0 MN(僅承受1 MN液壓缸提升載荷)、1 MN、2 MN、3 MN、4 MN、5 MN條件下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓承受的最大應(yīng)力如表1所示。

表1 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端水平撞擊載荷下軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓的應(yīng)力

由仿真計算結(jié)果可知，在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端不同的水平撞擊載荷作用下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)承受最大應(yīng)力的位置均在圖5中用粗線圈起的焊接區(qū)域附近；當(dāng)水平撞擊載荷大于0.8 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)應(yīng)力集中區(qū)域存在開裂風(fēng)險；當(dāng)水平撞擊載荷大于2.25 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓存在斷裂風(fēng)險。

3.2 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端施加30°方向撞擊載荷

在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端30°方向撞擊載荷為0 MN(僅承受1 MN液壓缸提升載荷)、1 MN、2 MN、3 MN、4 MN、5 MN條件下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓承受的最大應(yīng)力如表2所示。

表2 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端30°方向撞擊載荷下軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓的應(yīng)力

由仿真計算結(jié)果可知，在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端不同的30°方向撞擊載荷作用下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)承受最大應(yīng)力的位置均在焊接區(qū)域附近；當(dāng)30°方向撞擊載荷大于1 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)應(yīng)力集中區(qū)域存在開裂風(fēng)險；當(dāng)30°方向撞擊載荷大于2.6 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓存在斷裂風(fēng)險。

3.3 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端施加45°方向撞擊載荷

軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端45°方向撞擊載荷通過與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端斜面耦合的參考點RP3施加軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)上。在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端45°方向撞擊載荷為0 MN(僅承受1 MN液壓缸提升載荷)、1 MN、2 MN、3 MN、4 MN、5 MN條件下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓承受的最大應(yīng)力如表3所示。

表3 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端45°方向撞擊載荷下軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓的應(yīng)力

由仿真計算結(jié)果可知，在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)前端不同的45°方向撞擊載荷作用下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)承受最大應(yīng)力的位置均在焊接區(qū)域附近；當(dāng)45°方向撞擊載荷大于1.25 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)上述應(yīng)力集中區(qū)域存在開裂風(fēng)險；當(dāng)45°方向撞擊載荷大于3.2 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓存在斷裂風(fēng)險。

3.4 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面施加45°方向撞擊載荷

軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面45°方向撞擊載荷通過與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面耦合的參考點RP3施加軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)上，如圖7所示。在下表面45°方向撞擊載荷作用下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)的等效應(yīng)力和最大拉應(yīng)力如圖8所示，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓的等效應(yīng)力和最大拉應(yīng)力如圖9所示。

圖7 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面45°方向撞擊載荷施加位置

在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面45°方向撞擊載荷為0 MN(僅承受1 MN液壓缸提升載荷)、1 MN、2 MN、3 MN、4 MN、5 MN條件下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓承受的最大應(yīng)力如表4所示。

圖8 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面45°方向撞擊載荷(5 MN)下軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)應(yīng)力分布

圖9 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面45°方向撞擊載荷(5 MN)下軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓應(yīng)力分布

撞擊載軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)/MPa軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓MPa荷/MN等效應(yīng)力最大拉應(yīng)力等效應(yīng)力最大拉應(yīng)力0262.4370235.22171452.6637.1502.8531.92646908.5810857.73842.41184112611934104214641451153851244174817841891

由仿真計算結(jié)果可知，在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面不同的45°方向撞擊載荷作用下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)承受最大應(yīng)力的位置均在焊接區(qū)域附近；當(dāng)45°方向撞擊載荷大于0.9 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)上述應(yīng)力集中區(qū)域存在開裂風(fēng)險；當(dāng)45°方向撞擊載荷大于2.7 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓存在斷裂風(fēng)險。

3.5 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面施加60°方向撞擊載荷

軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面60°方向撞擊載荷通過與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面耦合的參考點RP4施加軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)上。在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面60°方向撞擊載荷為0 MN(僅承受1 MN液壓缸提升載荷)、1 MN、2 MN、3 MN、4 MN、5 MN條件下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓承受的最大應(yīng)力如表5所示。

表5 軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面60°方向撞擊載荷下軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)與軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓的應(yīng)力

由仿真計算結(jié)果可知，在軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)下表面不同的60°方向撞擊載荷作用下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)承受最大應(yīng)力的位置均在焊接區(qū)域附近；當(dāng)60°方向撞擊載荷大于1.1 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)上述應(yīng)力集中區(qū)域存在開裂風(fēng)險；當(dāng)60°方向撞擊載荷大于3.7 MN時，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓存在斷裂風(fēng)險。

4 結(jié)論

(1)根據(jù)仿真計算結(jié)果，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置兩側(cè)導(dǎo)向與導(dǎo)衛(wèi)板焊接區(qū)域承受的拉應(yīng)力最大，與實際軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置在該焊縫附近開裂相符。

(2)在某一固定角度的板坯撞擊力作用下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓承受的最大應(yīng)力與撞擊載荷呈線性關(guān)系，既軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓承受的最大應(yīng)力隨板坯撞擊力的增大而增大。

(3)在相同的板坯撞擊力作用下，板坯撞擊力與水平方向的角度越大，則軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓承受的最大應(yīng)力越小。

(4)在不同角度和位置的板坯撞擊力作用下，存在相應(yīng)的板坯撞擊載荷門檻值，超過該板坯撞擊載荷門檻值，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)連接螺栓將會開裂或斷裂。

(5)本次軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置受力分析過程中未考慮焊接應(yīng)力的影響，在焊接應(yīng)力的影響下，軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置的開裂風(fēng)險將進(jìn)一步增大。將該位置的焊接結(jié)構(gòu)改為整體結(jié)構(gòu)可提高導(dǎo)衛(wèi)裝置的防撞能力。

(6)對軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和連接螺栓的材質(zhì)進(jìn)行優(yōu)化，提高軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)和連接螺栓的強(qiáng)度，也可減小軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)在使用過程中的失效風(fēng)險。

[1] 戴杰濤，李烈軍，張祖江. 基于辛彈性力學(xué)方法的中厚板板形翹曲行為分析[J]. 固體力學(xué)學(xué)報，2015，36(03)：215-222.

[2] 劉紹華，宋洪林，孫雙印. 3500 mm精軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)裝置的優(yōu)化設(shè)計[J]. 山東冶金，2008，30(4)：20-21.

[3] 李小猛. 八鋼中厚板3500 mm精軋機(jī)導(dǎo)衛(wèi)結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J]. 新疆鋼鐵，2013(03):38-40.

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Force analysis of guide device for heavy plate mill

YAO Li-song，F(xiàn)AN Qun

(Research Institute，Baoshan Iron & Steel Co.，Ltd.，Shanghai 201900，China)

During the production process of heavy plate rolling mill, due to steel plate head warping upward and impacting the guide device, some defects were often found on the plate head. The FEM simulation and analysis on the guide device of the rolling mill were finished. Under different impact positions, different impact angle and different impact force, the stress coming from guide plate and the connecting bolts were analyzed and compared. The corresponding relationship between the stress state and impact position, impact angle and impact force of the guide plate and the connecting bolts were cleared. The causes of the guide plate failure and the weakest region under the condition of steel plate impact were found.

heavy plate mill；guide device；FEM；force analysis

2017-03-09；

2017-04-15

姚利松(1973-)，男，高級工程師，工學(xué)碩士，研究方向為軋輥的使用技術(shù)及設(shè)備能力評價。

TG333

A

1001-196X(2017)03-0064-05