劉君琰 ，鄒樹梁 ，王湘江 ，劉昌福 ，趙 芳

（1.南華大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湖南 衡陽(yáng)421001；2.核設(shè)施應(yīng)急安全作業(yè)技術(shù)與裝備湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南衡陽(yáng)421001）

乏燃料臥式剪切機(jī)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)及可靠性分析

劉君琰1，2，鄒樹梁2，王湘江1，2，劉昌福1，2，趙 芳1，2

（1.南華大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，湖南 衡陽(yáng)421001；2.核設(shè)施應(yīng)急安全作業(yè)技術(shù)與裝備湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南衡陽(yáng)421001）

為解決現(xiàn)有的乏燃料立式剪切機(jī)在剪切乏燃料過程中所存在的未經(jīng)剪切的元件掉入溶解器、刀架滾輪磨損等一系列問題，提出一種臥式送料剪切機(jī)的翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)方案，使得乏燃料組件由豎直位置翻轉(zhuǎn)至水平位置。這種結(jié)構(gòu)以雙液壓缸聯(lián)動(dòng)舉升來實(shí)現(xiàn)燃料組件的翻轉(zhuǎn)動(dòng)作，并以滾珠絲杠副機(jī)構(gòu)來實(shí)現(xiàn)燃料組件反轉(zhuǎn)后的水平橫移運(yùn)動(dòng)。介紹了翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的工作原理并確定舉升機(jī)構(gòu)和橫移結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及其參數(shù)。在完成剪切機(jī)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)后，為保證其設(shè)計(jì)合理性對(duì)臥式剪切機(jī)送料系統(tǒng)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)關(guān)鍵部件的主要失效模式進(jìn)行了詳細(xì)可靠性分析，并建立可靠性分析模型，最后得出具體可靠性計(jì)算結(jié)果。

剪切機(jī)；翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)；液壓缸；滾珠絲杠副；可靠性

0 引言

乏燃料立式送料剪切機(jī)是核動(dòng)力堆乏燃料后處理廠將乏燃料組件剪切成2 030 mm的首端關(guān)鍵設(shè)施，其送料部分是乏燃料剪切的關(guān)鍵部件[1]，其性能的優(yōu)劣會(huì)直接影響剪切機(jī)燃料剪切任務(wù)的成敗?，F(xiàn)階段乏燃料后處理用的都是立式剪切機(jī)，大部分的剪切機(jī)失效都是由于送料系統(tǒng)故障導(dǎo)致的，送料系統(tǒng)中最常發(fā)生的故障主要有未經(jīng)剪切的元件掉入溶解器、刀架滾輪磨損、推料剪切失敗等故障。因此，送料系統(tǒng)的整體布局以及剪切方式等因素都可能影響到剪切機(jī)使用壽命和其生產(chǎn)能力，與立式剪切機(jī)相比，臥式剪切機(jī)是將燃料組件翻轉(zhuǎn)過來進(jìn)行激光切割，能提高工作效率，有利于解決上述的常見故障以及燃料組件收集問題。故設(shè)計(jì)出合適的臥式剪切機(jī)送料系統(tǒng)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)非常重要?，F(xiàn)在很多學(xué)者大多是針對(duì)通用型剪切機(jī)送料系統(tǒng)控制部分進(jìn)行研究，而對(duì)實(shí)現(xiàn)剪切機(jī)送料系統(tǒng)核燃料組件的臥式剪切機(jī)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)的具體設(shè)計(jì)還沒有提及[2-4]，基于此并以立式剪切機(jī)送料系統(tǒng)為基礎(chǔ)闡明臥式剪切機(jī)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的工作原理，并對(duì)核燃料組件實(shí)現(xiàn)90°翻轉(zhuǎn)的翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)。翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)包括舉升機(jī)構(gòu)和橫移機(jī)構(gòu)這兩個(gè)部分，因此主要從這兩個(gè)部分的關(guān)鍵部件的設(shè)計(jì)及其主要部件液壓缸和滾珠絲杠副的失效模式進(jìn)行分析，依據(jù)相關(guān)可靠性理論[5-7]，對(duì)兩個(gè)主要構(gòu)件建立可靠性分析模型，最后根據(jù)這個(gè)模型進(jìn)行具體分析計(jì)算得出具體結(jié)果。

1 剪切機(jī)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的設(shè)計(jì)目標(biāo)是將長(zhǎng)4 100 mm、重約670 kg的乏燃料組件完成90°翻轉(zhuǎn)并水平橫移送至末端進(jìn)行激光切割。要求操作簡(jiǎn)單、工作運(yùn)行可靠、運(yùn)動(dòng)平穩(wěn)，根據(jù)要求設(shè)計(jì)出了相對(duì)合理的翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)，其基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)基本結(jié)構(gòu)組成

臥式剪切機(jī)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)的工作原理是將燃料組件從提升水池的元件提升機(jī)上經(jīng)裝料井抓頭9抓取得取提升到料筒內(nèi)，經(jīng)液壓缸7平移到翻轉(zhuǎn)平臺(tái)合適位置，此時(shí)料槽4豎直立在支撐底座1上，組件移至料槽后抓頭9松開退出，組件下端在夾具內(nèi)，上端由鎖緊裝置鎖緊，經(jīng)由液壓缸2雙油缸的剛性同步實(shí)現(xiàn)組件翻轉(zhuǎn)至水平，此時(shí)下端的夾緊裝置5連接橫移機(jī)構(gòu)滾珠絲杠副3由液壓馬達(dá)10驅(qū)動(dòng)，將旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)換成線性運(yùn)動(dòng)，推動(dòng)核燃料組件水平移動(dòng)到支撐底座1末端，再進(jìn)行激光切割。

對(duì)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)，包括舉升機(jī)構(gòu)和橫移機(jī)構(gòu)主要結(jié)構(gòu)件的主要參數(shù)設(shè)計(jì)以及闡明燃料組件的翻轉(zhuǎn)原理。

1.1 舉升機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)中的舉升機(jī)構(gòu)必須結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，安全可靠。燃料組件尺寸規(guī)格大、重量大，以液壓馬達(dá)提供動(dòng)力源，通過單活塞雙液壓缸的聯(lián)動(dòng)伸縮舉升可以達(dá)到燃料組件翻轉(zhuǎn)90°.液壓缸受力最大點(diǎn)在翻轉(zhuǎn)至水平位置時(shí)，裝有組件的料槽重約15 000 N，以此對(duì)此時(shí)乏燃料組件進(jìn)行受力分析，求得液壓缸最大驅(qū)動(dòng)力Fmax=42 kN，根據(jù)機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)第4卷表22.4-2規(guī)定液壓缸的公稱壓力系列初步選定液壓缸的系統(tǒng)壓力P=4.5 MPa，由液壓缸內(nèi)徑計(jì)算公式得D=125.91 mm，圓整D=125 mm，則活塞桿直徑為d=63 mm.

1.2 橫移機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

由液壓馬達(dá)提供動(dòng)力源，帶動(dòng)滾珠絲杠的螺桿傳動(dòng)，套在螺桿上的螺母此時(shí)會(huì)在滾珠螺桿上水平移動(dòng)，將螺母與料槽上的夾緊裝置固連在一起，則料槽內(nèi)的燃料組件會(huì)在螺桿的帶動(dòng)下隨著螺母一起在底座上實(shí)現(xiàn)水平移動(dòng)。根據(jù)手冊(cè)選擇滾珠螺桿的材料為40CrMnSiMoVA，橫移機(jī)構(gòu)中加上組件的料槽質(zhì)量W=1 500 kg，最大行程Smax=4 100 mm，最大移動(dòng)速度Vmax=1 800 mm/min，馬達(dá)最高轉(zhuǎn)速為Nmax=250 r/min，所以 L==7.2 mm，根據(jù)設(shè)計(jì)手冊(cè)選取公稱導(dǎo)程ph=10 mm，公稱直徑d0=50 mm.

2 翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)可靠性分析

2.1 液壓缸活塞桿可靠性分析

在工程實(shí)際中，液壓缸也會(huì)有各種不能工作的故障發(fā)生。對(duì)活塞桿結(jié)構(gòu)失效進(jìn)行可靠性分析的邊界前提為：（1）系統(tǒng)的液壓部分正常；（2）系統(tǒng)的機(jī)械部分正常?；钊麠U失效方式主要有強(qiáng)度和穩(wěn)定性失效這兩種類型。

2.1.1 活塞桿強(qiáng)度可靠性分析

應(yīng)力-強(qiáng)度干涉模型經(jīng)常被用在元件的靜強(qiáng)度可靠性分析上，可靠性分析時(shí)由于影響元件強(qiáng)度和應(yīng)力的參量都是隨機(jī)變量，故而元件所受到強(qiáng)度和應(yīng)力參量也被認(rèn)為是呈分布狀態(tài)的隨機(jī)變量[8]。依據(jù)干涉理論得如下可靠度表達(dá)式[9]:

式中：s為應(yīng)力，δ為強(qiáng)度，g（δ）為強(qiáng)度概率密度函數(shù)，f（s）為應(yīng)力概率密度函數(shù)。當(dāng)零件應(yīng)力及強(qiáng)度都為正態(tài)分布時(shí)，式（1）有

式中：us為應(yīng)力 s均值，σs為應(yīng)力 s標(biāo)準(zhǔn)差，uδ為強(qiáng)度δ均值，σδ為強(qiáng)度δ標(biāo)準(zhǔn)差。

2.1.2 活塞桿穩(wěn)定性可靠性分析

令液壓缸工作時(shí)穩(wěn)定的臨界壓力為Fk，服從概率密度函數(shù)g（Fk），活塞桿上的壓力為F，服從概率密度函數(shù)f（F）[10].

液壓缸穩(wěn)定可靠度R有：

當(dāng)液壓缸活塞桿的臨界壓力FK、壓力F及分布參數(shù)確定后，即可根據(jù)上述方法進(jìn)行液壓缸穩(wěn)定可靠性計(jì)算。

2.2 滾珠絲杠可靠性分析

滾珠絲杠是翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)中橫移機(jī)構(gòu)的關(guān)鍵部件，分析其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，滾珠絲杠主要失效模式[11-12]有兩種：（1）滾珠絲杠副破壞形式主要是在不常轉(zhuǎn)動(dòng)場(chǎng)所中鋼球或者滾道表面的塑性變形超過其閾值。（2）滾珠與滾道表面某定點(diǎn)接觸處承受一定的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)后產(chǎn)生的疲勞點(diǎn)蝕。

2.2.1 滾珠絲杠副靜載荷可靠性分析

滾珠絲杠在轉(zhuǎn)速n≤10 r/min情況下，當(dāng)滾道接觸面和受接觸應(yīng)力最大的滾動(dòng)體間產(chǎn)生的塑性變形之和一般不容許超0.0001倍滾動(dòng)體直徑，此時(shí)的載荷被定義為基本額定靜載荷C0a[13]?；绢~定靜負(fù)載C0a的計(jì)算公式：

式中：ρ11、ρ12、ρ21、ρ22分別是接觸點(diǎn)處滾道和鋼球的主曲率。

計(jì)算額定靜載荷（C0a）時(shí)通常要考慮材料成分、熱處理等因素。假設(shè)額定靜載荷（C0a）為正態(tài)分布C0a～N（），據(jù)分析知，最大軸向載荷 F 也可設(shè)定成正態(tài)分布F～N（F ，eF）[14]。求解靜載荷失效可靠度時(shí)，參考相關(guān)文獻(xiàn)[11-12]，當(dāng)額定靜載荷公式中一些參數(shù)方差不易確定時(shí)，給出其變異系數(shù)最后利用一次二階矩法來進(jìn)行計(jì)算。

滾珠絲杠副的失效概率Pf為：

式中：CC0a為額定靜載荷變異系數(shù)，CF為最大軸向載荷變異系數(shù)；σC0a為額定靜載荷的方差，σF為最大軸向載荷的方差。

2.2.2 滾珠絲杠副動(dòng)載荷可靠性分析

當(dāng)同參數(shù)的一組滾珠絲杠副在同一條件下運(yùn)行106轉(zhuǎn)時(shí)，90%螺旋副不產(chǎn)生點(diǎn)蝕失效，此時(shí)能承受的純軸向載荷定義為基本額定動(dòng)載荷（C）a[13]。

式中：fc為額定動(dòng)載荷特征值；fu為工作行程系數(shù);frN為螺母滾道適應(yīng)度；frs為螺桿滾道適應(yīng)度；rN為螺母滾道曲率半徑（mm）；rs為螺桿滾道曲率半徑（mm）；lu為有效工作行程（mm）；Ph為導(dǎo)程（mm）.

眾多試驗(yàn)闡明滾珠絲杠的疲勞壽命服從威布爾分布，當(dāng)已知可靠度R下的滾珠絲杠壽命L計(jì)算動(dòng)負(fù)載與疲勞壽命關(guān)系有[14]，

式中：k為額定動(dòng)載可靠性系數(shù)；a為絲杠壽命的可靠性系數(shù)；ε為疲勞壽命指數(shù)，對(duì)滾珠絲杠副ε=3；m為威布爾分布形狀參數(shù)，m=10/9；F為當(dāng)量動(dòng)載荷。

由于材料的一些加工和不均勻因素，假設(shè)基本額定動(dòng)載荷Ca和計(jì)算動(dòng)負(fù)載C兩者均呈正態(tài)分布[11-12]，分析動(dòng)載荷失效可靠性時(shí)，給出變異系數(shù)后用一次二階矩法去求[11-12]。滾珠絲杠副點(diǎn)蝕疲勞失效概率Pf為：

式中：CCa為額定動(dòng)載荷的變異系數(shù)；CC為計(jì)算動(dòng)負(fù)載的變異系數(shù)；σCa為額定動(dòng)載荷的方差；σC為計(jì)算動(dòng)負(fù)載的方差。

3 案例

（1）選取的兩端鉸接液壓缸，活塞桿伸出后的長(zhǎng)度l～（ul，σl）=（4 100，12）mm，鋼質(zhì)活塞桿的彈性模量E～（uE，σE）=（2.1 × 105，0.06 × 105）MPa，活塞桿直徑 d～（ud，σd）=（63，0.0189）mm，液壓缸工作時(shí)活塞桿所受的軸向壓力 F（uF，σF）=（42 000，8 400）N.計(jì)算得到的活塞桿脈動(dòng)疲勞強(qiáng)度的概率分布為：uδ～N（161.82，68.229）， 應(yīng) 力 的 概 率 分 布 為 μs～ N（17.72，2.54）.對(duì)活塞桿強(qiáng)度及穩(wěn)定性進(jìn)行可靠性分析。

分析對(duì)比液壓缸強(qiáng)度失效和穩(wěn)定失效的結(jié)果，并將結(jié)果與給定可靠性要求進(jìn)行對(duì)比，滿足要求則說明液壓缸的設(shè)計(jì)合理，反之則應(yīng)進(jìn)行改進(jìn)。

（2）選取的滾珠絲杠實(shí)際靜載荷166 530 N，實(shí)際動(dòng)載荷51 043 N，要求壽命t=7×106轉(zhuǎn)的可靠度為0.99，根據(jù)選取的滾珠絲杠副參數(shù)計(jì)算可得額定靜載荷與動(dòng)載荷分別為127 505.8 N和36 478.3 N.取額定靜載荷的變異系數(shù)為0.06，定動(dòng)載荷的變異系數(shù)為0.08，取實(shí)際靜載荷的變異系數(shù)為0.1，實(shí)際動(dòng)載荷的變異系數(shù)為0.1[11-12].對(duì)橫移機(jī)構(gòu)中滾珠絲杠副靜載荷和動(dòng)載荷進(jìn)行可靠性分析。

將以上計(jì)算結(jié)果的靜載荷和動(dòng)載荷的失效概率與給定可靠性要求進(jìn)行分析對(duì)比，若滿足說明設(shè)計(jì)符合要求。

4 結(jié)論

（1）本文針對(duì)乏燃料立式送料剪切機(jī)剪切乏燃料所存在的弊端設(shè)計(jì)了一種臥式剪切機(jī)翻轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)，并對(duì)主要構(gòu)件液壓缸和滾珠絲杠進(jìn)行詳細(xì)設(shè)計(jì)，這對(duì)剪切機(jī)及類似機(jī)構(gòu)的翻轉(zhuǎn)具有借鑒意義。

（2）根據(jù)液壓缸和滾珠絲杠副典型失效模式可靠性分析結(jié)果，發(fā)現(xiàn)液壓缸穩(wěn)定性失效概率大于強(qiáng)度失效概率，滾珠絲杠副靜載荷失效概率大于動(dòng)載荷失效概率，因此在工程設(shè)計(jì)中應(yīng)充分考慮液壓缸的穩(wěn)定可靠性和滾珠絲杠的靜載荷可靠性。

[1]周賢玉．核燃料后處理工程[M]．哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社，2009.

[2]謝宇鵬，鄒樹梁，唐德文，等.基于蒙特卡羅法的立式送料剪切機(jī)送料系統(tǒng)可靠性評(píng)估[J].機(jī)械設(shè)計(jì)，2016（01）：70-75.

[3]謝宇鵬，鄒樹梁，唐德文，等.基于FTA與MATLAB的剪切機(jī)送料系統(tǒng)可靠性研究[J]機(jī)械科學(xué)與技術(shù)，2015（03）：398-403.

[4]楊宏悅，吳 華，歐陽(yáng)立華，等.剪切機(jī)送料系統(tǒng)的可靠性分析研究[J].核標(biāo)準(zhǔn)計(jì)量與質(zhì)量，2010（01）：8-13.

[5]王 沖.起豎翻轉(zhuǎn)裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與研究[D].秦皇島：燕山大學(xué)，2016.

[6]高有道，李婷婷，馮蘊(yùn)雯，等.垂直收放式起落架提升機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)及可靠性分析[J].機(jī)械科學(xué)與技術(shù)，2014（11）：1763-1767.

[7]石來德，周欣強(qiáng).裝載機(jī)動(dòng)臂液壓缸活塞桿的可靠性設(shè)計(jì)[J].同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），1991（1）：109-118.

[8]金偉婭，張康達(dá).可靠性工程[M].北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2005.

[9]劉忠偉，劉少軍，鄧英劍，等.巨型模鍛水壓機(jī)主工作缸的可靠性分析[J].鍛壓技術(shù)，2007（02）：82-86.

[10]汪信遠(yuǎn).細(xì)長(zhǎng)液壓缸穩(wěn)定性的可靠性設(shè)計(jì)[J].工程機(jī)械，1987（08）：19-24.

[11]王 影．滾珠絲杠傳動(dòng)系統(tǒng)的典型失效分析[J]．精密制造與自動(dòng)化，2008（4）:29-34.

[12]王 丹，周 亮，孫志禮，基于蒙特卡洛方法的滾珠絲杠副運(yùn)動(dòng)可靠性分析[J]．東北大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，3（8）:1179-1181.

[13]朱孝錄．機(jī)械傳動(dòng)設(shè)計(jì)手冊(cè)[M]．北京:電子工業(yè)出版社，2007.

[14]鄒小琦.滾珠絲杠副的可靠性設(shè)計(jì)[J].南昌大學(xué)學(xué)報(bào)（工科版），1998（1）：44-47.

Design and Reliability Analysis of Flip-flop Mechanism of Spent Fuel Horizontal Shearing Machine

LIU Jun-yan1，2，ZOU Shu-liang2，WANG Xiang-jiang1，2，LIU Chang-fu1，2，ZHAO Fang1，2
（1.University of South China，School of Mechanical Engineering，Hengyang Hunan 421001，China；2.Nuclear Facilities Emergency Safety Technology&Equipment Key Laboratory of Hunan Province，Hengyang Hunan 421001，China）

In order to solve the series of problems such as the non-shearing elements falling into dissolver and cutter wheel wear when the existing spent fuel vertical shearing machine cut the spent fuel，the flip-flop mechanism scheme of a horizontal type for feeding and cutting machine which allows the spent fuel assembly to be turned from the upright position to the horizontal position is put forward.The mechanism is actuated by double hydraulic cylinders to effect the flip-flop of the fuel assembly and the horizontal traverse movement after the fuel assembly reversal by ball screw accessory mechanism.This paper describes the working principle of the inverting mechanism and the structural design and parameter determination of lifting mechanism and transverse mechanism.In order to ensure the rational of the design of the shearing mechanism，the reliability analysis of the main failure modes of the key components of the flip system about the horizontal shearing machine is carried out and the reliability analysis model is established after the completion of design about the shearing mechanism，then the reliability index is calculated.

shearing machine；flip mechanism；hydraulic cylinder；ball screw；reliability

TH122

A

1672-545X（2017）10-0012-05

2017-07-18

核設(shè)施退役和核泄漏安全處理技術(shù)及裝備研發(fā)（02072012KJT01）

劉君琰（1992-），女，湖北孝感人，在讀研究生，機(jī)械工程專業(yè)，研究方向：機(jī)械可靠性；鄒樹梁（1956-），男，江西安福人，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向：核安全安保與應(yīng)急。