胡宏彥，范永宏，楊慶祥，羅青香

(1．洛陽LYC軸承有限公司 技術中心，河南 洛陽 471039； 2．燕山大學 材料科學與工程學院，河北 秦皇島 066004)

特大型軸承通常指外徑大于440 mm的軸承，其承受載荷很高，受力極為復雜，除了選用適當?shù)牟牧现?，還必須進行不同的熱處理滿足其使用要求。因此，對特大型軸承的熱處理設備也有較高的要求。對于內(nèi)徑為8 m的井式軸承套圈退火爐，其爐蓋重達10 t以上，因此，爐蓋的移動和安放成為生產(chǎn)中的一個難題。大多數(shù)軸承套圈熱處理井式爐采用的是吊裝法，在吊裝過程中容易導致爐蓋重心偏移或擺動，難以準確定位，存在較大安全隱患。

針對上述問題，設計了爐蓋導軌機構，文中以爐蓋導軌支承機構為研究對象，采用ANSYS軟件建立有限元模型[1]，基于Timoshenko理論對該結構的剛度、強度及受力狀態(tài)進行分析，為該機構的優(yōu)化設計提供依據(jù)[2-4]。

1 退火爐爐蓋結構

爐蓋及導軌架的整體結構如圖1所示。爐蓋由鋼結構、外殼、絕熱層及6個風機等組成，總質量達11 t。爐蓋鋼結構的4個角處為頂高器的支承點，為了使爐蓋在升降的過程中能夠準確定位，在其兩側設計有導輪裝置。在移動爐蓋之前，首先由頂高器將爐蓋頂起350 mm，使爐蓋與爐身完全脫離，然后啟動導軌架驅動裝置，使爐蓋及導軌架沿水平方向從爐子上方移開，以便于從爐中吊出工件。導軌及頂高器上均設計有限位裝置，以確保爐蓋在移動及安放過程中能夠準確定位。

圖1 爐蓋及導軌架整體結構

2 建立有限元模型

2.1 有限元單元類型及網(wǎng)格劃分

采用Beam188單元對爐蓋支承機構進行模擬，該單元的幾何結構如圖2所示。Beam188單元適合于分析長徑比Δ≥30的梁結構，該單元基于Timoshenko梁結構理論[5-6]，并考慮了剪切變形的影響。

圖2 Beam188單元的幾何結構

(1)

式中：Δ為長徑比；G為剪切模量；A為梁的橫截面積；L為梁的長度；EI為抗撓剛度系數(shù)。

Beam188是三維線性(2節(jié)點)或者二次梁單元。每個節(jié)點有6或7個自由度，自由度的個數(shù)取決于KEYOPT(1)的值。當KEYOPT(1)=0(缺省)時，每個節(jié)點有6個自由度；節(jié)點坐標系的x，y，z方向的平動和繞x，y，z軸的轉動。當KEYOPT(1)=1時，每個節(jié)點有7個自由度，這時引入了第7個自由度(橫截面的翹曲)。該單元非常適合線性、大角度轉動和非線性大應變問題。當NLGEOM打開時，Beam188的應力剛化選項在任何分析中都是缺省項。應力剛化選項使本單元能分析彎曲、橫向及扭轉穩(wěn)定性問題(用弧長法分析特征值屈曲和塌陷)。

根據(jù)各段梁的截面形狀，先對截面進行建模并進行網(wǎng)格劃分，保存為擴展名為*.sect的用戶定制截面文件，在完成整個結構實體模型后，重新讀入截面文件并賦予各個梁，同時賦予各實體模型材料屬性，最后進行網(wǎng)格劃分[2]。網(wǎng)格劃分后的有限元模型如圖3所示。

圖3 有限元模型

2.2 邊界條件及載荷的確定

爐蓋通過頂高器、導軌架及導輪支承在導軌上，導輪由步進電動機驅動。當有限元模型將頂高器、導軌架及導輪組合成整體式計算模型后，邊界條件可簡化為4個導輪與導軌接觸處的自由度約束，即約束每個導輪x，y，z方向的平動自由度及繞y，z方向的旋轉自由度。

載荷的簡化與施加是否與實際相符或接近直接關系到計算結果的真實性，根據(jù)導軌架在實際運行時的受力情況，所受載荷主要包括爐蓋、導軌架的重力及各部分在運動過程中由于振動引起的慣性力。爐蓋總質量為11 t，將其重力均布施加于4個頂高器上；導軌架自身重力以密度和重力加速度的方式施加，考慮到慣性力主要由爐蓋部分產(chǎn)生，故將其簡化為x，z方向的載荷施加于頂高器上。

3 導軌架剛度及強度分析

如圖4所示，導軌架最大變形為16 mm，出現(xiàn)在頂高器對爐蓋的支承處。根據(jù)現(xiàn)場實際試運行情況，實際變形基本與計算結果相符，同時也說明采用該有限元模型進行強度及剛度計算是可行的。由圖4可以看出，前、后梁主要為彎曲變形，而兩側梁發(fā)生了嚴重的扭轉變形，以至于在實際試運行過程中，其中一個導輪發(fā)生了脫軌現(xiàn)象，顯然該結構的剛度不能滿足要求。

圖4 導軌架位移(變形)圖

圖5和圖6分別為支撐結構的應力分布圖和彎矩圖，應力主要集中在前、后梁與兩側梁的交接處(13.5～121 MPa)。最大應力發(fā)生在頂高器及導輪與梁的連接處，等效應力為121 MPa。最大彎矩發(fā)生在頂高器與導輪間的橫梁處，前、后梁的彎矩主要由自身重力所致。導軌架材料為低合金結構鋼，屈服強度為360 MPa，取安全系數(shù)為1.5，許用應力為240 MPa，該導軌架結構強度滿足要求。

圖5 導軌架應力分布圖

圖6 導軌架各梁的彎矩圖

4 結構改進及分析

4.1 改進方案

根據(jù)分析得到的數(shù)據(jù)以及導軌架與爐子之間的位置關系，提出如下改進方案：

(1)在后側梁與兩側梁的連接處添加由10 mm厚鋼板焊接成的加強筋(圖7)。

圖7 改進后的模型

(2)在兩側梁與前梁之間焊接100 mm×100 mm的方鋼進行加強。

(3)前、后梁由原來用工字鋼改用方鋼。

4.2 改進前、后對比分析

對改進后的模型進行計算，結果如圖8和圖9所示。改進前導軌架最大位移為16 mm，發(fā)生在頂高器對爐蓋的支承處，改進后導軌架的最大位移為6.6 mm，發(fā)生在前梁的中部；改進前導軌架各個梁上的最大應力為121 MPa，發(fā)生在頂高器及導輪與梁的連接處，改進后最大等效應力為81 MPa，發(fā)生在相同的位置處。根據(jù)對比可知，改進后強度、剛度均優(yōu)于改進前，剛度提高了58.8%，而且應力集中程度明顯減小。實際使用再未出現(xiàn)任何問題，說明改進方案是合理的。

圖8 改進后位移圖

圖9 改進后應力分布圖

5 結束語

采用Beam188單元對爐蓋支承機構進行模擬，在對導軌架結構剛度、強度及受力狀態(tài)進行分析的基礎上，提出了改進方案，并根據(jù)實際情況對導軌架結構進行了改進，現(xiàn)場試驗表明，改進后的導軌架剛度和強度均有顯著增大，能夠很好地滿足實際使用要求。