吳初練，周 洋，葉寶亭，盧獻忠，陳滿意

(1 武漢鋼鐵重工集團有限公司，湖北 武漢 430083; 2 武漢理工大學(xué)機電工程學(xué)院, 湖北 武漢 430068)

武鋼一熱軋E3立輥軋機機架有限元分析

吳初練1，周 洋1，葉寶亭1，盧獻忠1，陳滿意2

(1 武漢鋼鐵重工集團有限公司，湖北 武漢 430083; 2 武漢理工大學(xué)機電工程學(xué)院, 湖北 武漢 430068)

武鋼一熱軋E3立輥軋機側(cè)壓裝置原為絲桿螺母模式。由于原絲桿螺母側(cè)壓調(diào)整裝置結(jié)構(gòu)復(fù)雜,操作不便,工作效率低，準備更改成液壓式側(cè)壓調(diào)整裝置，因此原安裝孔尺寸需要增大。為了保證改造后機架能夠承受工作壓力，需對機架的強度進行分析計算。建立機架有限元分析模型，確定機架載荷及約束。在擬定最大液壓缸安裝孔徑596 mm條件下對模型進行求解。機架整體應(yīng)力關(guān)于軋制中線兩側(cè)對稱分布，最大等效應(yīng)力為31.076 MPa;機架整體位移關(guān)于軋制中線兩側(cè)對稱分布，側(cè)壓方向最大變形量為0.10 mm，厚度方向最大變形量為0.16 mm。計算結(jié)果表明，在擬定最大液壓缸安裝孔徑時，E3立輥軋機機架滿足強度、剛度要求。

立輥機架；有限元；應(yīng)力；變形

武鋼一熱軋E3立輥軋機側(cè)壓裝置原為絲桿螺母模式。工作時，74 kW直流電機通過總傳動比為9.72的兩級齒輪減速器，藉由兩根外徑為180 mm,螺距為10 mm的螺桿機構(gòu)將旋轉(zhuǎn)運動轉(zhuǎn)變?yōu)橹本€運動，推動立輥并產(chǎn)生側(cè)壓力。返回時，通過兩個油缸拉回立輥。此裝置左右各一套，中間用同步軸保持同步。由于原絲桿螺母側(cè)壓調(diào)整裝置結(jié)構(gòu)復(fù)雜,操作不便,工作效率低，準備更改成液壓式側(cè)壓調(diào)整裝置，即將原4個絲桿螺母機構(gòu)換成4個液壓缸，直接驅(qū)動兩側(cè)立輥。將絲桿螺母換成液壓缸，原安裝孔的尺寸因此需要增大，但增大安裝孔會對立輥機架的承載能力產(chǎn)生影響。為了保證側(cè)壓裝置由絲桿螺母傳動裝置改成液壓調(diào)整裝置后，機架能夠承受工作壓力，須對機架的強度進行分析計算。

1 機架結(jié)構(gòu)

1.1 側(cè)壓裝置工作原理

1 700 mm熱帶鋼連軋機組包括粗軋機組和精軋機組。粗軋機組由4架立輥軋機El、E2、E3、E4和4架粗軋機R1、R2、R3、R4構(gòu)成；而精軋機組由F1、F2、F3、F4、F5、F6、F7等7架精軋機構(gòu)成。每臺立輥軋機后面緊挨著一臺水平粗軋機，兩臺軋機聯(lián)成一體實現(xiàn)連軋(El與R1、E2與R2、E3與R3以及E4與R4各成一組)。立輥軋機起定寬作用(AWC)。側(cè)壓裝置分布于軋機傳動側(cè)和操作側(cè)。兩側(cè)側(cè)壓裝置共同作用可調(diào)整軋輥的開口度，以適應(yīng)不同寬度中間坯的軋制。兩側(cè)側(cè)壓裝置可單動也可聯(lián)動。兩側(cè)側(cè)壓裝置由安裝在機架外側(cè)的側(cè)壓液壓缸調(diào)整軋輥的位置。

Z動路線：74 kW直流電機—立輥調(diào)整Ⅰ軸—立輥調(diào)整Ⅱ軸—右旋絲桿軸(37 kW)。左旋絲桿軸(37 kW)通過與右旋絲桿軸之間一對嚙合的齒輪副換向，實現(xiàn)功率分流及機械同步。

1.2 機架結(jié)構(gòu)

E3立輥機架系整體焊接結(jié)構(gòu)，采用Q235A焊接而成。機架是軋機最終承受軋制力的部件，需要有足夠的強度和剛度。E3立輥軋機位于R3水平軋機入口側(cè)基座上，機架出口側(cè)側(cè)面與水平軋機架連接在一起。其三維模型如圖1所示。原機架橫向兩側(cè)面各有2個Φ495H7孔(圖1a)，用于安裝絲桿。機架出口側(cè)上部兩個耳座與R3機架通過4個螺栓固定聯(lián)接；底部兩個耳座通過4個地腳螺栓與基礎(chǔ)固定聯(lián)接(圖1b)。

材質(zhì)信息：型號，Q235A；彈性模量，2×105MPa；泊松比，0.3；密度，7.85×10-6kg/mm3；屈服強度σs，185MPa[1]。

圖 1 E3立輥軋機機架三維模型

2 機架載荷及約束

側(cè)壓力依據(jù)原絲桿軸向力確定。已知電機的輸出功率P=74kW，轉(zhuǎn)速n=1 150r/min。由于電機通過傳動鏈分流同時驅(qū)動兩個絲桿轉(zhuǎn)動，在不考慮傳動效率的情況下，單根絲桿的功率P0=37kW。絲杠材料為34CrNiMo(SNCM8)，螺母材料為SAE-430B，總傳動比i= 9.72。經(jīng)過計算，每個液壓缸以268.825kN的拉力，以均布載荷的形式分別作用在每個聯(lián)接螺栓的截面上。

2.1 機架載荷

改造后的E3立輥軋機采用全液壓壓下，4個液壓缸法蘭通過螺栓與底座連接。工作時高壓油作用在油缸活塞上，推動立輥；另一方面，高壓油反作用于缸底，通過缸壁傳到油缸法蘭，經(jīng)由螺栓作用在機架上。

2.2 機架約束

由于機架出口側(cè)上部2個耳座與R3機架通過4個螺栓固定聯(lián)接，底部2個底座通過4個地腳螺栓與基礎(chǔ)固定聯(lián)接，機架載荷及約束情況見圖2。

圖 2 機架載荷及約束

3 E3機架有限元分析

3.1 約束分析

E3機架的側(cè)壓力小于E2機架，故E3液壓缸的規(guī)格不會超過E2液壓缸。按照E2液壓缸安裝圖，液壓缸由24個M36螺栓固定在機架上。若E3機架采用E2機架的液壓缸安裝形式(即24個M36螺栓)，擬定最大液壓缸安裝孔徑D=596mm。

機架約束：

1)機架上部兩個耳座與R3機架通過4個螺栓固定聯(lián)接(四個螺栓孔的 8 個圓柱面施加對稱邊界條件約束，兩個耳座和R3機架的接觸面施加位移約束 (軋制方向位移UZ=0) ；

2)底部兩個底座通過4個地腳螺栓與基礎(chǔ)固定聯(lián)接(底座的四個地腳螺栓孔的 8 個圓柱面施加對稱條件約束，兩個底座地基的接觸面施加位移約束 (厚度方向位移UY=0)。

E3立輥機架的載荷及約束如圖3所示。

圖 3 載荷及約束

圖 4 等效應(yīng)力云圖

3.2 機架應(yīng)力

擬定最大安裝孔徑時E3立輥機架的等效應(yīng)力云圖如圖4所示。分析應(yīng)力云圖，機架的等效應(yīng)力分布規(guī)律是：1)機架整體應(yīng)力關(guān)于軋制中線平面兩側(cè)對稱分布；2)機架整體承力區(qū)域主要是在上耳座與R3機架連接處、下耳座與基座連接處，以及機架與液壓缸法蘭連接處。其他地方應(yīng)力水平均較低；3)最大等效應(yīng)力為σmax= 31.076MPa，發(fā)生在上耳座與R3機架連接處外側(cè)直角處，表明該處有一定的應(yīng)力集中；4)機架與液壓缸法蘭連接處的應(yīng)力并不沿螺栓孔分布圓周方向均勻分布，而是沿厚度方向較大，沿軋制方向較小。

立輥機架的靜強度安全系數(shù)

3.3 機架變形

1)機架的變形主要發(fā)生在X、Y方向。擬定最大安裝孔徑D=596mm時，立輥機架X(側(cè)壓)方向、Y(厚度)方向上的位移云圖如圖5所示。分析位移云圖，機架的位移分布規(guī)律是：機架整體位移大體上關(guān)于軋制中線平面兩側(cè)對稱分布；2)機架X(側(cè)壓)方向上，最大位移發(fā)生在與液壓缸法蘭連接處，出口側(cè)與入口側(cè)的X方向位移差別不大；3)機架Y(厚度)方向上，最大位移發(fā)生在出口側(cè)，出口側(cè)與入口側(cè)的Y方向位移差別較大，從入口側(cè)至出口側(cè)Y方向位移逐漸增大。

圖 5 擬定最大安裝孔徑時立輥機架位移云圖

機架X(側(cè)壓)方向最大變形量：

fX=0.050468-(-0.050494)=0.1010mm

機架Y(厚度)方向最大變形量：

fY=0.002798-(-0.160476)=0.1633mm

對于熱軋機架，彈性變形一般不應(yīng)超過1.0mm[1]，故機架剛度滿足要求。

4 結(jié)論

1)機架整體應(yīng)力關(guān)于軋制中線平面兩側(cè)對稱分

布。承力區(qū)域主要是在上耳座與R3機架連接處、下耳座與基座連接處，以及機架與液壓缸法蘭連接處，其他地方應(yīng)力水平均較低。最大等效應(yīng)力為 31.076MPa，且發(fā)生在上耳座與R3機架連接處外側(cè)直角處。

2)機架整體位移大體上關(guān)于軋制中線平面兩側(cè)對稱分布。機架側(cè)壓方向上，最大位移發(fā)生在與液壓缸法蘭連接處，出口側(cè)與入口側(cè)的位移差別不大；機架厚度方向上，最大位移發(fā)生在出口側(cè)，出口側(cè)與入口側(cè)的位移差別較大，從入口側(cè)至出口側(cè)位移逐漸增大。

3)在擬定液壓缸安裝最大孔徑為596mm、液壓缸最大側(cè)壓力為268.825kN條件下，E3立輥軋機機架滿足強度、剛度要求。

[1] 成大先. 機械設(shè)計手冊[M]. 北京:化學(xué)工業(yè)出版社,2004.

[2] 黃華梁，彭文生. 機械設(shè)計基礎(chǔ)[M]. 第三版.北京:高等教育出版社,2006.

[3] 黃慶學(xué). 軋鋼機械設(shè)計[M]. 北京:冶金工業(yè)出版社,2007.

[責(zé)任編校： 張 眾]

Finite Element Analysis of E3 Vertical Hot-rolling Mill Housing of WISCO

WU Chulian1，ZHOU Yang2，YE Baoting1，LU Xianzhong1，CHEN Manyi2

(1WISCOHeavyindustrygroup,Wuhan430083,China;2WuhanUniv.ofTech.,Wuhan430070,China)

Screw driving is used for the side press device of E3vertical hot-rolling mill housing. Since the screw driving is of complex structure, inconvenient operation, poor efficiency, hydraulic pressure adjusting device is a substitute for it, it is necessary to increase the size of the mounting hole. In order to ensure the strength and stiffness of the housing, the calculation and analysis of the housing is needed before the transformation of the strength. Firstly, the finite element analysis model of the housing was established, and the load and constraint was determined. Secondly, the finite element analysis model was solved under the maximum hydraulic cylinder mounting hole 596mm. The results demonstrate that, the whole housing stress is distributed symmetrically on rolling line, and the maximum Von Mises stress is 31.076Mpa. The whole housing deformation is distributed symmetrically on rolling line, and maximum deformation of side direction is 0.10mm, the maximum deformation in thickness direction is 0.16mm. The results show that, under the maximum hydraulic cylinder mounting hole, E3 vertical hot-rolling mill housing can meet the strength and stiffness requirements.

vertical rolling housing; finite element; stress; deformation

2015-04-20

吳初練(1971-)，男，湖北鄂州人，武漢鋼鐵重工集團有限公司工程師，研究方向為冶金裝備制造

陳滿意(1966-)，男，湖北武漢人，武漢理工大學(xué)教授，研究方向為數(shù)字制造，齒輪傳動

1003-4684(2015)04-0070-03

TH122

A