成海寶，龐沙沙，裴衛(wèi)民，展京樂，李學通，趙鐵勇，杜鳳山

(1.中國重型機械研究院股份公司，陜西 西安 710032;2.燕山大學機械工程學院，河北 秦皇島 066004;3.浙江久立特材科技股份有限公司，浙江 湖州 313008)

0 前言

冷軋管機主要用于管材的減徑減壁，軋管機機架內(nèi)裝有變斷面孔型的軋輥，管坯在機架不斷的往復運動中被周期性地軋制成成品鋼管。二輥冷軋管機亦稱皮爾格式冷軋管機，我國稱為LG型。目前，采用冷軋方法可生產(chǎn)外徑4～450 mm、壁厚0.2～35.0 mm 的管材［1-2］。

軋機機架是冷軋管機的重要部件，其尺寸和重量巨大，軋輥軸承座和軋輥調(diào)整裝置以及其它裝置都安裝在機架上，機架直接承受軋制力。大型軋管機軋制壓力較大，同時軋輥直徑很大，相應機架牌坊尺寸也較大，所以整個機架的質(zhì)量比較大，由此在工作過程中產(chǎn)生的慣性力及力矩很大。工作時，機架的強度和變形直接影響設備的可靠性和產(chǎn)品的軋制精度，因此機架必須有足夠的強度和剛度，以保證其應力分布均勻，變形盡可能?。?-4］。

在Marc有限元分析軟件平臺下對某LG-730大型軋管機機架進行模擬計算，得出機架的應力分布規(guī)律和變形規(guī)律，進而計算得到其剛度。在此基礎(chǔ)上對機架的進行了優(yōu)化設計，并對優(yōu)化前后的結(jié)果進行對比，在不降低機架剛度強度的前提下，探究如何實現(xiàn)機架減重，提高軋制速度［4］。

1 有限元建模

1.1 幾何模型建立及網(wǎng)格劃分

因為軋機模型比較復雜，所以首先在CAD軟件中建立三維模型，并導入有限元分析軟件ABQUS中進行網(wǎng)格劃分，之后將劃分網(wǎng)格后的模型導入到Marc有限元分析軟件中進行軋制仿真分析。

1.2 材料屬性

機架材料為ZG270-500，其物理及機械性能參數(shù)為:密度ρ=7 800 kg/m3;彈性模量;E=190 GPa;泊松比μ=0.29;屈服強度σs=248 MPa;σb=600 MPa［5］。

1.3 邊界條件施加

模型邊界條件施加情況如圖1所示，其中左側(cè)圖為機架底座的固定邊界條件，右側(cè)圖為施加于軋輥的軋制力。軋制力施加在上下軋輥的相對面上，上軋輥上的力垂直向上為正，下軋輥上的力垂直向上為負，最大軋制力為20000 kN。

圖1 LG-730軋機模型位移邊界條件施加情況Fig.1 Displacement and force boundary condition of LG-730 model

2 仿真結(jié)果分析

2.1 機架應力分析

軋機在最大軋制力20000 kN的作用下其等效應力分布情況如圖2所示。從等效應力圖中可以看出，最大等效應力出現(xiàn)在機架與聯(lián)接銷軸的接觸面上，其大小約為120 MPa，為接觸壓應力。而機架的危險位置位于機架與上橫梁接觸處的圓角部位，其局部放大如圖中所示。從等效應力圖中可看出其大小約為69 MPa。所以軋機機架的安全系數(shù)為n=600/69=8.7。

圖2 LG730機架等效應力圖Fig.2 Equivalent stress distribution of the housing for LG-730

因此，在進行機架的設計及優(yōu)化時，應該著重考慮機架薄弱環(huán)節(jié)，增加該位置圓角大小，或者改用其他類型的過渡曲線，以降低其等效應力的大小，提高機架可靠性及使用壽命。

2.2 機架裝配變形及剛度

軋機在20 000 kN軋制力作用下，機架裝配的Y向位移分布圖如圖3所示。從圖中可看到垂直方向最大位移約為2.96 mm，使得在軋制過程中由外載造成了約3 mm的輥縫，對軋制工藝產(chǎn)生了比較大的影響，因此應該考慮在上下兩軋輥上施加一定的預緊力，以減小甚至消除外載對軋制的影響，控制產(chǎn)品質(zhì)量。由機架裝配輥環(huán)垂直方向最大位移可得到整體剛度為K=20 000/2.96 kN/mm=6 800 kN/mm。

圖3 LG-730軋機在垂直方向整體位移圖Fig.3 Displacement of Y direction of whole LG-730 assembly

圖4為軋輥軸彎曲變形分布，上軋輥最大位移為1.2 mm，下軋輥最大位移同樣為1.2 mm?？梢娷堓亸澢冃螌C架裝配整體剛度的影響很大，所以在進行軋輥孔型設計及輥縫值設定方面，必須考慮軋輥的彎曲變形，確保軋制過程的順利進行。

圖4 軋輥軸彎曲變形分布Fig.4 Deflection distribution of roll axis

2.3 機架變形及剛度

機架Y向位移分布如圖5所示，其最大位移約為1.15 mm，機架最大載荷20 000 kN，所以機架剛度為K=20 000/1.15=17 400 kN/mm。

圖5 機架在Y方向位移圖Fig.5 Y direction displacement of mill housing

采用同樣的分析方法對目前安全運行多年的LG-280、LG-60的機架的強度和剛度進行了分析，其分析結(jié)果見表1。通過與現(xiàn)有兩種軋機機架剛度、強度的對比，可看出LG-730軋機機架強度和剛度都滿足使用要求。

表1 LG-730、LG-280、LG-60機架強度數(shù)據(jù)Tab.1 Strength comparison of LG-730、LG－280 and LG-60

3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化設計

LG-730軋機機架結(jié)構(gòu)復雜，重量巨大，為減輕機架重量，降低慣性力，提高軋制速度，現(xiàn)提出以下幾種優(yōu)化方案，并就每種方案進行Marc有限元仿真分析，以對比優(yōu)化前的設計，在保證機架剛度強度滿足要求的前提下，盡量實現(xiàn)機架的減重［6］。

3.1 減小底座寬度

兩邊機架底座寬度各減小10 mm，并導入Marc中重新提交分析，得到優(yōu)化后的軋機在Y方向的位移如圖6所示。

圖6 優(yōu)化底座寬度后的軋機在Y方向整體位移圖Fig.6 Y direction displacement of the width of mill carriage optimized

對比優(yōu)化前后的機架垂直方向位移圖，可以很清楚的看到，在最大載荷相同的工況下，機架Y向位移約為1.13 mm，機架剛度變?yōu)镵=17 700 kN/mm?？梢姕p小底座寬度沒有造成機架剛度的降低。所以減小底座寬度在不影響結(jié)構(gòu)強度的前提下，對減重是行之有效的。

圖7 優(yōu)化底座寬度后的軋機等效應力圖Fig.7 Equivalent stress distribution of the width of mill carriage optimized

軋機等效應力圖如圖7所示，相對于優(yōu)化前，最大等效壓應力為130 MPa;危險位置處的等效應力為69 MPa，優(yōu)化后的安全系數(shù)為n=8.7。所以相對于優(yōu)化之前的強度沒有發(fā)生明顯變化。減小底座寬度不會造成軋機強度的明顯降低。

最后計算優(yōu)化后的機架減重量:

優(yōu)化前體積為V=3.603 m3;

優(yōu)化后體積為V1=3.587 m3;

所以機架減重量為

3.2 減小筋板厚度

將機架筋板厚度有原來的120 mm減小到100 mm，導入Marc中進行仿真分析。其分析結(jié)果如圖8、圖9所示。

圖8 優(yōu)化筋板厚度后的機架Y向位移圖Fig.8 Y direction displacement of the thickness of mill reinforcing plate optimized

從圖8可以看出，在最大軋制力作用下，優(yōu)化后的機架Y向最大位移約為1.17 mm，機架剛度變?yōu)镵=17 000 kN/mm，可見減小筋板厚度不會造成機架剛度的明顯降低。另一方面從Y向位移圖中還可以發(fā)現(xiàn)機架優(yōu)化后左右變形不對稱的情況略有改善，這對于提高機架壽命，增強可靠性是有一定幫助的。所以在優(yōu)化筋板厚度減重的同時也稍改善了機架的剛度不對稱。

圖9 優(yōu)化筋板厚度后的機架等效應力圖Fig.9 Equivalent stress distribution of the thickness of mill reinforcing plate optimized

由圖9可知，優(yōu)化后的機架等效壓應力最大值為120 Mpa，機架的危險位置處的等效應力值為69 Mpa，機架安全系數(shù)為n=8.7?？梢妰?yōu)化對機架強度影響很小。計算優(yōu)化后的機架減重量:

優(yōu)化前體積為V=3.603 m3

優(yōu)化后體積為V2=3.566 m3

所以機架減重量為

3.3 減小機架厚度

將機架兩邊厚度各減小20 mm，導入Marc進行仿真分析，其變形和等效應力如圖10、圖11所示。

圖10 優(yōu)化機架厚度后的機架在Y方向的位移圖Fig.10 Deformation distribution of the thickness of mill housing optimized

從圖10可以看出，優(yōu)化后的機架Y方向最大位移為1.68 mm。與優(yōu)化前的最大位移1.15 mm相比，優(yōu)化后的位移明顯增大。優(yōu)化后的機架剛度為:K=20 000/1.68=11 900 kN/mm。雖然剛度明顯降低，但是從位移圖中還能看出相比于優(yōu)化前，優(yōu)化后的機架剛度不對稱現(xiàn)象明顯減少，基本上滿足剛度對稱。

圖11 優(yōu)化機架厚度后的機架等效應力圖Fig.11 Equivalent stress distribution of the thickness of mill housing optimized

圖11為優(yōu)化后的機架等效應力圖，從圖中可以看出，優(yōu)化后的機架等效應力最大值為壓105 MPa;機架的薄弱環(huán)節(jié)等效應力值為85 MPa，機架安全系數(shù)為n=7.7，機架強度的降低了，但能滿足設計要求。

計算優(yōu)化后的機架減重量:

優(yōu)化前體積為V=3.603 m3;

優(yōu)化后體積為V3=3.457 m3;

所以機架減重量為

優(yōu)化前后的剛度強度、安全系數(shù)、減少重量值對比見表2。

表2 優(yōu)化前后剛度、強度及減重量的對比Tab.2 Results comparison of the three optimum schemes

4 結(jié)論

(1)運用大型有限元分析軟件Marc對某LG-730軋管機結(jié)構(gòu)進行了數(shù)值模擬，得到了軋機機架的位移圖及等效應力圖，并計算出了機架的剛度。

(2)對機架進行優(yōu)化設計，并分別對優(yōu)化后的機架進行仿真分析，對比優(yōu)化前后的機架變形及受力。結(jié)果表明減小機架厚度能夠更好得實現(xiàn)減重，且很好得改善了機架剛度不對稱現(xiàn)象;減小筋板厚度和底座寬度不會明顯降低機架剛度和強度。

(3)計算得出了軋輥軸彎曲的變形分布、整個軋機的剛度數(shù)據(jù)，可為LG-730軋輥輥縫設定提供重要的理論依據(jù)。

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