机械毕业设计（论文）-三辊轧管机设计【全套图纸】.pdf

毕业设计说明书毕业设计说明书 全套图纸，加全套图纸，加 153893706 机自 071401 班 2011.06 太原科技大学毕业设计 i 太原科技大学毕业设计（论文）任务书 （由指导教师填写发给学生） 学院（直属系） ： 材料学院 时间：2011 年 03 月 21 日 学 生 姓 名 指 导 教 师 设计（论文）题目 三辊轧管机设计 主要研 究内容 1.查阅国内外相关资料，了解三辊轧管生产现状及发展趋势； 2.计算三辊轧管机工艺参数和力能参数； 3.对三辊轧管机系统进行设计。 研究方法 在查阅资料的基础上，对三辊轧管机系统进行机械设计，并进行强度校核。 主要技术 指标(或研 究目标) 1. 工艺参数：轧机最大负荷 36t； 2设计说明书：1.2 万字 3绘制的图纸：5a1 ： （1）设备装配图 （2）相关零件图 4外文参考资料翻译 教研室 意见 教研室主任（专业负责人）签字： 年 月 日 说明：一式两份，一份装订入学生毕业设计（论文）内，一份交学院（直属系） 。 太原科技大学毕业设计 ii 摘 要 钢管是一种经济钢材，国民经济各部门都需要钢管，以石油钻探、冶炼和输 送需用最多，其次是地质勘探、化工、建筑工业、机械工业、车辆制造、军事工 业和日用制品等也需要大量钢管。本设计采用无芯棒、无张力的三辊斜轧减径设 备，单一机架减径，适合产能不高，投资少，产量低，占地面积小的小型民营企 业投资，设计生产 20g，成品规格为f68x8 的锅炉管材。本设计主要进行了轧件 尺寸，轧制工艺参数的初步计算，以及轧机的机构设计。 关键词：无缝钢管；20g；斜轧；减径 太原科技大学毕业设计 iii abstract steel pipe is a kind of economic steel, national economic sectors need steel tube to oil drilling, smelting and transportation need the most, followed by geological exploration, chemical industry, construction industry, machinery industry, vehicle manufacturing, military industry and daily products also need a large number of steel pipe. this design uses the bar without mandrel, no tension of three roller skew rolling reducing mill equipment, a single frame, suitable for reducing mill production capacity is not high, less investment, low yield, cover an area of small private enterprise investment, design production 20 g, finished product specifications for f68 x8 boiler pipes. this design is to the sensibility, rolling process parameters of size, and the preliminary calculation mill mechanism design. key words: seamless steel tube; 20 g; skew rolling; reducing mill 太原科技大学毕业设计 iv 目 录 第 1 章 绪论 - 1 - 1.1 引 言 . - 1 - 1.2 钢管热连轧发展史及发展情况 . - 2 - 1.3 钢管生产新技术 . - 3 - 第 2 章 产品大纲的确定 - 4 - 2.1 产品规格、品种和产量 - 4 - 第 3 章 主要设备选型 - 5 - 3.1 新型结构的环形炉 . - 5 - 3.2 采用锥形轧管机 . - 5 - 3.3 精整设备 . - 6 - 第 4 章 主要工艺参数计算 - 8 - 4.1 斜轧几何参数的确定 - 8 - 4.1.2 计算孔喉开度值 - 9 - 4.2 斜轧运动学 - 10 - 4.2.1 轧辊运动速度计算. - 10 - 太原科技大学毕业设计 v 4.2.2 螺距的确定： - 12 - 第 5 章 轧制功率计算 - 13 - 5.1 计算轧制力矩： . - 13 - 5.2 计算电机力矩 - 13 - 5.3 电机功率的计算 . - 14 - 第 6 章 压下系统的设计与校核 - 15 - 6.1 压下螺丝 . - 15 - 6.1.1 压下螺丝的参数. - 15 - 6.1.2 压下螺丝的强度校核. - 16 - 6.2 压下螺母 . - 17 - 6.2.1 压下螺母高度 h 的确定 - 17 - 6.2.2 压下螺母的外径 d 的确定 - 17 - 6.2.3 压下螺丝和压下螺母的弹性变形. - 18 - 6.3 涡轮蜗杆的选择与校核 - 19 - 6.3.1 传动参数 - 19 - 6.3.2 蜗杆蜗轮材料 - 19 - 6.3.3 蜗轮材料强度计算 - 20 - 6.3.4 蜗轮材料强度校核 - 20 - 6.3.5 几何尺寸设计 - 20 - 太原科技大学毕业设计 vi 第 7 章 轧辊设计 - 22 - 7.1 轧辊的参数设计 . - 22 - 7.2 轧辊的强度计算 . - 22 - 第 8 章 轴承的设计 - 24 - 8.1 轴承的选择与校核 - 24 - 8.2 轴承的寿命计算 . - 25 - 第 9 章 调整系统 - 26 - 9.1 轧辊轴向调整系统 . - 26 - 参考文献 - 28 - 附录：外文资料翻译 - 29 - 太原科技大学毕业设计 - 1 - 第 1 章 绪论 1.1 引 言 钢管是一种经济钢材，国民经济各部门都需要钢管，以石油钻探、冶炼和 输送需用最多，其次是地质勘探、化工、建筑工业、机械工业、车辆制造、军事 工业和日用制品等也需要大量钢管。 钢管的主要生产方法有热轧（包括挤压） 、焊接和冷加工三大类。其中冷 加工是钢管的二次加工。 焊接钢管的生产过程是将管坯用各种成型方法弯卷成要 求的横断面形状，然后用不同的焊接方法将焊缝焊合而获得钢管的过程。钢管冷 加工方法包括冷轧、冷拔和旋压三种，它是生产精密、薄壁和高强度管材的主要 方法。冷轧、冷拔和旋压这三种管材冷加工方法中，得到广泛应用的是冷轧和冷 拔技术 热轧无缝钢管生产的基本变形工序可以概括为 3 个阶段：穿孔、延伸和精 轧。穿孔工序的主要目的是将实心因坯穿孔成为空心毛管。毛管在规格、精度和 表面质量上都不可能满足成品要求，需要通过进一步对金属的变形加以改善。延 伸机的主要目的是进一步减小截面(主要是压缩管壁)获得较大的轴向延伸，使毛 管在尺寸精度、 表面质量和组织性能上获得改善。 经延伸机轧制的钢管统称荒管， 需要在桔轧机上进一步成型以达到成品管的要求。 在圆孔型中轧制钢管的方法广泛地运用于无缝钢管生产中。迄今为止，圆 孔型轧制钢管的方法可分为两大类；不带芯棒的轧制(空心体轧制)和带芯棒的轧 制。 定径机、减径机和张力减径机属于不带芯棒圆孔型连续轧制，一般属于精 轧机。 其主要变形工艺的目的是减小管径或定径获得成品钢管，其壁厚由工艺控 制，可以使其减薄、增厚或者近似保持不变。 传统的带芯棒的圆孔型轧制有 3 种形式： (1)带固定芯棒的单机座轧管机(自动轧管机)； (2)带自由浮动的长芯棒的连轧管机（m.m） (3)变断面因孔型中长芯棒周期轧管机(皮尔格轧机)。 太原科技大学毕业设计 - 2 - 所有传统的带芯棒的圆孔型轧管机都居于延伸机。主要的变形工艺日的是 在轧辊孔型和芯棒所构成的变形区内减小穿孔毛管的壁厚和外径， 获得较大的轴 向延伸，同时在组织、性能、精度、表面质量方面得到一定改善。 1.2 钢管热连轧发展史及发展情况 第一阶段： 以 fassel 轧机为代表，连轧机组以交流电机集体传动、全浮动长芯棒轧制， 后面没有张力减径机，轧速较底是其特点。热轧管仅能用于冷拔坯料。这一时期 的连轧管技术还不成熟。 第二阶段： 浮动芯棒连轧管技术逐渐成熟时期。1934 年美国 globe steel co 厂的 26 机 架直流电机单独传动全浮动芯棒连轧管机投产，直到 1949 年美国 loran 厂的投 产了一台 4545 交叉式布置，由直流电机单独传动的全浮动芯棒连轧管机组。 并在后面配置了张力减径机组，这才奠定了现代连轧管机组的基础，自此浮动芯 棒连轧管技术工艺获得了巨大发展。 第三阶段： 20 世纪 60 年代的连轧管机组是以全浮动芯棒直流单独传动， 轧制过程采用 计算机控制，轧速较高，后面配置了多机架单独传动的三辊式张力减径机为主要 特征，这个时期的代表机组是苏联的南方钢管厂，其月产量高达五万吨。 第四阶段： 由于浮动芯棒轧管工艺管子的前段进入机组和后段离开机组时芯棒的速度 产生“阶跃”现象，从而使管子的受力状态发生变化，导致了管子的前后段出现 “鼓肚”现象，我们称之为“竹节”的缺陷。限动芯棒连轧管机组是在浮动芯棒 连轧管机组的基础上发展起来的。 限动芯棒连轧管机于 20 世纪 60 年代中期进行 了工艺实验并获得了可喜的成果，1978 年由意大利因西公司设计制造的世界上 第一套限动芯棒连轧管机（mpm：multi- stand pipe mill 的缩写）在意大利达尔 明钢管厂建成投产，标志着连轧管工艺实现了突破性的进展。限动芯棒连轧管机 在整个轧制过程中对芯棒的运行加以控制，使其以设定的速度前进，轧制过程结 束时， 由脱管机将荒管与芯棒分离后荒管被移送到下一步工序做进一步加工，芯 太原科技大学毕业设计 - 3 - 棒则返回，拔出轧制线冷却、润滑后再循环使用。mpm 使得钢管壁厚偏差和内 外表面质量得到改善， 工具消耗有所降低， 将连轧管机生产的最大外径由 194mm 扩大到 426mm。20 世纪 90 年代中期又推出了三辊限动芯棒连轧管机（pqf： premium quality finishing 的缩写）技术，2003 年世界上第一套三辊限动芯棒连 轧管机组（pqf）在中国天津钢管公司建成投产，使连轧管工艺装备跃上一个新 的高峰。经过近 30 年的发展和应用，目前在世界上正在运行和建立的限动芯棒 连轧管机组已经超过了 20 台（套） 。 1.3 钢管生产新技术 pqf 连轧管机组反映并代表了当今轧管机组工艺设计和设备制造的最新发 展，轧制的钢管壁厚精度和生产效率优于其他类型的轧管机组。实践证明 pqf 限动芯棒连轧管机组是一套孔型构成合理的、变形均匀、轧制过程稳定、钢管表 面质量优良、壁厚精度高、运行可靠、成材率高、工具消耗少、生产效率高的新 型轧管机组， 这一新技术的开发和应用是非常成功的， pqf 限动芯棒连轧管机组 是极具市场竞争力的，其推广应用前景是十分美好的！ 太原科技大学毕业设计 - 4 - 第 2 章 产品大纲的确定 2.1 产品规格、品种和产量 轧制钢管规格：原始外径 77.0 目标外径 68.0 原始壁厚 8 不减壁 生 产 品 种： 高压锅炉管、低中压锅炉管 生 产 管 长： 610m 钢 种： 低碳钢(20g) 根据实际生产情况，本设计选取三辊无芯棒斜轧减径机。 因为是小厂低投资，产能不高，所以选取单一机架减径方式，投资少，占地 面积小，适合小型民营企业投资。 太原科技大学毕业设计 - 5 - 第 3 章 主要设备选型 3.1 新型结构的环形炉 环形炉是目前用于加热圆管坯的最理想的工业炉炉型，此炉型的特点是炉 底呈环形，在炉底驱动装置的作用下，承载管坯由入料端旋转至出料端，再由出 料机从出料炉门将加热好的管坯取出，在管坯随炉底运动过程中通过炉墙、炉顶 等处的烧嘴加热达到合格的出料温度，并满足温度均匀性要求。 3.2 采用锥形轧管机 由于本轧机前后无张力，又属于无芯棒轧制，变形区几何结构及受力情况 简单，为节省轧辊加工成本，采用结构简单的锥形轧辊。 送进角：6 太原科技大学毕业设计 - 6 - 碾压角：5 采用单机架无张力减径机。该机机架设计为三辊式正三角形布置形式，采 用的是工作机架中 3 个轧辊靠机架内部的齿轮啮合传动，只设一个电机。轧制过 程中只是由轧辊机架和传输机架构成机架的配置形式。采用锥形轧辊换辊简单， 调整容易，对于品种各异，规格各不相同的成品钢管的要求，课通过调整轧辊角 度或更换轧辊以随产品的规格而变化， 达到用相同外径的管材生产不同外径成品 的需要，从而扩大了产品的范围。 3.3 精整设备 热轧钢管的精整机械主要有冷床、矫直机以及切管机等。冷床使用链式冷 床，切管机采用锯切法，矫直机使用7辊，如图所示： 太原科技大学毕业设计 - 7 - 太原科技大学毕业设计 - 8 - 第 4 章 主要工艺参数计算 4.1 斜轧几何参数的确定 因为本设计 q=k=0；所以只要求出 p 值即可完成基本几何计算 4.1.1 计算位置参数 轧辊轴与轧机中心距 p 为： 现、 0 r 已知 由相关几何关系得： 00 332 3 rr - 求得： 0 r =497.85 取； 0 r =490 太原科技大学毕业设计 - 9 - 所以：p=490+77=567 sinph =49.42 cospi =564.84 4.1.2 计算孔喉开度值 斜轧辊型开度值可按如下公式计算： 本轧机为锥形轧辊，q=k=0 对本轧机已知： sinph =50.27 cospi =574.56 0=j 太原科技大学毕业设计 - 10 - 另： 对于斜轧辊型台肩处， i x =0 ； i x =0 =jtan0.1268 a=1.004 b=532 c=0.13 d=8.61 = i y502.47 i r =510.50 4.2 斜轧运动学 由于三辊运动速度相等，对斜轧轧辊 运动速度的计算，只取上滚进行计算。 4.2.1 轧辊运动速度计算 在轧辊与轧件的公切线上，讲轧辊速 度进行如下分解： （分解如右图） 式中： r w轧辊角速度，即n/30 r 所求接触点的轧辊半径 w辊、管接触点所作半径 r 与 y 轴夹角 对于本轧机： 太原科技大学毕业设计 - 11 - r w=0.3454 r 取最大点 490mm，即台肩处切线速度： 求得w=9.6 轧件运动速度： 解得： x v =15.07 y v =28.12 z v=0.34 钢管表面理论切向速度： t v = 22 zx vv+=15.07 确定切向滑移系数： 在碾压角和送进角同时存在时，切向滑移系数： 在中性面上： 即入口直径与中性面直径之比，该值约等于 1 确定轴向滑移系数： 由经验公式 式中： 太原科技大学毕业设计 - 12 - 解得： 轴向滑移系数 0 h=0.39 则送进速度为： 解得： 0 v =3.98 4.2.2 螺距的确定： 螺距是一个可变值，随着减径轧制的进行而增大。这里计算离开轧辊一点 的螺距： 碾压周期时间： 式中： 又有： td=1.07 求得螺距 s 为： s=4.24 纯轧时间计算： 由于实际生产钢管长度不确定，无法准确计算纯轧时间。 太原科技大学毕业设计 - 13 - 第 5 章 轧制功率计算 5.1 计算轧制力矩： 根据斜轧数学模型，一个轧辊旋转所需力矩为： m=p(rwsinacos+b/2wcosbcos） wtan=b/ x d 式中，b轧辊与轧件平均接触宽度 x d 轧制力作用面内的轧件直径 r合力作用面上轧辊半径 求得轧制力矩 m=17.4 5.2 计算电机力矩 电机提供力矩 电 m =)( 21 k m m i m i mk + hh 式中：k轧辊个数； m一个轧辊所需轧制力矩； i减速箱传动比； mm产生在轧辊轴承中的摩擦力矩， mm=pfd/2,f 为轧辊轴承中的 摩擦系数； 1 h齿轮基座传动效率； 2 h接轴传动效率； k m 空转力矩， k m =0.03m 选取系数： k=3 ； 太原科技大学毕业设计 - 14 - m=17.4 ； i=5（暂取） m m =0.42； 1 h=0.93 2 h=0.99 k m =0.05 带入上式得： 电 m =15.8 5.3 电机功率的计算 电机功率为：n= 975 nm电 带入数据得：n=15.9 kw 太原科技大学毕业设计 - 15 - 第 6 章 压下系统的设计与校核 6.1 压下螺丝 6.1.1 压下螺丝的参数 从强度观点分析， 压下螺丝外径与轧辊的辊颈承载能力都与各自直径的平方 成正比关系，而且二者均承受同样大小的轧制力 p 1 (对板带轧机 p 1 =p/2 ,p 为总 轧力) 因此 经验证明二者存在着以下关系： d=（0.550.62）d g 式中 d压下螺丝的螺纹外径， mm d g 轧辊辊颈的直径，240 mm 最终确定压下螺丝的螺纹外径 d 为 100mm d 确定后可以根据自锁条件确定压下螺丝的螺距 t t=tan dap 式中 t螺纹螺距 a螺纹升角， 按自锁条件要求 a 2 30 则 t ()d14 . 0 12 . 0 对于板带精轧机座，要求 a 1 （从精调出发） ，则： t d017. 0 =1.7mm 最终确定压下螺丝的螺距为 t=5mm，即每个螺牙的平均厚度为 2.5mm. 相应的螺纹升角： d t p aarctan= =0.91 当 d 和 t 确定后可以参考有关螺纹标准来确定压下螺丝的有关螺纹长度，并 太原科技大学毕业设计 - 16 - 且根据压下螺母的高度及轧辊的最大提升量来确定。 6.1.2 压下螺丝的强度校核 由螺纹外径 d 确定出其内径 d1后，便可按照强度条件对压下螺丝强度进行 校核， j d= 2 1 1 4 d p p 6 10- d 式中 j d压下螺丝中实际计算应力，mp a p1压下螺丝承受的轧制力，n d1压下螺丝螺纹内径， m d压下螺丝材料许用应力，mpa 经计算， j d=12.7 mp a d= n bd d=50 mpa bd压下螺丝材料的强度极限，通常的压下螺丝材料为 45 号和 55 号锻 钢，在轧制力很大的冷轧薄板轧机上，也可以选用合金钢，如 40cr、 r c40 mo及 40crni 等； n压下螺丝的安全系数，通常选用 n 6 经过计算： j d=12.7 mp a d 压下螺丝的强度符合要求。 由于压下螺丝的高度与直径之比小于 5，因此不必进行稳定性的校验。 6.1.3 压下螺丝的螺纹设计：采用单头锯齿形螺纹 具体参数： 压下螺丝总长度：300mm 压下螺丝平均直径：170mm 太原科技大学毕业设计 - 17 - 工作部分长度：200mm 螺纹内径：160mm 螺纹外径：180mm 螺纹螺距：15mm 螺纹升角：0.21 6.2 压下螺母 6.2.1 压下螺母高度 h 的确定 本设计压下螺母的材质选用青铜，这种材料的薄弱环节是挤压强度比较低， 压下螺母的高度 h 应该按照螺纹的抗挤压强度来确定。 选择压下螺母的高度为 200mm，螺距为 15mm，对应的螺母中螺纹圈数为 13 圈 () p ddz p p - = - 2 1 2 6 1 2 104 dp 式中 p螺纹受力面上的单位挤压应力，mpa p1压下螺丝上的最大压力，100000n z压下螺母中的螺纹圈数，z=13 d压下螺丝的螺纹外径，0.180 m d1压下螺丝的螺纹内径，0.160m d压下螺母与螺丝的内径之差，0.002m p 压下螺母材料的许用单位压力，mpa 代入数据： () 2 2 65 002. 02160. 0180. 014. 313 10104 - = - p =1.22 mpa p 6.2.2 压下螺母的外径 d 的确定 压下螺母的外径按其接触面的挤压强度来确定： 太原科技大学毕业设计 - 18 - () p dd p p - = - 2 1 2 6 1 104 p 式中 p压下螺母接触面上的单位压力，mpa p1压下螺母上的最大作用力，120000n d压下螺母外径，0.375m d1压下螺丝通过的机架上横梁孔的直径，0.190m p 压下螺母材料的许用压应力，对青铜 p =6080 mp 代入数据得：p=1.46 mp p 经过校核，压下螺母的外径和高度都符合要求。 压下螺母的相关参数： 螺母外径：370mm 螺母内径：150mm 螺纹螺距：15mm 螺纹升角：0.21 螺母高度：200mm 6.2.3 压下螺丝和压下螺母的弹性变形 轧机工作时， 压下螺丝的弹性变形包括压下螺丝悬臂部分的压缩变形和压下 螺丝与压下螺母相配合的螺纹部分的压缩变形。 压下螺丝与压下螺母的总弹性变形 4 f 为： () n mmss s edd rl d l d l d l e r f 2222 2 2 1 1 4 2 2 4 - + += pp 式中 r作用在压下螺丝上的力；120000n s e 压下螺丝的弹性模量；200gpa 1s l 压下螺丝端部（无螺纹部分）高度；200mm 太原科技大学毕业设计 - 19 - 2s l 压下螺丝悬臂部分的螺纹高度；60mm 1 d 压下螺丝端部（无螺纹部分）的直径；150mm d压下螺丝的螺纹中径；170mm m l 压下螺母的高度；200mm d压下螺母的外径；370mm n e 压下螺母的弹性模量，对于青铜螺母，取 n e =11 4 10 n/mm 2 带入数据得： 4 f =0.032mm 即：由压下螺丝和压下螺母引起的弹性变形为 0.032mm 6.3 涡轮蜗杆的选择与校核 6.3.1 传动参数 蜗杆输入功率：1kw 蜗杆类型：阿基米德蜗杆(za 型) 预计使用寿命：8000 小时 理论传动比：20 蜗杆头数 z1：2 蜗轮齿数 z2：40 实际传动比 i：20 6.3.2 蜗杆蜗轮材料 蜗杆材料：45 蜗杆热处理类型：淬火 蜗轮材料：zcusn10p1 蜗轮铸造方法：砂型铸造 疲劳接触强度最小安全系数 shmin；1.1 弯曲疲劳强度最小安全系数 sfmin；1.2 转速系数 zn：0.961 太原科技大学毕业设计 - 20 - 寿命系数 zh；1.21 材料弹性系数 ze：147n0.5/mm 蜗轮材料接触疲劳极限应力hlim：265n/mm2 蜗轮材料许用接触应力h：280.03n/mm2 蜗轮材料弯曲疲劳极限应力flim：115n/mm2 蜗轮材料许用弯曲应力f：95.833n/mm2 6.3.3 蜗轮材料强度计算 蜗轮轴转矩 t2:2546.667n.m 蜗轮轴接触强度要求:m2d15480.312mm3 模数 m:8mm 蜗杆分度圆直径 d1:80mm 6.3.4 蜗轮材料强度校核 蜗轮使用环境：平稳 蜗轮载荷分布情况：平稳载荷 蜗轮使用系数 ka：1 蜗轮动载系数 kv：1 蜗轮动载系数 kv：1 导程角系数 y：0.906 蜗轮齿面接触强度h:251.288n/mm2 蜗轮齿根弯曲强度f:31.955n/mm2， 经计算，所选材料达到所需要求 6.3.5 几何尺寸设计 实际中心距 a：200mm 齿根高系数 ha*:1 齿根高系数 c*:0.2 蜗杆分度圆直径 d1：80mm 蜗杆齿顶圆直径 da1：96mm 太原科技大学毕业设计 - 21 - 蜗杆齿根圆直径 df1：60.8mm 蜗轮分度圆直径 d2：320mm 蜗轮变位系数 x2：0 法面模数 mn：7.845mm 蜗轮喉圆直径 da2：336mm 蜗轮齿根圆直径 df2：300.8mm 蜗轮齿顶圆弧半径 ra2：32mm 蜗轮齿根圆弧半径 rf2：49.6mm 蜗轮顶圆直径 de2：337mm 蜗杆导程角：11.31 轴向齿形角x：20 法向齿形角n：19.642 蜗杆轴向齿厚 sx1：12.566mm 蜗杆法向齿厚 sn1：12.322mm 蜗杆分度圆齿厚 s2：12.566mm 蜗杆螺纹长 b1：107.2mm 蜗轮齿宽 b2：72mm 太原科技大学毕业设计 - 22 - 第 7 章 轧辊设计 7.1 轧辊的参数设计 由工艺要求设计如下辊型： 7.2 轧辊的强度计算 轧制力 p 所在断面的弯矩为： mb= p a 2 弯曲应力为： b s = 3 1 . 0 d mb 太原科技大学毕业设计 - 23 - 式中 d计算断面处的轧辊直径；0.45m a压下螺丝间的中心距；1m 带入数据得：mb=60000n.m b s =107mpa 辊颈上的弯矩由最大支反力决定，即： n m =rc 式中 r最大支反力；1.2 5 10 n a压下螺丝间的中心线至辊身边缘的距离；c=300mm 带入数据得： n m =36000n.m 轧辊危险断面处的弯曲应力s和扭转应力t分别为： s= 3 1 . 0 d mn t= 3 2 . 0 d mk 式中 n m 辊颈危险处的弯矩；36000n.m k m 作用在轧辊上的扭转力矩；17392n.m d辊颈直径；340mm 带入数据得：s= 29.3mpa t=6.9 mpa 辊颈强度要按弯扭合成应力计算。采用钢轧辊时，合成应力按第四强度理论 计算： = p s 22 3ts + 代入数据得： = p s 31.7mpa 经过校核，轧辊各部分的强度符合要求。 太原科技大学毕业设计 - 24 - 第 8 章 轴承的设计 8.1 轴承的选择与校核 本次设计的三辊斜轧轧机：轧辊线速度为 15m/s，最高轧制力上限为 36t。 所以本设计选择中载荷低速度的轴承。 经过对比，最终选择圆锥棍子轴承作为本轧机的轧辊轴承。这里选用双列圆 锥滚子轴承 352948 x2 (摘自 gb/t 299- 1995). 设计参数 径向力 fr=120000 (n) 轴向力 fa=12000 (n) 圆周力 ft=0 (n) 轴颈直径 d1=220 (mm) 转速 n=200 (r/min) 要求寿命 lh=9000 (h) 作用点距离 l=400 (mm) fr 与轴承 1 距离 l1=200 (mm) fr 与轴心线距离 la= (mm) 温度系数 ft=1 润滑方式 grease=脂润滑 选择轴承型号 轴承类型 btype=圆锥滚子轴承 太原科技大学毕业设计 - 25 - 轴承型号 bcode=32944 x2 轴承内径 d=220 (mm) 轴承外径 d=300 (mm) 轴承宽度 b= (mm) 基本额定动载荷 c=372000 (n) 基本额定静载荷 co=795000 (n) 极限转速(脂) nlimz=900 (r/min) 计算轴承受力 轴承 1 径向支反力 fr1=60000 (n) 轴承 1 轴向支反力 fa1=48627.06 (n) 轴承 2 径向支反力 fr2=60000 (n) 轴承 2 轴向支反力 fa2=60627.06 (n) 当量动载荷 p1=72000 (n) 当量动载荷 p2=73688.28 (n) 8.2 轴承的寿命计算 根据轧辊尺寸选择合适的轴承型号，轧辊轴承主要是计算它的寿命。 lh= e p c n60 106 lh= 33. 3 5 56 105.05 106.6 260 10 式中 lh以小时计算的轴承额定寿命，h n=2轴承的转速，r/min； c=6.6 5 10 额定动负荷，n， 其值由轴承样本查出 p=5.05 5 10 当量动载荷，n， e=3.33寿命指数，对于球轴承3=e ，对于滚子轴承， 33. 3=e 当量动负荷可以由下列公式求出： () tf ffyfaxfrp+= 太原科技大学毕业设计 - 26 - 式中 x=ye=0.75径向系数，根据 fa/fr 比值，由轴承样本查得； y=1.3轴向系数，由轴承样本查得； fr=4 5 10 轴承径向载荷，n； fa=0.8 5 10 轴承轴向负荷，n，fa=0.150.3 fr t f 温度系数， t f =1 f f =1.25负荷系数， f f =1.21.5 当量动载荷 p1=72000 (n) 当量动载荷 p2=73688.28 (n) 经计算，轴承寿命为 18382 小时，符合使用需要 第 9 章 调整系统 9.1 轧辊轴向调整系统 轴向调整系统参照图纸：bys0104.02.00 太原科技大学毕业设计 - 27 - 整个调整机构由左右对称的两个锁死外壳和两个锁死滑块组成， 在轧机进行 碾压角以及送进角调整时， 松开两端螺栓， 压下丝杠会在轴向力作用下自动调整、 移动。当调整完成，锁死两侧螺栓，即可稳定轧制。 太原科技大学毕业设计 - 28 - 参考文献 1 王延薄.轧钢工艺学 m . 北京：冶金工业出版社，1980.7. 2 王海文.轧钢机械设计 m.北京：冶金工业出版社，1983. 3 黄庆学主编.轧钢机械设计.北京：冶金工业出版社，2007.6. 4.李连诗.钢管塑性变形原理.北京：冶金工业出版社，1985. 5.秦建平.张小平主编.轧制理论. 北京：冶金工业出版社，2006. 6.李国祯.现代钢管轧制与工具设计原理. 北京：冶金工业出版社，2006. 7.双远华.现代无缝钢管生产技术. 北京：化学工业出版社，2008. 8.李民.张安平.三辊棒材减定径机组孔型设计及力能参数计算.钢管.2007. 9.刘涛主编.最新无缝钢管生产新工艺新技术与质量控制检验实用手册.北京： 北方工 业出版社，2006 10.天钢集团. 无缝钢管生产培训教材.天津钢管集团股份有限司.2004 太原科技大学毕业设计 - 29 - extending bearing life abstract：nature works hard to destroy bearings, but their chances of survival can be improved by following a few simple guidelines. extreme neglect in a bearing leads to overheating and possibly seizure or, at worst, an explosion. but even a failed bearing leaves clues as to what went wrong. after a little detective work, action can be taken to avoid a repeat performance. keywords: bearings failures life bearings fail for a number of reasons，but the most common are misapplication， contamination，improper lubricant，shipping or handling damage，and misalignment. the problem is often not difficult to diagnose because a failed bearing usually leaves telltale signs about what went wrong however，while a postmortem yields good information，it is better to avoid the process altogether by specifying the bearing correctly in the first placeto do this， it is useful to review the manufacturers sizing guidelines and operating characteristics for the selected bearing. equally critical is a study of requirements for noise, torque, and runout, as well as possible exposure to contaminants, hostile liquids, and temperature extremes. this can provide further clues as to whether a bearing is right for a job. 1 why bearings fail about 40% of ball bearing failures are caused by contamination from dust, dirt, shavings, and corrosion. contamination also causes torque and noise problems, and is often the result of improper handling or the application environmentfortunately, a bearing failure caused by environment or handling contamination is preventable，and a simple visual examination can easily identify the cause conducting a postmortem il1ustrates what to look for on a failed or failing bearingthen，understanding the mechanism behind the failure, such as brinelling or fatigue, helps eliminate the source of the problem. brinelling is one type of bearing failure easily avoided by proper handing and 太原科技大学毕业设计 - 30 - assembly. it is characterized by indentations in the bearing raceway caused by shock loadingsuch as when a bearing is dropped- or incorrect assembly. brinelling usually occurs when loads exceed the material yield point(350,000 psi in sae 52100 chrome steel)it may also be caused by improper assembly, which places a load across the racesraceway dents also produce noise，vibration，and increased torque. a similar defect is a pattern of elliptical dents caused by balls vibrating between raceways while the bearing is not turningthis problem is called false brinelling. it occurs on equipment in transit or that vibrates when not in operation. in addition, debris created by false brinelling acts like an abrasive, further contaminating the bearing. unlike brinelling, false binelling is often indicated by a reddish color from fretting corrosion in the lubricant. false brinelling is prevented by eliminating vibration sources and keeping the bearing well lubricated. isolation pads on the equipment or a separate foundation may be required to reduce environmental vibration. also a light preload on the bearing helps keep the balls and raceway in tight contact. preloading also helps prevent false brinelling during transit. seizures can be caused by a lack of internal clearance, improper lubrication, or excessive loading. before seizing, excessive, friction and heat softens the bearing steel. overheated bearings often change color，usually to blue- black or straw colored friction also causes stress in the retainer， which can break and hasten bearing failure premature material fatigue is caused by a high load or excessive preloadwhen these conditions are unavoidable，bearing life should be carefully calculated so that a maintenance scheme can be worked out another solution for fighting premature fatigue is changing materialwhen standard bearing materials，such as 440c or sae 52100，do not guarantee sufficient life， specialty materials can be recommended. in addition， when the problem is traced back to excessive loading， a higher capacity bearing or different configuration may be used 太原科技大学毕业设计 - 31 - creep is less common than premature fatiguein bearingsit is caused by excessive clearance between bore and shaft that allows the bore to rotate on the shaftcreep can be expensive because it causes damage to other components in addition to the bearing 0ther more likely creep indicators are scratches，scuff marks，or discoloration to shaft and bore to prevent creep damage， the bearing housing and shaft fittings should be visually checked misalignment is related to creep in that it is mounting relatedif races are misaligned or cockedthe balls track in a noncircumferencial paththe problem is incorrect mounting or tolerancing，or insufficient squareness of the bearing mounting sitemisalignment of more than 1/4can cause an early failure contaminated lubricant is often more difficult to detect than misalignment or creepcontamination shows as premature wearsolid contaminants become an abrasive in the lubricant in addition。 insufficient lubrication between ball and retainer wears and weakens the retainerin this situation，lubrication is critical if the retainer is a fully machined typeribbon or crown