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机械毕业设计全套

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JX01-002@1.5兆牛摆动剪切机构设计,机械毕业设计全套

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第 1 页 1.5 兆牛摆动剪切机的设计 1 绪论 1.1 课题选择的背景和目的 摆动剪切机是安装在 500型钢热连机前后，用于切头切尾和卡钢事故的处理剪。随着国民经济的发展，需要更多数量的 ,更多品种 ,更高质量的型钢。为满足这一需求而型钢的发展不外乎两个，一是挖潜改造旧轧机，二是上新设备，采用新技术新工艺使型钢设备现代化。对我过来讲两条腿走路更为重要。用新技术更新改造的旧轧机可以少花钱多半事见效快。 500/700热连轧机组是原鞍钢第二初轧厂的设备现以安装在第一炼刚厂小钢连车间，采用第一炼钢厂的连铸坯，断面300*300mm 长 20 米。生产 90*90 平方毫米和 60*60 平方毫米的坯料。型钢热连轧机组的生产率高，成品率好采用直列式布置采用普通热轧法。 700 型钢热连轧采用箱 -主箱孔型系统，而 500型钢热连轧组采用菱 -方孔型系统轧机生产正常。但是摆动剪切机随着生产速度的提高 ,经常出现滑道断裂。本设计对摆动剪进行分析改进方案，解决生产中存在问题。通过单体机械设计，掌握单体设备在700/500连轧机组的位置为总体方案的选择创造条件。通过分析局部观看总体方案的全局达到提高综合设计能力和独立分析能力，通过单体机械摆动剪破坏原因分析把理论知识和生产 实际结合起来，这就是选择这个题目的目的。 1.2 热轧型钢轧机的国内外发展趋势 大，中型型钢生产，大型轧机轧辊名义直径在 500-750 毫米 ,中型轧机名义直径在 350-650 毫米 .轨梁轧机在 750-900mm。实际，各类轧机，轧辊直径很难细分。 700/500 型钢热连轧机最大轧辊直径是 850mm，最小轧辊直径是 500mm。大、中型钢轧机型钢生产的特点是产品断面比较复杂，除小量的方、园扁以外大多数是异型断面产品，由于断面复杂，轧后冷却收缩不均造成轧件内部残余应力和成品形状尺寸的变化。产品品种多，除少量专业化型钢轧机 外，大多数轧机都进行多品种生产，轧辊储备量大，换辊较频繁不便于连轧生产、轧制特别多，除少量用专业化轧机采用连续式外大部分小批量生产。世界各国型钢的生产占钢材比重各自不同，工业发达的国家型钢占钢材比重小，发展中国家型钢占钢材比重大，型钢生产的总趋势是比重越来越小，但其产量和品种则逐年增加。随着国民经济的需要和轧钢技术提高。很多原有的型钢品种不断改进，新的型钢品种不断nts 第 2 页 增加，以前，很多必须用锻压，冲压或机械制造加工方法生产的产品，现在能以轧制方法取而代之，因此，轧制产品的种类和生产技术，也同样在一定程度上反映一个 国家冶金工业的发展水平。 型钢轧机的发展趋势是： 1.2.1 轧机布置向半连续化或全连续化发展 半连续式可分为机组粗轧为连续而精轧为横切式，或者粗轧为横列式而精轧为连续式。复二重式也属于半连续式轧制需正反围盘，轧制速度提高受到限制。连续式每机架只轧一道轧件，可在数架轧机内同时轧制，轧制速度快温降小，可采用微张力轧制，生产率与品种单一比较合适，但投资大。 1.2.2 轧制工艺改革出现了切分轧制、热轧冷拔 切分轧制也叫热轧一纵剖轧法，比较难轧的非对称断面产品先设计成对称断石，或将小断面产品设计成并联型式大断面产品， 以提高轧机生产能力，然后在轧机上或冷却后用圆盘剪进行纵剖。可得到二个不同尺寸的型材。热轧冷拔，这种方法可生产高精度型材，其产品机械性能和表石质量高于一般热轧型钢，可直接应用于各种机械零件，此法可提高工效，减少金属消耗，进行小批量生产，其方法：先热轧成型，并留有冷加工余量，然后经酸洗，碱洗，水洗，涂润滑剂冷拔成材。 1.2.3 轧机结构改造 提高轧制速度 1四辊万能轧机生产 H,T断面型钢 2中小型普遍采用预应力及短应力线轧机，结构紧凑，减少调整，减少工艺过程，提高轧制精度 1.2.4 加热炉控制 加热炉采用电视遥 控及计算机自动调节炉温及炉压满足节约燃料，加热均匀控制方便。 1.2.5 冷却工艺改造 冷却工艺改造采取斯太尔摩法，施罗曼法等应用小型和线材在轧件检测上增添测厚仪，激光测径仪，光学测径仪，元素测量法等，型钢轧机逐渐向专业化，长件化，多品种以及向半连轧和全连续化方向发展。 1.3 剪切机的种类和用途 型钢剪切机主要有三种类型 1.3.1 摆动式剪切机 nts 第 3 页 装在连轧机的前面，用于剪切头尾和事故剪。 1.3.2 滚动式飞剪 剪切小型钢，作为切头飞剪，其剪切厚度可达 45mm，速度可达 15m/s 的轧件。 1.3.3 曲柄偏心式飞剪 这类飞剪装设在连续型钢轧机后面剪定 R长度的钢坯。 1.4 摆动剪研究的内容和方法 1.4.1 摆动剪在型钢连续机组布置和作用 1机组平面布置图如图 1.1 所示 图 1.1 300/500机组平面布置示意图 2摆动剪的作用 将 700连轧机轧出的坯料，切头，以便 500连轧机咬入，防止卡钢，切尾防止运行中划伤辊道和轧制困难，当轧机出现事故时，将 700连轧机轧出的轧坯剪断以便用吊车运走防止轧件在轧机中停留，即事故处理剪。 1.4.2 型钢热连轧机的生产工艺 原 料从第一炼钢厂连铸车间运来进 F1 轧机水平轧制经过 90 度翻钢机翻转90度进入 F2水平轧机在经过水平连续轧制。从轧制过程中可以看出 700连轧机采用的箱 -主箱孔型系统，而 F1 采用水平轧机是因为若采用立辊选用上传动方案，使得厂房费用变太高，投资费用更多。采用下传动方案，维修不方便。采用nts 第 4 页 水平轧机用 90 度翻钢机也达到了箱 -箱孔型要求。 700 连轧机出来后 通过摆动剪切头由 45 度翻钢机变成菱形，在进入水平轧机轧制后用飞剪机剪切成一定的定 R 长度。 500 连轧机采用菱 -方孔型系统。剪切后的轧件用收集辊道收集后打印用吊车运往冷床冷 却后入库。 1.4.3 摆动剪的结构特点和研究的内容与方法 1摆动剪采用双曲柄机构，通过轧件运动带动它摆动到一定摆角后剪断后复位，剪切过程中，在复位弹簧的弹力作用下使摆角复位。 2首先到现场对摆式剪进行调研，了解剪切机生产中存在问题，收集有关技术参数，了解结构特点。 3制定设计改进方案并进行方案的评述。 4进行设计计算。 5对传动控制系统提出要求以保证摆式剪的启动和自动控制方法。 6对传动付提出润滑方法和润滑油品种。 7制定出安装规程和检修要求。 8进行设备的经济分析与评价。 nts 第 5 页 2 摆动剪设 计方案的选择和评述 2.1 摆动式飞剪机设计方案的选择 2.1.1 摆动式飞剪传动简图 如图 2.1 所示： 1 驱动齿轮； 2 偏心曲轴； 3 连杆； 4 上刀台； 5 拉杆； 6 滑槽； 7 下刀台； 8 滑块； 9 弹簧； 10 联轴器； 11 驱动电机 . 图 2.1 摆动式飞剪传动简图 2.1.2 摆动剪的剪切过程 在轧制过程中轧件到摆动剪前启动剪切机轧件运行剪切机内进行剪切。因此轧件运行带动剪切机构摆动，此时滑快沿滑槽滑动，剪断后达到允许摆角。剪切机构逐渐达到最大开口度，同时在复位弹 簧作用下摆动杆摆回剪切机复位，完成一次剪切。剪切机采用剪切工作制，剪切机构采用双曲柄机构 。 2.2 摆动剪方案评述 由摆动式飞剪传动简图可知，采用单电机驱动，采用飞轮力矩少的电机，以便起制动，采用联轴节制动器以便电机快速停止。传动采用二级齿轮带动曲柄转动。采用曲柄连杆剪切机构，结构简单。为保证摆杆复位采用复位弹簧，防止复位冲击。曲柄采用滚动轴承。 为解决滑道破坏其办法：第一是减小摆角，因轧件剪切时间一定即轧件移动距离一定，摆角减小只能增加摆杆长度。第二增加许用摆角采用加长复位弹簧的nts 第 6 页 改变。 2.2.1 减小摆角 (1)方案 1 利用原机架将地基上面安上地脚板，为使轧线不变加长曲柄连杆机构和拉杆的长度，这个方案基本上保持原设计的模式总体无大的改变。 通过计算机架应抬高 300mm。并选择转速较大的电机减小摆角，使摆角在许用值之内。选择低转速惯量，高转速电机降低启动时间，在额定转速时进行剪切，可减少剪切时间，减少摆动剪的摆角。 (2)方案 2 利用原机架，把曲柄在机架上的轴承座垫高，即制造一对与原轴承座相同的瓦座，放时机架内其他部分同方案 1。 (3)方案 3 利用原机架，将电机启动工作改成连续工作制，大齿轮空套在曲柄上，采用离 合装置进行剪切。这样剪切时间减少摆角也减少。不改变复位机构达到剪切的目的。电机可完全在额定转速下剪切，剪切时间自然减少轧辊走的长度变小，摆角自然较小。 2.2.2 增加许用摆角 增加复位弹簧的长度，适当增加拉杆长度，再加一个螺钉套筒，从而使许用压缩量增长了许用摆角达到改进的目的。 由上面的评述在结合工厂的实际情况，可采用增加许用摆角方案，同选择惯性低的电机其优点： 1改造的环节少； 2制造费用低； 3装拆容易； 4经过现场改造，使用效果良好； nts 第 7 页 决定采用该方案，机构简图如图 2.2所示 图 2.2机构简图 nts 第 8 页 3 剪切力的计算 3.1 剪切速度和剪切力 3.1.1 摆动剪设计参数 轧件运行速度 1.5ms 轧件尺寸 136 136 2mm 材质 #20 剪切温度 950oc 3.1.2 剪切机构主要参数的确定 1剪切行程 H=1H+j+ q +s，1H=h+（ 50-70） =181+29=210mm 700连轧出来的断面取 29 j=0， q=0， s=10 H=210+10=220mm 2剪切机构 剪切机构采用双曲柄机构 保证运动剪切增加一个摆杆 曲柄尺寸1E 60mm 2E 50mm 为2H 110mm 2L 600mm 3L 550mm 4L 108mm 其它尺寸图 3.1 所示 nts 第 9 页 CB tA3122 1 0图 3.1 机构尺寸简图 3剪切机构活动度 由图 3.1 可知，机构活动度 3n 2lPHP 3 6 2 8 0 2 曲柄的转动和轧件运动推动机构摆动，因此机构有确定的运动。 3.1.3 剪切速度的确定 1不摆动剪切时的剪切速度 u X BCL 2 s i n ( ) c o s ( ) ( ) s i nL ttt t g t sin 122EEL sin( )t 122EEL co s( ) co st 开始剪切时：1， t1t， X BCL 490，BCL2 sin ( )sintL t2轧件运动时的剪切速度 u X BCL 2 s i n ( ) c o s ( ) ( ) ( )s i n ( ) ( )L ttt t g t nts 第 10 页 BCL2L s in ( )s in ( )t t tg2 2 1 1 2 12( s i n s i n ) ( ) / ( s i n s i n )1 1 9 5 c o s 1 1 9 5V t E t t V t t E t tEt 22c o s 11 1 9 5 1V E t tg 122s i n s i n ( )EE tL 122c o s ( )() c o sEE tL 式中 轧件运行速度 mm s 2t 剪切时间 2t t1tX BCL 490 剪刃接触轧件开始剪切，轧件高度0h 180mm 开始剪切剪切行程 220 181 39mm 切入深度 Z X 39 剪刃行程大于 39毫米以后，开始剪切轧件，相对切入深度0n 计算结果列表 3.1 中 表 3.1计算数据统计表 曲柄转角 t（ 0 ） 剪刃行程坐标长度BCL（ mm） 剪刃行程 X（ mm） 剪切速度 V （ mm/s） 切入深度 Z （ mm） 相对切入深度 （ %0 20 495 5 58.7 0 0 40 511 21 114.4 0 0 54 529 39 148.2 0 0 65 545 55 173.2 16 8.8 75 565 72 190.6 33 18 85 580 90 203.2 51 28 95 599 109 209.9 70 39 105 619 129 209.9 90 50 115 656 166 187.9 127 70 135 672 182 165.8 143 80 150 693 203 120.1 164 91 160 702 212 83.0 173 96 3 计 算曲柄转速，剪切时间 nts 第 11 页 n 30VRV 209.9mm s R1E2E 110mm n 3 0 2 0 9 .9 1 8 .2110 取Hn 18r min 开始剪切时间 1t 54180 0 . 53 6 6 1 830H Ht tsn n 01 54 剪切完成时间 t = 180 1.76 18 s0180 剪切时间 2t=1tt=1.7-0.5=1.2s 3.1.4 剪切力的计算 1.最大剪切力的计算 m a x m a x 0 00 . 6t b tP K F K F0F 剪切原始面积 0F=136 136 2mm maxt 剪切深度最大单位剪切抗力，由文献 6， 259查表 45，maxt=48Mpa bt 剪切温度强变限，由文献 6， 265查表 8.3， t=950，950b=80Mpa K 剪刃磨钝系数由文献 6， 262,中型剪 K=1.2 maxP m a x 0 00 . 6t b tK F K F maxP=1.2 48 136 136 2.不同剪切位置的剪切力 P = 10tKF t 剪切位置单位剪切抗力 1K 宽变变化系数 00bn 确定 取 1K =1 t = 065 8.8% t =28Mpa P =1 28 136 136=518KN nts 第 12 页 其他计算见表 3.2 表 3.2数据统计表 曲柄转角 t （ 0 ） 相对切入深度 （ %） 单位剪切阻力 t（ Mpa） 剪切力 P（ KN） 65 8.8 28 517.89 75 18 35 647.36 85 28 43 795.33 95 39 48 887.81 105 50 46 850.82 115 70 41 758.34 135 80 38 702.85 150 91 28 517.89 160 96 18 332.93 3.2 剪切力矩的计算 偏心轴上静力矩 j p f k o nM M M M 式中pM 剪切力矩 p p pM M M 下上pM上 上剪刃剪切力矩 pM上=2c o s s i nP E t （ ）pM下 下剪刃剪切力矩 pM下=1 sinPE tfM 摩擦力矩 fM=12P E E （ ） 摩擦系数 启动工作制 0konM nts 第 13 页 计算结果列表 3.3 表 3.3数据统计表 曲柄转角t （ 0 ） 剪切力 P（ KN） jM上Nm（ ） jM下Nm（ ） fMNm（ ） jMNm（ ） 65 517.89 2.1410 2.8 410 2.8 410 7.7 410 75 647.36 2.9410 3.8 410 3.6 410 10.3 410 85 795.33 3.8410 4.8 410 4.4 410 13 410 95 887.81 4.4410 5.3 410 4.9 410 14.6 410 105 850.82 4.2410 4.9 410 4.7 410 13.8 410 115 758.34 3.6410 4.1 410 4.2 410 11.9 410 135 702.85 2.8410 3.0 410 3.9 410 9.7 410 150 517.89 1.5410 1.6 410 2.9 410 6.0 410 160 332.93 0.7410 0.7 410 1.8 410 3.2 410 nts 第 14 页 4 电机型号及容量的选择 根据实际需要选择电机 ZD131-1B N=100 千瓦， n=500-1000 minr ， K=2.5-2.75 电机的功率 m a x30jHMnN K WK maxjM 曲柄最大静力矩 KN m Hn 曲柄转速 Hn=18 minr K 电机过载系数 查电机手册 erNN , ern=584 minr 速比 erHni n =58418 32 nts 第 15 页 5 主要零件的强度计算 5.1 齿轮的强度计算 设备为一般工作机器，速度不高，故选用 8 级精度等级 ,直齿圆柱齿轮传动。 材料选择。由文献 7， 189表 10-1 选择小齿轮为 40 rC（调质），硬度为 260HBS，大 齿轮材料为 40nZG M（调质）硬度为 200HBS，二者材料硬度差为 60HBS 选小齿轮齿数1Z=18，大齿轮齿数2Z=u =5 18=90 5.1.1 按齿面接触强度设计 由文献 7， 200设计计算公式（ 10-9a）进行试算，即 213112 . 3 2 t EtdHKT Zudu （ 5.1） 确定公式内的各计算数值 1.试选载荷系数tK=2.7； 2.计算小齿轮传递的转矩 1T=95.5 5101P/1n=95.5 510 100/90=1.06 710 ； 3.由 文献 7， 201表 10-7 选取齿宽系数 d=1； 4.由 文献 7， 198表 10-6 查得材料的弹性影响系数 EZ=189.8Mpa； 5.由文献 7， 207图 10-21d 按齿面硬度查得小齿轮的接触疲劳强度极限 lim1H=600Mpa；大齿轮的接触疲劳强度极限 lim2H=540Mpa； 6.计算应力循环次数 1N=601njhL=60 90 1 2 8 300 15=3.89 810 2N=1N/5=7.78 710 ； 7.由 文献 7， 203图 10-19 查得接触疲劳寿命系数 1HNK=0.95；2HNK=0.91； 8.计算接触疲劳许用应力 取失效概率为 1%，安全系数 S=1，由文献 7， 202 式（ 10-12）得 1H= 1 lim1HN HKS=0.95 600Mpa=570MPa 2H= 2 lim 2HN HKS=0.91 540Mpa=506Mpa 5.1.2 计算 nts 第 16 页 1.试算小齿轮分度圆直径1td,带入 H中较小的值 213112 . 3 2 t EtdHKT Zudu 273 2 . 7 1 . 0 6 1 0 6 1 8 9 . 82 . 3 2 1 5 5 0 6 =400mm 2.计算圆周速度 V V= 1160 1000tdn= 1 1860 1000td m/s=0.4m/s 3.计算齿厚 b b=1dtd=400mm 4.计算齿厚与齿高之比 b/h 模数 tm=11/tdZ=17 齿高 h=2.25tm=37.5mm b/h=10.67 5.计算载荷系数 根据 V=0.4m/s， 8 级精度 ， 由 文献 7， 192图 10-8 查得动载系数VK=1.10； 直齿轮 ， 假设VtKF/b 100N/mm。 由文献 7， 193表 10-3 查得HFKK=1.2； 由文献 7， 190表 10-2 查得使用系数AK=1； 由文献 7， 194表 10-4 查得 8 级精度，小齿轮相对支承非对称布置时。 2 3 31 . 1 5 0 . 1 8 0 . 3 1 1 0 1 . 1 5 0 . 1 8 1 0 . 3 1 1 0 4 0 0HdKb =1.53 由 b/h=10.67，HK=1.53 由文献 7， 195查图 10-13 得FK=1.35； 故载荷系数 1 1 . 1 2 1 . 2 1 . 5 3 2 . 0 6A V H HK K K K K 6.按实际的载荷系数校正所算的分度圆直径 ， 得 311t tKdd K=6503 2.06 2.7mm=395.87mm 7.计算模数 m m=1tdZ =359.7818 =19.98 5.1.3 按齿根弯曲强度设计 由文献 7， 198式（ 10-5）得弯曲强度的计算公式为 13 212 F a S adFYYKTmZ （ 5.2） nts 第 17 页 1.确定公式内的各计算数值 （ 1 ） 由文献 7， 204图 10-20c 查得 小齿轮的弯曲疲劳强度极限1FE=500Mpa； 大齿轮的弯曲疲劳强度极限2FE=380Mpa； （ 2 ） 由文献 7， 202图 10-18 查得弯曲疲劳系数1FNK=0.90，2FNK=0.97； （ 3 ） 计算弯曲疲劳许用应力 取弯曲疲劳安全 系数 S=1.4，得 1F = 11 0 . 9 0 5 0 0 3 2 1 . 4 21 . 4F N F EK M P a M P aS 2F = 22 0 . 9 7 3 8 0 2 6 3 . 2 81 . 4F N F EK M P a M P aS （ 4 ） 计算载荷系数 K 1 1 . 1 2 1 . 2 1 . 3 5A V F FK K K K K =1.68 （ 5 ） 查取齿形系数 由文献 7， 197表 10-5 查得1FaY=2.91；2FaY=2.20。 （ 6 ）查取应力校正系数 由文献 7， 197表 10-5 可查得1SaY=1.53；2SaY=1.78。 （ 7 ）计算大、小齿轮的 Fa SaFYY并加以比较 222 2 . 1 6 1 . 8 1 0 . 0 1 4 8 72 3 8 . 8 6F a S aFYY 111 2 . 6 5 1 . 5 8 0 . 0 1 3 8 53 0 3 . 5 7F a S aFYY 大齿轮的数值大。 2.设计计算 73 22 1 . 6 8 1 . 0 6 1 0 0 . 0 1 4 8 7 1 6 . 4 61 2 4m 对比 计算结果，由齿面接触疲劳强度计算模数 m 大于由齿根弯曲疲劳强度计算的模数，由于齿轮模数 m 的大小取决于弯曲强度所决定的承载能力，而齿nts 第 18 页 面接触疲劳强度所决定的承载能力，仅与齿轮直径（即模数与齿数的乘积）有关，可取弯曲强度算得的模数 16.46 并就近圆整为标准值为 20mm，按接触强度算得的分度圆直径，算出小齿轮齿数 小齿轮齿数1Z= 1dm= 40020=20 大齿轮齿数21 5 2 0 1 0 0Z u Z 这样设计出的齿轮传动，既能满足齿面接触疲劳强度，又能满足了齿根弯曲疲劳强度，并做到结构紧凑，避免浪费。 5.1.4 几何尺寸计算 1 计算分度圆直径 11 2 0 2 0 4 0 0d Z m m m 22 1 0 0 2 0 2 0 0 0d Z m m m 2 计算中心距 12 4 0 0 2 0 0 0 1 2 0 02dda m m 3 计算齿轮宽度1 1 4 0 0 4 0 0db d m m 取1 400B mm2 405B mm。 5.2 曲轴的强度计算 5.2.1 曲轴的尺寸和材料性能 曲轴尺寸见图 5.1 图 5.1 曲轴尺寸图 选择材料 40rC热处理调质 2180 N m m 2140 N m m 5.2.2 曲轴的强度校核 由见图计算公式： 2c o s s i nnM P e t 上nts 第 19 页 1 s i nnM P e t下第三位置，危险截面 ， P=887.81KN，nM上=44000Nm ，nM下=53000Nm 其内力图由图 5.2 所示 P/2P/2P/2 P/2210P/2M n上2M n上2M n下2M n下2M n下2M n下2+M n上M n上M n下-2M n下 +M n上M W = 345P/2M图T图图 5.2内力图 截面 WM=12 345P= 345 887.812 =153147Nm 2NN N MMM 下上=44000-530002=17500Nm W= 330 . 4 0 0 . 0 0 6 332 m 221 0 . 7 5WNMMW = 2261 1 5 3 1 4 7 0 . 7 5 1 7 5 0 00 . 0 0 6 3 1 0 222 4 . 4 3 1 8 0N m m N m m 截面 WM=12 210P=210 887.81=93220Nm NM=17500Nm 330 . 2 7 0 . 0 0 1 932Wm 2261 9 3 2 2 0 0 . 7 5 1 7 5 0 00 . 0 0 1 9 1 0 = 224 9 . 7 0 1 8 0N m m N m m 安全 截面 nts 第 20 页 334 4 0 0 0 5 3 0 0 0 1400 . 2 0 . 2 0 . 2 5 5NM d 2N mm 安全 最大剪切力 1500KN WM= 210 1 5 0 0 1 5 7 5 0 02 Nm 2261 1 5 7 5 0 0 0 . 7 5 1 7 5 0 00 . 0 0 1 9 1 0 = 224 9 . 7 0 1 8 0N m m N m m 偏安全 5.3 切向键的计算 切向键受力如图 5.3 所示 Xhdf NN图 5.3 切向键受力图 切向键工作面上的抗挤压的强度条件计算，不计入表面的摩擦力，两个键按一个计算，2dhX ，传递的扭矩为： m a x 22KNd d hM f N 因为 h =0.1d ， m a x ()KN h a l 挤 压则 m a x 0 . 4 5 0 . 5KM f d h a l 挤 压=27.6 410 （ Mpa） 式中 h 键的宽度（ mm） l 切向键的长 度 （ mm） a 在键的工作面上的倒棱的宽度（ mm） 挤 压 挤压许用应力（ Mpa） nts 第 21 页 f =0.2， a =4mm， h =0.1d ， 挤 压 =180 2Nmm ， l =45mm， KM =14.6 410 Mpa maxKMKM满足强度条件 5.4 滑块损坏的改进设计 从计算结果可知，剪切 136 136 2mm 的轧件，剪切力没有达到摆式剪最大剪切力 1.5MN，构件强度按原设计是满足要求的。但拉杆摆角增加 07.01 ，弹簧实际位移大于允许位移，弹簧压死。从剪切机构的结构尺寸可以算出，剪切机构的摆角 027.2 时，滑道外沿受力。由于连接处相当于焊死，机构又强迫摆动，势必使滑块与滑道之间产生很大的相互力偶作用，致使连杆变形，滑道损坏。 解决滑道损坏的方法 1.增加一节弹簧，使它的允许位移增加到 386mm，满足 条件，防止复位弹簧压死。 2.增加摆体长度，使拉杆摆角减小 5o ，虽然弹簧变形略有增加，仍满足 条件。 nts 第 22 页 6 润滑方法的选择 6.1 润滑和摩擦的概念 在现代冶金工厂中，为减少机器运转部分的摩擦，延长机件使用寿命及减少能量消耗，故对于润滑问题，越来越显得重要。而轧钢车间又是整个冶金工厂中机械设备最集中的地方，并要求机件能长时间工作，以保证连续生产，因而对轧钢机械设备的润 滑界显得更为重要。根据以往统计，轧钢车间有很大一部分动力是消耗在无用的摩擦上，大部分机件的损坏与定期更换也是摩擦作用的结果，因此设法降低摩擦将是提高生产率的一个途径。 摩擦通常分为三种：干摩擦，液体摩擦，半液体摩擦。 干摩擦就是运动部分直接接触，其间没有第三者参与运动，因此，二接触面的凹凸点（显微组织）在运动中互起阻碍作用，产生摩擦，这种情况叫干摩擦。相反，如果在运动件之间有第三者参见运动，使二相对运动部件的表面不直接接触，由第三者给隔离起来，后者的摩擦要比前者小得多。半液体摩擦则是介于二者之间的一种摩擦。 干摩擦的大小取决于二相对物体的材料性质、运动速度、工作温度、表面状况等因素。一般情况下，这类摩擦系数在 0.18 0.45 之间，而液体摩擦系数却远较干摩擦为小，通常在 0.001 0.005之间。 润滑的基本原理，就是隔开二接触面凹凸不平的表面接触，变为第三者（油膜）的内摩擦运动。液体的内摩擦要比相对运动的固体为摩擦小得多。油膜保持得越好，则摩擦系数就越小。封闭式液体摩擦轴承就是根据此原则把润滑油加压后送进去的，目的是为更好的将轴托起增加油墨厚度以减少摩擦。 轧钢车间的机械设备是在高温和恶劣条件下工作的。一般 机件都在承受100 C 的温度，有的摩擦机件在 250 400kg/cm2 或更高压力下运转，有时还有冲击负荷，润膜极易被破坏转数不高也使油膜难以形成。此外，如水分多、灰尘多、有腐蚀性气体都是润滑的不利条件。 为此要求润滑油应具备下列几点： 1所用的润滑油能适应高温、高压负荷各种转数的要求，能够保证处于液 体摩擦状态，即要求具有润滑作用。 2 润滑油在机械运转过程中应具有冷却作用，能保持摩擦表面具有一定的工作温nts 第 23 页 度。要求润滑油 具有清洁作用，能够在规定时间内经受外界温度、压力、湿气与氧化等作用，不应有腐蚀作用。 3要求润滑油具有清洁作用，能吸收带走运转过程中产生的一些有害物质，如金属屑、灰尘等杂物。 4要求润滑油具有清洁作用，能够在规定时间内经受外界温度、压力、湿气与氧化等作用，不应有腐蚀作用。 机组和机件中摩擦不见得润滑要依靠专门的润滑系统来实现。根据把润滑材料送至摩擦表面方法的不同，润滑系统分为流出式和循环式两种。按照用油点间的关系来分，又有集中润滑与单独润滑两种。 6.2 剪切机设备润滑方法 减速机采用稀油油池润滑，高处轴承采用干油润滑，曲轴各轴承采用干油润滑，滑槽采用干油润滑，机构连杆转动处采用干油润滑。 nts 第 24 页 7 试车方法和对控制系统的要求 7.1 试车要求 1.组装完毕，须进行人工盘车，确无不良现象时方可试车 2.空载试车至少两个小时，正反转各一小时以上 3.试 车应保证 1润滑系统，冷却系统正常 2传动平稳，无周期性噪音 3压下系统轻便灵活 4各紧固零件联结可靠 5各轴承温度不超过 C60 4.满足以上要求，方可试车 7.2 维护规程 1.一切正常方可开车 2.停车后要检查系统有无缺陷和各运动部件温度。 3.清理摆动剪周围的脏物，经常保持清洁 4.设备运转后按巡回检查制，按时定期检查设备的润滑声音、温度和振动以及运转状况，发现问题及时解决。 nts 第 25 页 8 设备的可靠性及经济分析 机械设备的有效度 对于可修复的设备，由于发生故障之后，可以修理恢复到正常的状态。因此，从开始工作到发生故障经历的时间（即可靠度）。可靠度时间越长越好。另外，从发生故障到经过维修后恢复到正常的工作状态阶段的时间（即维修度）。把可靠度和维修度两者结合起来旧叫有效度（也叫有效利用率）。 AMTTRMTBFMTBFMTBF-平均故障间隔期（ h） MTTR-平均维修时间（ h） 表 7.1资金相关资料表 （单位：千万） 时间 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 投资 3.0 2.5 年收 1.0 1.5 2.0 2.5 2.5 2.5 2.5 3.0 3.0 3.0 累收 -3.0 -5.5 -4.5 -3.0 -1.0 1.5 4.0 6.5 9.0 12.0 15.0 18.0 投资回收期： 当年净现金流量 绝对值上年累计净现金流量的始出现正值年份数累计净现金流量开 1tP5.2 0.116 4.5 年 cP 行业投资回收期，重型机械 17cP年 因为 ct PP所以可以投资。 nts 第 26 页 结论 本文对 1.5 兆牛摆动剪切机 进行了理论设计。进行了摆动剪切机的运动分析和机构的理论分析。分别进行了机构的尺寸设计，齿轮、曲轴的设计以及齿轮、曲轴的校核。最后进行了机构的改进。在整个毕业设计过程中几乎涉及大学期间所学的全 部课程，是大学期间所学课程的一次总结和检验。 经过反复的计算和校核，我所设计的 1.5 兆牛摆动剪切机 在理论上基本符合要求。在材料的选择上不仅考虑到满足设备自身的性能要求同时还考虑到了其经济性，减少了生产成本。由于本人水平有限，如有错误敬请原谅。 nts 第 27 页 致谢 将近四个月毕业设计已经进入了收尾阶段。在这段时间里我受益匪浅，这不但是大学四年的一个最终检验，同时也给了我把大学所学知识更加完善的机会。这也是我步入工作的第一次亲身实习。这段时间里一直有一位老教师在默默的指导、帮助我。他就是王德春老师。在此，我谨以一名鞍 山科技大学毕业生的身份，向我的指导老师王德春老师，表达我最真挚的谢意，感谢您用您那的严谨学风以及循循善诱的耐心作风不辞辛苦的悉心教导我，使我在学习的过程中收益匪浅，铭记终身！同时也对帮助我的其他老师致以感谢，当然还有很多老师在此设计期间指导过我在此都给与诚挚感谢。，还要感谢同组的同学，感谢他们在实习以及设计期间中给予我莫大的帮助。最后，对更多这里没有提到名的老师和同学处处的关心和帮助，表示我万分感激 nts 第 28 页 参考文献 1何德誉 .曲柄压力机 M.北京：机械工业出版社， 1982.6 2n.N波卢欣等 .金属与 合金的塑性变形抗力 M北京：机械工业出版社， 1964.2 3北京钢铁学院 .飞剪专辑 C.北京 .北京钢铁学院出版社， 1982.6 4刘玉孚等 .试论 1.5兆牛摆式飞剪的改造 C， 1988 5王德春等 .鞍钢二初轧摆式剪滑槽损坏原因的理论讨论 H.鞍山钢铁学院，1990.3 6邹家祥，轧钢机械，冶金工业出版社， 2004年。 7濮良贵，纪名刚，机械设计，高等教育出版社， 2003年。 8王海文，轧钢机械设计，机械工业出版社， 1983年。 9刘鸿文，材料力学，高等教育出 版社， 1996年。 10刘宝珩，轧钢机械设备，冶金工业出版社， 1984年。 11傅作宝，冷轧薄钢板生产， 冶金工业出版社， 1996年。 12大连理工大学，机械制图，高等教育出版社， 2001年。 13成大先，机械设计手册， 北京：化学工业出版社 ， 2002 年 。 14 Heat Transfer During the Rolling Process nts译文 轧制过程中的热传递 一 热带轧制的温度变化 板坯再加热到所要求的温度后进行轧制。一个典型的热带轧制工艺包括以下几个主要步骤： （ 1） 板坯轧制前用高压水除鳞系统除鳞，有时采用立辊轧机同时除鳞。 （ 2） 粗轧成 19 40mm 后的中间料。粗轧过程通常伴随立辊和道次间的除鳞操作。 （ 3） 将中间料从粗轧机运至安装在精轧机前的飞剪处。飞剪用来剪切料头和料尾。 （ 4） 中间料在进精轧机组前的除鳞。 （ 5） 精轧至所要求的厚度。机架间可能进行除鳞，有时也可能进行带钢冷却。 （ 6） 轧材在输出辊道上的空冷和水冷。 （ 7） 轧材的卷取。 在轧制工艺过程中，轧件向其周围物质进行 各种热传递。一些损失的热量由轧件变形所产生的热予以弥补。 热带轧制过程中，轧件温度降低和升高的主要因素通常可以区分如下： （ 1） 热辐射引起的温降。 （ 2） 热对流引起的温降。 （ 3） 水冷引起的温降。 （ 4） 向工作辊和辊道热传递导引起的温降。 （ 5） 力学加工和摩擦引起的温升。 关于这些因素的分析简述如下。 二 热辐射引起的温降 采用两种方法进行热辐射引起的温降公式的推导。 第一种方法忽略了材料内部的温度提督，利用斯蒂芬 -玻尔兹曼定律计算辐射到环境中的热量为： ntsd qr =S dtTTA ar )( 44 式中 rA 辐射体的表面积， m2； d qr 从物体辐射的热量， J； S 斯蒂芬 -玻尔兹曼常数； T 轧件在 t 时刻的温度， K; Ta 环境温度， K； t 时间， s； 辐射系数。 物体损失的热量由下式给定： d qr = dTcVr 式中 c 轧件质量热容， J/（ kg K）； Vr 辐射体的体积， m3 轧件的密度， kg/m3。 考虑到热平衡条件 d qr =d qr 及式 1-1 和式 1-2，可以计算出温降速度 ar： ar= )( 44arr TTcVASdtdT 通常假设 TaT，并简化某些方程以达到协调形式，得出辐射温度差速度公式，总结见表 1-1 所示。在推导这些公式时，未 考虑温度对参数 S、 、 及 c的影响。不过实际上这些常数随温度的变化可能都是很大的，所以，式 1-3 的最终形式将取决于这些常熟选择的平均值。 辐射时间 tr 内的温降 rT 可以通过对微分方程几分进行计算： rT =trrdta0第二种计算辐射引起温降的方法考虑到沿材料厚度方向上的热传递。若 z 是物体内部至其表面的距离，则从傅里叶公式可得： 2dzdTadtdT 式中 a 轧件的热扩散率， m2/s。 nts微分方程 1-5 可以利用有限差分法进行数值求解。 这些计算的目的是要建立一个影响轧制过程轧件平均温度 T平均和可测量的轧件表面温度 T表面之间的关系。 三 热对流引起的温降 热带轧制时的对流传热与轧件周围空气的运动有关。这种运动不断地带入新的空气粒子与轧件接触。取决于该内部运动是强制的，还是自然的，将热传递区分为强制对流和自然对流。在热带轧制中通常出现后一种情形。 在计算对流引起温降时的一个重要方面是确定传热系数。该系数取决于材料温度、环境温度、材料质量热融合密度以及空气流的动态粘度及其特性，即自然、强制层流或紊流等情况。对于此关系所得出的数学描述有很大争议，实际计算不宜采用。部分研究人员一致认为，对流引起的温降cvT应当表示为辐射引起温降的莫以分数： cvT=cvk（ rT ） 这里，cvk是对流和辐射引起温降间的比率，根据不同的研究结果，其值在0.01 0.22 之间变化。 四 水冷引起温降 若假定在轧件向冷却水传热石传导起着重要作用，就可以计算出水冷引起的温降。因此，当冷却沿轧件款度方向连续地接 触其一侧表面时，通过轧件表面所传递的热量就可以用公式表示为： atTTkbq www )(2 式中 k 表层导热系数， W/（ m K）； wq 通过轧件外表面所传递的热量， J； b 冷却水接触长度， m； 轧件宽度， m； Tw 冷却水温度， K； tw 冷却水接触时间， s。 nts 由轧件释放的热量由 下式给定： )(dw TcVq 式中 V 冷却水所冷却的轧件体积， m3； dT 水冷引起的温降， K。 根据热平衡条件 wq wq，式 1-7 和式 1-8，并考虑到： tw=vb式中 v 轧件速度， m/s。 和另一条件： hVbw 1我们得到水冷引起的温降为： dT=avbTTchkw )(2 冷却水所吸收的热量可以表示为： wq= )(wwww TVc 式中 w 水的密度， kg/m3； wc 水的质量热容， J/（ kg K）； Vw 水的吸热体积， m3； wT 水的温升， K。 根据热平衡条件 wq= wq，式 1-8、式 1-11 和式 1-12，并考虑到： hvdVVw 式中 d 带钢单位宽度上的水流量， m3/（ m s）。 我们得到下列冷却水温升公式： wT=abvTThckwww )(2 式 1-11 并没有明确地给出温降与冷却水流速和压力的关系。然而，冷却水nts的流速和压力却大大地影响着隔开轧件于冷 水的表面成的导热系数 k。事实上，表面层中包含有充当屏障作用的氧化铁皮和沸腾水。随着冷却水流速和压力的提高，该屏障作用将在很大程度上被削弱。 五 因工作辊热传到引起的温降 如果假设两个初始稳定温度分别为 T 和 Tr 的物体相互挤压，并假设平面的界面处 在又有氧化层的阻力，则可以计算出因工作辊热传导引起的温降。 在作出上述这些假设之后，则可以用以下的热平衡方程进行过程的描述。根据沙科的研究，通过钢板的两个最晚层的总热量可以根据下式计算： atTTkAq crcc )(4 式中 Ac 轧件和工作辊的接触面积， m2； k 轧件氧化成的导热系数， W/（ m K）； cq 由于热传递工作辊所获的热量或轧件所失去的热量， J； Tr 轧辊温度， K； a 轧件的热扩散率， m2/s。 辊缝处轧件损失的热量由下式给定： )(ccc TcVq 式中 cT 轧件与工作辊接触而产生的温降， K。 根据热平衡条件 cq= cq，式 1-15 和式 1-16，并考虑到： vRtc 及 acc hVA 1式中 R 轧辊半径 ， m； ah 轧件平均厚度， m。 我们得出下列因工作辊热传导引起的温降公式： nts cT=avRTTchkra 5.0)()(4 通过简化某些方程以达到协调形式，得出与辊接触引起的温降公式，总结见表 1-2，绘制成曲线如图 1-3 所示。不同的温降计算公式之间的显著差异主要是由于在预测导热系数 k 时的误差造成的，该系数之取决于轧辊和轧件件氧化层接触阻力的 大小。 nts原 文 Heat Transfer During the Rolling Process 1.1WORKPIECE TEMPERATURE CHANGE IN HOT STRIP MILL After reheating a slab to a desired temperature, it is subjected to rolling. A rolling cycle in a typical hot strip mill includes the following main steps: 1.Descaling of the slab prior to flat rolling by using high-pressure water descaling system in combination, in some cases, with edging. 2.Rough rolling to a transfer bar thickness which may vary from 19 to 40 mm. The rough rolling is usually accompanied by edging and inter pass descaling. 3.Transfer of the transfer bar from roughing mill to a flying shear installed ahesd of finishing mill. The shear is usually designed to cut both head and tail ends of the bar. 4.Descaling of the transfer bar prior to entering the finishing mill. 5.Finish rolling to a desired thickness with a possible use of interstand descaling and strip cooling. 6.Air and water cooling of the rolled product on run-out table. 7.Cliling of the rolled product. Various types of heat transfer from the rolled workpiece to its surrounding matter occur during the rolling cycle. Some of the lost heat is recovered by generating heat inside the workpiece during its deformation. The main components of the workpiece temperature loss and gain in hot strip mill are usually identified as follows: 1.loss due to heat radiation, 2.loss due to heat convection, 3.loss due to water cooling, 4.loss due to heat conduction to the work rolls and table rolls, 5.gain due to mechanical work and friction. The analytical aspects of these components are briefly described below. 1.2TEMPERATURE LOSS DUE TO TADIATION ntsTwo methods have been employed to derive equations for temperature loss due to radiation. In the first method, the temperature gradient within the material is assumed to be negligible. The amount of heat radiated to the environment is then calculated using the Stefan-Boltzmann law: d qr =S dtTTA ar )( 44 Where rA surface area of body subjected to radiation, m2; d qr amount of heat radiated by a body,J; S Stefan-Boltzmann constant; T temperature of rolled material at time,K; Ta ambient temperature,K; t time,s; emissivity. The amount of heat lost by a body d qr is give by: d qr = dTcVr Where c specific heart of rolled material, J/（ kg K） ; Vr volume of body subjected to radiation, m3 density of rolled material, kg/m3。 The rate of temperature loss ar can be calculated by considering the heat balance condition d qr =d qr , and Eqs.1-1 and 1-2: ar= )( 44arr TTcVASdtdT Equations for the rate of temperature loss due to radiation which have been obtained by reducing some of the known equations to a compatible form with an assumption that TaT are summarized in Table 1-1. In the derivation of these equations, the dependency of the parameters S、 、 and c on temperature is not taken into account. However, the variations of these constants with temperature may ntsbe significant and,therefore, the final from of 1-3 will depend on the average values selected for these constants. The temperature loss cTduring radiation time tr can be calculate by intergrating the differential equation: rT =trrdta0The second method of calculating temperature loss due to radiation takes into account the heat transfer along the thickness of the material. If z is the distance from the center of the body toward its surface, then from a Fourier equation we obtain: 22dzTdadtdT Where a thermal diffusivity of rolled material ,m2/s The differential equation 1-5 can be solved numerically by the method of finite differences. The goal of these calculations is to establish a relationship between the average temperature of the material Tave which would affect the rolling deformation process and the material surface temperature Tsurface which could be measured. 1.3TEMPERTURE LOSS DUE TO CONVECTION In the hot strip mill, heat transfer by convection is related to the motion of air surrounding a workpiece. This motion continuously brings new particles of air into contact with the workpiece. Depending upon whether this internal motion is forced, or free, the heat transfer is referred to as either forced or free convection. The latter is a usual case in the hot strip mills. A key factor in the calculation of temperature losses due to convection is to determine the heat transfer coefficient, which depends on the material temperature, ambient temperature, material specific heat and density, and the dynamic viscosity of the air flow and its characteristic, i.e., free, enforced laminar, turbulent, etc. The known mathematical interpretations of this relationship are too controversial to be recommended for practical calculation. A consensus among some research workers is that the temperature loss due to convection cvTshould be expressed as a certain ntspercentage of the temperature loss due to radiation: cvT=cvk（ rT ） Here cvTis the ratio between the temperature loss due to convection and radiation and varies between 0.01 and 0.22 according to different studies. 1.4TEMPERATURE LOSS DUE TO WTER COOLING The temperature loss due to water cooling can be calculated by assuming that conduction plays a major role in heat transfer from a workpiece to water. Therefore, when water contacts one side of the workpiece continuously across its width, the amount of heat passing through the outer surface of the workpiece may be expressed by the formula: atTTkbq www )(2 Where k thermal conductivity of the surface layer, W/（ m K）； wq amount of heat passing through outer surface of the workpiece,J; b water contact length, m; w workpiece width, m; Tw water temperature, K; tw water contact time,s. The amount of heat released by a workpiece is given by: )( dw TcVq Where v volume of workpiece cooled by the water,m3; dT temperature loss due to water cooling, K. From the heat balance condition wq= wq,Eqs.1-7 and 1-8, and taking into account that tw=vbwhere V workpiece velocity, m/s and nts hVbw 1We obtain that the temperature loss due to water cooling is equal to dT=avbTTchkw )(2 The amount of heat absorbed by cooling water may be expressed as: wq = )( wwww TVc Where w density of water ， kg/m3； wc specific heat of water， J/（ kg K）； Vw volume of water absorbing heat， m3； From hert balance wq=