Φ76-Φ89mm新型圆形截面管材滚切机设计
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哈尔滨工业大学华德应用技术学院毕业设计（论文）摘 要随着切割机的发展，采用滚切机在线切断管材是近几年在国外发展起来的新技术。这种滚切机是利用三把带有楔角的圆盘形滚切刀片，采用滚动压入的方法将管材切断。由于采用了滚压无屑剪切，刀具的滚切行程略大于管材壁厚即可切断管材，因而效率高(尤其是对于大直径管材)。可以实现小噪音、无切屑、小(无)毛刺切管，并可保证管材切口绝对垂直于管材轴线。从而可简化生产工艺、减少设备的投资、降低生产成本，并可改善生产环境，解决了长期困扰钢管企业的噪音问题。我设计是端面凸轮式钢管在线滚切机，滚切式切断的工作原理是利用三把带楔角的碟形滚切刀片均匀的安装在刀头架上，刀头架由驱动齿轮带动旋转，齿轮由齿条驱动，端面凸轮推动齿条从而使刀头架进给的同时实现径向进给，刀片与被切管材接触后，除绕管材公转外，还绕自身中心轴旋转，在管材表面实现纯滚动，在径向进给系统的作用下逐渐将管材切断。这种切断方式可实现切口断面轮廓不失真。滚切式即近年来发展的旋转楔入法。关键词 管材 滚切机 端面凸轮哈尔滨工业大学华德应用技术学院毕业设计（论文）AbstractAlong with the development of cutting machine, cutting machine adopts the roll online in recent years in foreign countries cut off the tubes are developed new technology. This kind of cutting machine is rolling by 3 to a wedge disc shape roll, the rolling pressure blade cut into the methods will pipes cut off. Since it is a rolling a chip less shear, the cutting tool roll-cut trip is slightly higher than the pipe wall thickness can be cut off, and high efficiency pipes, especially for large diameter tubes). Can realize the little noise, no scraps, small (no) burr cut tube, and can ensure the pipe in vertical pipe axis incision absolute. Thus, can simplify production technology, reducing equipment investment, reduce the production cost, and can improve the production environment, solved the problem of noise steel enterprises. My design is section CAM tubular steel rolling cutting machine, get online cut off the work of principle is to use the wedge with three of the disc roll-cut blade even installed in frame on, cutter head frame is driven gear, gear rotating driven by rack drive, promoting rack and CAM section head into the frame to realize radial feeding, the blade was cut pipe after contact with, in addition to the revolution around the pipe outside, still around their own center axis rotation in pipes, achieving pure rolling, surface in radial feeding system under the function of the pipes cut off gradually. This cut way can realize incision section contour not distortion. Roll-cut type is rotating wedge method in recent years. Keywords pipe roll cutting machine section CAMI 目 录摘要IAbstractII第1章 绪论11.1课题背景11.2国内外研究现状31.2.1非剪切类的切断方法31.2.2剪切类切断方法4第2章 方案确定52.1旧型滚切机在实际应用中存在的问题52.2设计原理6第3章 滚切机本体设计103.1 参数选择及基本数据确定103.3 滚切力的计算123.3.1 滚切力的理论分析123.3.1.4 径向加工力的计算133.3.2 切向加工力的计算143.3.3 转盘轴及轴上部件143.4 刀夹座的设计153.5 齿轮参数选择及齿轮轴强度校核163.7 进给架、进给环设计203.8.1系杆架转动力矩213.9本章小结22第4章 部件设计234.1 夹紧装置设计234.1.1夹紧装置液压缸的设计244.1.2夹紧凸轮的设计264.2 小车行走装置设计274.2.1 小车动力传动方式的选择274.2.2 小车主体的受力分析274.2.4 行走小车电动机的选取294.3 本章小结30结论31致谢32参考文献33附录134附录2.44 第1章 绪 论1.1 课题背景管材在连续生产过程中，在线切断设备是整个生产线中的关键设备之一。我国目前有1700多条直缝焊管生产线，普遍采用飞据在线锯切管材。采用飞据在线锯切管材存在如下问题：一是切后管断面留有毛刺，为去除毛刺后续工序必须加平头设备；二是锯切过程噪音污染严重；三是锯切增加了金属消耗；四是当锯切大直径管材时，生产效率特别低。管材在生产和使用过程中，为切除头尾不合格部分或将长管分切成定长等，切断工序是不可少的。由于管材断面形状呈空心状，在切断过程中，其切口的断面形状很易失真。因而管材切断技术的要求更高。除了通常要求的切口断面宏观平直、毛刺小，生产率高、噪音小、金属损耗少以外，还要求断面轮廓形状不失真或少失真。因而国内外一直在探讨各种因素对切口质量的影响规律，以寻求新的切断方法。采用滚切机在线切断管材是近几年在国外发展起来的新技术。这种滚切机是利用三把带有楔角的圆盘形滚切刀片，采用滚动压入的方法将管材切断。由于采用了滚压无屑剪切，刀具的滚切行程略大于管材壁厚即可切断管材，因而效率高(尤其是对于大直径管材)。可以实现小噪音、无切屑、小(无)毛刺切管，并可保证管材切口绝对垂直于管材轴线。从而可简化生产工艺、减少设备的投资、降低生产成本，并可改善生产环境，解决了长期困扰钢管企业的噪音问题。该项技术具有广泛的应用空间，在钢铁、汽车、建筑、家电、矿山等行业都有着良好的应用前景。在圆形截面管材在线或离线切断方面将会发挥巨大的作用。我国目前普遍采用飞锯切断钢管。采用滚切机在线切断钢管是近些年发展起来的新技术，该设备是在被切断管材的圆周方向均匀布置3个圆刀片，刀片在传动系统的带动下绕钢管旋转的同时沿着钢管的径向移动，从而在钢管周向纯滚动并且逐渐切断钢管，采用滚切机在线切断钢管可实现噪音小、无切削、无毛刺，并可保证管材切口绝对垂直管材轴线，从而可简化生产工艺，减少设备投资，降低生产成本，并可改善生产环境。目前我国从国外引进了几套钢管在线滚切机，这些引进设备存在如下问题：一是设备的一些零配件国内还无法满足要求，有些零配件的标准、规格与我国不一致，因此给设备维护带来困难；二是切后断口处钢管外径变大(对于厚壁管)、内径缩口，控制不好容易超差，从而必须增加必要的平头设备。目前国内关于管材滚切机的研究大多集中在设备方面，而关于影响管材滚切质量的理论研究较少。凡两端开口并具有中空封闭断面的，且其长度与断面周长之比较大的钢材，都可称为管材。按其断面几何形状，管材可分为圆形和异性断面管。管材生产有无缝管材生产和焊管生产。无缝管材生产大多用不同的穿孔设备将实心的管坯作成空心的毛管，再进行加工得到合格的成品钢管。焊管生产是将管坯(钢板或带钢)用不同的成型方法弯曲成所需要的管筒形状，然后施以不同的焊接方法将其接缝焊合而使其成为管材。直缝焊管生产有连续式和间断式两种形式。现代化的直缝焊管机组大都是连续式的。本设计是直缝焊管在线滚切机的研制，针对的管材是直缝焊管。通过对目前使用的飞锯式、飞刀式、滚切式、冲剪式等四种焊管在线切割机构的分析比较，在吸收国内外有关机构特别是日本所供应机器的基础上，重新设计制造出一种新型的滚切式钢管滚切机。本课题研究的是钢管在线滚切机。焊管以带钢或钢板为原料，用不同成型方法弯曲成管筒的形状，然后施以不同的焊接方法，获得具有一定强度的焊缝而形成的管材。在国民经济各部门中，焊管用途十分广泛，主要用于：输送管道、基本建设用管、化工容器、储油罐以及在机械制造、汽车、农业、轻工等部门和一些特殊用途。从焊缝的形状，焊管分为直缝和螺旋缝。这里我们只讨论直缝焊管，从1900年第一台电焊设备建造使用开始，电焊钢管生产至今已有上百年历史了，直缝焊管生产有连续式和间断两种形式，现代化的直缝焊管机组大都是连续式的。直缝焊管生产工艺流程如下图所示：带钢卷矫直闪光对焊活套成型机焊接清理焊剂冷却定径切断矫直涡流探伤平端面水压试验检查打印涂油包装而我的毕业设计研究的是以上流程中的切断过程，通过我和同学一段时间的了解和查阅资料得知，在我国的直缝焊管机组中，锯切设备一直是个薄弱环节，在连续式生产过程中，将钢管切成定尺式是非常重要的。由于管材断面形状呈空心状，在切断过程中，其切口的断面形状很易失真，因而管材切断技术的要求很高，除了通常要求的断面宏观平直、毛刺小，生产率高。噪音小、金属损耗少以外，还要求断面轮廓形状不失真或减少失真，因而国内外一直在探讨各种因素对切口质量的影响规律，以寻求新的切断方法。1.2 国内外研究现状下面介绍目前应用最多的几种剪切机。管材在生产和使用过程中，为切除头尾不合格部分或将长管分切成定长等，切断工序是不可少的。由于管材断面形状呈空心状，在切断过程中，其切口的断面形状很易失真。因而管材切断技术的要求很高，除了通常要求的断面宏观平直、毛刺小，生产率高、噪音小、金属损耗少以外，还要求断面轮廓形状不失真或减少失真，因而国内外一直在探讨各种因素对切口质量的影响规律，以寻求新的切断方法。国内外现有的管切方法有两大类：非剪切类和剪切类2。 1.2.1 非剪切类的切断方法(1)冷锯锯切法(2)砂轮片切断法这两种方法都属于同一类型，只是有锯片和砂轮片作为切断工具之分，两种均有金属损耗，而且由于切断片转速很高，转动中有震颤，因而在表面有明显的切削痕迹，呈现不平度较大，在切口结束时很难去除较大的毛刺，至今尚未解决，因而一般的此类切削方法都不得不在切断后曾设铣头机将断面铣平。(3)切管机法以车刀切断，切管机有钢管转动，车刀不动和钢管不动车刀转动两种。前者类似车床切削，但速度不能快。后者设备较复杂，一台切管机所切管径范围不能太大，切削速度也不可能太大，因为有金属损耗。(4)旋转楔入法钢管相对不动，在管材外围有三个刀片，一起绕钢管回转，同时刀片座径向移动而将管材切断，由于此刀片是楔形的，因而且切口倾斜呈坡口状，而且在刀刃楔入管壁时，切口处的金属向管壁的内外流动使切口的外围和内周均呈隆起状，即切口边缘附近的外径增大，内径减小。 图1-1 旋转切入法示意图1.2.2 剪切类切断方法(1)冲剪法冲剪法是在切口两侧各有圆孔形固定刀片夹住钢管，切口处有活动刀片，当刀刃压向管材时，刀尖使管壁局部引力集中而破裂，刀刃压入管壁，此方法为有屑切断，剪切过程速度快，噪音小，但由于切断开始会在刀尖管壁处压下凹坑，最后残留在切口附近，为此必须设置扩展法和修正工序，以目前的技术，凹坑至今不能完全消除。(2)双重剪切法针对冲剪法的缺点产生凹坑，在冲剪法刀尖压入处的管材上先刨一个坑，但由于槽宽略大于刀片厚度，从而在切口断面会有一个不太明显的小台阶。(3)芯棒剪切法为防止剪切空心的管材被压扁，在管材内设置芯棒，芯棒由随着活动刀片一起移动的活动芯棒以及和固定刀片一起固定不动的固定芯棒组成，活动刀片在单向移动时进行剪切，此类方法用途很多，比如剪切汽车减震器所用管件的布哈姆切管机就是采用整个原理。但所切管件长度应小于150mm。本设计采用滚切式切断，滚切式即近年来发展的旋转楔入法。滚切式的工作原理是利用三把带楔角的碟形滚切刀片均匀地安装在刀头架上，刀头架由主传动带带动旋转，刀片由内凸轮带动径向进给，刀片与被切管材接触后，除绕管材公转外，还绕自身中心轴旋转，在管材表面实现纯滚动，在径向进给系统的作用下逐渐将管材切断。这种切断方式可实现无切屑，小噪音剪切，并其可以保证切口断面轮廓不失真。1.3 本章小结本章主要介绍的是飞据在线锯切管材存在的问题，为了解决这些问题近几年国内外发展起来的滚切机在线锯切管材的新技术，以及介绍了该技术的应用范围和采用该技术的好处，还有对国内外对滚切机的研究现状及国内外现有的管切方法的简单描述。 第2章 方案确定2.1 旧型滚切机在实际应用中存在的问题目前，飞锯机是钢管切断的主要设备主要功能是将在线生产的管材定尺切断。它不仅控制管材的定尺切断精度，同时制约着生产线的生产速度。飞锯的通常形式为电机带动锯片高速旋转将管子切断。由于其切削机理为高温熔融状态下的摩擦过程，这种形式结构简单，造价低，但噪音大，切口毛刺大，对于小型机组很方便使用；但对于直径在273mm以上的大规格圆管的切断就很难满足工艺要求。对于大规格焊管生产线上的飞锯机，国内传统的形式有三种：(1)单锯片式用一张锯片一次切断整根钢管。锯片直径很大，如锯切508mm 14mm圆管或400mm 400mm14的方矩形管，锯片直径需在1600mm以上，锯切功率需达250kw工作时噪音很大，且管子端口不好，毛刺大，又不好清除。(2)滚切式其结构是通过一组刀片的径向旋转、挤压钢管切断。虽然比大直径的锯片有一定的优越性，但仅使用于圆管，不能用于方矩形管和开口型材，并有收缩口现象，且在钢管级高、璧厚大时切断就非常困难了。(3)双剧平推式这是国外20世纪50年代淘汰产品，它不仅结构庞大，功率消耗大，致命缺陷是切断面不平、错位，切削过程中易变形，导致管子切口有阶梯，若是圆管还可在平头工序修正，若是方形管就很难处理了。目前，用于切割圆形截面管材，或者圆管材生产线上截断管材时采用的滚切机，在不允许管材旋转时，其滚刀必须绕管材中心公转，同时滚刀沿管面滚动且向中心运动，达到切断管子的目的。对于上述切割圆形截面管材的技术中，如中国某发明专利，其申请号200610012656.0中公开的圆管材截面滚切机，其中阐述的滚切机性能可靠，工作稳定，达到了很好的效果6。但是在实际应用中，由于设计的圆盘轴上的滚切装置与旋转环上的传动齿轮之间具有较大的轴向距离，并且旋转环和圆盘轴的旋转配合面在圆盘轴的轴径上，而非圆盘外圈上，导致旋转滚切机构在机架外的悬臂较长，受力状态也不好，这样，若有加工产生的质量偏心，会在滚切工作时产生径向振动，因而降低了圆盘刀的使用寿命；另外，因离合器为常离状态，在启动时，旋转环仅靠圆盘轴与其的摩擦力矩驱动，由于摩擦力矩很小，使旋转环启动滞后，造成滚切装置上的滚轮撞击内凸轮面而产生启动冲击；此外，在滚切结束时，该滚切机中的离合器的分离时刻不易控制；在退刀后，滚切装置相对内凸轮的停止位置不够准确，造成圆盘刀让开距离不足，而妨碍管子再次送入容易打刀，以及存在加紧装置的夹紧中心和滚切中心对中困难、设备的重量较大等实际问题。目前，用于加工切割金属管材，或制管生产线上截断管材，其滚刀的进刀都是采用液压方式。即利用液压缸驱动，通过齿条机构实现滚刀的径向进刀，从而满足了切管的使用要求。但最关键的问题是，如在使用液压缸通过拔叉推动移动环时易产生偏截，不易保证径向进刀的同步性；另外其整体结构稍显复杂，并且需要配置一套液压系统，及其维护成本高。为了解决这一问题，对于公开的另一种金属切管机，它是采用机械式进刀方式，利用多级齿轮传动机构，实现对管材的切断。一方面是利用间断的凸轮块实现滚刀的径向进刀；由于设有形成完整的圆周凸轮，不能周而复始的连续工作。另一方面通过驱动轴上的单向离合器控制齿轮机构的反向转动才能完成退刀，这样会产生较大的冲击。该传动结构采用四对大小齿轮相互啮合，还不能实现自动退刀运动，导致传动系统较为复杂。在管材以及型材生产过程中，常常采用冷，热剧进行切断；而其锯片在实际应用中经常会出现瓢曲变形、裂痕、崩齿、糊齿等现象，这不仅会影响轧钢生产效率，也会给生产现场带来安全隐患并增加锯片消耗。在实际生产过程中有部分锯片经数次使用后，由于各种外在及内在原因会出现瓢曲变形现象主要表现锯片整体呈现一个碟形，一面鼓出，另一面凹入，将锯片竖起，用手在锯片顶部施加一个轴向力往复晃动，感觉到其刚性并不太差，这时产生的是碟形塑性变形；二是锯片呈扭曲状变形，片体的周向跳动很大，将锯片竖起晃动时感觉刚性很软，严重时甚至有站不住的感觉，锯片外圆周呈荷叶形状。因此，必须加以改进和完善。2.2 设计原理经过对现有滚切机的结构分析，我总结出目前滚切机出现的主要问题。分别是：1)滚切机构悬臂长问题；2)起动时产生冲击的问题；3)离合器的分离时刻不易控制；4)退刀时滚切装置相对于内凸轮的停止位置不够准确；5)夹紧装置的夹紧中心和滚切中心对中困难的问题。在此基础上进行改进，完成了本次毕业设计。参考中国某专利新型圆管材滚切机5原理图如图2-1所示。图2-1 中国某专利新型圆型截面管材滚切机工作原理图为实现其目的，本设计提供的新型圆形截面管材滚切机，包括传动轴上分别设置的传动件与所对应在圆盘轴上和位于其上的旋转环上连接的传动件；所属圆盘轴的圆盘端面径向滑槽内安装有滚切装置；其中，它具有一个内圈是内凸轮，外圈是一个滚切大齿轮的旋转环安装于圆盘轴的圆盘外圈位置上；在所述旋转环、圆盘轴和机架上安装起动和退刀控制装置；和在所述机架管材入料端设置一个夹紧装置。因此，通过旋转环直接沿圆盘轴的圆盘外圈转动，进一步降低了轴向尺寸，并且使旋转配合面、大齿轮上的啮合点、内凸轮对滚切装置的施力点三者相距很近，受力状态得到明显改善，避免了振动发生；此外，还通过设置了起动及退刀控制装置，保证起动时，控制旋转环被驱动同步运转，避免了起动冲击，离合器切合时刻准确，有利于滚切装置滚切装置退刀后，停在处于相对内凸轮的最大退刀位置点上；另外，增设了夹紧装置，提高了夹紧管材的稳定性和对中可靠性。连杆与铰接的所述活动刀架间的夹角是100180随着夹角的变化来实现进刀。转盘上设置一个以上的连杆与相对应带有滚刀的刀架连接。本管材截面滚切机采用了转盘上通过铰接的连杆与刀架组成一连杆进退刀机构，并在旋转筒相配合的转盘上安装一摩擦减速装置，通过该装置的作用实现了转盘产生相对于旋转筒的方向转动，用以控制连杆进退刀机构进行切割或者非切割运动，因而该连杆与带有滚刀的刀架机构，和所设置的摩擦减速装置是实现本管材滚切机的关键。解决了现行的滚切机采用的凸轮机构控制滚刀，以及多齿轮组件传动所带来的整体机构复杂的问题。本设计涉及在旋转环、圆盘轴和机架上组合安装起动及退刀控制装置，包括旋转环一径向端开有一个导通的槽孔和相邻的沉槽，则在旋转环上的槽孔内设置的棘轴上安装有棘爪，和在所述沉槽内设置一个弹簧片构成棘轮机构；所述棘爪与对应圆盘轴的圆盘外圈上呈设置用于交替配合或脱开的三个角形棘槽；所述棘爪的另一端与所对应在机架上设置的接近开关接近或远离。这样有利于起动同步平稳，退刀时刻准确，易于控制。根据设计的特点，所提及滚切装置除上述采用滚刀作为切刀之外，可以在滚切装置上直接固定车刀，同样可以完成管材切割。在本设计中，由机架的入料端安装一个管材夹紧装置。所述的管材夹紧装置包括固定在机架上的滑道盘，滑道盘一侧面上呈现120设有三个径向滑道分别安装滑块；所述滑道盘和滑块之间安装返回弹簧，滑道盘和其上同心安装的盖板共同为滑块的滑动导向；该滑块的一段作为夹紧口，另一端通过销轴安装滚轮；该滚轮对应所述滑道盘和盖板的外圈上具有的夹紧凸轮；则夹紧凸轮内圈是由三段相同的收缩曲线首尾相连成的圆周内凸轮，外圈上固定安装有转壁，通过液压缸或气缸矫连接在机架上。因此，该滚轮相对于滑道盘和盖板外圈上具有的夹紧凸轮转动。当要夹紧时，液压缸伸长，推动转臂连带夹紧凸轮一起转动，其夹紧凸轮内凸轮面压迫夹紧滚轮迫使三个滑块，沿滑道盘上的径向滑道同时向管子压紧，自动对中夹紧管子。当要松开管子时，液压缸缩回，拉动转臂使夹紧凸轮回转，返回弹簧推动滑块回退。在本设计中，夹紧凸轮的转动也直接采用电液推杆推动，这样可以在制管生产线上往复运动的滚切机上仅供电即可保证滚切进行。本设计的关键是在旋转环的内圈设置内凸轮，外圈设置滚切大齿轮，让旋转环集合多项功能，明显减少了其旋转部分在机架外的悬臂长度，既降低了设备制造成本，又减少了滚切机构偏心振动倾向，可以提高圆盘刀的使用寿命。其次，让旋转环直接沿圆盘轴的圆盘外圈转动，进一步降低轴向尺寸，并且使旋转配合面、滚切大齿轮上的啮合点、内凸轮对滚切装置的施力点三者相距很近，受力状态得到明显改善，设备重量也降低了很多。因其旋转部分重量和悬臂尺寸大幅减少，避免了振动发生。由上边的分析可以得到以下一些结论：1) 滚切机设计采用了旋转环上的整圈内凸轮，控制圆盘刀径向进刀，可适用于不同管径的切割，而且连续稳定，周而复始的工作，特别适合制管生产线上的使用；此外通过离合控制滚切机同向旋转情况下实现退刀，这样会带来对滚切装置的冲击。2) 传动机构简单可靠，只采用两对传动机构，具有结构简单，制造成本低。3) 滚切机可以通过提高传动轴的转速来改进提高切割速度，而且每圈的切割速度不变，不影响刀具的使用寿命。 4) 滚切机通过调整旋转环内凸轮的线段来增减相对应的滚切装置，具有使用灵活的特点。5) 通过在机架上安装了夹紧装置，提高了夹紧的稳定性和对中可靠性。本设计能有效的解决旋转滚切机构悬臂长、起动时产生冲击、离合器的分离时刻不易控制、退刀后滚切装置相对内凸轮的停止位置不够准确，以及夹紧装置的夹紧中心和滚切中心对中困难等问题。2.3 本章小结本章主要是对现有滚切机存在的问题进行了描述，学习研究有关方面的资料，加以比较，解决存在的问题方法，同时简单叙述了本设计的原理。 第3章 滚切机本体设计3.1 参数选择及基本数据确定钢管切断规格为外径 76-89mm，壁厚为4mm，钢管生产速度为30m/min，钢管定尺长度为12m。由以上钢管剪切参数可知 1.在钢管剪切的每一个行程的时间t为t=钢管定尺长度/钢管生产速度=12m/30m/min=24s即在钢管剪切的每个行程时间为24s。即小车运行一个切断来回时间为24s。2.刀片行程的确定钢管切割的最大壁厚为4mm，刀片在切割前和切断后应有一个多余的进刀距离，据参考有关图纸和结合实际，定为4mm。图3-1刀片径向进给示意图如上面图3-1所示，故刀片径向切断行程S=43=12mm。3.切断时间的选取当刀片径向行程确定为12mm，确定小车运动一个切断行程时间为8s，即在其他的24-8=16s内小车保持静止。在小车运动的8s内，包括2个过程：小车与钢管同步时间和回程时间。此设计确定切断时间为5s，即刀片的径向进给速度为2.4mm/s。综上所述，确定以下参数： 1.切断时小车运行8s 2.切断时间(刀尖运行时间)为5s 3.刀具径向进给行程为12mm，速度为2.4mm/s 4.钢管与刀尖的切削力为3.2 圆盘刀的设计计算及校核刀尖到中心距离为45毫米，刀具厚为6毫米，切削钢管管有不同直径之分，直径范围76-89mm，厚管为4毫米，刀尖夹角太小虽锋利但强度不够，刀尖角度太小虽强度大但是不锋利，综合考虑后尖端的夹角为30。如下面图3-2所示：图3-2圆盘刀3.3 滚切力的计算3.3.1 滚切力的理论分析滚切力是滚切机的设计和使用的重要参数，它是由刀片楔尖剪断金属的纯剪切力、刀片两侧面排开已被剪断的金属的挤压力和刀片两侧面与被排开金属间的摩擦力这3 部分组成的。 图3-3确定剪切面积用图3.3.1.1 纯剪切力的确定纯剪切力可由下式计算 (3-1)式中，S为剪切面积；为金属的最大单位剪切抗力 = (3-2)式中，K为与外摩擦及刀刃变钝有关的系数，对于冷剪，通过K=0.050.62；为与变形速度有关，通常=1，为材料断裂时的平均延伸率；为被切材料的强度极限。当每片刀的进给量为h时，剪切面积可按图3-3中的阴影部分计算，即 (3-3)式中，为管的切槽底半径；m=R+；角、可由图3-3中的几何关系求得。3.3.1.2 挤压力的确定用带有楔角的圆盘形刀片滚切管材如同用楔形冲头压入半无限体，所不同的是管材的壁厚是有限的。因此我们可以参考文献构造如图3-4所示的滑移线场。我们将挤压力与摩擦力分开考虑，图中显示出了无摩擦力的情况。在滚切中刀片的两个侧面作用有正挤压应力p，从而可求得由p产生的挤压滚切力为 (3-4)式中是刀片与被剪切管间单侧挤压面积。 图3-4滑移线场 3.3.1.3 摩擦力的确定滚切力中的摩擦力部分即为刀片与被挤压金属间的摩擦力在合力方向的分量 (3-5)式中，u为刀片与被切管材之间摩擦系数，对于冷剪，一般u=0.10.2。总的滚切力即为上述3部分力之和 (3-6)3.3.1.4 径向加工力的计算解得0.0948rad-刀刃与管材在回转方向上的接触宽度-滚刀刃直径3.3.2 切向加工力的计算3.3.3 转盘轴及轴上部件已知刀尖受力为则：对材料为40Cr的钢，其需用应力在直径为0-100mm时候。即有： (3-7)即 得 即轴直径，能满足条件，此处保证满足强度要求D=30mm。刀盘紧固轴承的选取：因为传递刀尖切削力，故选取普通深沟球轴承，采用形式为两端固定支撑形式，选用型号为深沟球轴承6306，其基本尺寸如下：d=30mm D=72mm B=19mm此处载荷20KN/2=10KN小于基本额定负荷12.4KN所以轴承的选取满足要求。 图3-5转盘轴立体图3.4 刀夹座的设计管材加工范围是76-89mm，根据本设计的需要，刀夹座结构如图3-6所示：由于刀具实现的径向切削，故调整螺栓主要受轴承传递给刀架的径向切削力，即调整螺栓可近似看成只受剪力： (3-8) 所选M8的螺栓满足强度要求。 图3-6刀夹座三维示意图 3.5 齿轮参数选择及齿轮轴强度校核根据空间需要等条件，确定齿轮参数：齿数： 模数：则在允许误差范围内可用中心距：表1 第一组滚切齿轮组合小、大齿轮的参数：66213mm468mm215mm470mm203mm458mm3875 图3-7齿轮取齿宽系数为：可以得到小齿轮的齿宽为：34.3mm 由于齿宽没有严格要求，所以分别取：小齿轮齿宽34mm，大齿轮齿宽39mm。 由于进刀方式为端面凸轮，所以端面凸轮的转速为135+1/3r/min。所以 3.6 传动轴承与传动键的选取选用轴承时，首先应当考虑深沟球轴承，其它的结构形式，往往价格昂贵，交货期难以保证。深沟型球轴承内、外圈沟道的断面为圆弧形，其半径以球径大2%4%，是很常用的一种滚动轴承。这种轴承深沟较深，承受径向负荷时，球在沟底圆内外接触，承受轴向负荷时，球在沟道边缘附近接触，因此能同时承受径向和轴向负荷，使用方便。深沟型球轴承的形状简单，能够进行精密加工，可以达到很高的集合精度，因此，摩擦、振动及噪声很小，适用于高速旋转。综合考虑本设计中各种要求，所选传动轴承如图3-8、图3-9所示。 图3-8转盘轴大轴承轴承代号：GB/T276-94 型号：6030基本尺寸：d=150mm，D=225mm，B=35mm图3-9输入轴轴承 图3-9输入轴轴承轴承代号：GB/T276-94 型号：6216基本尺寸：d=80mm，D=140mm，B=26mm传动轴键的选择： 图3-10输入轴键3.7 进给架、进给环设计进给架是一个改进机构，在参考以往的单轴拨叉机构后，设计出端面凸轮进给机构，它的优点是进给架左右运动时，能靠轴承与进给环之间的环摩擦和相互作用力推动，避免了轴承直接和进给环之间的接触，减少了轴承的磨损，延长了轴承寿命，减少了维修费用。当进给架在轴向运动时，可近似忽略其径向运动。故进给架仅受轴向力F=203/4=15KN有纯剪切原理，当材料为40Cr的钢时，许用应力在直径为0100mm时：即有： (3-9)即有： 进给架轴的直径只要满足即可满足要求。所以此处选择的D=60mm完全满足要求。当选用的轴时，考虑其受动载荷，应该选用轴承基本额定动载荷大于10500N的轴承。根据以上要求，查阅机械设计手册，选用深沟球轴承6212： 3.8 电动机选取电动机是专业工厂生产的标准机器，设计时要根据工作特性、工作环境以及载荷大小、性质(变化性质、过载情况等)、启动性能、启动、制动、正反转的频繁程度以及电源种类(交流或直流)选择电动机的类型、结构、容量(功率)和转速。电动机分交流电动机和直流电动机，由于我国的电动机用户多采用三相交流电源，因此，无特殊要求时均应选用三相交流电动机，其中以三相异步交流电动机应用最为广泛。根据不同防护要求，电动机有开启式、防护式、封闭自扇冷式和防爆式等不同的结构形式。3.8.1 系杆架转动力矩 (3-10)3.8.2 进给架所需力矩 (3-11) 其中为进给架转动角速度，v为滚刀径向进给速度 经计算 = 由 (3-12) 得出 所以 计算得 综上所述，在考虑轴承阻力矩机器耗功等问题之下，本设计选取电动机确定为常见的Y系列三相异步电动机。Y系列笼型三相异步电动机是一般用途的全封闭自扇冷式电动机，其结构简单、价格低廉、工作可靠、维护方便。型号：Y160M-4其主要参数由机械设计手册(第五版)第四卷得：额定功率：11KW 转速：1460r/min 电流：22.6A 效率：88% 率因素：0.84 重量：123Kg3.9 本章小结本章对端面凸轮式滚切机本体进行了设计，包括刀具设计计算，刀夹座的设计计算，滚切力的分析计算，径向加工力的计算，齿轮参数选择，进给架、进给环设计，电动机选取。 第4章 部件设计4.1 夹紧装置设计夹紧装置为入口夹紧装置，由一个液压缸驱动，通过凸轮、滚轮和夹爪传动，三把夹爪互成可自动使钢管中心与滚切机中心对齐，并且稳定结构简单。为了防止滚刀切断管材后，管材与刀刃碰撞而损坏滚刀和切口，如总图所示，在出口端的夹紧置上，加装了一个分离液压缸，以保证切断后不打刀。图4-1夹紧装置三维示意图 主视图 左视图图4-2夹紧装置4.1.1 夹紧装置液压缸的设计对液压缸的设计，首先是选择系统压力，根据机械设计手册第四卷23-50，对固定的尺寸不太受限的设备，压力可以选择低一些，而机械重载设备压力要选择高一些，由于本设计采用的是小型机械类，故系统压力不用选取太大。本次设计采用1个液压缸，目的是便于安装和推动更为合理，由于采用的是3个夹紧凸轮，故先计算理想状态下每个液压缸所承受的载荷: 再加上系统存在的摩擦以及进给环推动所需的力，每个液压缸所能承受的实际载荷：根据农用机械常用系统的工作压力表可知：农用机械以及小型工程机械工作压力为：此处只需选用最小工作压力就行根据系统工作压力和液压缸的实际载荷，初定液压缸的内径： (4-1)因为考虑受拉过程，只有在切割过程中才受到来自刀头传递的载荷，故只考虑受拉过程。所以计算值内，压缸的内径都采用标准，当，速度比为1.46。当时，内=40+22=62mm，液压缸内径取标准值内标=63mm。取外径系列，当时，外径为外=76mm。速度比为1.46活塞杆的直径。液压缸的示意图如图4-3所示。 图4-3液压缸示意图此液压缸采用无缝钢管为材料，根据主机的运动要求，必须实现双作用，只需用但活塞杆推动往返运动，所以液压缸为无缓冲式双作用液压缸，安装形式为常见的头部外法兰型。4.1.2 夹紧凸轮的设计图4-4夹紧凸轮装配体图4-5夹紧凸轮的曲线夹紧凸轮是夹紧装置的关键性部件，其设计的主要是设计其内的夹紧曲线，其方程为凸轮曲线为： R=r+k (4-2)其中为(0-30)，k=0.8。夹紧的原理：液压缸推动夹紧凸轮，夹紧凸轮推动其内的夹爪，夹爪互成120，当夹紧凸轮转动约时完成一次夹紧，所以值范围：0-30。夹紧曲线的曲率半径增量与所转过的角度成正比，故其曲线方程为：R=r+k。4.2 小车行走装置设计4.2.1 小车动力传动方式的选择小车的动力传动方式有齿轮齿条型、液压传动、滚珠丝杠。齿轮齿条的传动方式由于啮合会造成机体震动，并且在速度方向发生改变时会产生较强的动载荷。这样的传动装置会给生产加工带来麻烦。液压传动，其造价昂贵，同时对工作环境的要求及其密封性的要求，导致该套设备的维护费用较高。所以在此选用滚珠丝杠作为小车的动力传动装置，以解决上述问题。4.2.2 小车主体的受力分析图4-6 行走小车通过对滚切机中行走小车的受力分析，建立了力学模型，推导出小车的拖动功率或扭矩选取公式，可以用于指导设备设计及设备的维护。主体内容如下：需要用电机拖动，在设计中，通常用电机功率为选择依据。因此，在设计中如何准确计算电机功率就显得尤为重要。通过参考桥式起重机拖动电机的选择，对钢管轧制线上滚切机行走小车的电机功率计算公式进行了推导整理。小车运行时必须要克服两种力：1)平稳状态下的摩擦阻力；2)小车启动时，小车及其载荷的惯性力；4.2.3 小车长度设计有前面的参数设定和总体行程设定，确定了刀尖运行时间为6秒，刀具径向行程为18mm，速度为3mm/s。由电动机的无级调速可使小车在瞬间速度提升到0.5m/s和瞬间停下，在理想状态下，小车运行距离即m当然在实际中，小车的加速和停止过程，是一定会运动一段距离的，所以必须在小车运行轨道上留出一段距离，本设计根据具体需要和安装时总体考虑，确定小车行走距离最大行程mm。小车上的托辊、进出卡紧器和滚切机本体都有具体的长度，再考虑各个装置之间必须留有一段距离以实现拆装，故列出小车上的几个装置基本参数如下： 入口卡紧器长度： 滚切机本体长度： 小车的理想长度：L=2402801160=1680mm如所绘制的滚切机整体图所示，出口卡紧跟入口卡紧不同，其结构比入口卡紧复杂，其目的是为了保护刀片。在滚切机整个装置中，刀片由于结构的特殊性，其承受的应力大，是非常容易折断的，特别是刀片固定在刀架上，理想状态下，只能受到径向方向切削力，当时钢管在轴向的运动不可能是完全水平，特别是对切割定尺长度比较大的钢管，所以我们设计了进出口卡紧，保证在切削过程中钢管与小车的相对静止，当时对整个过程的设计上，在钢管完成切割的瞬间，出口卡紧和入口卡紧同时松开，这时对刀片来说是非常危险的，轴向上的稍微运动倾斜，就会导致钢管与刀片接触产生极大的相互作用力，为此在出口卡紧上，设计了一个液压缸夹紧装置，保证在切削完毕，防止刀片被打断。综上所述，小车的实际长度肯定大于理想长度.本设计考虑实际安装和装卸方便，在保证做到尽量减小轴向长度的基础上，确定了小车实际长度实=2289mm对整个轨道的长度，为防止意外，在小车运行的行程两端，放置了2个缓冲器，保证小车在任何意外情况下都能在轨道上而不会出现脱轨情况。4.2.4 行走小车电动机的选取在对小车的行走装置设计上，经过大致的计算，我借鉴了实验室结构，采用了电Y160L-4动机，额定功率为5KW，额定转速为890r/min。在对电动机进行无级调速和通过速度控制传感器的控制，完全能实现在小车运行的短时间内与钢管同步。本设计滚切机总装图如图4-7所示 图4-7 参考的滚切机总装图4.3 本章小结本章对滚切机部件进行了设计，包括夹紧装置设计，小车行走装置设计。其中小车行走装置设计又包括动力传动方式的选择和小车主体的受力分析。对滚切机总体进行了设计，包括行走小车的实际长度的确定，行走小车电动机的选取，并给出了供参考的滚切机总装图。 结 论本设计是为了改良以往的圆形截面管材滚切机，设计更好的钢管在线滚切机。它利用金属的塑性变形原理，靠挤压金属，来完成对金属的切割。刀具在加工管材表面纯滚动，由于目前管材的生产方式中，焊管的出口运动都是直线运动，无转动，所以只能让刀具围绕管材转动。由于刀具在转动的同时还要有径向进给运动，所以在转动的同时还要有径向的进给力，解决由固定力源向转动刀盘传递力就成了本设计的重点；还有由于所切管材是一个范围，而不是一个固定值，所以如何调整刀具起始位置来实现能切要求范围的管材也是一个关键。此外，还通过设置了起动及退刀控制装置，保证起动时，控制旋转环被驱动同步运转，避免了起动冲击，离合器切合时刻准确，有利于滚切装置退刀后，停在处于相对内凸轮的最大退刀位置点上；另外，增设置了夹紧装置，提高了夹紧管材的稳定性和对中可靠性。四个月的毕业设计，我从钢管生产开始了解，到通过看滚切机相关图纸慢慢开始了解滚切机。到初步制定方案简图，不断修改简图，顺利完成了中期答辩。在完成自己的夹紧装置的设计部分后，开始着手画滚切机本体装配图，不断修改如何实现切管范围要求的方案，再到通过比较确定齿轮参数，到后来的选取电动机，齿轮传动设计。最后的计算说明书，翻译外文资料的过程，我也学到了很多知识。在做毕业设计期间，我学习到了很多知识，更进一步熟悉了CAXA，CAD等绘图软件的使用。当然，也有很多不明白的地方，感谢指导老师的帮助与指导。我相信，在以后的学习或工作中，毕业设计的经历对我们都是有很大帮助的。我将从这次毕业设计中汲取养分，助我以后乘风破浪，早日成功。致 谢在本次毕业设计中，由于我的知识水平有限，在设计过程中，遇到了很多困难，在老师和同学的帮助下，许多问题得到解决，在此谨表诚挚的感谢！我的毕业设计做的是新型圆形截面管材滚切机，以前没有接触过。一开始感觉很头痛，但是经过于晓东老师的耐心讲解，自己查找资料，逐渐有了头绪。经过短短四个月的毕业设计，我对机械设计的一般程序和要求有了更深的认识和了解，大大提高了自己收集信息、查阅资料、运用所学知识和技能解决问题的能力，极大的提高了我对机械设计的兴趣。设计时间虽然很短，但是我对大学所学知识有了系统的认识，并得到了巩固和加深。这是理论联系实际的过程，其中的设计体会和经验的积累将使我终生受益。在整个设计过程中，我得到了于老师的悉心指导。于老师对问题详细而深刻的讲解，消除了我最初设计时的无助和困惑，使设计逐步步入正轨。在设计过程中，于老师进行了细心讲解，在此谨对于老师致以衷心的感谢和崇高的敬意。由于本人知识水平有限，参阅参考资料不全面，此论文难免存在一些缺点和错误，敬请各位老师给予批评和指正！参考文献1 刘庆国.圆形截面管材滚切机,2006.72 刘庆国,于恩林圆形截面管材滚切机,2004.063 于恩林,刘庆国管材滚压剪切过程的数值模拟及实验研,20044 刘庆国新型圆形截面管材滚切机,2008.125 刘庆国. 新型圆管材滚切机.专利号ZL 2008100802166 刘庆国.圆管材截面滚切机.专利号ZL 200610012656.07 刘庆国.圆管材滚切机.专利号ZL 200620023694.18 刘庆国.一种圆管材滚切机.专利号ZL 200620024271.19 刘宝珩轧钢机械设备,2004.310 成大先机械设计手册1-3卷第五版北京：化学工业出版社，200711 成大先机械设计手册(第二卷)S北京：化学工业出版社，2002.112 成大先机械设计手册(第四版)S北京：化学工业出版社，200213 成大先机械设计图册1-2卷北京：化学工业出版社，200014 安子军机械原理国防工业出版社，200915 王三民,诸文俊机械原理与设计M北京：机械工业出版社，2001.316 李洪实用机床设计手册S辽宁：辽宁科学技术出版社，2001.6附录1冷轧薄带时，轧制参数对轧辊边缘接触的影响在一些冷轧制造薄带的过程中，我们已经发现了工作辊边部接触并且使薄带变形的问题。在工作辊边缘接触的问题上，形成了一个新的在滚动中变形的特性，这一特性已得到分析。在本文中，作者重点研究轧制参数对特定的力如轧制力，中间力，边缘接触力和薄带钢冷轧工作辊边缘接触时的影响。目前已研究出一个影响函数法来模拟此特殊轧制过程。基于数值模拟，得到了轧制参数对力学和变形影响的冷轧薄带。数字模拟试验，验证了这个已较为成熟的方法的有效性。冷轧薄带被广泛的应用在电子和仪器行业当中。随着科学和技术的迅速发展，薄带钢已经越来越广泛的应用于工业当中。一般来说,这种薄带是由一个冷连轧机组的一个非圆形的工作辊所制成。Sutcliffe等人为薄带的轧制研究了一种新的方法进行负载和带钢轧机断面轧薄的测量。在薄带钢轧制中，一个比较估计轧辊转矩和一个修正横向扩散的方法也已经被研究出来。Jiang等人计算薄带的弹性变形，和在冷轧薄带中的薄带的形状、轮廓和平整度。轧辊的弹性变形导致轮廓、外形和平整度的问题。钢铁制造商一直关心如何改进它的形状，平整度和尺寸精度这一问题。研究员已经从新的制造工厂中发现对这些问题的解决办法通过引入轧辊连续变型(CVC)和轧辊交叉(PC)的轧机。有了这些轧制程序，能够使相对较厚的薄带被轧制的时候，工作辊彼此不接触。在一些冷轧过程中，例如当薄带被轧制的时候，工作辊的端部接触而且变形(见图1)。在冷轧薄带的分析中，我们不得不考虑工作辊端部接触时可能导致毁灭性结构的问题。这种情况，模拟变形模型的技巧不同于传统的薄带冷轧程序。当工作辊接触边缘地带之外时，不仅改变了压力分布，而且对变形模型的工作辊、摩擦界面都将带来磨损。工作辊接触边缘地带研究如何确定轧制力、中间力量、边缘接触力和剖面的地带，以改善其质量。作者这篇文章的重点在于冷轧过程中旋转参数对特定的力量和轧件的描绘效果的研究。当轧件超出轧辊接触边缘时，Edwards和Spooner根据一个分析方法也简短地描述了冷轧薄带毁坏兼容性的关系。但是到目前为止详细的结果还没有被报告出来。基于数字的模拟、旋转参数和改变，冷轧过程中边缘的损坏的效果得以演示。数字的模拟测试已经证明此研究的可行性。图1冷轧薄带工作辊的边缘接触 变形轧辊在工作辊和支撑辊之间，工作辊和轧件之间，是以工作辊之间的换置兼容性关系为基础的。由于左边和右边的对称，铸坯在轧辊的中心线快速前进，一半轧辊当做一个研究目的被分离出来。分开区域在图2被显示出来。工作辊和支撑辊之间的轧制力在该区域是统一的，轧辊和轧件的毁坏在图2也被表示出来。图2死滚轧机的力学模型 在工作辊和支撑辊之间，由于弯矩、剪切力和泊松比的影响，工作辊之间的干扰，通过计算轧辊歪斜得到不成形的工作卷物描绘，以上内容在下面的段落中会详细介绍。采用辊挠度的计算理论对弯曲和剪切组件得到了广泛的应用，一个典型的轧辊歪斜模型如图3所示。图3由于加载点的中性轴的偏转轧辊歪斜在弯曲力的效果之下在某一位置x能被描述为：式中，E是弹性模量，I是横截面积。通过Oconnor和Weinstein，轧辊变形可以调整为:式中，A是横截面积，J是剪切模量。如果有弯曲，中间的歪斜轴能在图4被显示出来而且表示成：式中，M是弯曲力矩，是在x位置的轧辊的半径。卷物中轴的歪斜由于在表面运动的泊松比是式中，R是工作辊半径。基于假定长的接触的柔性气缸，适当大小的压力，-轧辊压力q(x)能通过下面的公式能够被表达出来。是在工作辊和支撑辊之间干扰的影响；写在底下的数字W和B分别地提及工作辊和支撑辊。被下列的方程式决定：式中，表示泊松比。基于轧辊的等高线,工作辊和支撑辊之间的影响得计算：式中，是轧辊干扰的中心地带，是全体的支撑辊的挠度，是完全的支撑辊隆起包括平面隆起，热的隆起和轧辊磨耗。是全体工作辊的挠度，而且是完全的工作辊隆起包括平面加冠，热的隆起和轧辊磨耗。轧辊在工作轧辊的接触面积变平和薄带能被描述为B是薄带宽度，而且由： 图5超越边缘地带的工作辊之间的影响式中，是旋转的压力，而且和是由实验决定的常数。因为软钢(0.1-0.25%C)，和分别地被估计当做32.92和0.86mm/kN。当轧制洋铁的时候，薄带可能是非常薄的，而且工作轧辊的挠度能充分造成工作轧辊接触超过薄带的边缘。现在的弯辊力系统使用单独的工作辊触摸彼此之外的边缘地带。工作轧辊之间的影响，能依照下列各项被计算：式中，是工作辊的宽度，是出口薄带在薄带中心的厚度。由图5可知，左边和右手边超过那被卷的薄带的边缘叫做轧辊边缘接触区域。和分别是接触压力在工作轧辊在左边和右手接触区域。 下面是被用在模拟冷轧方面的重要参数的价值： 工作辊的直径：400mm； 支撑辊的直径：1200mm； 工作辊的长度：1600mm； 支撑辊的长度：1600mm； 工作辊的初次隆起：0mm； 支撑辊的初次隆起：0mm； 中心距在螺旋之间：2700mm； 中心距在弯曲气缸之间：2700mm； 工作的杨氏模数卷：220000N/mm； 支撑辊的杨氏模数：22000N/mm； 工作辊的浦松氏比：0.3； 支撑辊的浦松氏比：0.3； 板层厚度：2.02mm； 进入薄带的厚度：0.45、0.40、0.35或0.32mm； 薄带的出口厚度：0.3mm； 薄带的宽度：1000mm； 特定的前面拉力：165N/mm； 特定的背部之里面拉力：160N/mm； 旋转的速度：1000m/min； 磨擦系数：0.017； 在进入的薄带的初次隆起：0mm； 定义来自边缘的薄带隆起的点：25mm； 工作轧辊弯曲力：0、50、100或150kN/chock. 轧制力由福特-希尔公式计算 B是轧制前的薄带的宽度，拉力因数，被描述的变形阻力，由下列方程得:是一个常数，污染率，写在底下的指示静止的和是静止的变形阻力一个常数，在这一公式=740MPa，m和n是常数，m=0.01和n=0.23，是平均的整体还原被描述为是板层厚度是一个常数。(0.75)半径是一将工作辊的半径变平卷能被Hitchcock模型推论：b是轧制、H薄带的宽度，h薄带的出口厚度，操作轧辊半径，CHHitchcock系数和F轧制力。能被描述为 (17)磨擦系数。工作辊和支撑辊的挠度使用简单梁理论计算弯曲和剪切。基于影响力功能方法，模拟程序表在个人计算机上发展起来。,获得为不同的轧制薄带入口的厚度，弯曲力和工作的状态或没有边缘接触力；旋转的力、中间的力，边缘接触力和薄带的轮廓。板层厚度是2.02毫米，薄带的出口厚度是0.30毫米和弯曲力是零。进入厚度的效果在特定的力上的薄带在图6被显示。它能被见到，旋转的力增加当进入薄带的厚度增加。因为还原增加当做薄带的进入厚度增加，它也被见到那中间的力增加当进入厚度薄带增加，而且它在边有一个逐渐增加的趋势由于边缘接触工作轧辊快速前进。当进入厚度是0.32毫米，边缘接触力是零，这方法没有边缘接触。边缘接触力用薄带(还原)的进入厚度的增大，那边缘工作轧辊的接触变得更重要当薄带增大的进入厚度，有一重要的在中间的力方面的影响力。图7表演薄带的出口厚度的分布对于不同进入厚度的薄带。当进入厚度薄带增大它能被见到那出口薄带的隆起增加(也见表1)因此，即使工作轧辊连络超过薄带的边当弯曲力是零，被卷的薄带的轮廓变成具有进入厚度的增加。图6入口厚度在特定地带的影响图7入口厚度在轮廓地带的影响板层厚度是2.02毫米，进入厚度0.40毫米，出口厚度0.30毫米，弯曲力是零。特定的力作用下的效果边缘接触如图8所示。它能反应当边缘接触的时候，在薄带的边附近的旋转的力减少。因为边缘接触工作轧辊，边缘接触力增大和那中间的力超过薄带的边也增加。因此，旋转的力减少。边缘接触的效果在薄带的轮廓上在图9显示出来。很轻易能发现那出口薄带的隆起的减少。工作轧辊接触彼此的边缘(见表2)，因此工作轧辊的边缘接触能改良轮廓。如果没有在薄带中被应用的卷板机系统。图8特定力量对边缘的影响板层厚度是2.02毫米，进入厚度0.40毫米，出口厚度0.30毫米。弯曲特性方面的力的效果力在如图10所示。它能反应当弯曲力增大的时候在轧辊边缘的力的减小。然而，当宽度里面的中间的力使薄带减少，然后在边缘附近增的力和那当弯曲应力增加的时候，就能操作轧辊。因为边缘接触的效果，接近的中间力工作的边缘卷桶稍微增加。当弯曲力增加，中间增大力时，使工作的边缘卷桶变得更重要。我们能看到边缘接触力减少，弯曲力增加的时候，表示那边缘接触力可能是可以忽略的。这时弯曲应力150kN/chock。当弯曲力增大时，薄带的轮廓变成比较的弯曲。(见到图11)因此，减少边缘接触力而有效的改良边缘变形的方法就是增大弯曲应力。图9边缘接触对薄带边缘的影响图10弯曲力的影响图11边缘地带弯曲力的影响这是一个研究轧辊在轧制过程中通过模拟边缘力和弯曲应力而改善轧辊作用下薄带边缘变形的模型。结果表示那些特定的力，像是旋转的力，中间的力而且对于薄带轧制这种特殊的生产过程所造成的特别的影响。当薄带的厚度增加的时候，那边缘接触力增大，工作的边缘接触轧辊变得非常重要，在中间施加作用力所产生的中还要得效果就是使，出口薄带的形变成很小的。如果没有弯曲应力的作用，薄带在出口处的隆起将会减小，工作辊边缘的变形也随之减小。因为边缘接触能改良薄带的轮廓，因此各个生产厂家已经引入了边缘检出应力分析的装置来提升薄带生产的产品质量。在这些装置的作用下，薄带的变形变的微乎其微。因此，增加弯曲和应力能够在成产过程中很大程度上减小薄带边缘在工作辊作用下的变形。致谢这项工作受到一个澳大利亚研究理事会的支持。附录2Effect of rolling parameters on cold rolling of thin strip during work rolls edge contactIn some cold rolling mills, a problem has been found that the sides of work rolls touch and deform when thin strip is rolled. The problem of work roll contact at the edges, which forms a new deformation feature in rolling, is analyzed. In this paper, the authors focus on the research of the effects of rolling parameters on specific force such as rolling force, intermediate force, edge contact force and the profile of thin strip in cold rolling when the work roll edges contact. An influence function method is developed to simulate this special rolling process. Based on numerical simulation, the effects of the rolling parameters on the mechanics and deformation of the cold rolled thin strip are obtained. Numerical simulation tests have verified the validity of this developed method.A cold rolled thin strip is widely used in the electronic and instrument industries. With the rapid development of science and technology, thin strip has been finding more and more applications in industry. In general, this kind of strip is produced by a tandem cold rolling mill where the work rolls are flattened to a non-circular deformed shape.At et al. developed a robust model for rolling of thin strip and foil and carried out the experimental measurements of load and strip profile during thin strip rolling. In thin strip rolling, a comparison of methods to estimate the roll torque and a modified method for lateral spread has also been conducted. et al. calculated the elastic deformation of strip, and the shape, profile and flatness of strip in cold rolling of thin strip. Elastic deformation of the rolls brings about problems of profile, shape and flatness. The problem on how to improve its shape and flatness, and the dimensional accuracy has always been of major interest to the steel manufacturers. Researchers have found solutions to these problems by introducing new types of mills, such as continuous variable crown (CVC) and pair cross (PC) mills equipped with roll shifting roll crossing and work roll bending. These are rolling processes where the work rolls do not contact each other when relatively thick strip is rolled.In some cold rolling mills, for example, it has often been found that the edges of work rolls touch and deform (see Fig. 1) when the thin strip is rolled. The problem of work roll contact at the edges should be considered in an analysis of the cold rolling of thin strip, which forms a new deformation feature. In this case, the models of deformation and mechanics are different from the traditional cold rolling processes of strip. Not only the distribution of the roll pressure will change when the work rolls contact beyond the edges of the strip, but also the deformation model of work rolls, friction at the interface of the rolls and the strip and work roll wear. How to determine the rolling force, intermediate force, edge contact force and profile of the strip, to improve its quality when the work rolls contact beyond the edges of the strip is the main feature of this study. The authors focus on the research of the effect of rolling parameters on specific force and profile of thin strip in cold rolling, which is a highlight of this paper.Edwards and Spooner also described briefly deformation compatibility relationship for the cold rolling of the thin strip when the work rolls contact beyond the edges of strip by an analysis method. But up to now detailed results have not been reported. In this study, an influence function method has been developed to simulate this special rolling process. Based on the numerical simulation, the effect of the rolling parameters on the mechanics and deformation of the cold rolling of thin strip are obtained. Numerical simulation tests have verified the validity of this developed method. The calculation of the deformed rolls is based on the displacement compatibility relationships between the work roll and backup roll, work roll and thin strip, and the work rolls. Due to symmetry of the left and right sides of the rolls at the central line of the roll barrels, one-half of the roll barrels is selected as a research objective, and the equal divided zone is shown in Fig. 2. The rolling pressure and the pressure between the work roll and backup roll are uniform in zone. The deformations of the rolls and the strip are described in Fig. 2. The deformed work roll profile is obtained by calculating the roll deflections due to bending, shear and effect of Poissons ratio, bending moment, interference between the work roll and the backup roll, and work roll flattening, which are described in the following paragraphs.Beam theory for the bending and shear components has been widely employed to calculate the roll deflections. A typical roll deflection model under the effect of point load is shown in Fig. 3.The roll deflection of the beam under the effect of bending at a position x can be described as follows:Where E is the Youngs modulus, I the second moment of areaand the point loadsAccording to OConnor , the deflection of the neutral axis for short stubby beams due to shear is given byWhere is the cross-sectional area and G the shear modulus of the beam?If there is a bending moment, the deflection of the neutral axis can be illustrated in Fig. 4 and expressed as follows:Where is the Poissons ratio, M the bending moment, and R(x) the radius of the roll at x position.The deflection of the roll neutral axis due to the effect of Poissons ratio on the movement of the surfaces isGiven byWhere is the work roll radius?Based on the assumption of two infinitely long elastic cylinders in contact, the interference under inter-roll pressure can be described as followsWhere is the interference between the work roll and backup roll; subscripts and refer to the work roll and backup roll, respectively. And are determined By the following equation:Where is the Poissons ratio? Based on the contours of the rolls, the interference between the work roll and backup roll can be calculated as follows Where is the total roll interference at the strip , the total backup roll-axis deflection, and CB(x) the total backup roll crown including ground crown, thermal crown and roll wear. The total work roll-axis deflection, and CW(x) the total work roll crown including ground crown, thermal crown and roll wear.Work roll flattening at the contact area of work roll and strip can be described as followsWhere B is the strip width, and is given byWhere p(x) is the rolling pressure, and b1 and b2 are constants determined by experiments. For mild steel (0.10.25% C), b1 and b2 are estimated as 32.92 and 0.86 mm/, respectively. When rolling tinplate, the strip can be very thin and the deflection of work rolls can be sufficient to result in work roll contact beyond the edges of the strip. Nowadays the roll bending systems are employed to separate work rolls from touching each other beyond the edges of the strip. The interference between work rolls can then be calculated as follows: Where is the width of work roll barrel, the exit strip thickness at the strip ?Given in Fig. 5, the left and right hand sides beyond the edges of the strip being rolled are named roll edge contact region. p_(x) and p_(x) are contact pressures between the work rolls at the left and right hand contact regions, respectively.Given below are values of the important parameters used in the simulation for cold rolling: Diameter of the work roll: 400 mm; Diameter of the backup roll: 1200 mm; Length of the work roll barrel: 1600 mm; Length of the backup roll barrel: 1600 mm; Initial crown of the work roll: 0.0 mm; Initial crown of the backup roll: 0.0 mm; Center distance between housing screw: 2700 mm; Center distance between bending cylinder: 2700 mm; Youngs modulus of the work roll: 220 000 N/mm2; Youngs modulus of the backup roll: 22 000 N/mm2; Poissons ratio of the work roll: 0.3; Poissons ratio of the backup roll: 0.3; Slab thickness: 2.02 mm; Entry thickness of strip: 0.45, 0.40, 0.35 or 0.32 mm; Exit thickness of strip: 0.3 mm; Width of strip: 1000 mm; Specific front tension: 165 N/mm2; Specific back tension: 160 N/mm2; Rolling speed: 1000 m/min; Friction coefficient: 0.017; Initial crown of strip at entry: 0.0 mm; Defining point of strip crown from edge: 25 mm; Work roll bending force: 0, 50, 100 or 150 /chock.Rolling force is calculated by using BlandFordHill modelwhere B is the width of strip before rolling, the tension factor, kp the deformation resistance which can be described by the following equation:where is a constant, the stain rate, subscript s indicates static andwhere is the static deformation resistance, which is determined under a constant stain rate 103 s1, k0 a constant, in this simulation k0 = 740MPa, m and n are constants, m = 0.01 and n = 0.23, m is average integral reduction which can be described asWhere H1 is slab thickness andwhere is a constant (0.75). R_ is a flatten radius of work roll which can be deduced by Hitchcock model:Where is the width of strip after rolling, H, h the entry and exit thickness of strip, respectively, R the radius of the work roll, CH the Hitchcock coefficient 9, and F the rolling force. DP can be described as (17)where is the reduction and the friction coefficient.Deflections of the work roll and backup roll are calculated by using simple beam theory for bending and shear.Based on the influence function method, a simulation program was developed and performed on a PC. For different entry thickness of strip before rolling, bending force and the status of the work roll with or without edge contact, the rolling force, intermediate force, edge contact force and strip profile are obtained.The slab thickness is 2.02mm, exit thickness of strip is 0.30mm and bending force is zero. The effect of entry thickness of strip Hen on specific force is shown in Fig. 6. It can be seen that the rolling force increases when the entry thickness of strip increases. Because the reduction increases as the entry thickness of strip increases. It is also seen that the intermediate force increases when the entry thickness of strip increases, and it has an increasing trend at the side of work roll barrel due to the edge contact. When the entry thickness is 0.32 mm, the edge contact force is zero; this means that there is no edge contact. The edge contact force increases with the entry thickness of strip (reduction). The edge contact of work rolls becomes more significant when the entry thickness of strip increases, which has a significant influence on the intermediate force. Fig. 7 sho
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