热装组合式冷轧支承辊热装过盈量范围研究

董永刚,宋宏军,史　卫,宋和川,张岩岩

(1.燕山大学 机械工程学院，河北 秦皇岛 066004;2.国家冷轧板带装备及工艺工程技术研究中心，河北 秦皇岛 066004)



热装组合式冷轧支承辊热装过盈量范围研究

董永刚1,宋宏军1,史卫1,宋和川1,张岩岩2

(1.燕山大学 机械工程学院，河北 秦皇岛 066004;2.国家冷轧板带装备及工艺工程技术研究中心，河北 秦皇岛 066004)

摘要：为确定准确的组合式支承辊热装过盈量范围，考虑了辊套尺寸及其物理性能参数、辊套内表面状态以及轧制条件的影响，推导出了考虑扭矩传递、辊套热膨胀以及辊套表面状态的最小过盈量计算公式以及考虑辊套屈服强度以及等效应力的最大过盈量计算公式，分析了辊套厚度、热装配合面摩擦系数、辊套屈服强度以及轧制过程中传动方式、辊套外表面温度等参数对热装过盈量范围的影响规律，并且基于ABAQUS软件模拟了不同过盈量、辊套厚度时的等效应力并与解析结果进行了比较。研究结果表明：辊套厚度每增大50mm，过盈配合所需最小过盈量减小0.03mm左右，而最大过盈量减小0.07mm左右；辊套屈服强度每增大50MPa，过盈配合可选的最大过盈量增大0.08mm左右;辊套外表面温度每升高5℃，过盈配合所需最小过盈量增大0.06mm左右。

关键词：组合式； 支承辊；过盈量；辊套厚度； 装配应力

0引言

目前国内冷轧支承辊普遍通过整体铸造或整体锻造方法制造，支承辊经过数次磨削后因轧辊直径过小不能正常轧制而不得不更换整根支承辊，因此冷轧支承辊的辊耗非常大[1,2]。与整锻支承辊和复合铸造支承辊相比，组合式支承辊辊套体积小重量轻，淬火时可以保证其良好的淬透型，从而提高辊身的耐磨性和疲劳寿命。辊芯和辊颈处经过热处理可获得非常好的强韧性，可承受较大的冲击载荷，可显著降低断辊事故的发生[3-5]。

热装组合式支承辊结构简单，辊套内侧无需加工键槽或内螺纹，完全由热装配产生的装配应力来保证辊套和辊芯表面有效结合，因此对装配应力的要求比较高，需要严格控制辊套和辊芯热装配后的装配应力。影响辊套与辊芯热装后应力分布及性能的因素主要包括轧辊尺寸、过盈量、热装配面间摩擦系数以及轧制条件等因素[6-10]。

热装配应力对组合式轧辊的性能有很大的影响，如果太小，轧制过程中会引起辊套和辊芯结合面的相对滑动，轧制过程中轧辊容易出现偏心，对带材的尺寸精度和板形有较大影响。反之如果热装配应力过大，轧制过程中很容易导致结合面处疲劳损伤，受到较大的冲击载荷时甚至会导致辊套和辊芯配合失效。而过盈量是影响辊套装配应力的最直接因素，辊套与芯轴热装过盈量小，轧辊使用过程中辊套与辊芯可能会发生相对运动；热装过盈量大,辊套内部产生的周向拉应力大，轧制过程中周期性的拉压应力变化下辊套与芯轴结合面处很容易发生疲劳损坏，辊套内径附近甚至会发生塑性变性，严重的还会发生胀裂导致辊套报废。因此，确定合理的辊套尺寸以及准确的热装工艺参数对于避免辊套失效以及辊套材料潜能的发挥具有非常重要的意义。

为了确定准确的组合式支承辊热装工艺参数，将工作辊传动和支承辊传动分开来考虑，根据轧机设备条件、组合式支承辊结构参数和物理性能参数以及表面状态确定合理的热装过盈量，分析辊套厚度以及装配表面摩擦系数对热装过盈量的影响规律，并通过有限元模拟热装过程以得到过盈量、辊套厚度以及装配表面摩擦系数等热装工艺参数对热装应力的影响规律，为热装组合式支承辊的设计提供理论依据。

1最小过盈量的确定

1.1过盈配合面承受转矩与过盈量及摩擦系数之间的关系

辊套与芯轴间热装配过盈量对于热装组合式支承辊的性能起着关键性的影响。工作辊传动的四辊轧机，配合过盈应满足以下具体要求：克服支承辊轴承中的摩擦力矩和支承辊加减速惯性力矩，使支承辊在允许的工作温度下工作时辊套不因受热膨胀而松动，并能消除配合表面不平度的影响[11-13]。在支承辊传动的四辊轧机中，辊套与芯轴配合面还须能传递支承辊的传动扭矩。

由文献[13]，滚动轴承摩擦力矩由下式得到：

(1)

式中Cl——载荷系数，取0.15～0.3；

μ0——轴承摩擦系数，取0.0025；

dm——轴承平均直径，为轴承内径和外径的平均值 (mm)；

Pz——轧制力 (kN)；

γ——支承辊轴承润滑剂运动黏度，取25mm2/s；

n ——支承辊转速，取100～300r/min；

支承辊加减速过程过盈配合面惯性力矩由下式得到

(2)

式中ρ——支承辊材料密度，取7.85kg/m3；

l ——支承辊辊套长度，mm；

β——支承辊加减速过程角加速度，取0.4～0.6rad/s2；

因此，过盈配合面承受转矩与过盈配合面径向应力的关系可表示为：

Mf+Mv+Mz=fPπ(D-2tm)l

(3)

将公式代入，可得到承受过盈配合面转矩所需的辊套和辊芯过盈量为

(4)

式中f——装配面间的摩擦系数；C1、C2——与组合式支承辊结构尺寸及性能有关的系数，由下式得到

(5)

(6)

1.2补偿辊套热膨胀以及配合面状态的过盈量

由于冷轧过程中辊套受热膨胀以及配合表面不平的影响，需要对过盈量进行补偿，补偿辊套受热膨胀松动所需过盈量可表示为

δt=α(T-T0)(D-2tm)103

(7)

式中T0——支承辊初始温度，可取20℃；

T ——辊套的平均温度(℃)，由下式得到

(8)

式中T1——辊套内表面温度，冷轧时可取30℃；

T2——辊套外表面温度，冷轧时取60℃～70℃；

保证轧制过程中热装组合式支承辊结合面的牢固，由于配合表面不平需补偿过盈量可表示为

δr=6(Rα1+Rα2)

(9)

Rα1、Rα2——辊套与芯轴装配面的轮廓算术平均偏差值，其装配面的表面粗糙度为0.4～0.2时，选取范围为：0.8μm～1.6μm；

1.3最小过盈量的确定

综合考虑过盈配合面承受转矩、辊套受热膨胀以及配合表面状态的影响，过盈配合所需最小过盈量可表示为

δmin=Sδ(δm+δt+δr)

(10)

式中Sδ——过盈量安全系数，取1.1；

2最大过盈量的确定

2.1过盈配合面等效应力模型建立

辊套和辊芯过盈配合面处的径向应力σr、周向应力σθ可分别表示为：

σr=-P

(11)

(12)

由热装后的几何条件，即辊套内径与辊芯外径相等可得到辊套热装压力与过盈量之间的关系为：

(13)

式中E1、E2——辊芯、辊套的弹性模量(Mpa)；

γ1、γ2——辊芯、辊套的泊松比；

P——辊套和辊芯装配表面径向应力绝对值(Mpa)；

根据弹性力学方法，在辊套和辊芯装配表面处时径向应力和周向应力均达到最大值，根据形状改变能密度理论(即第四强度理论)，可得到装配表面等效应力，即辊套最大等效应力

(14)

2.2最大过盈量确定

从保证辊套与芯轴相对固定保证轧辊安全系数的角度考虑，过盈量应在辊套强度极限应力允许的情况下取最大值。另一方面过盈量若取得太大，辊套与芯轴结合面处产生的应力在轧制过程中遇到突变载荷下就可能会超过许用应力，特别是辊套热处理以后材质较脆，热装配或其后的机加工(如磨床磨削辊型)过程中易开裂[10-13]。

σmax*=

(15)

式中Sσ——应力安全系数，取3.0～4.0；

[σ]、σs——辊套许用应力及屈服强度，MPa

由上式可得到最大过盈量为

δmax=

(16)

3热装工艺参数、辊套状态以及轧制条件对过盈量范围的影响

为了定量研究各个因素对于过盈量大小的影响，特以某1220冷轧机组第一机架为背景，辊套材料选用4Cr5MoVSi，辊芯材料选用35CrMo。辊套屈服强度取550～650MPa，考虑工作辊传动和支承辊传动的区别，应用理论公式对热装组合式支承辊在不同辊套厚度、不同装配面摩擦系数时装配所需要的最小过盈量进行计算，并得到不同过盈量和辊套厚度时的装配应力，计算条件如表1所示，计算结果如图1～图4。

表1　设备及轧制工艺参数

图1为最大轧制力1200吨、过盈配合面摩擦系数0.15、最大接触弧长80mm以及最大力臂系数0.42条件下，不同辊套厚度时辊套与心轴热装配所需最小过盈量。为最小辊套厚度170mm及最大轧制力1200吨条件下，不同装配面摩擦系数时辊套与心轴装配所需最小热装过盈量。

图1　补偿转矩所需的最小过盈量

图2补偿辊套热膨胀过盈量

由图1可知，相同条件下工作辊传动时补偿转矩所需的最小过盈量仅为支承辊传动时的1/4左右，随着辊套厚度增大，呈非线性减小趋势，配合面摩擦系数增大0.05，减小0.0035mm左右。由图2可知，补偿辊套热膨胀所需最小过盈量随着辊套厚度增大呈线性减小趋势，而且辊套外表面温度每增大5℃，将增大0.06mm左右。

(a)T2=65℃　　　　　　　　　　　　(b)f =0.15

如图3(a)所示，辊套外表面温度为65℃时，随着摩擦系数和辊套厚度增大，最小过盈量均减小。如图3(b)所示，过盈配合面摩擦系数0.15时，随着辊套外表面温度的升高最小过盈量明显增大。

(a)不同辊套屈服强度(安全系数3.5)　　　　　　　　(b)不同安全系数(辊套屈服强度600MPa)

由图4(a)可知，随着辊套屈服强度提高，过盈配合可取的最大过盈量明显增大，辊套屈服强度每增大50MPa，过盈配合可选的最大过盈量增大0.08mm左右;由图4(b)可知，所选应力安全系数越高，过盈配合可取的最大过盈量明显减小，安全系数每提高0.5，过盈配合可选的最大过盈量减小0.14mm左右。

4基于ABAQUS软件的组合式支承辊热装过程有限元模拟

由于最大过盈量的准确性与辊套的寿命和使用安全有直接关系，而最大过盈量又主要由热装过程过盈配合面等效应力来确定，并且由于过盈配合面应力分布测量比较困难，因此利用有限元软件ABAQUS模拟了不同过盈量及辊套厚度时热装过程等效应力并与解析计算模型结果进行了对比。以表1所示设备参数在ABAQUS/CAE中建立了分析模型，单元类型为C3D8I，即八结点线性六面体单元、非协调模式。然后利用ABAQUS/Standard进行热装应力应变的模拟，模拟结果如图5～图8所示。

(a)0.5mm　　　　　　　　(b)0.6mm　　　　　　　　(c)0.7mm

(a)0.5mm　　　　　　　　(b)0.6mm　　　　　　　　(c)0.7mm

(a)170mm　　　　　　　　(b)220mm　　　　　　　　(c)270mm

(a)170mm　　　　　　　　(b)220mm　　　　　　　　(c)270mm

表2　装配表面等效应力结果比较

如图6、图8、图9所示，装配表面大部分等效应力值基本不变，模拟结果取此值为有效等效应力，而在辊套与辊芯沿轴向的结合面在外侧区域等效应力突然变大(距离边部大约100mm处)，原因为辊芯直径在辊颈处突然变小，辊套内径处的应变偏大，因此在外侧等效应力值增大。如表2所示，装配应力随着辊套厚度和过盈量的增加而增大，这与图10所示计算结果一致，且计算结果与模拟结果的误差不超过5%。

5结论

随着辊套厚度增大，过盈配合所需最小过盈量和最大过盈量均减小，辊套厚度每增大50mm，过盈配合所需最小过盈量减小0.03mm左右，而最大过盈量减小0.07mm左右；

随着辊套屈服强度提高，过盈配合可取的最大过盈量明显增大，辊套屈服强度每增大50MPa，过盈配合可选的最大过盈量增大0.08mm左右；

随着组合式支承辊工作状态下辊套外表面温度升高，过盈配合所需最小过盈量增大，辊套外表面温度每升高5，过盈配合所需最小过盈量增大0.06mm左右；

随装配结合面摩擦系数的增加，热装配所需最小过盈量呈下降趋势。摩擦系数每增大0.05，热装所需最小过盈量下降0.01mm.

参考文献：

[1] 于瑞芝，刘成业. 我国支承辊材料的发展过程及热处理工艺简介[J].大型铸锻件,2007(5):46-48.

[2] 向勇，杨建军，刘建华. 组合式轧辊轧制过程的稳定性分析[J].中南大学学报:自然科学版,2009(1):164-168.

[3] Kima H Y, Kimb C, Bae W B, et al. Development of optimization technique of warm shrink fitting process for automotive transmission parts(3D FE analysis)[J].Journal of Materials Processing Technology,2007(187-188)：458-462.

[4] Golozar M A. Optimizing the Microstructure and Mechanical Properties of cast Hot Rolling Sleeves by Heat Treatment[J].Materials and Manufacturing Processes, 2000(3): 377-394.

[5] Chen X, Balendra R, and Qin Y. A new approach for the optimization of the shrink-fitting of cold-forging dies[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2004(2):215-223.

[6] Vallieres G,DuQuesnay D . Fatigue life of cold‐expanded fastener holes with interference‐fit fasteners at short edge margins[J].Fatigue Fract Engng Mater Struct, 2015(5):574-582.

[7] Wu H M, Liu H M,Yu B Q,et al. Determination of interference fit value on entire roller embedded shapemeter roll[J].Journal of Central South University, 2014(12):4503-4508.

[8] Gallio G,Marcuccio G,? Bonisoli E ,et al.Study of the interference contribution on the performance of an adhesive bonded press-fitted cylindrical joint[J].International Journal of Adhesion and Adhesives, 2014(4):76-84.

[9] Kleditzsch S,Awiszus B,L tzer M ,et al. Steel-aluminum Knurled Interference Fits: Joining Process and Load Characteristics[J].Procedia Engineering, 2014,81:1982-1987.

[10] Gallio G,Lombardi M ,Rovarino D ,et al. Influence of the mechanical behaviour of different adhesives on an interference-fit cylindrical[J]. International Journal of Adhesion and Adhesives,2013(6):47-52.

[11] Shi J Y, Xie G S, Chang J Y, et al. Effect of Valence Electron Structure on Temper Process and Hardness of the Supersaturated Carburized Layer[J].Journal of Wuhan University of Technology Mater,2010(1):127-134.

[12] Biron G , Vadean A , Tudose L. Optimal design of interference fit assemblies subjected to fatigue loads[J].Structural and Multidisciplinary Optimization, 2013(3):441-451.

[13] 朱爱华, 朱成九, 张卫华. 滚动轴承摩擦力矩的计算分析[J].轴承，2008(6):15-18.

(责任编辑：孙文彬)

Research on the Shrinkage Range for the Composite Back-Up Roll in the Strip Cold Rolling

DONG Yong-gang1, SONG Hong-jun1, SHI Wei1, SONG He-chuan1, ZHANG Yan-yan2

(1. College of Mechanical Engineering, Yanshan University, Qinhuangdao Hebei 066004, China;2. State Engineering Technology Center of Equipment and Processing about Plate and Strip Cold Rolling,Yanshan University, Qinhuangdao Hebei 066004, China)

Abstract:During the shrinkage fit process of the composite back-up roll by the roll sleeve and the roll mangle, the shrinkage fit parameters, such as the thickness of roll sleeve, the shrink range and the friction coefficient of fitting surface between the roll sleeve and the roll mangle, influence the performance of composite back-up roll greatly. To determine the shrinkage range, the working roll drive and back-up roll drive were taken in account individually, and the influence of the condition of strip cold rolling and the size and mechanical property parameter of roll sleeve and roll mangle were considered. The equations for calculating the shrinkage range and assembly stress were then proposed. On the base of these equations, the influences of the thickness of roll sleeve and the friction coefficient of fitting surface on the shrinkage range were analyzed. Moreover, the shrinkage fit process of the composite back-up roll was simulated by the ABAQUS based on the FEM methods, and the results of effective stress were compared with the analytical results. The results indicated that the minimum shrink range would decrease by 0.03mm and the maximum shrink range would decrease by 0.07mm with the increase of the thickness of sleeve by 50 mm, and the maximum shrink range would increase by 0.08mm with the increase of yield strength by 50 MPa. Moreover, the minimum shrink range increased by 0.06mm with the increase of the outer surface temperature of sleeve by 5 degrees Celsius.

Key words:composite; back-up roll; shrinkage fit; thickness of roll sleeve; assembly stress

中图分类号：TG335.4

文献标识码：A

文章编号：1009-7961(2016)01-0001-07

作者简介：董永刚(1974-)，男，陕西岐山人，副教授，博士，主要从事弹塑性变形理论、复杂应力状态下接触面微动损伤机理研究。

基金项目：河北省博士后科研项目一等资助;河北省自然科学基金钢铁联合研究基金(E2015203431)

收稿日期：2015-10-20