摘要：WS 600/450－16×5000型數(shù)控軋輥磨床存在床頭箱啟動力偶矩不夠、磨削后軋輥圓度超標、磨削表面產(chǎn)生振痕。對相關(guān)缺陷分析，進行改善維修。

寶鋼熱軋廠現(xiàn)有HERKULES公司產(chǎn)WS600/450一16×5000型數(shù)控磨床一臺，承擔(dān)帶軸承箱的Fl一7精軋工作輥的磨削。該磨床zui大加工直徑1.2m，zui大加工重量16t，zui大加工長度5m。該類磨床在國內(nèi)鋼鐵業(yè)冷熱軋生產(chǎn)線中廣泛應(yīng)用，采用其自己開發(fā)的HCC數(shù)字控制系統(tǒng)，軟件運行穩(wěn)定，人機界面友好。但磨床整體剛性略顯得不夠（針對寶鋼2050熱軋輥來說）。特別寶鋼熱軋線大量投入使用Fl一3高速鋼工作輥后，使得該磨床狀態(tài)在高負荷下性能欠佳。

    一、床頭箱啟動力偶矩不夠

    大直徑熱軋輥在啟動時的驅(qū)動力偶矩很大，原設(shè)計的床；箱一級傳動皮帶打滑。大負荷時實測，75kW的床頭箱直流電毛啟動電流在208A時，電機皮帶盤打滑。

    1．托架兩托瓦分布形式不合理（圖1）

    寶鋼2050熱軋精軋工作輥的zui大重量約為10t，兩個軸承座每個約重3t，后者已由兩個液壓軟支撐承擔(dān)了。因此，作用在軋輥靜態(tài)時的受力分析如下：
    假定重力W=9.81×104N
    底瓦支撐力F_b＝W/cosl6. 5°= 1. 04 W, N
    側(cè)瓦支撐力F_s＝W•tgl6.5°=0.296W, N
    軋輥旋轉(zhuǎn)時（底瓦處的摩擦因數(shù)為μ1，側(cè)瓦處為μ₂）則：
    底瓦處摩擦力＝F_bμ₁＝1.04 Wμ₁ ，N
    側(cè)瓦處摩擦力＝F_sμ₂=0.296 Wμ₂  ，N
    從而可知，床頭箱驅(qū)動軋輥旋轉(zhuǎn)的驅(qū)動力FD為：
    F_D （摩擦力之和）=（1.04μ₁十0.296μ₂） W, N
    托架的圓弧半徑R=0. 315m，因此軋輥旋轉(zhuǎn)的驅(qū)動力偶距T為：
    T= F_D•R＝0.315（1.04μ₁＋0.296μ₂）W，N•m     （1）
    如圖1，由于HERKULES公司的軋輥磨床托架采用的托瓦形式為90°側(cè)瓦（與垂直線夾角為90°）和較小傾斜角底瓦（與垂直線的夾角為16.5°）。可見，軋輥重量主要的依靠底瓦承擔(dān)。如（1）式結(jié)果，阻礙軋輥轉(zhuǎn)動的力偶矩集中在底瓦摩擦力偶距上。這是造成床頭箱啟動力偶矩不夠的一個因素。而德國WALDRICH公司生產(chǎn)的同類軋輥磨床，其托架兩托瓦分布形式為側(cè)瓦（與垂直線的夾角為65°）和底瓦（與垂直線的夾角為25°見圖2。兩片托瓦同時承擔(dān)軋輥重力F_s= W/cos25°=0.91 W, N；F_s= W/sin25°=0.42W,N；阻礙軋輥轉(zhuǎn)動的力偶距分散在兩片瓦上，便于軋輥啟動。

 

    另外，HERKULE公司90°側(cè)瓦的結(jié)構(gòu)形式，造成托瓦潤滑油在瓦的表面很難集聚，而不易與輥頸間形成油膜，因此在實際生產(chǎn)過程中（1WS600/450軋輥磨床性能失效分析和維修式中的μ₂  值將很大；16.5°底瓦使用的是干油潤滑，與稀油推滑相比（1）式所示的μ₁ 值也將很大。這也是造成床頭箱啟動力矩不夠的一個因素。而WALDRICH公司的托瓦形式有利于托瓦表面形成油膜，同時兩托瓦均采用稀油潤滑，減小了啟動力偶矩。

    2．床頭箱傳動級數(shù)不夠
    HERKULES公司該型號磨床床頭箱采用二級傳動結(jié)構(gòu)，一級為皮帶傳動，二級為鏈條傳動。各級傳動輪之間的直徑值相差很大，但傳動軸之間距離卻很近，造成皮帶的包角很小，損失了一部分轉(zhuǎn)矩。因此，雖然床頭箱電機功率為75kW，但傳動比過小，傳遞到花盤的轉(zhuǎn)矩不夠，是造成床頭箱啟動力偶矩不夠的另一個因素。而WALDRICH公司生產(chǎn)的同類軋輥磨床，床頭箱采用三級皮帶傳動結(jié)構(gòu)。床頭箱電機功率雖為50kW，但其傳動比大，傳遞到花盤的的轉(zhuǎn)距反而大很多。 

    3．改善維修
    軋輥驅(qū)動力偶矩不夠，的解決辦法是：在三角皮帶的松邊增加一套壓緊輪裝置（壓緊輪直徑l00mm）如圖3所示，使電機皮帶的包角增加到180°，并將原XPA3000的三角皮帶更換成XPA3150，可以有效提高傳動效率，避免啟動時電機打滑現(xiàn)象。

    同時改變原托架托瓦的出油方式，有效地降低（1）式中μ₁和μ₂的值，從而降低軋輥啟動時的阻力矩。采取的措施是：（1）將原托瓦外部滴油方式改為瓦內(nèi)出油方式并開油槽，以提高潤滑油的滯留時間，便于形成油膜降低摩擦力。（2）增加油管，將原底瓦干油潤滑方式改為稀油潤滑。

    二、軋輥磨削圓度超標

    磨削后軋輥傳動側(cè)的圓度偏差遠大于軋輥輥頸圓度偏差。當(dāng)軋輥輥頸圓度不佳時，磨削后軋輥傳動側(cè)圓度偏差容易超過0.1mm（同類軋輥磨床該值一般<0.05mm），且圓度偏差曲線始終呈橢圓形規(guī)律（如圖4）。

 

    1．分析
    為確定磨不圓的根源，在轉(zhuǎn)動軋輥時，對支撐軋輥托架各主要部位用百分表來測量振幅，參照圖1，其結(jié)果為：A為0.02mm；B為0.02mm；C為0mm；D為0.02mm；E為0.06mm。這些都是輥振動的來源。
    軋輥支撐輥頸圓度是軋輥磨削時的基準，該圓度直接影響軋輥磨削后的圓度。而左右托架剛度和與輥徑接觸精度也將直接影響軋輥的磨削圓度。從檢查的結(jié)果看，左右托架的剛性和精度是較差的。而E處的振幅是軋輥圓度誤差的主要來源。這與HERMES磨床90°側(cè)瓦，底瓦僅為16.5°斜角的結(jié)構(gòu)有關(guān)。磨床花盤夾頭為扁平夾頭，驅(qū)動時與軋輥扁頭點接觸，兩頭墊有多片碟形彈簧，緩沖驅(qū)動力。因此必然產(chǎn)生一對驅(qū)動作用力偶，向左的力偶基本由側(cè)瓦抵擋，而向右的力偶只有底瓦來抵擋。托架與床身的間隙、側(cè)瓦絲桿的間隙、瓦面的弧度等都將影響E處的振幅大小。可見，驅(qū)動力偶會使軋輥每旋轉(zhuǎn)一周作兩次向右的振擺。實測E處振幅數(shù)值達0.06mm，直接造成軋輥磨削后圓度超標。另外，橢圓形的磨后軋輥圓度偏差曲線，也印證了E處振幅偏大（一般磨后軋輥圓度偏差曲線應(yīng)呈偏心不規(guī)則圓型）。

    2．改善維修
    為提高圓度，采取以下措施：（1）鏟刮磨床床身導(dǎo)軌面與托架接觸面，要求每25mm ×25mm面積上的接觸點均勻地達到12點。（2）鏟刮巴氏合金托瓦，改善托瓦的弧面和軋輥輥頸的接觸面。通過帶軋輥旋轉(zhuǎn)，檢驗鏟刮效果。（3）更換側(cè)瓦絲桿，并校驗新絲桿自由間隙。修磨側(cè)瓦壓板內(nèi)表面，確保側(cè)瓦穩(wěn)定固定。（4）更換花盤夾頭碟形彈簧，合理調(diào)整夾頭與軋輥扁頭間隙。
    經(jīng)過以上維修后，實測E處的振幅降低到0.01～0.015mm。使連續(xù)磨削了12件軋輥后，軋輥圓度有了較大提高，圓度誤差在0.03mm以內(nèi)和0.05mm以內(nèi)的各有6件。

    三、磨后軋輥表面容易產(chǎn)生振痕

    1．分析
    磨削過程中，往復(fù)臺振動明顯，軋輥表面容易產(chǎn)生振痕。外圓磨床加工工件，表面產(chǎn)生振痕一般與砂輪主軸的剛性和軸承間隙有關(guān)。因此檢查砂輪主軸的軸向和徑向間隙。發(fā)現(xiàn)砂輪主軸與軸承的徑向間隙達0. 25mm。該值明顯偏大（出廠要求為0.1mm），這正是產(chǎn)生振痕的主要根源。

    2．改善維修
    解體砂輪主軸，在精密外圓磨床上對主軸的前后軸頸處作超精磨加工（磨削量0. 05mm），磨后圓度和圓柱度誤差都在0.002mm以內(nèi)，表面粗糙度為Ra0.02μm。另用膠木研磨軸，長度為前后軸頸總距離再加250mm，也在精密磨床上精磨兩個軸頸處，其尺寸為砂輪主軸軸頸精加工后實測尺寸加0.08mm。然后，調(diào)整主軸軸承的內(nèi)孔，使其尺寸比實際主軸軸頸尺寸小0.05mm。逐步刮研主軸承的內(nèi)孔，使研磨軸與軸承內(nèi)孔的接觸點數(shù)每25mm×25mm在12點以上。此時軸承與砂輪主軸的實際間隙在0.lmm以內(nèi)。zui后，用煤油*清洗軸承內(nèi)孔及全部軸承副，至少洗兩次，以保證間隙之間沒有任何異物。裝上兩條皮帶后轉(zhuǎn)動砂輪主軸，每擋速度開動半小時，逐步上升至工作轉(zhuǎn)速，溫度平衡后，可以增加皮帶數(shù)后開始試磨軋輥。
    為防止帶負荷磨削時主軸咬死，在裝砂輪前先用80mm×80mm×1500mm的木料，墊在砂輪主軸前端，人為作用約1000N外力（相當(dāng)于在主軸前端作用了約10000N的阻力），讓主軸按加工速度旋轉(zhuǎn)一段時間。如果一切正常，說明主軸的動力已可以承受10000N外力下的摩擦力，也就是說主軸及軸承的動力已可擔(dān)負砂輪主軸磨削時的磨削力了。重新測量此時砂輪主軸及軸承徑向空間間隙為0.11mm，已基本修復(fù)到出廠時的技術(shù)要求。再磨削軋輥時，振痕已有改善。