Yedek rulo kırılmasının analizi ve yapısal optimizasyonu

Özet: Bir yedek rulo kırılma kazasının nedeni soğuk haddeleme tesisi analiz edildi ve bir optimizasyon planı önerildi. Optimizasyon planını analiz etmek ve hesaplamak için sonlu eleman yazılımı kullanıldı. Optimizasyon planının uygulanmasından sonra, bir daha rulo kırılma kazası yaşanmadı.

Anahtar kelimeler: yedek rulolar; yapısal optimizasyon; sonlu elemanlar

Soğuk haddelenmiş şerit çeliğin üretim kapasitesi, bir ülkenin çelik endüstrisinin gelişmişlik düzeyinin önemli bir göstergesidir. Çelik endüstrisinin sürekli gelişmesiyle birlikte, büyük ve orta ölçekli çelik şirketleri çoğunlukla soğuk haddelenmiş şerit çeliği üretmek için sürekli asitleme-haddeleme kombine ünitelerini kullanırken, küçük şirketler hala çoğunlukla tek standlı geri dönüşümlü soğuk haddeleme ünitelerini kullanmaktadır.

Soğuk haddeleme tesisi şu anda iyi üretim durumuna sahip 1050 mm tek standlı soğuk haddeleme ünitesine sahiptir. Piyasa talebine uyum sağlamak için haddeleme tesisi ürün yelpazesini genişletmek üzere modifiye edilmiştir. Modifikasyondan sonra 1200 mm genişliğinde çelik sac üretme kabiliyetine sahiptir. Ünite yenilenip yükseltildikten sonra 1200 mm genişliğinde çelik sac üretmeye başlamıştır ancak üretim süreci boyunca yedek silindir kırılma kazaları sık sık meydana gelmiştir.

Bu amaçla yazar, işletmenin ihtiyaçlarına cevap verecek şekilde silindir kırılması kazasını analiz etmiş ve bir optimizasyon planı önermiştir.

Haddehanenin temel parametreleri

1050 mm tek standlı tersinir soğuk haddeleme tesisinin ana ekipmanları arasında bir sarma arabası, bir başlatma makinesi, bir ön sarma makinesi, bir ön boşaltma arabası, altı yüksek haddeleme tesisi bulunmaktadır.

Makinenin arkasında hidrolik makaslar, makinenin arkasında rulolar, makinenin arkasında boşaltma arabaları ve haddeleme makinesinin ana iletim cihazları vb. 0,16 ~ 1,4 mm kalınlığında ve 950 ~ 1200 mm genişliğinde şerit çelik üretir; ürün malzemeleri arasında karbon yapı çeliği, yüksek kaliteli karbon yapı çeliği, düşük alaşımlı çelik vb. bulunur; temsili kaliteler şunlardır: Q215, 08Al, SPCC, SPCD, SPCE , IF; üretim kapasitesi 220.000 t/yıl; ham malzeme kalınlığı: 3 ~ 3,5 mm, genişlik: 950 ~ 1 200 mm; maksimum malzeme mukavemeti σs ≤ 590 N/mm2, maksimum σb ≤ 900 N/mm2. Maksimum haddeleme kuvveti 12500 kN ve maksimum haddeleme hızı 850 m/mm'dir.

Kırık ruloların nedenlerinin analizi

Sahada yapılan anlayışa göre, rulo kırılma kazaları için belirli bir çalışma koşulu yoktur. Bazen rulo kırılma kazası haddeleme sırasında meydana gelir ve bazen de rulolar birbirine bastırıldıktan hemen sonra meydana gelir. Kırık ruloların konumu nispeten sabittir ve hepsi rulo boynundaki küçük bir olukta bulunur (bkz. Şekil 1, Şekil 2). Başlangıçta "oluktaki" gerilim yoğunluğunun çok büyük olduğu belirlenir.

Şekil 1 Sahada kırık silindirin resmi

Şekil 2 Mevcut yapı destek silindirinin yapısal diyagramı

Yapısal analiz yedek rulolar

Modifikasyondan önce yedek silindirin uzunluğu 1040 mm'dir (bkz. Şekil 3). Kullanıcı, dönüşüm sırasında orijinal parçaların tam olarak kullanılması ilkesine uyduğundan, silindir gövdesi uzatılırken diğer yapıların şekli ve boyutu mümkün olduğunca değiştirilmemeli ve silindirin genel uzunluğu maksimum ölçüde değiştirilmemelidir. Son olarak, destek silindir gövdesinin uzunluğu 1040 mm'den 1200 mm'ye uzatılmış ve toplam uzunluk 3336 mm'den 3356 mm'ye çıkarılmıştır. Ayrıca, silindir boynunun ve silindir gövdesinin birleşim noktasındaki orijinal "yuvarlak köşe + pah" geçiş yöntemi iptal edilmiş ve filetonun doğrudan geçişine dönüştürülmüştür (bkz. Şekil 4 ve Şekil 5)

Şekil 3 Değişiklikten önce yedekleme rulolarının yapısal diyagramı

Şekil 4 Değişiklikten önce yedekleme ruloları geçiş alanının ayrıntılı görünümü

Şekil 5 Mevcut yapıdaki yedekleme rulolarının geçiş alanının ayrıntılı görünümü

"Yiv"in bir gerilim yoğunlaşma alanı olduğu ve gerilim yoğunlaşmasının haddeleme kuvveti uygulandıktan sonra gerçekleşeceği görülebilir. Ancak, kullanım sırasında orijinal yapıda hiçbir silindir kırılma kazası meydana gelmedi. Modifikasyondan sonra, silindir boynu ile silindir gövdesinin birleşim noktasındaki malzemenin bir kısmı çıkarıldı, bu da silindir boynunun eğilme direncini azaltırken, "yiv" yapısı hala korundu. Gerilim yoğunlaşma riski yoğunlaşır ve kaza potansiyeli artar.

Yedek silindir tertibatı analizi

Yazar, modifiye edilmiş yedek silindir tertibatını, modifiye edilmeden önceki yedek silindir montaj çizimine ve kullanıcı tarafından modifiye edildikten sonraki yedek silindir parçaları çizimine dayanarak incelemiştir (bkz. Şekil 6). Yedek silindir, yedek silindir rulman yatağı ve omuz halkası hariç, resimdeki tüm parçalar orijinal parçalardır ve orijinal montaj teknik gereksinimlerine göre üretilmiştir.

Şekil 6 Mevcut yapı destek silindirinin montaj şeması

Yazar, inceleme süreci sırasında, yedek silindirin montaj işlemi sırasında, yapısal sınırlamalar nedeniyle, dört sıralı silindirik yatağın iç halkasının yuvarlatılmış köşelerinin yedek silindirin pahıyla temas halinde olduğunu ve omuz halkasına tam olarak oturamadığını tespit etti (bkz. Şekil 7). Sonuç olarak, dört sıralı silindirik yatağın iç halkası ve dış halkası eksenel yönde sabitlenemez. Yatağın iç halkası ve omuz halkası, termal montaj yoluyla destek silindirine monte edildiğinden, destek silindirine göre hareket edemezler. Bu şekilde, dört sıralı silindirik yatağın iç halkası ile omuz halkası arasında bir boşluk oluşacak ve konum, yedek silindirin "oluk" konumuyla neredeyse çakışacaktır. Üretim süreci sırasında, buradaki gerilim, haddeleme kuvvetinin etkisi altında daha da artacaktır.

Şekil 7 Yedek silindir tertibatının büyütülmüş görünümü

Optimizasyon planı

Yazar, yukarıdaki analiz aracılığıyla aşağıdaki iki optimizasyon çözümünü önermektedir (bkz. Şekil 8).

Şekil 8 Yedekleme silindiri optimizasyon planı

İki optimizasyon planında da rulo uzunluğu aynıdır. Dönüşüm gereksinimlerini karşılamak için orijinal tasarım "oluk" yapısının iptal edilmesi ve yuvarlatılmış bir R10 geçişine değiştirilmesi önerilir. Sadece rulo boynunun ve rulo gövdesinin birleşim noktasındaki geçiş alanı farklıdır (bkz. Şekil 8 (b), (c)). Şema 1'in geçiş alanı R30 büyük ark geçişini benimser; Şema 2'nin geçiş alanı R40 ark ve 25'i benimser. Eğimli-R20 ark kapsamlı geçiş.

Sonlu elemanlar analizi ve hesaplaması

Bu makalede, dört seçeneği analiz etmek ve hesaplamak için büyük ölçekli mühendislik analiz yazılımı Ansys/Workbench kullanılmıştır: kullanıcının orijinal tasarımı, kullanıcının değiştirdiği tasarım, optimize edilmiş tasarım 1 ve optimize edilmiş tasarım 2.

Modeli oluşturun

(1) Üç boyutlu katı bir model oluşturun

Destek silindirinin yapısı ve yük özelliklerine göre, yazar modelleme için destek silindirinin dörtte birini alır. Uygulanan yükleri ve kısıtlamaları gerçek çalışma koşullarına daha yakın hale getirmek için, dört sıralı silindirik yatağın iç halkası ve yedek silindir entegre edilir ve ara silindirin ve yedek silindir yatak yuvasının katı modeli oluşturulur (bkz. Şekil 9).

Şekil 9 3D katı model

(2) Ağ bölümü

Ağ, uzaysal hekzahedral elemanlar kullanılarak bölündü ve stres yoğunlaşmasının meydana gelebileceği alanlarda rafine edildi. Toplam 1.674.559 düğüm ve 460.071 eleman elde edildi (bkz. Şekil 10). Bu model, çoklu temas gövdelerinin doğrusal olmayan bir analiz modelidir.

Şekil 10 Orijinal tasarım şemasının ağ bölümü

(3) Sınır koşulları

1) Ara silindir ile destek silindiri arasında ve destek silindiri ile rulman yatağı arasında temas sağlayın.

2) Simetri düzlemine simetri kısıtlamaları uygulayın. Dikey sabit kısıtlamalar ara silindirin altına uygulanır.

3) Yatak yuvasına 312,5 t'luk çeyrek yuvarlanma kuvveti uygulayın.

Yazar orijinal tasarım şemasının sınır koşullarını verir (bkz. Şekil 11). Sınır koşulları aynı olduğundan, diğer üç şemanın sınır koşulları gösterilmemiştir.

Şekil 11 Orijinal tasarım şemasının sınır koşulları

Sınır koşulları eklendikten sonra model temel olarak kurulmuş olur ve hesaplama koşullarını sağlar.

Analiz ve hesaplama

Orijinal tasarım yapısının hesaplanması ve analizi sonrasında, bir von-mises gerilim dağılım bulut diyagramı elde edildi. Maksimum gerilim 358,57 MPa idi ve “oluk”ta görüldü (bkz. Şekil 12).

Şekil 12 Orijinal yapının stres bulutu diyagramı

Mevcut yapının hesaplanması ve analizinden sonra, bir von-mises gerilim dağılım bulut diyagramı elde edildi. Maksimum gerilim, "oluk"ta görülen 377.67 MPa idi (bkz. Şekil 13).

Şekil 13 Mevcut yapının stres bulutu diyagramı

Optimize edilmiş tasarım şeması 1'in hesaplanması ve analizinden sonra, von-mises gerilim dağılım bulut diyagramı elde edildi. Maksimum gerilim, silindir boynu ve silindir gövdesinin birleşim noktasındaki geçiş alanında görülen 325,3 MPa idi (bkz. Şekil 14). Optimize edilmiş tasarım şeması 2'nin hesaplanması ve analizinden sonra, von-mises gerilim dağılım bulut diyagramı elde edildi. Maksimum gerilim, silindir boynu ve silindir gövdesinin birleşim noktasındaki geçiş alanında görülen 287,85 MPa idi (bkz. Şekil 15).

Yedek silindir için seçilen malzeme YB-65 olup, akma dayanımı σs = 650 MPa olup, mandrelin maksimum gerilmesi ve güvenlik faktörü buradan elde edilmiştir (bkz. Tablo 1). Kullanıcının modifikasyonundan sonra yedek silindirin güvenlik faktörünün büyük ölçüde azaldığı ve bu nedenle yedek silindirin kullanılmasının riskinin arttığı görülebilir; optimum tasarım 2, optimum tasarım 1'den daha yüksek bir yapısal güvenlik faktörüne sahipken, son kullanıcı nihai çözüm olarak optimum tasarım 2'yi belirlemiştir.

Şekil 14 Optimize edilmiş tasarım çözümünün stres bulutu diyagramı 1

Şekil 15 Optimize edilmiş tasarım seçeneği 2'nin stres bulutu diyagramı

Tablo 1 Farklı yükler altında mandrel tarafından oluşturulan maksimum gerilim

plan	Maksimum stres (MPa)	Güvenlik faktörü
özgün tasarım	358.57	1.81
mevcut yapı	377.67	1.72
Optimize edilmiş tasarım 1	325.3	2
Optimize edilmiş tasarım 2	287.85	2.26

Çözüm

Bu optimizasyon planı fiili üretime ve uygulamaya alınmış olup, bir daha silindir kırılması kazası yaşanmamıştır.