提升機大型卷筒失效分析及其結(jié)構(gòu)改進

汪　飛，劉　權，汪輝興，王孝義（.安徽工業(yè)大學機械工程學院，安徽馬鞍山43000；.寶鋼集團上海梅山鋼鐵股份有限公司設備部，南京0039）

提升機大型卷筒失效分析及其結(jié)構(gòu)改進

汪飛1，劉權2，汪輝興1，王孝義1
（1.安徽工業(yè)大學機械工程學院，安徽馬鞍山243000；2.寶鋼集團上海梅山鋼鐵股份有限公司設備部，南京210039）

針對干熄焦提升機大型卷筒的失效問題，運用ANSYS軟件對卷筒結(jié)構(gòu)的強度進行分析，給出卷筒在正常載荷下的應力分布規(guī)律，分析其失效的原因。利用FE-SAFE軟件對該卷筒進行疲勞壽命分析，確定其容易出現(xiàn)疲勞破壞的位置，并預測卷筒的疲勞壽命。根據(jù)提升機卷筒的失效部位及其特點，對卷筒實施局部結(jié)構(gòu)改進措施，對比分析改進前后卷筒的應力分布規(guī)律，確定既添鑲?cè)τ衷霰诤竦木硗步Y(jié)構(gòu)綜合改良方案。研究結(jié)果可對提升機大型卷筒的改進設計與維修提供指導。

干熄焦卷筒；強度；應力；提升機

提升機是通過改變勢能進行運輸?shù)拇笮蜋C械設備，主要用于垂直提升或水平、傾斜拽引重物［1］。卷筒是提升機主要承載部件，擔負纏繞鋼絲繩、承擔全部提升負荷、進行動力傳遞、完成提升和下放重物等任務［2-3］。卷筒失效不僅影響提升設備正常運行，而且直接威脅生產(chǎn)安全。魏巍等［4］對提升機筒殼進行了靜力狀態(tài)下的三維有限元分析，計算木襯對筒殼應力分布及強度大小的影響。何風梅等［5］對卷筒支輪位置進行優(yōu)化設計以大幅提高卷筒的強度和剛度。然而，由于提升機的具體應用領域差異性，導致卷筒的結(jié)構(gòu)與尺寸不盡相同，難有普適性的設計指導。特別對于大型卷筒，往往用于重載生產(chǎn)，更需避免或減少失效發(fā)生，非常有必要進行針對性的具體分析。

某公司焦化廠干熄焦提升機卷揚滾筒直徑近2 m，是一種大型卷筒。該卷筒于2011年1月開始投用，于2013年11月9日發(fā)生失效，檢查發(fā)現(xiàn)該卷筒表面存在不同程度的筒皮開裂，進一步觀察發(fā)現(xiàn)支撐板處出現(xiàn)裂紋，而其他零件無損。提升機卷筒是干熄焦設備起吊的關鍵部件之一，在焦罐起吊過程中若出現(xiàn)嚴重斷裂將導致嚴重事故。因此，弄清裂紋出現(xiàn)導致早期失效的原因，對指導卷筒結(jié)構(gòu)改進，提高卷筒使用壽命具有重要工程實踐意義。

1　提升機卷筒的結(jié)構(gòu)參數(shù)及失效形式

1.1卷筒的結(jié)構(gòu)參數(shù)

如圖1所示，提升機卷筒為單層雙排結(jié)構(gòu)，主要由主動長軸、從動短軸、端蓋和支撐板等焊接而成。其總體尺寸為Φ1 730 mm×2 060 mm，筒體外徑1 623 mm，由44 mm厚筒皮鋼板卷制而成。在卷筒兩端170 mm處各有20圈螺旋繩槽，繩槽節(jié)距40 mm，其中左端為左旋繩槽，右端為右旋繩槽。在卷筒兩端法蘭595 mm處焊接支撐板，支撐板厚達28 mm。支撐板將筒體分隔成三部分，端部以32 mm厚的鋼板封頭，中間支撐板與筒身內(nèi)壁以3 mm高的臺階定位，支撐板與筒身采用單面角焊縫焊接連接。另外，鋼絲繩斷面半徑R1=19 mm，卷筒繩槽半徑R2=20 mm。提升機卷筒筒體由Q345B材料制成。

圖1　提升機卷筒結(jié)構(gòu)（mm）Fig.1 Structure of hoist drum（mm）

提升卷揚機共裝4根鋼絲繩和2個卷筒。每個卷筒的左右兩側(cè)分別由外向內(nèi)對稱纏繞1根鋼絲繩。鋼絲繩一端固定在卷筒的外側(cè)端部，另一端穿過焦罐吊具滑輪固定在提升框架的平衡臂上。因此提升機工作過程中由8根鋼絲繩同時承擔整個焦罐及其附件質(zhì)量（額定240 t）。由提升機額定起質(zhì)量和鋼絲繩股數(shù)可知，卷筒左右兩邊引出端鋼絲繩的最大靜拉力均為300 kN。

1.2卷筒的失效形式

裂紋主要分布在從動短軸端卷筒表面，在卷筒內(nèi)部支撐板對應部位的縱向位置發(fā)生整圈開裂；在主動長軸端卷筒表面也發(fā)生了開裂，但其裂紋較細、較短。進一步取樣分析表明，卷筒筒皮開裂起源于卷筒鋼板內(nèi)表面角焊縫根部，裂紋產(chǎn)生的原因是應力集中和材料性能不足。材料性能不足主要來源于焊接缺陷，故文中重點探討應力集中與疲勞破壞引起裂紋形成的可能性。

2　提升機卷筒有限元模型的建立及分析

2.1卷筒有限元模型的建立

提升機卷筒屬大型焊接型卷筒，其2塊支撐板焊接在卷筒內(nèi)表面。為精確獲取卷筒在支撐板附近的應力情況，應考慮支撐板與卷筒內(nèi)表面的焊接接觸。UG作為高端三維建模軟件，其定義的焊縫可被ANSYS識別，故用UG建立卷筒三維模型（如圖2），并定義其支撐板處的焊縫（如圖3），再將模型導出為x_t格式文件。

圖4　提升機卷筒有限元模型Fig.4 Finite element model of hoist drum

為了提高模型有限元分析精度和速度，對模型作以下處理：忽略卷筒表面的次要結(jié)構(gòu)（螺紋孔、倒角等）；卷筒為封閉良好的圓筒，金屬結(jié)構(gòu)各向同性；把繞在卷筒表面的鋼絲繩圈看作封閉圓環(huán)［6］。

選擇用于模擬3D實體結(jié)構(gòu)的8節(jié)點的實體單元Solid185劃分卷筒模型，且整個卷筒模型均采用六面體網(wǎng)格。因為六面體單元計算精度相對較高且對于復雜的曲面邊界適應性好。對卷筒若干應力可能集中的危險區(qū)域和繩槽區(qū)域進行網(wǎng)格細化程序處理。圖4為提升機卷筒有限元模型，其中節(jié)點數(shù)為754 300個，單元數(shù)為640 856個。根據(jù)卷筒實際工況，其主動長軸端應該施加固定全約束，從動短軸端只保留其軸向和周向的自由度。

2.2卷筒載荷分析

提升機卷筒在工作過程中，鋼絲繩由于張力作用會慢慢繞到卷筒上，從而達到提升焦罐的目的。在鋼絲繩繞到卷筒的過程中，卷筒主要承受三類載荷作用［7］：彎矩、扭矩和壓縮載荷。前2種載荷主要由未繞到卷筒上的那部分鋼絲繩產(chǎn)生，壓縮載荷則由已繞到卷筒上的那部分鋼絲繩產(chǎn)生。由此可見，卷筒不但如傳動軸一般承受扭轉(zhuǎn)和彎曲，而且還像浸沒在水中的密閉圓筒的表面那樣受到均勻壓力（卷筒兩端不受側(cè)面壓力）［8］。

當鋼絲繩繞滿整個卷筒時，卷筒處于最惡劣的工況。根據(jù)文獻［9］可得，當卷筒的長度L不大于其3倍直徑時，其扭轉(zhuǎn)應力和彎曲應力不會高于其壓縮應力的10%到15%，所以在對卷筒進行分析計算時可以只考慮壓縮應力對其的影響。而提升機卷筒的長度L=2 060 mm，直徑D=1 623 mm，L＜3D，所以在對其卷筒進行分析計算時可以不考慮扭轉(zhuǎn)應力和彎曲應力的影響?？砂唁摻z繩對繩槽的壓力當作作用在繩槽中的均布載荷來處理。

為了研究卷筒單元梁的受力，先視鋼絲繩的拉力為常數(shù)并假定鋼絲繩對卷筒筒壁的作用力是軸對稱的。如圖5所示，在卷筒筒壁上截取單元寬度來分析，并把所得結(jié)論推廣到整個卷筒。

圖5　鋼絲繩對卷筒的壓力Fig.5 Pressure of wire rope on hoist drum

該單元寬度截取條件為：X軸要與卷筒筒壁軸線平行，且經(jīng)過O點；Y軸經(jīng)過O點且指向卷筒軸心線。在其上建立坐標軸，稱此為單元梁，以O′為原點，OO′長為半徑所畫的圓弧為中性圓弧線。這是軸對稱問題，所以采用柱坐標系。其中：O點是中性圓弧線與dθ角平分線的交點；O′點在卷筒軸心線上且為圓弧截面圓周角的圓心；q為卷筒表面截取單元的載荷集度；σθ為其側(cè)面所受的周向壓應力；P為引出端鋼絲繩的最大靜拉力；r為卷筒半徑。

計算卷筒單元梁上的載荷集度q，由圖5知，

其筒壁上的作用微元面積dA為

其中b為卷筒與鋼絲繩的接觸面寬度。由式（1），（2）得

考慮到纏繞在卷筒上的鋼絲繩，每一繩圈的拉力都是不一樣的，引入鋼絲繩拉力降低系數(shù)C。故卷筒單元梁上的載荷集度為

卷筒與鋼絲繩的接觸為彈性接觸，根據(jù)文獻［10］知其接觸面寬度為

式中：R1為鋼絲繩斷面半徑，19 mm；R2為卷筒繩槽半徑，20 mm；E1為鋼絲繩彈性模量，150 GPa；E2為卷筒的彈性模量，210 GPa?？紤]到是單層纏繞的情況，可取C=0.8，由式（4），（5）得

2.3卷筒表面應力分布的有限元分析

經(jīng)有限元分析，卷筒表面的米塞斯應力分布如圖6。

圖6　卷筒表面應力的有限元分析結(jié)果Fig.6 Finite element analysis results of surface stress of hoist drum

由圖6可知，提升機卷筒的米塞斯應力最大值為240 MPa，出現(xiàn)在支撐板與卷筒內(nèi)表面的角焊縫根部，其中支撐板對應的頂繩槽處的米塞斯應力最大值為213 MPa，且大于其他繩槽處的米塞斯應力。由此表明如果卷筒表面產(chǎn)生裂紋，一般先在卷筒鋼板內(nèi)表面角焊縫根部，并由內(nèi)而外形成開放性裂紋。

2.4卷筒的疲勞壽命分析

進行疲勞分析時首先要獲得承受交變載荷零部件的載荷譜［11-12］。提升機卷筒的載荷譜可依據(jù)干熄焦設備的工作制度和卷筒表面載荷變化情況繪制。經(jīng)調(diào)研可知該提升機卷筒裝置輔助完成1次干熄焦的操作制度，如表1。

提升機卷筒裝置在輔助完成1次干熄焦過程中，卷筒左右兩側(cè)鋼絲繩均是勻速緩慢地繞上卷筒，此時卷筒表面的載荷可認為是線性變化的。當卷筒左右兩側(cè)鋼絲繩各繞完卷筒第20圈（4 min）時，運行機構(gòu)開始把焦罐水平移動到干熄爐處并等待卸料。在卸料過程中焦罐中的焦炭勻速倒入干熄爐，為計算簡便，認為此過程中卷筒表面的載荷也呈線性變化。焦罐及其附件的質(zhì)量遠遠小于焦罐中焦炭的質(zhì)量，所以在卸料后平移和下放焦罐的過程中，忽略其對卷筒的影響。根據(jù)上述條件，利用MATLAB軟件編制的程序輸出卷筒裝置輔助完成1次干熄焦時，卷筒表面的載荷變化圖，即卷筒周期性載荷譜，如圖7。

經(jīng)FE-SAFE軟件計算得卷筒的疲勞壽命分布，結(jié)果如圖8。從圖8可看出，包括卷筒端蓋和長短軸在內(nèi)的絕大部分區(qū)域壽命為107個干熄焦周期，而卷筒支撐板對應的頂繩槽處疲勞壽命有所降低，卷筒最小壽命為105.122 6個干熄焦周期，該壽命即為提升機卷筒的疲勞壽命，即132 617個干熄焦周期，如果按卷筒每輔助完成1次干熄焦需8.5 min，每天工作1342min，1年340d計算，則該卷筒的壽命約為2.5a。

圖7　卷筒的周期性載荷譜Fig.7 Periodic load spectrum of drum

表1　卷筒裝置輔助完成1次干熄焦的操作制度Tab.1 Drum gear assisted a CDQ operation system

圖8　卷筒的整體壽命分布Fig.8 Overall life distribution of drum

該提升機卷筒于2011年1月開始投用，于2013年11月9日卷筒失效，即該卷筒實際使用壽命約2.8 a，超出其疲勞壽命2.5 a，故疲勞破壞是提升機卷筒失效的主要原因之一。

3　提升機卷筒結(jié)構(gòu)改進設計

為了改進提升機卷筒結(jié)構(gòu)，進一步減小卷筒表面應力，提出2種改進方案。方案1如圖9（a），在不改變卷筒其他條件的前提下，把卷筒壁厚由44 mm增加至47 mm。方案2如圖9（b），在不改變卷筒其他條件的前提下，對卷筒作以下修改：把卷筒的壁厚由44 mm增加至47 mm；在筒身兩支撐板處增加100 mm寬的加強板，加強板焊接在筒身內(nèi)側(cè)，形成兩側(cè)鑲?cè)?，支撐板焊接在加強板上?種改進方案的有限元分析結(jié)果分別如圖10，11。原結(jié)構(gòu)卷筒與改進結(jié)構(gòu)方案的卷筒米塞斯應力對比結(jié)果如表2。

圖9　卷筒改進方案Fig.9 Improvement scheme of hoist drum

對比圖10，11，結(jié)合表2可知：與原結(jié)構(gòu)卷筒相比，方案1卷筒最大米塞斯應力約減少了8.33%，其中最大米塞斯應力出現(xiàn)的位置沒有變化，也在支撐板與卷筒內(nèi)表面的角焊縫根部；方案2卷筒的最大米塞斯應力減少了55%，最大米塞斯應力出現(xiàn)在鑲?cè)εc卷筒內(nèi)表面的角焊縫根部。由此可見，方案2卷筒的最大米塞斯應力減少的幅度比方案1減少的幅度要大。從卷筒最大米塞斯應力減少的幅度來考慮，方案2優(yōu)于方案1。按2.4節(jié)的方法，經(jīng)FE-SAFE軟件計算得到改良卷筒的疲勞壽命分布，結(jié)果如圖12。

由圖12可知，改良卷筒的壽命均為107個干熄焦周期，與原結(jié)構(gòu)卷筒（105.122 6個干熄焦周期）相比較，改良卷筒的壽命提高了很多。

圖10　方案1卷筒表面應力有限元分析結(jié)果Fig.10 Finite element analysis results of No.1 scheme

圖11　方案2卷筒表面應力有限元分析結(jié)果Fig.11 Finite element analysis results of No.2 scheme

表2　原結(jié)構(gòu)卷筒與改進卷筒有限元分析結(jié)果的比較Tab.2 Compare of finite element analysis results between original and improved scheme for drum

圖12　改良卷筒的疲勞壽命分布Fig.12 Fatigue life distribution of improved drum

4　結(jié)　論

針對某公司提升機大型卷筒失效問題，提出卷筒局部結(jié)構(gòu)改進措施，通過比較原卷筒與結(jié)構(gòu)改進卷筒的有限元分析結(jié)果，得出以下結(jié)論：

1）原結(jié)構(gòu)卷筒內(nèi)表面支撐板角焊縫處存在嚴重的應力集中，這與卷筒表面的裂紋起源于內(nèi)表面支撐板角焊縫根部的現(xiàn)象是一致的；

2）與原結(jié)構(gòu)卷筒相比，2種結(jié)構(gòu)改進卷筒的最大米塞斯應力都有所減少，其最大米塞斯應力出現(xiàn)的位置均在角焊縫根部，說明角焊縫部位存在應力集中現(xiàn)象；

3）綜合考慮卷筒最大米塞斯應力減小的幅度和其壽命改善的情況，確定增加壁厚并在原筒身兩支撐板處增加鑲?cè)κ郊訌姲迨且环N可行的結(jié)構(gòu)改進方案。

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責任編輯：何莉

FailureAnalysis of Large Drum and its Structure Improvement in Hoist

WANG Fei1，LIU quan2，WANG Huixing1，WANG Xiaoyi1
（1.School of Mechanical Engineering，Anhui University of Technology，Ma'anshan 243000，China；2.Equipment Department，Meishan Iron&Steel Incorporated Company of Baosteel Group，Nanjing 210039，China）

Aiming at the failure problem of large drum in coke dry quenching（CDQ）hoist，the strength of the drum structure was analyzed with ANSYS software，and the stress distribution rule of the drum under normal load was obtained，and causes of its failure were analyzed.The fatigue life of the drum was analyzed with FE-SAFE software，and its prone to fatigue damage position was determined，and the fatigue life was also predicted.The local structure of the drum was improved according to the position and characteristics of the failure.The optimal scheme，which mounts a ring on the drum and increases the drum thickness was finally given after comparing the stress distribution rules between original and improved structure of the drum.The research result can provide guidance for improving the design and maintenance of large drum in hoist.

coke dry quenching drum；strength；stress；hoist

TH113

A

10.3969/j.issn.1671-7872.2016.01.015

1671-7872（2016）-01-0069-07

2015-04-16

汪飛（1987-），男，安徽馬鞍山人，碩士生，研究方向為數(shù)字化設計。

王孝義（1970-），男，安徽池州人，博士，教授，研究方向為數(shù)字化設計與制造、仿生機械等。