钢丝绳缠绕机

2024-08-08

钢丝绳缠绕机（精选4篇）

钢丝绳缠绕机篇1

0 引言

传统起重机的光面卷筒和螺旋绳槽卷筒, 仅仅能很好地完成单层或者双层钢丝绳缠绕。当缠绕层数增多时就会出现乱绳、挤压的现象, 大大缩短了钢丝绳的使用寿命。但是, 在实际工程应用中, 钢丝绳起重机又无法随着起升高度的增大而随意加大其本身以及卷筒的体积。因此, 设计研究能够进行多层钢丝绳缠绕的卷筒成为大起升高度起重机发展的必然趋势。

虽然对于起重机钢丝绳缠绕系统, 国内已经有很多学者进行了研究, 并用ANSYS进行了相应的分析, 对其结构优化也提出了一些有价值的建议。但是仍有许多不完善的地方。其分析的卷筒类型均为光面卷筒以及螺旋绳槽卷筒, 但这两种卷筒必然无法满足工业发展中起重机日益增加的对于起升高度的要求。国内学者对于钢丝绳缠绕系统的研究大部分侧重于卷筒的优化, 包括其长度、壁厚、直径等参数的确定, 而没有将缠绕系统视为一个整体来研究。虽然有学者对于螺旋绳槽卷筒的钢丝绳缠绕系统进行研究, 其模拟钢丝绳缠绕的层数也仅仅为三层, 而实际情况中存在着四层乃至四层以上的情况。

1 双折线绳槽卷筒的三维模型建立

以ZSL1250-15 型起重机起升卷扬机上使用的钢丝绳缠绕系统为研究对象。该系统采用双折线左旋绳槽卷筒形式, 钢丝绳直径为44 mm, 通常在卷筒上缠绕4 ~ 5层。

双折线绳槽卷筒[1], 由两段对应圆周角各为45° 的折线绳槽和两段对应圆周角各为135°的直线绳槽构成, 如图1 所示。折线绳槽和直线绳槽互相间隔排列, 在折线绳槽段, 钢丝绳将沿卷筒轴向绕进半个绳槽导程, 每一次完整的缠绕通过两段折线绳槽钢丝绳便向缠绕方向前进一个绳槽导程。一般双折线绳槽卷筒有3 /4 为直线绳槽, 其余为折线绳槽。钢丝绳多层卷绕时, 相邻层的钢丝绳在折线绳槽段进行变向缠绕, 这也导致了其必然存在交叉。而在直线绳槽段上, 上层钢丝绳完全落入两相邻钢丝绳排列所形成的绳槽内, 使得钢丝绳排列整齐, 从而减少了钢丝绳挤压、乱绳的现象, 延长了钢丝绳的使用寿命。

双折线绳槽卷筒, 因其结构的特殊性, 尤其是折线绳槽段并非是单纯的直线或者由两点确定的斜线, 而是空间曲线。在Pro/E中难以用一般的方法对其进行建模。这里采用投影空间曲线的方法绘制绳槽折线段, 通过草绘平面斜线, 并投影于所建立的圆柱曲面上, 确定了折线绳槽的空间轨迹。通过扫描去材料得到双折线绳槽卷筒, 如图2 所示。

当钢丝绳在双折线绳槽卷筒上缠绕时, 第1 层即由入绳端开始, 沿着双折线卷筒绳槽的轨迹逐渐缠绕一周。等到达另一侧时, 钢丝绳便开始沿着端部的引导垫块开始爬升至第2 层[2], 在爬升的过程中, 钢丝绳中心轨迹线与卷筒外径的距离变化是非线性的, 且遵循着一定的几何关系。参照文献[3]的计算方法, 本文在此根据实际情况对其进行了一些包括坐标系、公式推导的修改。

1.1 钢丝绳爬升阶段中心轨迹及其引导垫块计算

如图3 所示为钢丝绳由第1 层向第2 层爬升起始时的二维剖面图。以卷筒中心线为z轴, 方向即如图3 所示。以卷筒径向为r轴, 代表着钢丝绳中心轨迹线相对于卷筒的径向距离。再设定一个参数 θ ( 对应的圆心角) , 设其初始位置为0°, 当其爬升完成后为45°, 钢丝绳的爬升伴随着 θ 的逐渐增大。因为双折绳槽卷筒中, 每经过一个折线绳槽, 其向缠绕方向前进半个绳槽导程, 设其导程为p。当钢丝绳爬升至第2 层时, 则

在其爬升过程中O'N将随着 θ 的变化而线性变化, 具体的关系如下:

如图4, 设钢丝绳直径为d, 观察其爬升状态中的情况可以发现钢丝绳中心轨迹线高度

将式 ( 2) 代入式 ( 3) 得:

再将钢丝绳初始位置中心轨迹点与卷筒轴向中心线的径向距离R0与ON相加, 即得到钢丝绳中心轨迹线相对卷筒轴向中心线的高度:

而式 ( 5) 仅在时成立, 根据企业工程图中的参数, 粗略地计算出 θ≥8.35°时式 ( 5) 成立, 为了计算方便, 取 θ≥9°时式 ( 5) 成立。

当 θ≥9°时, 根据式 ( 2) 和式 ( 5) 便可通过在Pro/E中建立圆柱坐标系来绘制爬升段的钢丝绳中心轨迹线。当0≤θ<9°, 由于其钢丝绳爬升速率无法通过理论计算来确定, 实际情况中也可能会有多种轨迹爬升, 本文在此采用样条曲线的方法光滑地连接两段轨迹线。接着根据几何关系绘制其引导垫块模型。

1.2 钢丝绳折返交叉缠绕阶段中心轨迹计算

钢丝绳沿着卷筒端部法兰到达下一个折线绳槽段时, 钢丝绳便在引导垫块的作用下向相反方向与下层钢丝绳交叉的形式进行缠绕, 如图5 所示为钢丝绳开始反向缠绕中的某一位置。同样也设定一个参数 θ, 使其从0 到45°变化。初始状态可参看图4, 其中O点始终没有在z轴方向产生变化。当交叉缠绕完成时, 其便向缠绕方向前进半个绳槽导程。由此可以得到:

当O ( z) = O' ( z) 时, 即 θ = 22.5°时, 如图6 所示。此时, 即为钢丝绳爬升的最大高度。接下来钢丝绳沿卷筒轴向运动轨迹理论上依然需要遵循式 ( 6) , 但是实际情况受到钢丝绳层与层之间的摩擦力、钢丝绳尾部所受拉力以及钢丝绳层与层之间压力的影响, 而现有的研究成果还无法通过一定的理论计算来确定其钢丝绳比较接近实际情况的缠绕轨迹。

为了简化模型便于后期分析计算, 设定其在图6 所示位置后, 即 θ≥22.5°时钢丝绳径向高度H始终不变, 包括在直线段同样保持这样的高度。

当 θ<22.5°时, 如图5 所示:

将式 ( 6) 、式 ( 7) 代入式 ( 8) , 再将得到的式子代入式 ( 9) 得:

同理, 将钢丝绳初始位置中心轨迹点与卷筒轴向中心线的径向距离R0与ON相加即得到钢丝绳中心轨迹线相对卷筒轴向中心线的高度:

1.3 卷筒与钢丝绳的三维模型

同样通过在Pro/E中建立圆柱面坐标系并结合以上计算式子, 便能建立钢丝绳的三维缠绕模型。如图7 所示。

通过在Pro/E中建立圆柱面坐标系并结合以上计算, 便能建立引导垫块的三维模型。如图8 为已经装配在卷筒上的引导垫块。

其中层与层之间的连接实际情况中也可能会有多种轨迹爬升, 本文在此采用样条曲线的方法光滑地连接两段轨迹线。如图9 所示为双折线卷筒钢丝绳缠绕系统的三维模型。

2 模型的静力学分析

以双折线绳槽卷筒及单层钢丝绳缠绕系统 ( 图10) 为例进行静力学分析。首先将在Pro/E中建立的钢丝绳缠绕模型导入ANSYS Workbench软件中。

2.1 添加材料并设置模型的材料属性

在Workbench中新建Engineering Data, 编辑添加新的材料。根据工程图所提供的信息, 卷筒所用材料为Q345B, 通过查阅相关手册, 其弹性模量[4]为206 GPa, 泊松比[5]为0.3, 密度为7 850 kg/m3。而关于钢丝绳工程图中并未指定选用的类型。本次设计选用6×37+1 ( 钢芯) 的钢丝绳, 其钢丝绳弹性模量为78.5 GPa, 泊松比为0.47。由于钢芯钢丝绳其密度近似于碳钢, 同样取其密度为7 850 kg / m3。

2.2 对三维模型进行网格划分

在Workbench中通过将装配体各部分拆分成不同的实体, 根据实际情况对钢丝绳缠绕系统进行了网格划分, 对不同部件采用不同的划分网格的办法。考虑到卷筒内部在轴向方向的受力情况较少, 大多数受力情况发生于径向, 故采用扫掠的方法划分单层钢丝绳及卷筒内部如图11 ( a) , 图11 ( b) , 图11 ( c) 所示。

两边法兰的受力情况主要发生在轴向, 故采用映射的方法控制其径向单元数量以能够更好地分析其轴向的受力情况, 划分结果如图11 ( d) 所示。

由于卷筒外部绳槽部分几何情况较为复杂, 故采用控制局部尺寸的方法, 以能够达到后期较为理想的计算效果, 划分结果如图12 所示。

2.3 对接触面设置接触属性

此处设定钢丝绳摩擦系数[6]为0.1, 如图13 所示为添加钢丝绳与卷筒绳槽之间的摩擦接触关系。

而对于钢丝绳起始处, 由于采用简化建模的方法, 以钢丝绳起始端面与卷筒固定连接的方法, 故直接将钢丝绳起始处端面施加固定连接约束。

2.4 施加约束及载荷

假设卷筒处于完全静止状态, 通过在卷筒内壁施加约束将其完全固定。在绳子末端施加36t的沿着绳子方向的拉力, 如图14 所示。

3 模拟结果分析

当完成上文所述的一切设定后, 便可以进行求解, 设置了应力以及应变的求解, 分析结果如图15 所示。

通过观察双折线绳槽卷筒单层钢丝绳缠绕的情况, 发现由于绳子末端受到较大的拉力而产生了一定的变形, 而当力往后传递时, 应力值逐渐变小, 在第3 圈时, 应力为0, 说明重力由绳槽与前几圈钢丝绳之间的摩擦力抵消。

4 结语

通过仿真模拟对双折线钢丝绳缠绕系统中钢丝绳的受力情况进行了分析和验证, 分析结果与实际受力相符。同时, 了解到钢丝强度与卷筒间的接触和受力情况。钢丝绳层与层之间的受力情况十分复杂, 且其摩擦系数还有待实际工程中详细的测定。本文的分析结果可为进一步分析双折线钢丝绳多层缠绕的受力情况做基础。

参考文献

[1]沈敏粮.起重机起升卷筒多层缠绕的设计方法[J].起重运输机械, 2004 (4) :17-18.

[2]胡水根, 利歌.卷筒上钢丝绳爬台的理论尺寸[J].建筑机械, 2004 (8) :81-82.

[3]胡爱田.双折线卷筒换层爬台设计[J].建筑机械化, 2014 (9) :37-38.

[4]吴沂隆.钢丝绳弹性模量的研究[J].福建林业科技, 2003 (3) :62-64.

[5]左治江, 兰箭.钢丝绳弹性性能的建模与测量研究[J].煤矿机械, 2009, 30 (1) :45-47.

[6]刘丽君, 张遂心, 张熊, 等.影响钢丝绳润滑脂摩擦系数的几个因素研究[J].润滑油与燃料, 2014, 24 (Z1) :20-22.

钢丝绳缠绕机篇2

随着经济的不断发展, 人们对煤炭能源的需求量逐渐增多, 为了更好地满足社会生产和生活需求, 煤矿企业根据煤炭企业的赋存条件进行了深度开采, 更进一步的挖掘深层煤炭, 这对煤炭企业的机械装备和挖掘工艺都提出了新的要求[1]。当前各大矿井所用机械装备趋向于大型化, 其主副矿井提升重物时, 多将重物直接放在主副井中或者依靠滚筒衬垫与提升钢丝绳间的摩擦力来下放和提升重物。所以, 作为矿井提升系统的重要零件, 钢丝绳一旦出现断丝、磨损、锈蚀及疲劳等状况, 他的强度会逐渐变低, 需要及时更换, 许多煤矿企业传统更换钢丝绳的方式是新旧绳捆绑提升机带绳法, 我集团某矿采用了较新的新旧绳连接小绞车牵引法, 根据实践经验对两种重物提升方法进行了分析比较。

1 新旧绳捆绑提升机带绳法及工艺流程

进行该工艺操作时, 需要先把新旧钢丝捆绑起来, 然后和提升用容器一起往下放, 待到另一个容器到达井口后才停止提升机, 然后把井口周围至绞车旁的钢丝换掉。顺利更换后, 需要逆时针开动提升机, 以慢慢拆除井筒内的旧绳索, 提升容器至井口处, 最后更换掉楔形连接装置中桃型环绳头部分。具体操作如下:

1) 利用钢丝绳把提升机的2号容器升至适当位置, 分4次把回柱绞车钢丝绳穿过固定于上天轮的滑轮, 于绞车房的出绳口处直达绞车房内部。

2) 将新钢丝绳与回柱绞车钢丝绳固定后, 把4根新的钢丝绳分别拖到井口。

3) 用15副绳卡固定住每根旧钢丝绳和新钢丝绳。

4) 启动提升机, 使其沿2号提升容器以≤0.5 m/s的速度向下开动。

5) 为确保同时放下新旧绳, 用小板卡捆绑固定新旧绳, 每隔10 m固定1次;而为了避免钢丝绳在井中打扭, 需要用大板卡每隔40 m固定8根绳。

6) 依上所述开动提升机, 待到1号提升容器升至井口乘人的位置关闭提升机。使用锁绳器完全锁住新旧绳索和提升容器。

7) 放尽提升容器楔型连接装置顶部油缸中的油, 等到4根钢丝绳完全松动且首根绳的连接装置不受力时, 在连接装置中取出旧的钢丝绳头。

8) 通过井口回柱绞车的牵引作用, 逐条拆除提升机房至井口的旧钢丝绳, 然后沿着井口-天轮-出绳孔-滚筒-出绳口-天轮-井口将新绳牵引到正确位置, 并通过桃形环固定牢固。

9) 新绳进入绳槽后, 依据调绳工艺将井口工字钢取出并向油缸内注油, 实现四根钢丝绳张力的自动平衡。

10) 缓慢开启提升机 (≤0.5 m/s) , 车房内回收旧钢丝绳, 等提升机开到绳卡处时, 在井口位置拆除。

11) 2号提升容器开到井口处时, 将其固定于井口位置, 拆除固定新旧钢丝绳的绳卡, 将连接装置中的旧钢丝绳头取出并换成新的。

12) 拆除万工字钢后, 将所有旧绳回收, 在井口取出工字钢后把油注入到油缸中, 使4根钢丝绳的张力达到平衡点。至此钢丝绳的更换工作完毕。

该工艺适用过程中需要注意:更换钢丝绳时, 要提前计算井筒中用于捆绑的新绳以及绳卡的质量, 使之低于所在侧提升机的最大静张力差, 避免新绳带动旧绳上升过程中的提升不动现象或者滚筒衬垫部位的摩擦安全系数不足。

2 变频小绞车连接新旧绳牵引法及工艺流程

该工艺以井上井下辅助小绞车为基础, 首先需要在连接装置上拆除旧钢丝头, 直接在井上把新旧钢丝绳牢固的固定在一起, 接着利用井口低频小绞车及矿井下专用的小绞车一起牵引, 回收下放到井底的旧钢丝绳, 并将新的钢丝绳放置到井筒中。4根钢丝绳的更换都要严格按照更换工序进行。

2.1 作业前的准备工作

(1) 选好放置低频小绞车的场地 (16 t) , 为了有效控制绞车的方向和速度, 小绞车、制动闸及变频控制系统要配套; (2) 准备好4根检验合格的新钢丝绳待用; (3) 把旧绳回收车和配套的设备下放至井底, 直径、长度为13 mm及50 m的钢丝绳缠在回收车上; (4) 准备好所需要的其他工具。

2.2 实施步骤

1) 在上井口打压提升机1号提升容器悬挂装置后开始下放, 待到2号提升容器升高至楔型连接装置处并高出作业台面1.5 m后关闭提升机。

2) 使用低频 (11.4 W) 小绞车把新钢丝绳的绳头牵引到楔形连接装置的上方处, 使用5副绳卡连接新、旧钢丝绳。

3) 在绳卡连接处200 mm位置将旧绳割断, 接着在绞车房内将绳槽内的旧绳移出。

4) 井下工作人员, 将楔型连接装置桃形环的相应旧绳头一一移出, 连接旧绳回收车的钢丝绳。

5) 利用变频小绞车控制新钢丝绳下放的速度, 将新钢丝绳缓慢放置到井筒中。井下工作人员使用专用的回收滚筒来同步回收旧钢丝绳。需要专门的人员在车房、天轮、井下及井口位置监察钢丝绳的牵引状况。

6) 新绳到达井筒中后, 在距离搭接处200 mm处割断新钢丝绳, 并将其穿入到楔型连接装置中, 用板卡进行固定。

7) 工作人员在提升机房内把新钢丝绳移到绳槽中, 于井口处调绳完毕后, 把新钢丝绳穿到楔形连接装置的桃形环中并固定。

8) 剩余的3根首绳需要按照以上工序进行。

3 比较两种工艺

更换提升机钢丝绳时, 所有的工作人员都要记清每一道工序, 提前做好准备工作, 确保垂直作业的安全进行。连接新旧钢丝绳时, 要保证连接的质量;使用绳卡固定钢丝绳时, 要严格按照操作流程进行, 只有小心谨慎的更换提升用钢丝绳, 才能尽可能避免井下作业中事故的出现[3]。作业人员需要特别注意的是:绳卡固定位置的U型部分必须放在新绳侧, 已经磨损的钢丝绳处要垫好橡胶皮, 这样能最大限度地降低钢丝绳受到的损害。

我集团于2010年10月使用了变频小绞车与新旧绳相连接牵引工艺, 取得了很好的经济效益。传统使用的新旧绳捆绑带绳法, 在进行换绳前需要提前1 h将钢丝绳铺成圈, 需要使用劳动力28人/班, 换绳期间所耗人力为28人/班, 维修工人需要6人/班, 且需要两个小班。而通过使用改进后的工艺—变频小绞车与新旧绳相连接, 为我们节省了一个小班, 也不需要提前放绳, 节省劳动力28人的同时, 又为我们节省了大量资金, 将省出来的人员用于煤炭生产, 可多产出煤炭1 500 t。

因此, 比较两种更换提升机钢丝绳的工艺流程, 以及实际经验, 结果发现新旧绳捆绑带绳法的工序较为复杂, 需要花费大量的人力和物力更换钢丝绳, 使用该方法时还需要计算捆绑新绳及绳卡的质量;而变频小绞车与新旧绳相连接牵引工艺则相对简单, 能将钢丝绳一步牵引到位, 也能使用变频控制系统有效控制绞车的速度、避免钢丝绳打扭情况出现, 由于绳卡仅打在钢丝绳的首尾两处, 不损伤钢丝绳, 既保障了作业人员自身的安全, 又保证检修过程中不损伤到钢丝绳, 大幅度提升了矿机重物提升工作的安全性。

4 结语

新旧绳捆绑带绳法与变频小绞车与新旧绳相连接牵引法, 均被用于矿井上下重物的提升, 与前一种换绳工艺相比较, 后者具有独特的优势:不仅操作简单, 节省大量财力和物力, 又能缩短换绳的时间及换绳效率, 值得推广使用。

摘要：随着科技的不断发展, 煤矿企业一直沿用的传统更换提升钢丝绳的方式—新旧绳捆绑带绳法, 已经无法适应新时期的煤矿企业生产。文章从新旧绳捆绑提升机带绳法和变频小绞车连接新旧绳牵引法的工艺流程进行了阐述。

关键词：矿机提升机,钢丝绳,更换,工艺分析

参考文献

钢丝绳缠绕机篇3

高压胶管剥胶在种类选择上具有一定的对比性, 橡胶的构成元素不同在后期特性用途上显现的特性不同。橡胶种类分为氟胶、硅胶、三元乙丙胶、丁晴胶、海绵胶以及再生胶, 包含的化学特性不同。其次在钢丝缠绕层数和韧性上可根据实际的需要进行缠绕, 最后把缠绕的钢丝缠裹在钢丝内, 完成整个的施工工艺。

一、高压胶管的剥胶工艺

1. 高压胶管剥皮的种类

高压胶管多用于油田企业、矿产企业以及机械制造工业, 主要传输传输油层, 使原油通过传输动力设备运输至柴油机或者汽油机。剥皮按照橡胶种类进行划分, 橡胶按照化学性质可分为:氟胶、硅胶、三元乙丙胶、丁晴胶、海绵胶以及再生胶。氟胶是化学性质最稳定的一种橡胶, 具有耐高温、耐酸碱、耐磨等特性, 高温的承受的范围能力为220—300℃, 对于一般汽车发动机的油封具有良好的密封作用。对化学材料的腐蚀性也具有一定的抵抗作用, 一般油性物质内含有极强的腐蚀性的物质, 氟胶化学性质比较稳定, 能够抵抗60%—80%强度的酸碱性。在耐磨特性上也具有良好的性能, 在风机与管道之间的接口处需要用氟胶外围包层的金属软管。一般高压金属软管剥胶的分类主要是否能够满足实际的需要情况而定, 假设高压金属软管用于油田企业, 首先确保耐高温、耐腐蚀的特性, 高压金属软管的材料中查看镍的含量, 镍的含量越高, 在承受32MPa下, 能够保证稳定的工作。

2. 钢丝缠绕胶管现有规格及量化参数

高压胶管的规格包括内芯缠绕的钢丝层数、外口直径、内口直径、胶管型号、钢丝缠绕直径等, 按照机械设备动力的需要范围, 钢丝的缠绕层数主要是增大固有的韧性, 钢丝缠绕的层数越多, 所承受外界的压力便越大。对于动力承载能力大的机械设备, 在胶管外在承受压力会超过6000N, 要求胶管外层所缠绕的钢丝便会增加至6层, 内外层裹胶, 能起到良好的额密封作用, 并且橡胶作为原材具有良好的化学性质, 高压胶管侧面如图1所示。对外口直径的施工工艺也具有一定的参数要求, 假设对接设备管口的直径在34—35mm, 胶管管口允许的直径在32mm左右。假设胶管管口直径过大, 使外径偏置大于对接设备管口的偏置, 则会造成套扣松动, 若用于石油化工行业会使原油泄漏。金属胶管的接头的断面结构分为内外径, 一般外径的尺寸保持在32—57.8mm, 内径结构尺寸保持在19—38mm, 具体规格参数如图2所示, 在划线规格上是按照接头处进行计算, 每四个刻度进行计量, 分为-12, -16, -20, -24, 以这种参量标准定义管口直径的变量。在爆破承受压力上是按在正常工作条件下, 所承受的应用范围。一般性能的金属胶管承受的爆破力为25370psi, 其次在最小弯曲半径上, 弯曲半径尺寸量在265—315mm范围内, 表示高压胶管容许的弯曲量, 弯曲半径与弯曲度成相反比例。

二、高压钢丝缠绕剥胶施工工艺

在施工工艺过程中, 参照设备使用强度以及参考界数, 假设在机械设备内允许的最大承受压力为6000N, 压强承受范围能力在32MPa, 要求在正常工作条件下允许的温度在100—150℃之间, 对化学物质具有抗性。外围轮廓直径为38mm, 内径参量数为25, 第一在胶管设计方面进行衔接, 选用橡胶材料有一定的对比度, 一般在施工工艺中对剥胶工艺具有参量标准范围, 比如剥胶具有强烈的抗酸碱、耐高温、耐磨等条件时, 利用各种合成橡胶原料的不同, 在配比比例关系上进行调整, 假设在施工剥胶上允许的温度、耐磨、酸碱上添加化工原料调和时, 需要配比氧化钙、炭黑、氧化镁、氧化铁等化工原料。合成之后的橡胶无论是在耐磨、酸碱、耐油、温度上都能达到要求标准, 其次在胶管钢丝施工工艺上的缠绕钢丝的层数, 利用编织机对钢丝进行缠绕, 将缠绕好的钢丝网套防止在胶层中, 这样胶管的外围形态便成型, 钢丝的缠绕层数与施工工艺的韧性具有一定的关联性, 韧性越小缠绕的钢丝层数越少、弯曲半径越小。假设两台机械设备在对接过程中, 需要在中间部分运输机油部分, 两台设备的距离固定, 必须保证缠绕钢丝胶管具有极强的柔韧性和弯曲半径。

在施工中的设备对接部分, 还要考虑管口直径问题, 施工过程中必须保证对接接口的密封性, 这便要求胶管接头部位的设计要按照严格的标准去设计, 包括扣的圈数, 内径的尺寸, 螺纹的幅度变化情况, 这些都需要在施工过程中进行严格的参量, 接头内的管扣幅度在0.5mm, 这样在对接过程中不会造成接头设备处的损坏, 设计的圈数在施工过程中要按照对接设备卡槽内的波纹进行施工对接, 假设对接设备卡槽内的波纹为正弦, 则在高压胶管施工设计中设计的形状变为余弦形, 这样才能保证完美的对接。

结语:

通过对高压钢丝缠绕剥胶工艺承受力施工的研究, 在施工过程中要保证剥胶的原料配比。根据不同的适应条件, 选用橡胶的温度、机械强度、酸碱性都要按照实际标准执行。

摘要：随着现代技术的不断发展, 高压钢丝缠绕内剥胶工艺有了显著的发展。高压胶管在适应条件下, 在承受压强、酸碱性、外口直径、内口直径进行度量。承受的压强为32MPa, 外口直径保持在32—57.8mm, 在施工工艺上完成螺纹的对接以及设备接口处对接性。

钢丝绳缠绕机篇4

液压压砖机是集机、电、油和自动控制为一体的高科技设备,该设备主要由主机、液压站、控制台等部件构成[1]。其中主机包括机架、主液压缸、推料液压缸、底板液压缸、配套模框及模具、压头等。工作时张力主要由机架承受,因此机架设计的好坏直接关系着液压机的工作能力和寿命。传统压砖机耗能大,效率低,应力集中现象严重,创新改进结构已经势在必行[2]。

本文通过建立YL系列压砖机的三维几何模型,应用Hypermesh软件进行网格划分,参数设置及力的加载,应用ANSYS软件对压砖机机体及钢丝层进行接触分析,从而得出预紧状态及工作状态下压砖机各部分的应力情况,为评价机架设计的优劣提供理论参考。

2 预应力理论

预应力结构是由预紧件(钢丝层)和被预紧件(机架)组成。在承载前,对结构施加某种载荷,使其特定部位产生预紧力,与工作载荷异号,可以抵消大部分或全部工作应力,从而大大提高结构的承载能力。

在本研究中,设预应力钢丝缠绕机架的钢丝强度极限为σb,安全系数为n,许用应力为[σ]=σb/n,预紧系数定义为:

其中,Pc——预紧力;

P——工作载荷。

钢丝层上应力为:

其中,c为拉压刚度比,参考文献[3]得知,最危险状况下,c=0.3。

3 有限元分析

为了使模型分析与实际情况更加接近,本研究使用了五个接触对,立柱与上下横梁间以及钢丝层与机架之间都是接触连接。另外拉杆及套筒间加载了预应力。本研究中共有20层钢丝缠绕,仿真中接触过多,将其简化为一层,厚度不变。由于整个模型对称,为节约资源,因此取二分之一模型作为分析对象。

3.1 模型建立于网格划分

机架接触分析采用solid185单元进行网格划分,其中立柱、横梁、上下托板及拉杆套筒采用四面体单元,钢丝层采用六面体单元,共有节点17575个,单元数为58008。

3.2 参数设置及条件加载

该机架模型的上下横梁为平顶,根据缠绕理论可以得知钢丝层上最大应力为14000k N,最小应力为12000k N,将其均匀加载到上下四个圆弧上。对机架底部进行全约束,各接触间摩擦系数为0.15,此为预紧状态。工作时,上下托板载荷分别为10000k N。由于接触对较多,分析不易收敛,故所需计算时间较长。

3.3 计算结果分析

3.3.1 预紧状态

机架及钢丝层变形情况如图2所示,可以看出最大变形位置在底部钢丝层处,位移是0.44mm;机架的最大变形在上横梁位置,位移大约是0.25mm。

应力分析结果如图3所示。最大应力位置在钢丝层与下横梁接触的圆弧上,最大von Mises应力为238.2MPa。

3.3.2 工作状态

在工作状态下,机架及钢丝层变形情况如图4所示。可以看出最大变形位置在底部钢丝层处,位移是0.45mm;机架的最大变形仍然位于上横梁和托板位置,但位移大约是0.15mm。

应力分析结果如图5所示。最大应力位置在钢丝层与下横梁接触的圆弧上,最大von Mises应力为177.7MPa。

在预紧及工作状态下的应力结果均在屈服极限内,在工作状态下,压砖机位移和应力都小于预紧状态。

由表1的对比中可以看出,在工作状态时,机架的位移量相对预紧状态要小的多,而钢丝层的最大变形量是基本相同的。这是因为在接触状态下,平顶的压砖机使得钢丝层圆弧位置的应力增大。因此,在工作中需注意该处的钢丝应力情况。

4 结论

本文采用有限元方法,利用Hypermesh和AN-SYS软件对压砖机进行了应力分析并获得如下结论:

(1)由强度分析可知,该压砖机在两种工况下所受的最大应力均小于屈服极限,故此在实际应用中不会发生结构损坏;