Глава X.

ОБОРУДОВАНИЕ ПОТОЧНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ЛИНИЙ

1. Агрегаты и станы для волочения и калибровки проката и труб *

Теория расчета параметров процесса волочения и калибровки

Технический процесс обработки металлов давлением — волочение применяется в качестве технологической операции при производстве из­делий небольшого сечения и большой длины (проволоки, прутков, труб), при этом степень деформации за один проход может достигать больших значений (X—1,7-г2,3). Волочение с небольшими степенями деформации (Л, = 1,05-f-1,1) применяют для повышения точности раз­меров по диаметру и получения гладкой поверхности готового профиля; в этом случае процесс волочения называется калибровкой. С этой целью калибровка применяется также для повышения качества прут­ков и труб большего сечения после горячей прокатки.

Для осуществления процесса волочения передний конец исходной круглой заготовки заостряют на специальном устройстве, вставляют в волоку (из твердого сплава или алмаза), имеющую киническое отвер­стие, захватывают зажимным механизмом и протягивают заготовку через волоку. При этом площадь сечения круглого прутка уменьшает­ся, а длина увеличивается, т.е. вытяжка (рис. Х.\,а).

От других процессов обработки давлением (прокатки, прессования, ковки, штамповки) волочение отличается тем, что процесс деформации металла в волоке осуществляется только за счет приложения растяги­вающего усилия непосредственно к выходящему из волоки готовому профилю; отсюда следует, что возможная степень деформации при во­лочении ограничивается прочностью выходящего из волоки переднего конца прутка (профиля); с целью недопущения искажения формы се­чения и обрывов выходящего профиля напряжения в нем ctj (в сечении выхода) не должны превышать предела упругости (т.е. должны быть ниже предела текучести металла сг_т).

Величина напряжения волочения а₍ определяется сопротивлением деформации металла в волоке, которое увеличивается с повышением контактного трения, степени деформации, и прочности (предела теку­чести) деформируемого металла.

При прокатке захват металла и продвижение в зоне деформации при обжатии его вращающимися приводными валками возможны толь­ко при наличии контактного трения; значит трение необходимо, но его следует уменьшить, так как оно увеличивает давление на валки (см. с. 28).

Процесс волочения возможен без наличия контактного трения в во­локе, так как деформация металла осуществляется путем приложения тянущего усилия непосредственно к выходящему из волоки металлу. Поэтому при волочении трение является весьма отрицательным факто­ром (так как оно вызывает повышение усилия волочения, расхода

энергии и износа волоки)' и его влияние необходимо снижать путем применения лучших сортов смазки и улучшения подвода смазки непо­средственно в зону деформации (т. е. на контактную поверхность во­локи) .

Волочение применяют главным образом в холодном состоянии де­формируемого металла. Хотя сопротивление деформации горячего ме­талла значительно ниже, чем холодного, но при волочении одновремен­

но понижается прочность выходящего из волоки профиля, что не по­зволяет вести процесс горячего волочения с повышенными степенями деформации (Я>1,5), когда требуются большие тянущие усилия на выходном конце прутка; кроме того на поверхности нагретого металла имеется окалина, что повышает коэффициент контактного трения (уве­личивает необходимое усилие волочения) и ухудшает качество метал­ла после волочения.

Волочение с нагревом (теплое волочение, ~ 200-^-700 °С) применя­ют только при обработке этим способом труднодеформируемых метал­лов и сплавов.

При волочении металл деформируется в волоке неравномерно: вви­ду тормозящего действия контактного трения внутренние слои металла деформируются сильнее, поэтому исходное прямое вертикальное сече­ние приобретает выпуклую форму по мере продвижения к выходному сечению волоки (см. рис. X. 1, а).

Схема напряженного состояния каждой точки в объеме деформиру­емого металла является осесимметричной (для круглого сплошного сечения) разноименной: напряжение растяжения по горизонтали а* (создаваемое тянущим усилием волочения на выходном конце) и два равных напряжения сжатия — радиальное и тангенциальное (окруж­ное), т. е. а_г = ог₀ поэтому уравнение пластичности имеет вид (см. рис. Х.1, а, б).

°г + я* = ^ат — const. (X. 1)

При волочении тонкой проволоки применяют противонатяжение, т.е. прикладывают усилие растяжения к заднему концу проволоки. Из уравнения (Х.1) следует, что при увеличении о_х должно уменьшится а_г, т.е. радиальное (нормальное) давление на волоку, что способствует уменьшению износа поверхности волоки. Однако усилие противонатя- жения имеет то же направление, что и контактные силы трения, поэто­му результирующее тянущее усилие волочения должно быть увеличено. Если повышение усилия волочения нежелательно (ввиду повышения напряжения растяжения ai выходящего конца и возможности его об­рыва), то необходимо уменьшить степень деформации (вытяжку) за данный проход, что является отрицательным фактором применения противонатяжения.

При волочении усилие, необходимое для деформации металла в во­локе, прикладывается непосредственно к выходящему из волоки прут­ку, т. е. это усилие определяет протекание самого процесса деформации и необходимую величину степени деформации. Отсюда следует, что правильное определение величины усилия волочения как функции мно­гочисленных параметров приобретает большое значение для обеспече­ния рационального технологического процесса волочения.

В изложенной ниже методике теоретического анализа технических процессов волочения при интегрировании дифференциальных уравне­ний приняты усредненные значения некоторых параметров что яе сни­жает требуемую на практике точность расчетов напряжения и усилия волочения.

Волочение круглого сплошного профиля

Канал волоки по длине можно разделить на шесть участков {см. рис. Х.1,с): 1 — входная воронка; 2 — смазочный конус; 3 — рабочий конус; 4 — калибрующий цилиндрический участок; 5 — обратный вы­ходной конус и 6 — выходная воронка. Назначение участка 4 — калиб­ровка (сглаживание без обжатия) по диаметру сечения выходящего готового профиля, поэтому его влияние на пластическую деформацию в рабочем конусе не учитываем. По выходе из волоки металл восста­навливает свои упругие свойства, диаметр профиля увеличивается (не­значительно), поэтому на калибрующем участке 4 появляются контакт­ные силы трения, направленные против движения металла. На преодо­ление этих контактных сил трения требуется дополнительная затрата энергии при волочении, что необходимо учитывать путем увеличения (на 5—10%) усилия волочения, подсчитанного по приведенным ниже расчетным теоретическим формулам.

Теоретическая методика определения усилия волочения аналогична методике определения усилия на валки при прокатке, однако имеется различие механических схем деформации и формул уравнения пластич­ности (см. с. 40).

Рассмотрим этот вопрос для основного процесса волочения металла круглого сплошного сечения (проволоки, прутка, штанги), подвергаемо­го волочению через волоку, имеющую угол конуса 2а (рис. Х.1. о). Па­раметры волочения: Qf₀=2t/c. — диаметр прутка до волочения; di = —2у\—диаметр после волочения; степени деформации при волочении: вытяжка

^=^ = (^/^ = (^2; (Х.2)

относительное обжатие сечения

е = (F₀- F_X)IF₀ = 1 - 1А = (X - 1)А_;

так как при волочении а=Зч-10°, принимаем sin a»tg a.—dyfdx^a\ коэффициент контактного трения р.; p./a^ L

Начало координат расположим на оси сечения выхода металла из во­локи. Неравномерность деформации по вертикальным сечениям не учи­тываем, т. е. принимаем, что напряжения а* в этих сечениях распреде­лены равномерно; а_п—натяжение противонатяжения во входом сече­нии; О) — рабочее (допустимое) растягивающее напряжение волочения в выходном сечении.

Рассмотрим условия равновесия всех сил, действующих на бесконеч­но малый объем металла, имеющий протяженность dx в зоне деформа­ции, проектируя эти силы на ось х.

На элемент конической поверхности длиной ds=dxjcos а действуют на металл со стороны волоки сжимающие нормальные силы p_xds и си­лы трения dT—xds = \ip_xds-, проекция этих сил на горизонталь (при dx~dyj а)

dx . dx (. , j.i \ ,

р_х sin a -f \ip_x cos а « р_х 1 4- ~ dy.

cos а cos а \ а /

Эти внешние удельные силы действуют по всей окружности среднего радиуса r_Cp=y_cp=y-{-dy/2, поэтому результирующее горизонтальное усилие будет равно

2 (dP_x 4- dT_x) ж 2л (1 4- |i/a) р_х ydy.

Уравнение пластичности (ХА) при o_r~p*cos ажр_х принимаем в следующем виде: р_х = о_т—о_х, где а_т—среднее сопротивление деформации (средний предел текучести деформируемого металла с учетом упрочне­ния),^ е. о_т= (oto+ctti)/2; получим

2 (dP_x 4- dT_x) = 2л (1 4- Ц/'а) (а_т — о_х) ydy.

Разность внутренних горизонтальных растягивающих сил, действую­щих на вертикальный элемент шириной dx, равна

ZdQ_x =~ о _х л г/² 4- (о_х 4- da_x) л (у 4- dyf « л (do_x у'² 4- 2о_д. ydy). Уравнение равновесия всех горизонтальных сил

2Х = do_x у 4-2(1 4- jx/a) а_т dy — 2 (j.i/a) o_xdy — 0.

Решение дифференциального уравнения:

о* = (1 + аIV) о_т 4- (y^2il/a) С.

4- In С = In [(#^2ц,/а)С]_;

(Х.З)

Для входного сечения х = /, у=уо, <т_х—о_п (противонатяжч-ние)', поэтому постоянная интегрирования С=<т_п—(l-hoc/ix)a_Tl/y6^>i/a , и формула для Ох в любом сечении х в общем виде будет (см. рис. X. 1, б)

°х⁼ М¹ + ^а/^) I¹ — 1А£^/а1’

где обозначено hx= (уо/у)²>*1-

Для сечения выхода я=0, У=У\, Х_х = 'к= (d₀/d\)² и растягивающее рабочее напряжение волочения будет равно:

а) при волочении с противонатяжением

(Х.За)

(Х.Зб)

Ощ = ^ат(1 + сс/^)[1 — 1А^^а] 4- а_п (№'«); б) при волочении без противонатяжения a_t — a_T [(I -j- a)!a\([ — 1А^Л); a = p/a,

т. е. меньше, чем при волочении с противонатяжением па величину

Оп/А/^г < 0п-

Представим формулу (Х.Зб) в следующем виде

Рис. Х.З. К определению горизонтального растягивающего напряжения а_х при без^ оправочном волочении трубы

Степень деформации — вытяжка определяется по формуле (при d_Q = = d_QB = 2s = d\—d\_B) (рис. Х.З).

n — _UJ . . .. diB ^icp ^s di

Напряженное состояние элементарного объема трубы шириной dx является менее благоприятным для деформации металла по оси х, чем при деформации сплошного круглого сечения (см. рис. Х.1,б), так как радиальное напряжение сжатия на внутренней свободной поверхности

dp 4~ ^on d_n — d_0li ^ocp ^s

di + d_1B di

'icp

трубы равно нулю (ст_Гв = 0), а окружное напряжение сжатия стя являет­ся максимальным, поэтому в данном случае уравнения пластичности (Х.1) можно применить в следующем виде

^ае + о_х = о_т const. (X.la)

Соотношение между ао и р_х определим, рассматривая условие рав­новесия полукольца единичной длины по оси л:

Я/2

2ст0 s = 2 j‘ р_х rdq> sin q> = 2р_х г\ p_xlo$ = s/r_cp;

di - dt

Qqcp

(X.6)

Fi dt — dt

(ст_т — О_х).

(Х.16)

поэтому Рх = -

а₀

''’ср Уср

Определим напряжение и усилие волочения трубы; по аналогии с во­лочением круглого сплошного профиля (см. рис. Х.1, б) составим урав­нение равновесия.горизонтальных сил, действующих на элемент шириной dx на расстоянии х от выхода (см. рис. Х.З)

2 (dP_x + dTJ = 2я (1 + Н'/ос) р_х ydy = 2л (1 -f [ifа) (а_г — о_х) —i- ydy-

У ср

2dQ_x = — а_д п [tf — (у — s)²1 4- (а_Л + daj л \{у + dyf —

• [(у 4- dy) — si²) — 2яс_л. sdy -f 2nda_x s (у — s/2);

EX - da_x y_cp + (1 + \i/a) a_T (y/y_cp) dy — a_x [(1 + M-/a) (y/y_cr>) — 11 dy = 0.

Так как y=y_cp-{-s/2, dy—dy_cv, (y/y_cp) « 1 (в последних двух членах), получим

do_x __ JL Г ^ор .

ct .)

а* — (1 + ^а/^)

^1п ["*-(’+ 7

= — In f/cp + In С = In [CyV/«);

£/ср

<j_x = ( I + a/fi) a_T + C^/«

Для сечения входа х==/, с/_ср=г/₀—s/2,^a_x=0 (волочение без проти- вонатяжения), поэтому С =— (1+а/|ы)а_т[1/(г/оср) ^и/а ] и уравнения для определения а_х в сечении х будет иметь вид

а_х = (1 + a/ji) а_т [1 — {yjy_0ср)^^а]. (Х.7)

Для сечения выхода х —О, г/_ср=^_1Ср = [/₁— s/2, r/icp/i/ocp = ^icpMicp= 1 А (см. формулу {Х.б), поэтому рабочее напряжение и усилие волочения будут равны

_{= в}„^_{; (}х.7а)

Q. = °i - j- (4 - <*?,) = ^а1^лжг.ср = ^а>“ (^di -^s)'

Таким образом, формула (Х.7а) аналогична формуле (Х.Зб) для во­лочения круглого сплошного профиля.

Однако из сравнения (Х.7а) и (Х.Зб) следует, что вытяжки X для этих двух процессов волочения определяются по различным формулам (Х.2) и (Х.б), что надо иметь в виду при пользовании кривыми, приве­денными на рис. Х.1, в).

Очевидно, что при n/a = const напряжения волочения ai одинаковые, когда вытяжка Х_к при волочении круглого сплошного профиля равна вытяжке Л? при волочении трубы

X = Х_к = (djd_х)² = = (do_cp/d_lcI)), т. е. равные напряжении волочения достигаются_тогда, когда отноше­ние ( do/di)_K меньше отношения (docp/^icpb в \ Х_т раз. Например при Я_т=1,5 отношение (d₀/di)_K в 1,22 раза меньше отношения (^осрМср)т.

II. Волочение на короткой неподвижной оправке (см. рис. Х.2,б). Труба протягивается через кольцевую щель между волокой и закреплен­ной (неподвижной) цилиндрической оправкой, при этом уменьшаются толщина стенки, а также (в меньшей степени) наружный и внутренний диаметры трубы.

Недостатки этого процесса:

а) так как длина закрепленного (слева на рис. Х.2, б) стержня с оп­равкой практически может быть небольшой (8—12 м), то длина протя­гиваемой трубы также будет ограниченной;

Рис. Х.4. К определению напряжения о _х при волочении трубы на короткой непод­вижной оправке

б) при обжатии на неподвижной оправке контактные силы трения действуют против направления волочения не только по наружному диа­метру, но и по внутреннему, что вызывает увеличение необходимого уси­лия волочения и ограничивает применение больших степеней деформа­ции (обычно Х< 1,6).

Зона деформации состоит из двух участков (рис. Х.4): /, на котором происходит уменьшение диаметра трубы (редуцирование) без измене­

ния толщины стенки (как при безоправочном волочении, см. рис. Х.З)';

2. на котором труба протягивается через кольцевую суживающуюся щель между волокой и оправкой, при этом происходит уменьшение диаметра и толщины стенки трубы. На цилиндрическом выходном пояс­ке волоки III готовая труба калибруется по наружному диаметру (без обжатия).

Общая вытяжка при волочении на короткой оправке К = V-21 = = (Х.8)

а_г — Sj Si d_ic p ^sl

На практике зазор между внутренним диаметром исходной трубы (за­готовки) и диаметром оправки незначительный, поэтому можно прини­мать Ао2~ 1 и Я₂|=Яо. Определим напряжения волочения.

На участке / редуцирования трубы по диаметру напряжение о_х бу­дет определяться уравнением (Х.7); по окончании редуцирования на гра­нице участков I и // напряжение о_х будет характеризоваться формулой (Х.7а), в которую надо представить вытяжку А_0;2 по формуле (Х.8).

На участке II обжатия трубы механическая схема деформации та­кая же, как и при волочении круглого сплошного профиля, поэтому урав­нением пластичности принимаем, согласно формуле (Х.1) при <у_г~р_х, в виде р_х—а* = а₇ = const; р_х==а_т—а*.

Определим напряжение волочения на участке II.

На контактной поверхности трубы с волокой (см. рис. Х.4)

2 (dP_x + dT_x) = 2л (1 + и/“) (^ат — 0*) У^у.

На контактной поверхности трубы с оправкой

2dT_x = 2л р_х у_оп dy = 2л(сг_т — и_х) mydy,

а. ос

где принято m=y₀Jy= {у — s_x)!y^ 1—2s_cp/d_cp=const. Суммарные внешние силы, действующие влево по оси х

2 (dP_x -+ dT_x) = 2л (1 + a) (сг_т — а_х) ydy, (I -f- а) = [1 + (1 -f т) fi/a].

Разность внутренних горизонтальных сил, действующих на вертикаль­ный элемент шириной dx

XdQ_x = -т_х(у²- <£,) + я [с_х + da_x) [(у + dyf - уЦ =

= 2jга_х ydy + 2я da_x[(y- — (/£„)/2].

Дифференциальное уравнение равновесия горизонтальных сил

do_x + 2(1 -fa)cf_T — 2 ао_х —= °>

У ~Уоп У'-Уоп

представим в следующем виде

^d°x _ С У^йУ

С = 2й Г ш ; J _0x_(_{1 +} JLj_ffl J

taja* — |l + 4) °т] = eln [if— Уоп) + in С = In [С (у'^! — !&,)„]; о* = о_т (l + -j-j + С (</² - у^у.

Для сечения 2 на границе участков I w II при х=1, у=у2 напряже­ние с_х = а₂ определяется по формуле (Х.7); постоянная интегрирования будет равна

C=[a₂-(l + l/aK] 1 1{у1-у1„)°,

+ ^ff.f4-T^LV- (^х-⁹)

V У‘2~Уоп

и формула для определения напряжения а_х в любом сечении х участка II будет иметь следующий вид

ст_х = а_т^1

Согласно формуле (Х.8)

(у'}~у1пУ(у1-у1п) =

(Х.9а)

поэтому в окончательном виде формула (Х.9а) будет иметь вид

Как указано выше */2ср/*/оср« 1 [см. формулу (Х.7)], поэтому

а₂~0; рабочее напряжение и усилие волочения (тяговое усилие) можно определять по формулам

; а —■ (1 + ш) ;

(Х.Юа)

(Х.11)

м = Уоп^У = (У — s_x)/y = 1 — sjy та 1 — 2s_cp/d_cp, то параметр а можно представить в следующем виде

Формула (Х.Юа) по своей структуре аналогична формуле (Х.Зб) при волочении круглого сплошного профиля, но вытяжки Хо определяются по различным формулам (Х.2) и (Х.8). Поясним значение параметра а. Так как

(Х.12)

Согласно сортаменту холоднодеформированных труб (холодноката­ных и холоднотянутых, ГОСТ 8734— 75) для труб диаметром до 50 мм отношения d_Cp/s_Cp = 4-f-20 и s_cp/fif_cp=0,25^0,05. Поэтому при ц/а = =0-г2 получим

а = 2ц/а [1 — (0,05 0,25)1 ^ 0-f- 4.

При пользовании кривыми, приведенными на рис. (Х.1, в) , надо иметь в виду, что при n/a = const с уменьшением отношения s_cp/<icp (увеличе­нием отношения dcp/scp, т. е. при волочении более тонкостенных труб) параметра увеличивается, а значит увеличивается напряжение волоче­ния. Например, для ц,/а=1 и s_cvfd_Cp —0,2 и 0,05 a =1,6 и 1,9 по форму­ле (Х.Юа) или по кривой на рис. (Х.1, в) для Я=1,6 получим, соответ­ственно, ai/a_T = 0,86 и 0,9, т. е. с увеличением тонкостенности трубы на­пряжение волочения повышается (незначительно).

3. Волочение на длинной движущейся цилиндрической оправке. (см. рис. Х.2, в). Волочение на движущейся длинной оправке аналогич­но волочению на короткой оправке: зона деформации состоит из участ­ков / и II и при волочении достигается уменьшение диаметра и толщины стенки трубы (рис. Х.5). Однако волочение на длинной оправке имеет следующее преимущество: оправка закреплена (зажата) вместе с пе­редним концом трубы, поэтому скорость оправки равна скорости выхо­дящей из волоки трубы. В зоне деформации на участке II горизонталь­ная скорость течения металла меньше скорости выходящей из волоки трубы (с опраикой), поэтому на внутренней поверхности контакта де­формируемой трубы с оправкой силы трения действуют на металл по направлению его движения («отставание» металла), а на наружной по­верхности контакта деформируемой трубы с волокой силы трения дей­ствуют против направления волочения (как на рис. Х.4, металл «опере­жает» неподвижную волоку). Таким образом контактные силы трения направлены противоположно, что способствует уменьшению усилия во­лочения и повышению степени деформации (до Х=1,8-^-2,3).

Очевидно, что напряжение волочения можно определять по формуле (ХЛОа). в которой в параметре а вместо (1+т) необходимо подставить (1—т), тогда

а = (1 — т) -Ь = 2-^--^£-«0 -н- 1. (X. 12а)

а а d_cv

Например, для рассмотренного выше примера при ji/a=l и s_cvfd_cр = 0,2 и 0,05, а=0,4 и 0,1 при X = 1,6 и 1,9 по формуле (ХЛОа) или по кривой на рис. (Х.1, s) получим, соответственно, Gi/a_T = 0,6 и 0,5.

Таким образом: 1) напряжение волочения ниже в среднем в 1,4—

8. раза, чем в предыдущем случае; значит при волочении на длинной

Рис. Х.5. К определению напряжения а_хпрп волочении трубы на длинной движу­щейся оправке

подвижной оправке вытяжка может быть увеличена до А=2,2, при этом получим:а[/а_т=0,94 и 0,84; 2) с уменьшением толщины стенки трубы (отношения Scp/rfcp) напряжение волочения уменьшается, а не увеличи­вается, как при волочении на короткой оправке.

Однако ввиду возможности пробуксовки оправки в трубе в зоне де­формации для определения усилия волочения (тягового усилия) на прак­тике рекомендуется вести расчет по формулам (ХЛОа) и (X. 11) волоче­ния на короткой оправке.

3. Волочение на «плавающей» конической оправке (см. рис. Х.2,г). Способ применяют для волочения стальных труб диаметром до 50 мм и труб из цветных металлов диаметром до 70 мм; он является единствен­ным, который позволяет осуществлять процесс волочения «из бунта в бунт», т. е. разматывать трубу из бунта и после волочения сматывать на барабан готовую длинную (100 м и более) трубу в бунт; для исклю­чения искажения (овализации) при наматывании трубы применяют ба­рабаны большого диаметра (до 3 м).

С целыо лучшей самоустановки (центрирования) короткой конусной оправки по оси трубы максимальный диаметр конуса оправки принима­ют равным внутреннему диаметру исходной (до волочения) трубы (за­зор не более 0,5 мм). Поэтому в зоне деформации нет участка / редуци* рования трубы только по диаметру (см. рис. Х.З), а на участке // осу­ществляется редуцирование (уменьшение) толщины стенки и диаметра трубы. Вытяжка определяется по формуле (Х.8) и практически она равна Ат = 1,3—1,5.

Введем следующие обозначения: ац — а^Ю—15°; угол конической оправки f} = 8-r-13°; jJ/a = n<cl (на практике угол оправки определяют из соотношения p/a~si/s₀^0.8—0,9); текущие значения ординат воло­ки и оправки — у и у<ж\ уоа/у=*=т<С. 1 zzconst; dy_oa~mdy [см. ниже фор­мулу (ХЛЗг) ];

d у /dx «a; dy_on/dx « та.

Из рассмотрения рис. Х.б видно, что горизонтальные проекции нор­мальных удельных сил dP, действующих на элемент dx со стороны во­локи и оправки, направлены в противоположные стороны, что способст­вует уменьшению усилия волочения.

Рио. X.6. К определению напряжения о_х прн волочении трубы на конической самоуста- аавливающейся («плавающей») оправке

Рассмотрим условия равновесия (устойчивости) конической оправки (как твердого тела) внутри трубы. На оправку действуют внешние си­лы со стороны деформируемого металла: Р — сила, направленная пер­пендикулярно образующей оправки, и Т — сила трения. Горизонтальные проекции сил направлены противоположно: Р_х — влево и Т_х—вправо, (противоположно указанным на рис. Х.б), причем для устойчивого поло­жения оправки внутри трубы необходимо, чтобы Т_К>Р_Х, т. е.

Моп Р cos р > Р sin р; \\_оп > tg р; ц_оп > (3.

Так как р<а, (5/а = /г<1 («0,9), то |и₀п>^а; ц_Оп/а>0,9. Таким обра­зом коэффициент трения по поверхности контакта оправки с трубой обя­зательно должен быть больше па, т. е. практически больше коэффици­ента трения в контакте трубы с волокон (смазка в контакте трубы с во­локон обязательна для уменьшения тягового усилия волочения и повы­шения вытяжки X, а качественная смазка внутренней поверхности трубы и оправки не требуется, так как она уменьшает устойчивость оправки в трубе; небольшое повышение коэффициента трения на внутренней по­верхности трубы не вызовет существенного повышения напряжения и усилия волочения).

Определим напряжение волочения.

Составим условия равновесия всех горизонтальных сил, действую­щих на бесконечно-малый кольцевой элемент металла шириной dx= =dy/a:

а) от внешних сил, действующих на площадки ds = dx/cos а и ds_on = ~dxjcos р

2dP_x = р_х dssin а2л (г/ -f- dy/2) — p_x ds_on sin (32л (£/_on + rft/_on/2) =

= 2лр_х(\ — mn) ydy,

2dT_x = yip_x cos а2п I у + + VoaPx cos £2л (y_on -f

cos a \ 2 J cos p \

+ = 2np_x -^-(1+m)ydy;

2 (,dP_x -f- dT_x) = 2л/? , [(1 — mn) 4- \xla (1 -f m)\ ydy\ (p_ou p.);

б) от внутренних сил

EdQ = — о, я [у² — tf_on) -f (а, -Ь do_x) л [(у + dy)² —

— (#ou + dy„п)‘“] = 2ла. (1 — т²) ydy + 2л4о_х [(I — m²)/2] у².

Принимая уравнение пластичности в виде а_чж р_х = о_г—о_х, получим уравнение равновесия горизонтальных сил

1 4- о

dy

(Х.13)

— 2а о

_х — где обозначено а — — Ь.

= 0,

Решение дифференциального уравнения (Х.13) :

dy

У

do

I-

Ох

2a

1 4~ ^a

(Т<р

1 + a

— 2a In

у -f- In С = In [C (y-^a)];

In

a_v —

a_T + C\f^a.

В сечении входа при x — l, y—y₀ = d₀/2, a_x = 0, поэтому

l 4"^a

C =

^T и формула для Ox будет иметь вид У о

I 4- я

'1а

У

Уо

(Х.1 За)

1 —

a. =

Для сечения выхода *=0, y=*y\ = dil2, а_х — б\, получим формулу для определения напряжения волочения

a_x/a_T = (14- 1 /а) о_т {1 — [(dJdtfY]. (X. 136)

Эта формула по своей структуре аналогична формуле (Х.Зб) для воло­чения круглого сплошного профиля, однако величины параметров а в этих формулах различные; кроме того (dold\)³ == Х_к — является вытяж­кой при волочении круглого сплошного профиля, значение которой отли­чается от вытяжки трубы, определяемой по формуле (Х.8).

Поясним значение параметров а и b в формуле (Х.13):

го = у out У = {у — *х)!у = 1 ^ 1 — 2s_cp/d_cp;

^rfcp = К + ^diV2; b =* d_cv/2s_cp; a = (p/a) 6 = 1/2 • ^/a • rf_cp/s_cp. (X. 13b)

Согласно формуле (X.136) при Я_к= (d»fd\) ² = const с увеличением параметра а, т.е. с повышением отношения d_cp/s_cp (увеличением тонко-

Определим напряжение волочения.

Составим условия равновесия всех горизонтальных сил, действую­щих на бесконечно-малый кольцевой элемент металла шириной dx — ~dy/a:

а) от внешних сил, действующих на площадки ds = dxfcosa и ds_Qn= = dx/cos (3

IZdP_x = p_x ds sin а2л (у -f- dy!2) p_x ds_m sin (32л. (j/_0Q -f~ dy^/2) =

= 2лp_x(\ —mn) ydy;

2dT_x = [ip_x cos a2л (y-\- ~~~ j l^aPx cos р2л (y_on -f

cos a \ 2 J cos p \

+ = ²ⁿPx — (1 + m) ydy;

2 J a

2 (dP_x -f dT**) = 2л/?_с[(1 — mn) -f yilct{\ -f m)] ydy, (}i_on « \x)\

б) от внутренних сил

XdQ = — o_x л (у² — if_Qn) + (сТд. + do,) л [(г/ -f ^)² —

• (У<m + dy_m)-} =- 2яа_х (1 — m²) ydy + 2л^а_х [(1 — m²)./2] t/.

Принимая уравнение пластичности в виде a₄«p^ = a_T—о_х, получим уравнение равновесия горизонтальных сил

da_x-2a\o_x—(-^~-\ aJ-^- \ а / 1 У

где обозначено

а = ±Ь. а

Решение дифференциального уравнения (X. 13): do_x Г 4У .

= 0, (Х.13)

Г ^ = 2а Г

J /1 + о\ J

У а_т

1л ja* — ^ ^ ° j a_T = 2а in у -f In С = In [С (г/^5я)1;

^{! +а} а_т + Су²'¹. а

В сечении входа при х = /, t/ = t/₀=cf₀/2, Оа—0, поэтому

1. + д 1

и формула для Ох будет иметь вид

Уо

2а

1. 1 —

   (Х.1 За)

   + а о.

Для сечения выхода х=0, y~y<_i = d[/2, Ox=ai, получим формулу для определения напряжения волочения

_0l/a, = (1 -f 1 /а) о, {1 — {(d,id^\^a\. (ХЛЗб)

Эта формула по своей структуре аналогична формуле (Х.Зб) для воло­чения круглого сплошного профиля, однако величины параметров а в этих формулах различные; кроме того (d_Q/di) ²=Я_К — является вытяж­кой при волочении круглого сплошного профиля, значение которой отли­чается от вытяжки трубы, определяемой по формуле (Х.8).

Поясним значение параметров а и b в формуле (Х.13):

т = yjy = (у — s_x)/y = 1 — s*/# « 1 — 2s_cp/d_cp;

d_cp = (d₀ -J- dj)/ 2, b — d_cr)/2s_cv, ci = (}.i/a)6 = l/2^-ji/a-c/_Cp/s_cp. (X. 13b)

Согласно формуле (ХЛЗб) при А«= (с/оМ)² = const с увеличением параметра а, т.е. с повышением отношения <icp/s_Cp (увеличением тонко-

стенности» трубы) рабочее напряжение волочения увеличивается (см. рис. Х.1, в).

Для ц/а=1 и dcp/scp—4-т-25 получим а = 2-И2 (см. график в пра­вом нижнем углу на рис. Х.1. в).

На основании изложенного выше можно сделать следующие выводы:

1. При волочении круглых сплошных профилей рабочее напряжение во­лочения зависит только от одного параметра — отношения коэффициента трения к углу волоки (.i/ot (при вытяжке Я — const). Степень повышения напряжения волочения уменьшается при увеличении jn/a.

2. При волочении трубы рабочее напряжение волочения зависит, кроме того, от относительной толщины стенки трубы s₀/d₀ и Si/di (или s_cpld_cp)-

3. Структура расчетных формул для определения рабочего напряжения волочения является идентичной для всех технических способов волоче­ния.

4. Наиболее благоприятной механической схемой деформации является схема волочения на длинной движущейся оправке; возможная степень деформации достигает значений А = 2-^2,3.

5. При волочении на короткой закрепленной оправке и при безоправоч- ном волочении вытяжка не превышает к = 1,5-f-1,6.

6. С целью снижения рабочего напряжения волочения и возможности повышения за счет этого степени деформации необходимо уменьшить параметр ц/а, что возможно как уменьшением коэффициента контактно­го трения, так и увеличением угла конуса волоки 2 а.

На практике уменьшение {х достигается путем повышения качества смазки, вводимой на контактную поверхность, повышения твердости и качества поверхности (шлифовки, полировки) рабочего инструмента (во­локи и оправки), а также обеспечения жидкостного трения и примене­ния ультразвуковых колебаний в зоне деформации (при волочении тон­кой проволоки). Увеличение угла а влечет за собой следующие отри­цательные стороны: усиливается (облегчается) вытеснение (отгон) смазки из контактной зоны деформации, повышается износ поверхности волоки, увеличивается скорость деформации металла и неравномерность деформации (ввиду более резкого поворота волокон металла при входе в волоку и выходе из волоки). На практике применяют следующие оп­тимальные значения углов конуса волоки: при волочении тончайшей и тонкой проволоки 2а = 6—12°; при волочении круглых прутков и труб 2а= 16—24°.

Пример 52. Определить напряжения и усилия волочения при следующих значе­ниях ц/а=0,5; 1,0 и 1,5.

1. Волочение круглого сплошного профиля.

Согласно формуле (Х.Зб) рабочее напряжение волочения зависит от двух парамет­ров: отношения ц/а=а и отношения d₀ld) (так как Х= (d₀/di)²)> т.е. не зависит от величины каждого члена, входящего в эти отношения (ц, a, d₀ и d\). Определим на­пряжения волочения для одного значения отношения djdi = l,3 т.е. 1,69 и е=0,41 (41 %):

а) напряжение (5\ при волочении без противонатяжения согласно формуле (Х.Зб) или графику на рис. (Х.1,в):

о₁/о_г = 0,69; 0,81 и 0,91;

б) напряжения ащ при волочении с противонатяжением /2n = or_a/oF_T=0,l, я_пА=0,059; согласно формуле (Х.За)

о_1и/о_т = 0,749; 0,869 и 0,959.

При волочении проволоки из высокоуглеродистой стали а_т._Ср=1000 МПа диаметром d| = 1 мм максимальное усилие волочения (?_8П=0,785-0,959- 1 =0,75 кН; при у_в=Ю м/с Nп=7,5 кВт. При волочении проволоки из углеродистой стали сгт.ср=500 МПа диамет­ром 10 мм при скорости волочения (без противонатяжения) о_а=5 м/с получим: Q_B= = 0,785-100-0,91 -0,5=36 кН, /V_a = 180 кВт.

2. Волочение трубы.

Напряжение и усилие волочения зависят не только от отношения диаметров, но и от толщины стенки трубы.

Оправку применяют для уменьшения толщины стенки трубы при волочении, что позволяет увеличить вытяжку до 1,7—2,3. При безоправочном волочении толщина стен- ки практически остается неизменной, а редуцирование трубы только по диаметру поз­воляет иметь небольшие вытяжки (Х<1,5) [см. формулу (Х.86) и (Х.6)]. Устройство для безоправочного волочения является весьма простым, обладает большой жесткостью (см. рнс. Х 2, а), поэтому этот способ применяют в качестве конечной операции воло­чения с целью получения готового профиля с точным диаметром и сечением.

Волочение на длинной оправке, как более производительное (Л=*1,9—2,3), приме­няют в качестве первой операции волочения исходной трубы (заготовки).

Рассмотрим маршрут волочения исходной трубы (заготовки) </₀=52 мм, я₀ = 4 мм, ^оср = 48 мм при последовательном волочении одним из трех способов:

а) волочение на длинной оправке. '

Принимаем Л,=2,3, в=0,57; тогда согласно формуле (Х.86) получим:

<2|_СР=42 мм; Sj=2 мм; di — 44 мм; s_cp = 3 мм; с?_Ср = 48 мм; s_cp/d_cp — 0,0625; a = 2|.i/aX Xs_cp/d_cp = 0,0625; 0,125; 0,1875 (см. формулу (Х.12а).

По формуле (ХЛОа) или непосредственно по графику на рис. (Х.1, а) получим О|/а_т = 0,87; 0,89; 0,915. Максимальное усилие волочения при Ог.ср = 500 МПа = = 0,5 кН/мМ²; Q_B = л-42,2-0,915-0,5= 120 кН; при v_B = 1 м/с Л'_в=120 кВт;

б) волочение на короткой оправке.

Дано: do=44 мм; s₀=2 мм; d₀cp = 42 мм (см. п. а); принимаем ^=1,6; тогда со­гласно формуле (Х.8) получим: S| = 1,5 мм; d_cp = 35 мм; = 36,5 мм; s_cp=l,75 мм; 4_Ср = 40,25 мм; s_cp/rfcp = 0,0435; 1— s_cp/d_cp = 0,9565; я = 2ц/а-0,9565 = 0,9565; 1,913; 2,87.

По формуле (Х.7а) или по графику на рис. (Х.1, в) при a_Tcn=const получим:

о,/о_т=0,74; 0,90; 0,98; Q» = n-35-1,5-0,98 • 0,5 = 82 кН; N_H = 82,1 = 82 кВт;

в) безоправочное волочение. Дано: d₀=36,5 мм; s₀=l,5 мм; с/ос_Р=35 мм; принима­ем: 5,=s₀=1,5 мм; d|_CP=26,5 мм; d_{ — 2b мм; согласно формуле (Х.6) А=1,32, е=0,242. По формуле (Х.7а) или по графику на рис. (Х.1, в) для а — ц/а находим: <Ji/a_T=0,36;

1. 45; 0,53. Q_B = л-26,5-1,5-0,53 • 0,5 = 33,3 кН; N_B = 33,3- 1 = 33,3 кВт.

3. Волочение трубы на «плавающей» оправке.

Дано: исходная труба — cf₀=30 мм; s₀=3 мм; <У_оср = 27 мм; готовая труба — cfi=26 мм; si=2,4 мм; d|_CP=23,6 мм; А._т = 27/23,6-3/12,4= 1,43.

Определяем: Я=Х_К= (d₀/di)²= 1,33; s_Cp = 2,7 мм; d_cp = 28 мм; d_cp/sc_v= 10,37; по форму­ле (Х.13в) при ji/a=l a=5,185. По формуле (X. 136) или по графику на рис. (Х.1, в) находим: 0,/а_т=0,92.

Агрегаты и станы для волочения проволоки и труб

Современными станами многократного волочения проволоки являются беспетлевые (прямоточные) станы, работающие с противонатяжением и без скольжения. Противонатяжение уменьшает износ волоки, при этом повышается качество (точность сечения) проволоки при высокой скорости волочения (до 30 м/с и более). На каждый барабан наматы­вается 6—10 витков проволоки, что необходимо для появления силы трения, достаточной для создания противонатяжения при протягивании проволоки непосредственно через волоку последующим барабаном. Ре­гулирование противонатяжения (при исключении возможности сколь­жения витков по барабану) достигается путем применения индивидуаль­ного привода каждого барабана электродвигателем постоянного тока, который допускает плавное и простое регулирование частоты вращения в широком диапазоне. Применение регулируемого противонатяжения (от 10 до 30 % от усилия волочения) особенно эффективно при волоче­нии высокопрочной и нержавеющей проволоки и проволоки фасонного сечения, при котором с целью уменьшения износа волоки применяются небольшие обжатия (вытяжки).

В цехах для производства проволоки применяют автоматизирован­ные поточные агрегаты, в которых совмещены операции: а) механичес­кого удаления окалины с травильными агрегатами; б) механического удаления окалины с волочильными станами; в) многониточного волоче­ния с отпуском и покрытием тонкой проволоки (лужение, изоляция).

На рис. Х.7 представлен агрегат для непрерывного многократного волочения проволоки при высокой скорости. Для обеспечения процесса «бесконечного» волочения стан работает в автоматическом режиме: на приемном столе установлены два бунта исходной катанки; разматыва­ние проволоки для подачи ее на волочение осуществляется изнутри не- вращатодагося первого бунта 1, что позволяет сваривать встык задний конец проволоки с передним концом второго бунта. Сдвоенное намоточ­ное устройство предназначено для намотки готовой проволоки на одну из двух шпуль 9 без остановки стана.

Техническая характеристика стана: диаметр исходной катанки 9—

11. мм; диаметр готовой проволоки 1,6—3,0 мм; максимальное число протяжек 11; средняя кинематическая вытяжка 1,25; максимальная ско­рость волочения 40 м/с; мощность электропривода 230 кВт.

Для обеспечения работы при ускорении и замедлении стана установлены регулятор скорости 2 и блок-накопительЗ с достаточным запасом прово­локи. За последним тянущим волочильным блоком 4 имеет- ся ролик 5 для измерения дли­ны готовой проволоки. Пстле- регуляторы 6, 10, установлен­ные перед двухшпульной мо­талкой, предназначены для поддержания постоянного на­тяжения проволоки, регулиро­вания частоты вращения элек­тродвигателя моталки по мере увеличения диаметра бунта при наматывании готовой проволо­ки на шпулю и для регулиро­вания петли в период подачи проволоки с заполненной шпу­ли на пустую. Раскладчик про­волоки перемещается вдоль шпули шаговым электродвига­телем. При заполнении одной шпули 9 счетчик витков пода­ет команду на резку проволоки и направление ее роликами 7 на другую моталку. Загрузка моталки пустыми шпулями и удаление заполненных шпуль осуществляется тележкой 8 с двумя люльками; одна люлька подает пустую шпулю, другая принимает заполненную шпу­лю. Стан имеет встроенную в его корпусе самостоятельную систему смазки и охлаждения.

Современными станами для волочения труб являются двух­цепные волочильные станины (рис. Х.8), которые по сравне­нию с одноцепными имеют сле­дующие существенные преиму­щества:

1) ось волочения совпадает с осью станин /, 3 стана, по­этому длинные балки станины не испытывают продольный из­гиб от усилия волочения через цепь и тяговую тележку, и ста­нина может быть более жест­кой;

2. волочильная тележка име­ет неизменное (постоянное) шарнирное соединение с боко­выми цепями 2, что исключает необходимость применения крю­ка для периодического соеди­нения тележки с цепью. Для равномерной нагрузки цепей они соедине­ны с тележкой при помощи коромысла 7, Тяговый контур цепи — те­

3. лежка 4 имеет реверсивный привод от электродвигателя 9 постоянного тока через редуктор 10 с ведущими звездочками 11, что позволяет ис­ключить механизм возврата тележки, имеющейся на одноцепных станах;

4. пространство между цепями является свободным и после протяж­ки готовые трубы падают вниз и по наклонному склизу 6 направляются в карман или на боковой транспортер. Дорожки 8 для тележки и на­правления цепей смонтированы в стойках 5, имеющих Г-образную (от­крытую) форму для размещения склизов 6\

5. каждая цепь нагружена только половиной усилия волочения, в ре­зультате чего можно применять цепи с небольшим шагом и звездочки с большим числом зубьев, что способствует более равномерному движе­

нию тележки и получению более качественной поверхности труб при во­лочении.

Двухцепные станы предназначены для однониточиого и многониточ­ного волочения труб; усилие волочения до 1500 кН, полезная длина хо­да тележки до 60 м, скорость волочения до 2,5 м/с.

Барабанные трубоволочильные станы предназначены для волочения длинных труб «из бунта в бунт», поэтому коэффициент использования такого стана выше, чем для прямолинейного волочения отдельных коротких труб.

Усилие волочения 100—200 кН, скорость волочения для труб из цвет­ных металлов до 20 м/с, для стальных труб до 5 м/с. Диаметр труб (со­ответственно) 80 и 50 мм; диаметр барабана до 3 м.

На рис. Х.9 дана схема барабанного стана для волочения труб. Ис­ходные бунты труб на шпулях 1 устанавливаются на разматыватель 2\ в передний отогнутый конец трубы вставляется плавающая оправка, обжимается передний конец трубы, который задается в волоку 3 и на тянущий барабан 4. На барабан наматывается несколько витков для обеспечения момента трения, необходимого для создания усилия волоче­ния трубы через волоку. Далее труба через правильные ролики посту­пает на моталку 5 со шпулей, в которой закрепляется передний конец трубы. Привод разматывателя, тянущего барабана и моталки — от элек­тродвигателей постоянного тока.

По окончании намотки шпуля 6 направляется по боковому транспор­теру к разматывателю 2, если требуется повторная протяжка, или на отдельную поточную линию, состоящую из разматывателя, ролико-пра- вильной машины (для исправления овальности намотанной трубы), ка­либровочного стана прямолинейного волочения, ножниц для резки тру­бы на мерные длины и машины для обвязки и упаковки пачек готовых труб.

Для транспортирования прокатываемого металла к прокатному стану, задачи металла в валки, приема его из валков и передвижения к вспо­могательным машинам (ножницам, пилам, правильным машинам и т.д.) служат рольганги. Современные прокатные станы характеризу­ются поточным технологическим процессом обработки металла, поэтому общая длина рольгангов весьма значительна, а масса их иногда дости­гает 20—30 % от массы механического оборудования всего прокатного стана.

По своему назначению рольганги разделяют на р а б о ч и е и транс­портные. Рабочими называют рольганги, расположенные непосред­ственно у рабочей клети стана и служащие для задачи прокатываемого металла в валки и приема его валков. Транспортными называют все остальные рольганги, установленные перед рабочей клетью и за ней и связывающие между собой отдельные вспомогательные машины и устройства стана. •

По своей конструкции рольганги выполняют с групповым и индиви­дуальным приводом роликов и с холостыми роликами.

При групповом приводе роликов одна секция рольганга, состоящая из 4—10 роликов и более, приводится от одного электродви­гателя через конические или цилиндрические шестерни и трансмиссион­ные валы. Групповой привод применяют только для рольгангов, рабо­тающих в тяжелых условиях, например подводящих рольгангов блю­мингов.

При индивидуальном приводе каждый ролик (или два) данной секции рольганга приводится от отдельного электродвигателя. Рольганги с индивидуальным приводом проще в изготовлении и эксплу­атации. Их широко применяют в качестве транспортных рольгангов для передвижения металла, длина которого после прокатки значительна, а также в качестве первых роликов рабочих рольгангов у обжимных станов.

Рольганги с холостыми роликами применяют как транс­портные; их располагают с небольшим уклоном к горизонтали и пере­мещение металла по ним происходит под действием сил собственной тя­жести, поэтому эти рольганги называют также гравитационными. В некоторых случаях (например, для удлинения раскатных рольгангов) уклон делают в обратную сторону для создания подъема («горки») с целью замедления скорости транспортируемого металла.

Ролики рольгангов изготовляют цельноковаными, литыми или из труб.

С передней и задней сторон клетей блюмингов и слябингов находят­ся рольганги, которые служат для подачи слитков к прокатным валкам, перемещения прокатываемой полосы во время прокатки, транспортиро­вания прокатанной полосы к ножницам и блюмов или слябов от ножниц на склад. В соответствии с выполняемыми операциями различают роль­ганги: приемный, рабочие и транспортные.

Приемный рольганг принимает слиток от слитковоза и пере­дает на подводящий рольганг, который транспортирует его к рабочему рольгангу перед клетью. Первые ролики этого рольганга принимают на себя удары при опрокидывании на них слитков, и поэтому их делают цельноковаными.

Часто по образующей их бочки выполняют продольное рифление, что способствует лучшему сцеплению со слитком.

На рис. Х.10 представлен ролик приемного рольганга слябинга 1150 конструкции НКМЗ. Рольганг состоит из двух секций с четырьмя и тре­мя роликами. Каждая секция снабжена приводом от электродвигателя мощностью 45 кВт (575 об/мин) через редуктор с передаточным числом i=9,44, промежуточные цилиндрические шестерни и шпиндели (типа удлиненных зубчатых муфт.) Ролики смонтированы на конических ро­ликовых подшипниках. Для восприятия больших ударных нагрузок при

подаче слитка массой до 28 т на рольганг не слитковозом, а непосред­ственно колодцевым клещевым краном предусмотрена амортизация опор роликов при помощи тарельчатых пружин.

Рабочие рольганги обжимных станов (блюмингов и слябин­гов) работают в весьма тяжелых условиях: их ролики подвергаются ударам во время кантовки и также при выходе слитка из валков. Груп-

Рис. X.I0. Ролик приемного рольганга слябинга 1150 с прул<инными амортизаторами под подшип­никовыми опорами

повой привод роликов рольганга с коническими шестернями в этих ус­ловиях на практике оказался совершенно неработоспособным.

На новых блюмингах и слябингах применяют два вида рабочих рольгангов: I) все ролики (8—10 шт.) рольганга имеют индивидуаль­ный привод от отдельных расположенных сбоку тихоходных электродви­гателей. Вращение передается через зубчатые муфты с удлиненным валом. Такой рольганг требует установки большого числа двигателей завышенной мощности (для надежного привода каждого ролика) и, кроме того, больших площадей для размещения этих двигателей перед рабочей клетью и за ней; 2) первые два-три ролика, расположенных ря­дом со станинными роликами, имеют индивидуальный привод, а осталь­ные б—8 роликов — групповой привод от отдельного редуктора с ци­линдрическими шестернями и зубчатые муфты удлиненного типа. При­вод рольганга второго типа занимает меньшие площади, суммарная мощность электродвигателей меньше и, кроме того, при прокатке отно­сительно коротких слитков в первых проходах можно включать только первые ролики с индивидуальными приводами, групповой привод вклю­чается только при последующих проходах, когда длина прокатываемого металла становится большой (>5 м).

На рис. Х.11 показан рабочий рольганг блюминга 1300 конструкции УЗТМ.

Рабочий рольганг состоит из восьми роликов. Первые два ролика имеют индивидуальный привод от электродвигателей постоянного тока мощностью 135/43 кВт (470/150 об/мин, (ПВ = 100%) через зубчатые муфты удлиненного типа; максимальная окружная скорость роликов

9. м/с. Остальные шесть роликов имеют групповой привод от электро­двигателя типа МПС 5400—1000 мощностью 200 кВт (500 об/мин, ПВ=(100%) через редуктор (/ = 82/38-49/25 = 4,24) и паразитные про­межуточные шестерни (г = 37); окружная скорость роликов 3,1 м/с. Все ролики цельнокованые, диаметр 500 мм, длина бочки 2800 мм, установ­

10. лены на двухрядных сферических роликоподшипниках, хорошо воспри­нимающих динамические нагрузки ка ролики и их прогиб. Смазка ре­дуктора жидкая, проточная; зубчатых муфт — жидкая, заливная; под­шипников роликов рольганга — густая.

1 — валки; 2 — слиток; 8,4 — с-ганияиые ролики; 5— редуктор; 6 — зубчатые шпиндели (муфты); /“Ста­нины рабочей клети; 8 — универсальные шпиндели от главных электродвигателей; 9 — рабочий рольганг; 10 — раскатной рольганг

Рис. X.1I. Рабочий рольганг блюминга 1300 конструк­ции УЗТМ:

1100

Транспорт ные рольганги (подводящие и отводящие) об­жимных станов снабжены групповым приводом аналогичного вида, но отличаются облегченной конструкцией, так как они транспортируют длинную полосу (блюм, сляб) и нагрузка, приходящаяся на один ролик, меньше. На всех транспортных рольгангах сделаны боковые направляю­щие стальные линейки, пред­назначенные для направления движущейся полосы.

Рольганги с индиви­дуальным приводом ро­ликов применяют для транс­портировки проката большой длины (полос, толстых листов, заготовок, профилей и т. д.), когда нагрузка от массы ме­талла, приходящаяся на каж­дый ролик, невелика. В отли­чие от рольгангов с групповым приводом рольганги с индиви­дуальным приводом имеют очень простую конструкцию.

Каждый ролик установлен на отдельной раме и может быть легко заменен; из типовых ро- ликов-блокоВ можно составить рольганг любой длины с лю­бым шагом роликов. Для при­вода роликов применяют асин­хронные рольганговые двига­тели в двух исполнениях: обыч­ные с лапами и фланцевые. Ес­ли необходимо регулировать скорость рольгангов, для пита­ния этих двигателей применя­ют преобразователи частоты (10—60 Гц).

На рис. Х.12 приведены примеры конструкций роликов с индиви­дуальным приводом. Обычно ролики изготовляют из труб, к которым приваривают концевые ступицы, насаживаемые на вал; иногда концы труб обжимают для цапф. Опоры роликов устанавливают на конические роликоподшипники или (с неприводной стороны) на подшипники с ви­тыми роликами. Рамы для роликов отливают из чугуна марки СЧ15—32 или для тяжелых рольгангов из стали ЗОЛ. В случае привода ролика через промежуточную шестеренную пару последнюю монтируют в самом корпусе опоры ролика.

На сортовых станах применяют также рольганги с приводом роликов от электродвигателей через обычный карданный автомобильный вал. Лапы двигателя расположены на плите ниже уровня ролика, поэтому над электродвигателями рольганга может быть расположен транспортер (шлеппер) для перемещения проката.

Расчет роликов рольгангов

Основными параметрами рольгангов являются: диаметр роликов d, дли­на бочки и шаг между роликами. С целыо снижения массы рольганга н уменьшения мощности привода диаметр роликов целесообразно брать наименьшими, насколько позволяет прочность самого ролика. Длину бочки роликов принимают: для рабочих рольгангов — равной длине бочки валков, для транспортных рольгангов — на 150—200 мм больше ширины транспортируемой полосы (или ширины уложенных в ряд не­

скольких профилей, заготовок). Шаг роликов выбирают из условия, что металл должен лежать не менее чем на двух роликах, однако он не дол­жен быть очень большим, иначе металл будет прогибаться.

Скорость вращения роликов рабочих рольгангов должна быть на 10—15 % выше скорости выходящего из валков металла, а у транспорт-

650 570

Рис. Х.12. Ролики с индивидуальным приводом:

а — от фланцевого электродвигателя через гибкую муфту; б — от фланцевого электро- ъуйчатую а — сл: козлиный.

ных рольгангов она принимается в зависимости от типа и назначения стана и характера выполняемых технологических операций. Например, для подводящих рольгангов блюминга, транспортирующих тяжелые слитки, скорость равна 1,5—2 м/с, а у отводящих за непрерывным ши­рокополосным станом горячей прокатки — до 20 м/с.

Момент и мощность привода роликов рольганга определяют с учетом трех факторов:

а) потерь на трение в подшипниках при передвижении металла по рольгангу:

Af_TP = (Q + nG) [,i_n dJ2\ (Х.14)

б) возможного буксования роликов по металлу при случайном упоре металла в препятствие, например в направляющие линейки, установлен­ные по длине рольганга:

Эти моменты составляют статическую (неизменную, постоянную при. o=const) нагрузку привода: Мсг=М_Гр+Мб_Ук',

в) возможности транспортирования металла с ускорением, для чего кроликам необходимо приложить динамический момент

M_ma = Je = J-^- кН-м. (Х.16)

В формулах обозначено:

Q — вес транспортируемого металла (при индивидуальном приводе каждого ролика от отдельного электродвигателя Q — вес металла, при­ходящийся на один ролик); G — вес самого ролика; п — число роликов, приводимых от одного электродвигателя; d — диаметр бочки ролика, d_n — диаметр трения в подшипниковых опорах ролика; ц_п — коэффици­ент трения в подшипниках ролика; для роликовых подшипников. |а_п=* =0,005—0,008; (Ыб — коэффициент трения ролика при буксовании: по го­рячему металлу ^6=0,3; по холодному ji6=0,15—0,2, / — момент инер­ции масс т, вращающихся с ускорением, кг-м²;

j _{= m}R* = mD]/4; (Х.17)

Di — диаметр инерции вращающейся детали; для детали, имеющей форму цилиндра, R_t = г/\^2 ж 0,7л; D_{=2#/« 1,4г, здесь г — на­ружный радиус цилиндра; e-d^/dt — угловое ускорение вращающей­ся массы, 1/с² (рад/с). Выражение mD\ называется маховым моментом вращающейся массы.

При ускорении вращения роликов рольганга находящийся на них металл движется с ускорением поступательно. Для приведения момен­та инерции поступательно движущегося металла к оси вращения ролика будем считать, что масса металла приложена в точке (по образующей) на окружности ролика. Тогда динамический момент для разгона (дви­жения с ускорением) самих роликов и находящегося на них металла бу­дет равен, кН-м

М,„„ = (/, + Л,)« = 1/4 [п (m_p Dy + ш_м «*] в, (X. 18)

где т_Р и т_м — масса ролика и металла.

Если задано не угловое ускорение роликов е, а ускорение поступа­тельно движущегося по ним (без пробуксовки) металла j, то при поль­зовании формулой надо иметь в виду следующее соотношение (при' у=0г):

/ = dv/dt = (doi/dt) г = ег; е = //г = 2j/d,

где / выражено м/с²; d в м; е в 1/с².

Для того чтобы заставить металл двигаться по роликам рольганга с ускорением, ролики должны преодолеть силу инерции металла, рав­ную, Н

^мет ⁼ /•

Но при движении металла по роликам (без проскальзывания) сила инерции не может быть больше силы трения между роликом и метал­лом, равной F_Tp=^Q = ^m_M т. е. /мет^^тр или

= (Х.19)

Отсюда следует, что максимальное ускорение металла на роликах роль­ганга не может быть больше произведения коэффициента трения ролика по металлу на ускорение силы тяжести.

При р, = |Лб получим: для холодного металла /=0,15-9,8« 1,5 м/с²; для горячего металла /==0,3 -9,8» 3,0 м/с².

Таким образом, суммарный момент привода п роликов рольганга будет равен, кН -м

^рол ⁼ ^ст 4" А^ДИЯ" (Х.20)

Мощность, требующаяся для вращения роликов рольганга, кВт

Nрол ~ ^рол ^юр>

где сор — угловая скорость вращения роликов, 1/с. Мощность электро­двигателя для привода роликов

^_дв = n. (Х.22)

где г, — к. п. д. передачи от двигателя к роликам. Окончательный выбор мощности двигателя необходимо проводить с учетом характера рабо­ты рольганга (длительный, кратковременный, повторно-кратковремен­ный), т.е. с учетом не только допустимой кратковременной перегрузки двигателя по моменту, но также и с учетом допустимого его нагрева по среднеквадратичному току (моменту).

Расчет ролика рабочего рольганга на прочность

Ролик постоянного сечения на жестких опорах. При кантовке центр тяжести слитка (блюма, сляба) опускается на величину h. В конце падения слитка, т.е. в момент соприкосновения его с роликом рольганга, живая сила (кинетическая энергия) его падения равна, Дж

E₀ = m_Kvl/2 = Qh, (Х.23)

где v₀ =V2gh — скорость падения слитка, (м/с), в момент соприкос­новения его с роликом; т_м и Q — масса, кг, и вес, Н, металла (слитка), приходящиеся на один ролик.

После удара слитка о ролик часть энергии удара будет израсходо­вана на пластическую деформацию (смятие) слитка, а слиток вместе с роликом будут далее двигаться со скоростью v_lt так как ролик будет упруго изгибаться.

Из курса сопротивления материалов известно, что при подсчете про­гиба балки постоянного сечения для учета влияния массы (веса) самой балки надо к действующему в середине балки грузу прибавить полови­ну (точнее 17/35) массы (веса) самой балки. Таким образом, живая си­ла системы слиток — ролик после удара слитка будет равна, Дж

Еу = ^mM~tVp pa, (Х.24)

где &i«0,5—коэффициент приведения массы ролика к массе слитка.

Эта энергия переходит в потенциальную энергию упругой деформа­ции ролика и его опор. Очевидно, что разность Е₀—Е_у есть энергия, из­расходованная на пластическую деформацию (смятие слитка).

В уравнении неизвестной является скорость системы Vi после удара. Определим ее из закона сохранения количества движения: количество движения системы до удара равно количеству движения ее после удара m_HVo — (mrA+k₂mp)vu откуда

= v₀ —-—, (Х.25)

1 -}- куГПу/ТПт

где k₂ =0,625 (точнее 5/8) — коэффициент приведения скорости ролика к скорости металла.

Подставляя это значение V\, получим

-f- /fejrnp/тм _ г I

jOq ———

0 Н^- kz^p/®м)- 1

Из рассмотрения этой формулы следует, что энергия системы после удара тем больше, чем меньше отношение массы ролика к массе слитка (металла). Если, например, т_р = 7₂га_м, то получим £_у«0,8£о, т.е. 80 % энергии удара будет восприниматься роликом и его опорами и только 20 % энергии будет потеряно на смятие слитка. Отсюда следует, что при изгибе ролика в нем будут возникать значительные напряжения.

Ролики рольганга обычно устанавливают на жестких опорах (на подшипниках качения), поэтому можно считать, что кинетическая энергия Е_у полностью переходит в потенциальную энергию прогиба толь­

ко самого ролика, т.е. деформацией опор можно пренебречь. Представ­ляя ролик в виде двухопорной балки постоянного сечения, получим, что потенциальная энергия его прогиба' равна половине произведения динамической силы удара на величину прогиба, т. е.

U = Pfj2. (Х.27)

Опыты показывают, что деформация двухопорной балки при удар­ной нагрузке протекает так же, как и при статической, т. е. прогиб про­порционален действующей силе

/ = /^Э/³/(48£У), (Х.28)

поэтому потенциальная энергия ролика при ударе будет

U = P4*/{96EJ), (Х.29)

где L — длина между опорами балки; EJ — жесткость балки.

Приравнивая кинетическую энергию .[уравнение (Х.26)] потенциаль­ной, т.е. Ey—U, получим формулу для определения динамической си­лы удара:

(Х.ЗО)

Р — ^пап

где динамический коэффициент

EJh

96 EJ

(Х.31)

‘'ДИВ

-V

Как показывают расчеты, для роликов рабочих рольгангов &д_Ин= =25ч-50; отсюда следует, что динамическое усилие на ролик рабочего рольганга в 25—30 раз больше веса падающего слитка.

Напряжения изгиба в ролике будут равны: в середине бочки

а_б - M„₃/W₆ = Pl/(W₆) = Р1Я0,4<Р); (Х.32)

в шейке на расстоянии с от середины опоры

о_ш = (Р/2)с№_ш = Рс/0М³_ш. (Х.ЗЗ)

I

где d_ш — диаметр шейки (у галтели).

Ролик переменного сечения на жестких опорах. Конструктивно ролик рольганга представляет собой двухопорную бал­ку не постоянного (как было принято выше), а переменного сечения (рис. Х.13).

С целью учета влияния различной жесткости цапф и промежуточ­ных участков между цапфами и бочкой ролика представим ролик трех­ступенчатым, как показано на рис. Х.13. Определим потенциальную энергию прогиба такой трехступенчатой балки: т

U

О

//2

О v о г.

(Х.34)

+-И(И*

Р1³

а,

£/ =

96£/ где обозначено:

а = [1 + (2Ы1)³ (V- 1) + (2с//)³ (*_с - k_b)\ > 1;

k_b = J/J_b>U k_e = JIJ_e>l. _ч .

Очевидно, что потенциальная энергия ступенчатой балки больше, чем балки постоянного сечения, так как больше прогиб первой при том же диаметре бочки ролика.

В формуле (Х.З!) выражение для динамического коэффициента при­нимает следующий вид:

\ / X осч

a/³ (Q + ВД² ' V а/³ (Q +&G) ' ' ' ’

Для балки переменного сечения, представленной на рис. Х.13, со­гласно более точным подсчетам, следует принимать значения коэффици­ентов приведения — 0,55 и k₂=0J.

Q -г kiG

дин

EJh

96EJ

k

Рис. Х.13. Ролик переменного по длине сечення на Жестких опорах (а) и приложения нагрузки на ро­лик посередине (б) и у края (в) бочки ролика

Рис. Х.14. Ролик переменного по длине сече­ния с пружинными амортизаторами под опо­рами:

а —схема нагружения; б —пружина опоры

Рассмотрим теперь, как изменится величина динамической силы Р, если кантовка (удар) слитка происходит не посередине, а у края боч­ки ролика.

Можно считать, что кинетическая энергия системы слиток—ролик не зависит от того, в каком месте по длине ролика осуществляется удар (т.е. падение слитка на ролик).

Потенциальную энергию прогиба ролика приравниваем кинетичес­кой, поэтому можем написать: при ударе посередине бочки

h

2 U /у³

Pi

а;

V

48£7

при ударе у края бочки

г _ 2U _ P₂(ab 12

а,

P_z 3 ЕЛ

при £/=const для обоих случаев P\\\ — PzU’ поэтому получим

Р_г = Pi—— = Pi ⁵ — . (Х.36)

² tab 4(1 — all) all

Так как а//>7г, то знаменатель всегда <1, т.е. при кантовке у края бочки усилие будет больше, чем в случае кантовки посередине бочки.

Ролик переменного сечения на подпружиненных опорах. Практика показывает, что ролики рабочего рольганга и ста­нинные ролики, установленные на жестких опорах, часто разрушаются (ломаются по шейке или по бочке).

С целью уменьшения динамической нагрузки при ударе и повышения прочности на новых обжимных станах ролики рабочего рольганга и ста­

нинные ролики устанавливают на подпружиненных опорах под цапфами (амортизаторах) (рис. Х.14). В этом случае общая потенциальная энергия системы ролик — пружинные опоры будет равна сумме-энергии ролика U\ и пружинных опор U₂:

U = U_x + U_t. (Х.37)

Потенциальная энергия ролика определяется по формуле (XI. 16). Потенциальную энергию пружинных опор представим в следующем ви­де (вывод см. ниже):

^2 = ^²~V. (Х.38)

При определении кинетической энергии системы слиток—ролик по формуле (Х.26) можно принимать коэффициенты приведения масс и скорости &1=&₂=1, так как скорость системы после удара незначи­тельно отличается от скорости падения слитка в момент удара v_Q и де­формации ролика мала по сравнению с деформацией пружинных опор.

Приравнивая кинетическую энергию системы ролик — слиток правая часть формулы (Х.26) суммарной потенциальной энергии системы ро­лик— пружинные опоры по формулам (Х.24) и (Х.38), получим урав­нением для определения динамической нагрузки на ролик, имеющий пружинные опоры,

(Х.39)

Р — &пр Q*

где коэффициент динамичности для пружинных опор равен

*,8 У-

EJ

+

(Х.40)

а/³ + 96£7Р

здесь характеристические коэффициенты пружин

R}n,

&

20

№

J4_

п₂

пр

'пр

Rl

№ №

а — см. формулу (Х.34).

Анализ формулы (Х.40) показывает, что коэффициент динамично­сти пружинных опор в 5—8 раз меньше коэффициента динамичности жестких опор [/г_пР<&дин, см. формулу (Х.31)], что подтверждает целесо­образность применения пружинных опор на первых роликах приемного и рабочего рольгангов и станинных роликах.

Пример 53. Определить момент и мощность электродвигателя индивиду­ального привода ролика транспортного рольганга между первой и второй непре­рывными группами клетей заготовочного стана 850/700/500.

Из последней клети первой группы стана выходит заготовка длиной до 65 м, сечением 150x150 мм и весом до 72 кН со скоростью 1,48 м/с. Рольганг имеет

49. роликов с шагом 1500 мм; каждый ролик приводится от отдельного электро­двигателя переменного тока типа АР14-16: максимальный момент двигате­ля 280 Н-м; частота вращения 375 об/

мин; двигатель соединен с роликом одноступенчатым цилиндрическим редуктором с передаточным числом /=4,41 (рис. Х.15).

1. Принимаем, что заготовка наибольшего веса и наименьшей длины при транспор­тировании по рольгангу лежит на пяти роликах; d=350 мм; cf_n=180 мм; ц_п=0,008; вес ролика 4 кН. По формулам (Х.14) и (X. 15) находим момент на шейке приводного ролика из условия возможного буксования ролика по горячему металла (Цб=0,3)'.

Рольганг работает при постоянной скорости, поэтому динамический момент на ускорение металла равен нулю.

Момент ролика, приведенный к валу двигателя:

Л4_пр = 0,76/(4,41-0,95) =0,18 кН-м = 180 Н-м;

значит, выбранный электродвигатель удовлетворяет длительному режиму работы роли­ка рольганга.

Пример 54. Определить динамическую нагрузку на ролик при кантовке слитка и прочность ролика рабочего рольганга блюминга 1000. Ролик установлен на жестких

опорах. Размеры ролика: цапфа — d_c = 20,5 см; с=7,4 см; /_c = j-^=8650 см⁴; кони-

64

^я 4

ческая часть (заменяем средней по диаметру цилиндрической) —<i_a = 31 см; /_в= ад**» ~

я

=45200 см⁴; бочка d=40 см; J = d⁴ = 125500 см⁴; b = 55 см; /=330 см. Вес ролика

G=30 кН, т_р=3000 кг; вес кантуемого слитка 60 кН. Слиток при кантовке падает на два ролика, поэтому на каждый ролик приходится половина веса слитка Q-30 кН; т_м=3000 кг. При кантовке центр тяжести слитка понижается на h=30 см. Скорость

падения центра тяжести в момент соприкосновения слитка с роликом v₀ = V2gh =

= V^2-9,8-0,3 = 2,4 м/с (см. рис. Х.14, а).

1. Коэффициент а в формуле потенциальной энергии ролика (Х.34)

*₈ = 125 500/45 200 = 2,8; k_c = 125 500/8650 = 14,5; а = 1 -f- (2-55/330)³ 1,8 -f- (2-7,4/330)^s 11,7 = 1,07.

2. Коэффициент динамичности определяем по формуле (Х.35) (левая часть). При­нимаем для стального ролика £=2,1 • 10⁵ МПа

/ 30 (30 + 0,55-30) 10³

96-2, ЫО⁷-125 500 — =59.

1.07-330³ (30 -f- 0,7.30)? Ю®

3. Динамическая нагрузка на ролик при кантовке слитка по формуле (Х.ЗО) Я = 59-30= 1770 кН.

4. Напряжение изгиба в галтеле шейки (цапфы) ролика по формуле (Х.ЗЗ)

Рс 177-10^-7,4

7750 Н/см² = 77,5 МПа.

2-0,]^ 2-0,1-20,5³

5. Напряжение изгиба в середине бочки ролика по формуле (Х.32)

Р1 177- К^-ЗЗО

⁰ = ТОГ = ". о,,.,03- =^{22 500 Н/сИ?} - ^{225 МПа}-

6. Динамическая нагрузка на ролик при кантовке слитка у края бочки на расстоя­нии 50 см от середины, т.е. при а= 165 + 50=215 см и o/i=0,65; согласно рис. Х.13 и формуле (Х.Зб):

Р₂ = 1770 ———— = 1920 кН.

² 4(1—0,65)0,65

7. Напряжение в бочке ролика в сечении приложения удара

ab a I a \

M_m = P₂ — - Рг — (l-a) = P₂a (l-—):

М_из = 1920-2,15(1 —0,65) = 1460 кН-м = 1,46 МН/м;

1,46

* = -ШЖ ^{= 23}° ^МПа‘

Ролик изготовлен из кованой стали марки 40Х, для которой 750 МПа. Таким образом, запас прочности составит л=750/230=3,25, что ниже допустимого (четырех­пятикратного, без учета коэффициента усталостной прочности).

Рекомендации: необходимо увеличить диаметр бочки роликов до d=500 мм или цапфы ролика установить на пружинных опорах для снижения динамической нагрузки на ролик при кантовке.

Пр и м е р 55. Определить динамическую нагрузку на ролик рабочего рольганга при кантовке слитка и прочность ролика. Данные те же, что и в примере 54.

Каждая цапфа ролика установлена на пружинной опоре (см. рис. Х.14,а); конст­руктивно опора состоит из четырех спиральных пружин — двух наружных и двух внутренних (расположенных в двух секциях), имеющих следующую характеристику (см. рис. Х.14,б); число рабочих витков ^ = 3,5 и т=6,5 соответственно; материал пружин: сталь марки 60С2, модуль сдвига G-8-10⁴ МПа.

r

'

1. Максимальное усилие сжатия пружин Ол? 8-10^е-2*

= 8

4*5,7³-3,5

8- 10^s-1,2* 4-9,58.6,5

^lmax —

N 2mai ⁼ ^2'

31 kH.

= 9

4 Щп₂

2. Gr

   Пружины предварительно сжаты на >*.*=32 и Х*=42 мм. Усилия предваритель­ного сжатия

34,4 кН;

4

Gr*

В

= 14,5 кН.

4^2 ^п2

3. Потенциальная энергия двух пружин (одна секция) при ударе слитка о ролик рольганга (площади заштрихованных эпюр)

N₂ + в

( N2 + В \ , ( Ni + А \ X

^и'^=тХ[ 2 +1 2 j = Y^{iNc + A + B)}'

1

*1-

+

¹⁺ir

®2

«2

[Р-4(А + В)]\

[Я?-16(Л + В)^г].

(Х-41)

и ₂ = 4 и с =

= 33-10* Н-см;

33-10*

9,6.

где Я —деформация опоры (пружин) при ударе; No^Ni+Ni — усилия на пружины одной секции при ударе.

Суммарное усилие на все пружины двух опор ролика (четыре секции) при ударе эквивалентной фиктивной статической нагрузки на ролик, заменяющий действие удара падающего слитка: 4N_C, поэтому получим (для двух пружин одной секции)

U_C = X/8[P + 4(A + B)].

4. Из характеристики пружин следует, что

X = a₁(N₁-A) = a₂{N₂-B),

где обозначено:

=⁴Я?*₁/(^Сг?)^{; a}₂⁼⁴^W(^Gr5}-

Так как Ni+Ni—Nc — PIl, то при совместном решении получим

«1

*1 + <*2

или, как представлено выше U₂=$P²—у» ^гД^е значения коэффициентов Р и у приведены выше [см. формулы (Х.34) и (Х.40)].

6. Определяем коэффициент динамичности пружинных опор по формуле (Х.40): a = 1,07 (см. пример 54);

1 9,5³.3,5 Р = , »■„ = 9 - Ю-^в см/Н;

32 <Xj -}- otg

5. Полная потенциальная энергия пружинных опор ролика (четыре секции) 1

1,07-330⁸ + 96-2, ЫО⁷-125 500-9-10-⁶ 7. Нагрузку на ролик при ударе слитка определяем по формуле (Х.39) Р =9,6-30 = 288 кН.

²*⁺,^,24(т1‘)(т^:г)*

*_Пр = 9,8 2,1 '10

4 aj + ag

1 axa₂

•;

n₂ = P/4-N_x;

[Я² — 16 (Л + В)²],

1 +

1 ajoej.

2-8-10^е

125 500

Л- В

60 000

а₂

U,

8

X =

Таким образом, по сравнению с жесткими опорами (см. пример 54) нагрузка и коэф­фициент динамичности уменьшились в 59/9,6 = 6,2 раза; в такой же степени уменьши­лись напряжения в шейке и в бочке ролика, т. е. прочность ролика увеличилась в 6 раз.

Вместо спиральных пружин в опорах первых роликов приемных и рабочих роль­гангов и станинных роликов на новых крупных блюмингах и слябингах применяют так­же плоские (тарельчатые) пружины в форме вогнутых и выпуклых дисков; такие пру­жинные амортизаторы обладают большой жесткостью при небольших габаритах. Ме­тодика расчета таких амортизаторов аналогична изложенной выше (см. рис. Х.10).

1

3. Кантователи

Манипулятор предназначен для передвижения металла по роликам ра­бочего рольганга параллельно их бочке е целью последующего правиль­ного направления металла в валки (или их калибры). Одновременно с этим линейки манипулятора выпрямляют прокатываемую полосу (блюм, сляб, заготовку), если она искривилась при прокатке. Манипуляторы применяют только при прокатке слитков и относительно толстой заго­товки и полосы, т. е. на блюмингах, слябингах, рельсобалочных и круп­носортных станах и на толстолистовых станах.

Кантователи в линиях прокатки служат для поворота (кантовки) прокатываемой полосы (слитка, блюма, заготовки, профиля) относи­тельно ее продольной оси на 90° перед задачей в следующий калибр валков для обеспечения равномерного обжатия металла по всему сече­нию. Такие кантователи применяют на блюмингах, слябингах, рельсо­балочных и сортовых станах.

Кантователи блюминга (слябинга)

Манипуляторы установлены с передней и задней сторон рабочей клети. Каждый манипулятор снабжен двумя массивными стальными литы­ми линейками (массой 15—40 т каждая), установленными по бокам ра­бочего рольганга и передвигаемыми при помощи длинных штанг с зуб­чатыми рейками. Передние и задние линейки как со стороны привода валков, так и со стороны привода роликов рабочих рольгангов попарно приводятся от общего электродвигателя при помощи зубчатых шесте­рен, находящихся в зацеплении с рейками. Таким образом, левые или правые линейки передвигаются одновременно. Кроме того, левые и пра­вые линейки могут одновременно передвигаться навстречу одна другой и «зажимать» металл либо удаляться одна от другой. Металл, направлен­ный в валки передней парой линеек, с другой стороны клети принимает­ся задней парой линеек и затем передвигается ими к следующему ка­либру валков. Средняя штанга с зубчатой рейкой соединена с валом кантователя и приводится от электродвигателя.

На блюмингах и слябингах применяют кантователи крюкового типа, принцип действия которых заключается в следующем (рис. Х.16, а): в линейке манипулятора 1 (со стороны привода) предусмотрены напра­вляющие пазы (обычно четыре или пять), в которых могут вертикально передвигаться кантующие крюки 2\ подъем и опускание крюков осуще­ствляются поворотом рычага 3, шарнирно соединенные с крюками. Вал D со своими подшипниками смонтирован на линейке манипулятора 1 и поворачивается при ходе штанги 4 влево. При кантсвке крюки 2 под­нимаются вверх, захватывают нижнюю часть слитка (блюма) и пово­рачивают (опрокидывают, кантуют) его относительно нижнего левого ребра; с целью уменьшения динамического удара о ролики рольганга слиток кантуется на левую линейку, которая при этом отодвигается.

Штанга кантователя 4 с зубчатой рейкой 5 приводится в движение от двух механизмов, кинематически воздействующих на одну реечную шестерню 6, являющуюся планетарной шестерней специального, так на­зываемого дифференциально-планетарного редуктора. Когда передвига­ется правая линейка манипулятора, одновременно вращается шестерня 8 и перемещается штанга 4 кантователя, т.е. планетарная шестерня 7 должна при этом вращаться с той же скоростью, что и шестерня 8.

Для кантовки слитка (блюма) необходимо повернуть вал D с крю-

ками кантователя. Поворот вала осуществляется движением вперед штанги 4 с рейкой при вращении планетарной шестерни; в данном слу­чае это вращение сообщается шатунно-кривошипным механизмом 9, 10_у приводимым электродвигателем мощностью 200 кВт (500 об/мин,. (ПВ = 100%). При включении этого электродвигателя и повороте кри­

вошипа К шатун поворачивает корпус редуктора 7 влево; при этом пла­нетарная шестерня станет ведущей и при обкатывании по нижней ше­стерне она заставит рейку и штангу кантователя двигаться вперед (влево) т.е. поворачивать вал кантователя. После кантовки крюки канто­вателя при подъеме в верхнее положение полностью заходят в продоль­ный паз в линейке, благодаря чему линейкой можно передвигать слиток (блюм) по рольгангу, не дожидаясь опускания крюков в нижнее поло­жение; последняя операция (опускание крюков) совмещается затем с временем паузы между пропусками металла через валки.

На рис. Х.16, б представлена новая схема кантователя блюминга 1500 конструкции УЗТМ.

Кантовка слитков массой до 21 т осуществляется четырьмя крюка­ми 2 кантователя, рычаг 3 которого поворачивается кривошипно-шатун­ным механизмом 12, приводимым от электродвигателя 14 постоянного

тока мощностью 200 кВт (25 об/мин) при помощи длинного телескопи­ческого шпинделя 13 с шарнирами на подшипниках качения. Кантова­тель и кривошипно-шатунный механизм установлены на линейке мани­пулятора 1 и перемещаются при прокатке вместе с ней. Электродвига­тель расположен на фундаменте вблизи рамы рольганга. Конструкция шпинделя длиной между шарнирами 8000 мм позволяет иметь угол на­клона в горизонтальной плоскости до 20°, что обеспечивает возможность независимого передвижения линейки манипулятора на 3300 мм вдоль бочки роликов 11 рольганга. Достоинством кантователя является исклю­чение из его привода сложного дифференциального редуктора (см. рис. Х.16, а).

Пример 56. Определить скорости и усилия в звеньях кантователя (см. рис. Х.16, а).

1. Угловая частота вращения кривошипа К. Так как кантовка металла осуществля­ется за 0,5 оборота кривошипа (при повороте вала на 180°), то при заданной длитель­ности кантовки i_K=l с получим

t_H = 1/2 (60/л_к); л_к = 30//_к = 30 об/мин.

а) Угол поворота рамки дифференциала В при повороте кривошипа на 180° (рис. Х.17)

с = Уа²+^^г = /41? + 294,4? = 298 см; h = l — r_K = 251

100² + 298^s —234,7о²

cos а_г =

2 R_lC 2-100-298

/₂ = / + /‘к = 251 16,25 = 267,25 см;

16,25 = 234,75 см;

1. 733; а₁ = 42°50';

R\ с² — l\

COS «2 =

= 0,46; «2 = 62° 37'

2Ri с

ф = а₂ — сс_х — 19° 47'.

б. Графическим способом определяем скорость точки А шатуна (являющейся од­новременно осью пальца рамки дифференциала), принимая постоянными угловую п_к и линейную v_K скорости кривошипа. При повороте кривошипа на 90° максимальная скорость точки А будет уа=«1,03ук, где

ss 2лг л_к/60 ■—- 0,51 м/с;

радиус кривошипа г_к= 16,25 см.

2. Высота и скорость подъема крюка кантователя и скорость рейки

19° 47'

120

63

+ 0,344.37,8 =99 см,

2-3-37,8-sin

h — (2г₂ sin ■ -j- гф ) =

где г₂*= (г+2г) =3г; г=37,8 см; г_а=63 см; /ч=120 см; ср= (я/180)ср°=⁵0,344. Принимая 354

во внимание кинематику планетарной передачи (рамки дифференциала) и соотношение плеч рычагов, получим скорость подъема крюка

• ^vm = ^r</^r>(.⁴'l'i)«л-

Максимальная скорость подъема крюка при олт.х

°кр.тах ⁼⁼ ^ IQQ j ^ ,03-0,51 = 1,48 м/с.

Средняя скорость крюка за время кантовки при подъеме крюка на высоту h ^кр.ср ~ ⁼ 0,99 м/с.

Средняя скорость движения штанги с зубчатой рейкой (точек С и D)

г₃ 63

t>_c= — Уцр.ср = -О*⁹⁹ = 0,525 м/с.

3. Усилия в звеньях механизма кантователя.

Шарнир М. Масса четырех крюков кантователя т_кр=2000 кг. Принимаем, что пра кантовке крюки воспринимают половину массы слитка (металл) т_ы = 3000 кг. Ускоре­ние точки А рамки дифференциала

/_л= dv_A/dt = tga = 0,256/1/8 = 2,05 м/с?.

Ускорение точки М при кантовке

г₄ ( г \ . 120 I 37,8 \ _Л„ „ „ , ,

'^м" Т (~)^и= "аТ (⁴ loo")²'⁰° “ °'^{8 м,с5}’

Динамическое усилие на крюки при подъеме слитка

Рюяя ⁼ (^кр “Ь «м) /м ⁼ (2000 -J^- 3000) 5,8 = 29 кН.

Суммарное вертикальное усилие в шарнире М

Рм = «м + О_кв + Р_ша = 30 + 20 + 29 = 79 кН.

Шарнир D. Горизонтальное усилие, необходимое для поворота рычагов и подъема крюков при кантовке:

79= 150 кн.

Шарнир С. Горизонтальное усилие на рейке в момент кантовки с учетом потерь в шарнирах М, Е, D и С (г| = 0,96⁴’=0,86)

Я_С=Р₀/Т1= 175 кН.

Шарнир А. Окружное усилие в шарнире А шатуна (рамки дифференциала) опре­делим из условия равенства мощности в шарнирах А и С, т. е.

^VC I г \ ( 37,8 \

Р_л=Гс!Г = ^рс (*-) -¹⁷⁵ (⁴1») “^{260 кН}’

где v_c = (4r/rJ о_А.

4. Усилия в шатуне и в шарнире кривошипа К.

Графически определяем усилие вдоль шатуна Р_т и усилия в шарнире К (радиальные Р_Т и касательные Р_т) при повороте рамки дифференциала на угол ср и кривошипа на угол 0—180° (см. рис. Х.17). При повороте кривошипа на 0° (исходное положение) Pmo— PbIcos ф • 1/п=265/0,88 • 1/0,9=335 кН Pro—РшО] Р10 ⁼ 0.

При повороте кривошипа на 90°

Ршэо™(^в/уа) 1/т] = 265(1,03) 1/0,9 = 310 кН; Р^а^жРш§о\ /⁵г90⁼0.

Определяем эти усилия при других значениях угла поворота кривошипа и строим гра­фик (рис. Х.18, б).

Расчеты на прочность. Зная усилия, действующие в шарнирах, проводим затем поверочные расчеты на прочность этих шарниров и всех звеньев механизма кантова­теля (эти расчеты здесь не приводим). Реечную штангу необходимо проверить на устойчивость при продольном изгибе при эксцентричном приложении усилия в шар­нире С.

Штанга имеет сечение двутавровой балки: f=178 см²; /_х = 32800 см⁴; /„=9000 см⁴; W_x=* 1985 м³; радиус инерции сечения штанги

t’min — 1 у!Р —- 7,1 см.

Напряжение сжатия в штанге о= P_calW_x +Рс/Р= 175-10® ■ 26,5/1985+ 175-10⁸/!78> -3300 Н/см²=33 МПа,

где а=265 мм — расстояние от центра тяжести сечения штанги до направления дейст­вия силы Р_с. _% > Проверка на устойчивость штанги Щ*=£._Шт/1т1п = 580/7,1 =81 < 100, где 1шт — длина штанги (см. рис. Х.16, а).

Допускаемое напряжение на устойчивость [о]у == Y[сг] сж,

Угол noOepD/na хриОошипа, град

где [а]_Сж — допускаемое напряжение на сжатие; для стали марки СтЗ [ог]_Сж = = НО МГТа.

Рис. Х.18. Графо-аналитическое определение усалий в звеньях кривошипно-шатунного ме­ханизма поворота рамка дифференциала (а) и график усилий (б)

При гибкости /// = 83 коэффициент у«0,75, поэтому foj_}=0,75-140—105 МПа. Действительное напряжение по поперечному сечению штанги o=Pc/F= 176-10³/17800 = = 9,8 МПа, о<С [а]у.

3. Толкатели и упоры

Для подачи заготовок с загрузочных боковых решеток (стеллажей) на печные рольганги, загрузки металла в печь, продвижения его по поду печи и выдачи из печи, для подачи металла нй холодильники и штабе­лирующие столы и т.д. применяют толкатели, выталкиватели и сталки- ватели различной конструкции.

На рис. X.I9 показан сдвоенный печной толкатель усилием 1470 кН, установленный у торца нагревательных печей непрерывного широкопо­лосного стана 2500 конструкции НКЗМ.

Толкатель предназначен для загрузки очередного сляба с подводя­щего рольганга в печь, а также для продвижения по глиссажным тру­бам всех слябов, нагреваемых в печи, и выдачи при этом с другого тор­ца печи нагретого сляба на отводящий рольганг для транспортирова­ния его к черновому окалиноломателю стана. Масса сляба до 6,8 т, се­чение 115X1500—200X1600 мм, длина 2,5 и 5,0 м.

При загрузке в печь коротких слябов (2,5 м) в два ряда (2X2,5= = 5 м) каждая штанга толкателя может работать самостоятельно. Разъ­единение привода штанг осуществляется при помощи пневматического цилиндра и расцепной зубчатой муфты. Сдвоенный толкатель приводит­ся от двух электродвигателей постоянного тока мощностью по 72 кВт при помощи редуктора (7=61,8) и зубчатых реек. Скорость толкания: вперед 0,2 м/с, при обратном ходе 0,4 м/с. Толкающие упоры на- перед-

них концах реечных штанг закреплены шарнирно, поэтому при обрат­ном ходе штанг слябы могут перемещаться по рольгангу.

Усилие толкателя р, кН (реечного, рычажного, гидравлического, фрикционного) определяют по формуле

Р - Q»i, (Х.42)

где Q — вес передвигаемого металла, кН; ц — коэффициент трения при передвижении металла, принимаемый равным для горячего металла 0,4—0,6; для холодного металла 0,25—0,35.

блюмы

Рнс. X.19. Схема сдвоенного сталкнвателя блюмов:

/ — электродвигатель; 2 — редуктор; 3 — расцепяая зубчатая муфта; 4 — направляющие ролики; 5 —штанга; 6 — зубчатая рейка; 7 — приводная шестерня; 8 — головка штанги; S —шарнирные пальцы-упоры; 10 — ролик рольганга; —балки холодильника-стеллажа; 12—опускающийся упор; 13 — направляющие плиты

¹¹ шшда®

Мощность электродвигателей (кВт) для привода толкателя можно определить по формуле

N = Pv/(r\k_a), (ХАЗ)

где v — скорость проталкивания металла, м/с; k_n — допустимый коэф­фициент перегрузки двигателя; г\ — к. п. д. привода.

Скорость передвижения металла толкателями принимают равной 0,1—0,3 м/с. Для привода толкателей и сталкивателей устанавливают двигатели постоянного тока, что позволяет скорость обратного (холо­стого) хода увеличивать в 1,5—2 раза по сравнению со скоростью ра­бочего хода и тем самым сокращать время одного хода толкателя.

Для остановки металла, движущегося по рольгангу, в определенном месте (например, против окна загрузки в печь, у холодильника и т.д.) применяют упоры, которые устанавливают между двумя роликами роль­

ганга (ниже уровня роликов) . При получении импульса упор поднима­ется выше уровня роликов рольганга и тем самым преграждает путь движению металла.

Обычно упор представляет собой массивную плиту, опирающуюся внизу на пружинные амортизаторы. Подъем плиты осуществляется при

f40mar

Рнс. Х.20. Упор в линии рольгавга с пневматическим подъемом и пружинным амортизатором:

помощи пневматического или электрического привода.

На рис. Х.20 показан упоре пневматическим приводом на энергию удара 10 кДж.

Упорная стальная плита 4 воспринимает удар движущего­ся металла; живая сила удара поглощается упругой деформа­цией самой плиты и четырьмя пружинными амортизаторами

3. Очевидно, что чем больше масса плиты, тем меньшая до­ля живой силы удара будет пе­редаваться пружинам и тем точнее будет остановлен ме­талл на рольганге.

Упор рассчитан на останов­ку сляба массой до 7,5 т при движении его по рольгангу со скоростью до 2,5 м/с. Подъем плиты происходит под действи­ем пневматического цилинд­ра 4.

1 — рычаг; 2 — шток поршня пневмоцилнндра; 3 — защитный кожух; 4 — упорный щит; 5 — пружинный амортизатор

Пример 57. Выполнить рас­чет реечного сдвоенного сталкивате- ля блюмов, установленного за нож­ницами блюминга и предназначенного для сталкивания блюмов с рольган­гами на холодильник, откуда блюмы снимаются пратцен-краном и переда­ются на стеллажи склада.

Дано: ритм работы — при сталкивании тяжелых блюмов п=6 ходов в минуту, максимальный вес ряда блюмов на холодильнике, проталкиваемых толкателем по бал­кам холодильника, Q=2000 кН; коэффициент трения при проталкивании ц=0,5; рабо­чий ход штанг при проталкивании каждого отдельного блюма si =2700 мм; скорость при этом ui = 0,6 м/с; рабочий ход штанг при передвижении всего ряда блюмов s₂= = 300 мм; скорость при этом t>₂=0,2 м/с, скорость обратного хода у₃=0,8 м/с.

1. Проверяем время (длительность) заданного ритма — 6 сталкиваний в минуту;

_{( =} /iL₊^- ₊ a±iS-)„₌('2iL ₊ -M ₊ J^_{6 = 58i}5 с.

1^1 v₂ v₃ ) I 0,6 0,2 0,8/

Таким образом заданный ритм обеспечивается.

2. Усилие сталкивания на одну рейку определяем по формуле (Х.42)

Р= l/2Q(x = 2000/2*0,5 = 500 кН.

3. Максимальную мощность сталкивания на рейке найдем по формуле (Х.43)

N_p = Pv₂ = 500-0,2 = 100 кН-м/с = 100 кВт.

Для привода каждой рейки установлен электродвигатель постоянного тока мощностью 60 кВт (665 об/мин). Электродвигатель допускает двойную кратковременную пере­грузку. Между двигателем и зубчатой рейкой установлен двухступенчатый редуктор с общим передаточным числом i=23,5.

4. Максимальный крутящий момент на валу шестерни, приводящий зубчатую рей­ку: диаметр начальной окружности шестерни d_a._o=450 мм, к. п. д. реечного зацепления П=0,92

0,45

2-0,92

= 500-

Мнр^Я

2г\

= 122 кН-м.

Проверка прочности зубьев шестерни, находящейся в зацеплении с рейкой;

■)

= 250 МПа;

400-4505

напряжение изгиба у основания зуба (при модуле т=30 мм)

1. 32/^ 0,32.500000-1,6

о —

= 210 МПа.

ymb cos20° 0,11.30.400-0,94

Шестерня изготовлена из кованой легированной стали марки 40ХНА, для которой ст_т=500 МПа и допускаемое напряжение {ст] =250 МПа).

Между шестерней и редуктором установлена зубчатая муфта № 13, способная передавать максимальный крутящий момент 150 кН-м.

Рис. X.2I. К расчету стационарного упора

На свободном конце вала шес­терни установлен командоаппарат Металл для ограничения хода штанги впе­ред — назад и для переключения ско­рости вращения электродвигателя.

Имея исходные данные (Р, М,

Л0, необходимо затем выполнить рас чет редуктора и расчет реечной штан ги (поперечной головки — балки упорных пальцев с шарнирами, бал ки-штанги и направляющих роликов).

Пример 58. Выполнить рас­чет стационарного пружинного упора (буфера), установленного в конце от­водящего рольганга и предназначен­ного для остановки сляба массой 5000 кг, движущегося по рольгангу со скоростью о=2 м/с.

Упор состоит из двух пружин, расположенных в расточках массивного литого кор­пуса, установленного на фундаменте (рис. Х.21).

1. Кинетическая энергия движущегося сляба

E=*moV2 = 5000-4/2= 10000(кг-м/с?)-м = 10 кН-м.

2. Пренебрегая деформацией корпуса (рамы) упора, будем считать, что живая си­ла (кинетическая энергия) сляба при ударе об упор целиком превращается в потенци­альную энергию сжатия двух пружин, выражающуюся формулой

t/ = 2(b?-Jt§)z/2, (Х.44)

где %о — предварительное поджатие пружины; Х₍ — осадка пружины после удара; г — жесткость пружины.

Характеристика пружины: диаметр проволоки d=30 мм; средний диаметр пружи­ны £>_Ср=130 мм; число рабочих витков л=18; Х_о = 30 мм; G = В -10⁴ МПа.

Жесткость пружины

Gd* 8-104-304

2 = —— = —: - - = 203 Н/мм. (X. 45)

8-130³-18

3. Осадка пружины после удара, принимая £={/:

/~£ Г 1 Г 10-106 “

_г ~ь = |/ 203 ^{+ = ММ}‘

Осадка пружины в результате удара

А,_уд = — Я₀ = 196 мм.

При высоте пружины в свободном состоянии //=800 мм и в сжатом состоянии \Ы — = 540 мм возможная осадка пружины 800—540—260 мм; таким образом, при осадке 224 мм энергия удара будет погашена полностью.

4. Осевая нагрузка на каждую пружину в конце удара

Р — z\=* 203• 224 = 46 кН.

Напряяаение в витках пружины

8PD,

ср

= 71 МПа.

nd³

8.46000-130

я-ЗО-*

Пружина изготовлена из стали 60С2, [tJ =80 МПа.

Пример 59. Рассчитать передвижной упор за ножницами блюминга. При реза­нии на ножницах длинной прокатанной полосы (блюма, сляба, заготовки, профилей, толстых листов) для фиксации переднего конца проката на определенном расстоянии от плоскости резания и получения при резании мерной длины проката (например, в пределах 2— 10 м) за ножницами устанавливают передвижные упоры. Конструктивно

упор представляет собой ползун с консольным хоботом (упором), перемещающийся по прямоугольной или круглой балке над рольгангом за ножницами. После каждого ре­зания хобот упора поднимается вверх для пропуска проката, транспортируемого роль­гангом к уборочным устройствам.

При ударе движущегося по рольгангу металла об упор возникает значительная динамическая сила, которая должна быть принята во внимание при разработке конст­рукции упора.

1. Рассмотрим методику определения этой силы Р (рис. Х.22). При движении про­ката массой т по рольгангу со скоростью v₀ его кинетическая энергия (живая сила) равна

E₀ = mvl/2.

При ударе о неподвижный упор часть этой энергии будет израсходована на пластиче­скую деформацию (смятие) торца проката. Остальная часть, равна

тго

;/2.

Упор

где V\ — скорость металла и упора в момент после удара, вызовет упругую деформацию балки (упругой дефор­мацией хобота упора пренебрегаем): продольную от силы Р и поперечную от переменного по длине балки изги­бающего момента М, вызванного экс­центричным приложением силы Р.

Рис. Х.22. К расчету упора за ножницами блюминга

Примем, что упругая продольная деформация балки (сжатие, растяже­ние) поглощает только часть живой силы блюма после удара, соответст­вующую некоторой части общей мас­сы движущегося металла т.\\ живая сила остальной части массы блюма т₂ будет создавать поперечный изгиб балки, т. е.

Е_х = v\j2 -J- т₂1|/2 = Е[ -j- Ё'₂. (X. 46)

Потенциальная энергия упругой продольной деформации балки на величину А/

и_г = РА Ц2 = Р/2 ■ Pl/(EF) = PI [/(2EF), (X. 47)

где F — площадь поперечного сечения балки; £ — модуль упругости материала балки. Потенциальная энергия изгиба балки

М¹ dx;

-isrf

х I

(Тх)² dx Г [Т(1 — х)]г dx Т³ /³

1—3— (1 —— I \ I

и,

6 EJ

(X. 48)

(Х.50)

mi — гп'

2 EJ

о о

Реакции в опорах Т выразим через Р:

ТI = Ра\ Т = Ра/1, тогда получим

"-W«

*-("г)'['—Н¹ —т)]

где I — момент инерции сечения балки; х — расстояние от задней опоры до места за­крепления хобота упора на балке, соответствующее минимальной мерной длине прока­та при резании на ножницах; а — плечо силы Р.

Первый член в формуле (Х.48) равнозначен потенциальной энергии прогиба двух­опорной балки, нагруженной силой Р в середине. Приравнивая E± = U_t и E\—Uг, по­лучим

v²₁ = 2U₁/m₁ = 2U₂/m₂, (Х.49)

откуда находим (при m_l + m₂=m)

Ui .. _ U₉

₌ Г (Tx)*dx Г J 2 EJ ⁺ J

, т^—пг

Для определения скорости v\ воспользуемся уравнением сохранения количества дви­жения:

mv₀ = m₃ Vi + т_г (v₀ — oj), m — m₂

откуда v_x = v₀ , (X.51)

m₃ — n%2

где m3 — масса балки.

Приравнивая первое из уравнений (Х.49) квадрату правой части уравнения (Х.51), получим

Р = -¹— 1/ Щ — • (Х.52)

m₃ — т₂ V I

2. Определим динамическую силу удара блюма массой 6000 кг об упор за ножни­цами блюминга.

Дано: скорость движения блюма и₀=2 м/с=200 см/с; балка прямоугольная h= =60 см; Ь=30 см; F=1800 см²; У = 54* 10⁴ см⁴; т₃= 15-10³ кг; /=10 м=1000 см; а= = 150 см; * = 800 см.

1. По формулам (Х.47) и (Х.48) находим

_ Р* 1000 Р²

‘ ~

2-2,Ы0М800 75,6-10^{е Н}'^СМ;

^Ui 96-2,1 ■ 10?>54* 10⁴ 5,8-Ю^{6 Н}‘^СМ: и_± ** ¹³‘

Таким образом, потенциальная энергия изгиба в 13 раз больше потенциальной энергии продольной деформации балки.

2. По формулам (Х.50) находим:

1 1 т

^т' = ^т—Ц7 = ^тТТТг = ~-

1 13

2. По формуле (Х.52) находим силу Р при £=2,1-10^й Н/м², F=0,18 м² и /=10 м:

= 0,187;

Р² 1000³-0,187 Р? .. и_г

6 _п.. /‘бооо гд-ю^-олв , „ _{1ЛЛ тт}

Р = ; ——-2 у — — = 1-10⁵ Н= 100 кН.

(“-4Н

14 10

4. Опорная реакция

Т = 100 = 15 кН.

Полученные усилия необходимо принять во внимание при расчете на прочность хобота упора и задней опоры балки,

5. Транспортеры

Для перемещения металла в процессе прокатки, отделки и охлаждения применяют транспортеры и холодильники различных типов и конструк­ций.

Для перемещения заготовок и крупносортных профилей металла по­перек цеха (от подводящего рольганга к отводящему, к уборочному кар­ману или в соседний пролет цеха) применяют канатные или цепные¹ транспортеры, называемые шлепперами. Шлепперы во многих случаях выполняют функцию и охлаждения металла, поэтому их называют в этом случае шлепперными холодильниками.

Канатный шлеппер (рис. X.24) состоит из б—8 канатов, натя­нутых между рядом приводных барабанов и рядом натяжных блоков. На всех канатах в один ряд закреплены шлепперные тележки с упор­ными пальцами. При ходе тележек вперед упорные пальцы перемещают металл от рольганга к другому рольгангу. При обратном ходе тележек пальцы «утапливаются» и проходят под металлом. Конструкция многих

-тй-»

₄jsl\ 1000/

«-(■

14

шлепперных тележек позволяет поднимать пальцы в любом месте между рольгангами и перемещать сколько угодно заготовок или профилей по рельсовому настилу (стеллажу) .между канатами.

При непрерывной реверсивной работе со скоростью перемещения те­лежек 1—2 м/с канатный шлеппер обеспечивает большую маневрен-* ность и позволяет накапливать на стеллаже и перемещать большое ко­личество металла при одновременном его охлаждении.

Перемещение металла по настилу стеллажей и холодильников, обо­рудованных канатным шлеппером, осуществляется, как указано выше, тележками, прикрепленными к канатам и скользящими йо рельсовым дорожкам.

Цепной шлеппер применяют для тех же целей, что и канатный. Цепи более теплоустойчивы при перемещении горячего металла, чем ка­наты, однако нормально они могут работать с натяжением их звездоч­ками только в одну сторону, поэтому цепные шлепперы являются нере­версивными и менее маневренными.

В отличие от цепных шлепперов, цепи которых передвигают металл по неподвижному настилу (из плит или рельсов), цепные транспортеры непосредственно воспринимают массу перемещаемого металла своими цепями, т.е. металл лежит на цепях, а не скользит по настилу.

Пример 60. Выполнить поверочный расчет цепного транспортера блюминга. По­сле прокатки на блюминге (слябинге) блюм (сляб), имеющий длину 15—25 м, посту­пает на ножницы для резки на мерные длины (2—8 м). На ножницах от головной и хвостовой частей блюма отрезаются куски металла, имеющие расслоение и внутренние дефекты от усадочной рыхлости слитка. Обрезки сталкиваются вниз (под рольганг) за ножницами и по наклонному желобу поступают на цепной скребковый транспортер, расположенный поперек пролета цеха ниже уровня пола. Выходная ветвь транспортера поднимается вверх в соседнем скрапном пролете; здесь обрезки подают с транспортера на специальную железнодорожную платформу, охлаждаются водой и затем направля­ются в мартеновский цех на переплавку (рис. Х.23).

Рис. X.23. К расчету цепного транспортера для уборки горячих обрезков от ножниц блюминга: а — наклонный желоб; 6 — транспортер

Общая масса обрезков составляет 8—12 % от массы прокатываемых на стане слитков; при производительности обжимного стана 500—600 т/ч от ножниц необходимо убрать 50—60 т/ч обрезков. Таким образом, транспортер является весьма ответствен­ным агрегатом обжимного стана и конструкция его должна обладать большей надеж­ностью, соответствующей непрерывному режиму работы одновременно со станом и нож­ницами.

Дано: вес цепи со скребками G=300 кН; вес транспортируемых обрезков: на го­ризонтальной части транспортера Q=60 кН; на наклонной Q_a=140 кН; всего Q=- = 2000 кН.

•1. Натяжение ведущей ветви транспортера.

Усилие, необходимое для перемещения обрезков на горизонтальном участке (рис. Х.23,6):

Tt = Qi Щ = 60*0,5 = 30 кН,

где ц=0,5 — коффициенты трения горячих обрезков о направляющие плиты. Усилие, необходимое для перемещения обрезков на наклонном участке:

Т₂ — Q% sin a -f jij Q₂ cos a = Q₂ (sin a + |г, cos a) =

• =140 (sin 35° + 0,5 cos 35°) = 137 kH.

Усилие, необходимое для перемещения самих цепей на горизонтальном участке (ниж­ние и верхние ветви):

Т₃ = 300 —0,2 = 22 кН,

15 + 9

где р.2=0,2 — коффициент трения скребков и цепей о направляющие.

То же, на наклонном участке

300 15 _Л

Т₄ =—— — - (sin 35 + 0,2 cos35°) = 66 кН.

2. 15 + У

Суммарное натяжение ведущей ветви двух цепей Т' = Ti + Т₂ + г₃ + Г₄ = 255 кН.

2. Натяжение ведомой ветви транспортера.

Усилие натяжения, создаваемое наклонной частью, скользящей по направляющим:

Сл ■" ^

^{?6 =} Т 15 + 0 ^a — ^2^{cos a}) = 15 кН.

To же, для свободно провисающей части

^T«~'TTJT¥^s'^na~^32Ka

Суммарное натяжение Г= Г₆+Т_в = 47 кН.

3. Крутящий момент на валу верхних ведущих звездочек

208-0,96

Т' т"

Т' — Т" d_v

2. 

   0,9-2

   302-0,1-0,26

   0,9-2

   Ц 2

= 112 + 4= 116 кН-м,

где г] — к. п. д., учитывающий потери на трение в шарнирах цепи и в зацеплении звез­дочек с цепями; d_B.о — диаметр начальной окружности звездочки (d_H.o=970 мм); d_m — диаметр шейки (цапфы) вала звездочек (с(_ш=260 мм); |а₃—0,1—коэффициент трения в подшипниках вала звездочек.

Вал ведущих звездочек приводится от электродвигателя мощностью 45 кВт (575 об/мин) через цилиндрический четырехступенчатый редуктор с передаточным числом i=205. Крутящий момент вала звездочек, приведенный к валу электродвигателя;

Л*_ЗВ П6

= 0,62 кН-м.

M_UV —