Добавил:
ivanov666
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз:
Предмет:
Файл:Машины и агрегаты для обработки металлов давлением. Учебное пособие
.pdf
3.6. Определение геометрических параметров
шш
ld≈
=
max 3
22
22
бш
PJ
4
4
op
4
б
м
3,1 4 1
0,049 ;
64 64
DJπ⋅
⋅
= = =
4
64 64
опорного валка
Согласно техническим данным стана известно:
= 1000 мм – диаметр бочки опорного валка;
D
op
= 1000 мм – длина бочки опорного валка.
L
б
Недостающие размеры определяем по эмпирическим форму-
лам:
ш op
валка;
,
ш
cc
8,48 MHPP= =
мм700 l
– длина шейки опорного валка;
– максимальная сила прокатки с учетом
сплющивания валков (в третьей клети);
l
700
ш
c = = =
ll
aL=++= + + =
шш
б
350
мм
– плечо в сечении галтели;
стояние;
c
RR= = = =
AB
P
8,48
max
22
4,24 MH
Материал валка – 55X (σ
мм0,7 0,7 1000 700 dD=⋅=⋅ = – диаметр шейки опорного
мм1000 350 350 1700
– межопорное рас-
– опорные реакции.
= 750 МПа).
в
Деформация прогиба от изгибающего момента
где Е = 215 000 МПа – модуль упругости для стали;
– моменты инерции сечения бочки и шейки валка.
Тогда деформация прогиба от действия изгибающего момента
равна
3.7. Расчет модуля упругости валка
c
f a aL L c
м бб
max
= ⋅ ⋅ −⋅⋅ + + ⋅ ⋅ −
⋅⋅
384
EJ J
3 23 3
8 4 64 1 ,
4
dJπ⋅
ш
= = =
ш
б
3,14 0,7
⋅
4
0,012
м
51
f = ×
22
2 1,
П
м
мм0,088 0,063 0,15 .
q
fff
Σ
=+= + =
м
384 2,15 10 0,049
3 23 3
8 1, 7 4 1, 7 1 1 6 4 0, 3 5 1 ,
× ⋅ −⋅ ⋅ + + ⋅ ⋅ −
8,48
⋅ ⋅⋅
5
0,049
0,012
fм = 0,088 мм.
Деформация прогиба от поперечных сил равна
c
PL
max
= ⋅ − +⋅⋅ −
f ac
q
π⋅ ⋅
GD d
op
где
G =
f
= ⋅ − +⋅ ⋅ − =
q
E
21
⋅ +µ
( )
, G = 0,83 ⋅ 105 МПа – модуль сдвига;
п
0,3µ= – коэффициент Пуассона,
8,48 1 1
⋅ ⋅⋅
3,14 0, 83 10 1 0,7
52 2
1,7 2 0,35 1 0,063 .
б
2
2
2
D
op
ш
2
мм
Общий прогиб валка равен
Модуль жесткости прокатного вала составляет
c
P
= = =
c
в
max
f
Σ
8,48
0,15
56,07 .
МН/мм
При силе прокатки равной 56,07 МН деформация валка в середине будет равна 1 мм. Для компенсации прогиба необходимо бочку валков выполнить выпуклой с максимумом в середине
(около 0,075 мм).
52
4. РАСЧЕТ ПРОЦЕССА ГОРЯЧЕЙ
ii
hh h∆= −
ПРОКАТКИ
Проведем расчеты параметров горячей прокатки полосы
2,5×450 мм из стали Х18Н9Т на полунепрерывном узкополосном
стане 560 горячей прокатки в чистовых непрерывных клетях
из заготовки 15×450 мм. В ходе работы необходимо выполнить
расчеты параметров зоны деформации; рассчитать температуру,
среднее давление и силу прокатки по проходам с учетом упругого сплющивания прокатных валков; рассчитать моменты прокатки необходимого для привода прокатных валков и моменты
трения в четырех подшипниках опорных валков, а также мощность, необходимую для привода рабочей клети; выполнить расчет на статическую прочность узла опорного валка стана 560 и
расчет модуля жесткости валка.
4.1. Полунепрерывный узкополосный стан
560 горячей прокатки
Стан 560 предназначен для производства горячекатаных полос 2…5×450 мм в рулонах массой до 1,5 т и сутунки
12…60×140…450 мм, длиной до 1200 мм и массой до 270 кг из
нержавеющей, жаропрочной и других легированных сталей и
прецизионных сплавов. Диаметры валков чистовых клетей –
630/1250 мм; длина бочки горизонтальных валков – 560 мм.
Рабочие валки черновой клети приводятся от электродвигателя
мощностью 3150 кВт, чистовых клетей – 2500 кВт.
Максимальные скорости прокатки: в черновой клети до
2 м/с, в последней чистовой клети до 10 м/с. Максимальная
сила на валки при прокатке – 13 МН. Производительность стана
90 тыс. т/год; масса механического оборудования 7350 т.
этапов:
4.2. Расчет коэффициентов деформации
Расчет коэффициентов деформации состоит из следующих
1) расчет абсолютного обжатия
,
0
53
1
15
1 1,
ε =−− =
общ1
1 (1 0, 4 4) 0,44;
мм15 8,5 6,5 ;h∆= − =
2) определение относительного обжатия
hh∆
1
ε=
i
6,5
ε= =
1
,
0
0,44;
3) расчет общего относительного обжатия
5
ε = − −ε
общ
∏
1
( )
i
4) определение вытяжки металла
1
λ=
i
,
−ε
1
i
Результаты расчета кинематических параметров прокатки
приведены в табл. 4.1.
Номер
прохода
1 15 8,5 6,5 0,44 0,44 1,78
2 8,5 5,0 3,5 0,412 0,66 1,7
3 5,0 4,0 1,0 0,2 0,73 1,25
4 4,0 3,15 0,85 0,213 0,79 1,27
5 3,15 2,5 0,62 0,197 0,83 1,24
4.3. Расчет параметров зоны деформации
Расчет параметров зоны деформации сводится к следующим
этапам:
54
λ= =
1
Расчет кинематических параметров прокатки
h0i, мм hi, мм Δhi, мм ε
1
1 0,44
−
1,7 8 .
i
ε
общ
Таблица 4.1
λ
i
1) расчет угла захвата
дp
lR=α⋅
= ⋅=
F bl
22
1
k
∆
⋅
α=
i
hR∆
i
,
p
6,5
α= =
рад
0,144 ;
315
2) определение длины дуги захвата без учета упругого сплю-
щивания валков
i
д
,
мм0,144 315 45,36 ;l
3) расчет площади контакта металла с прокатными валками
= ⋅
ki i
F =⋅= =
,
ср д
мм м450 45,36 20412 0,020412 ;
4) средняя скорость деформации при продольной прокатке
v
h
1
lh
0
,
u
= ⋅
ср
где 1v – скорость выхода металла из валков;
h0 – высота сечения металла перед входом в валки,
3,508 65
= =
u
ср
45,36 15
0,033 c ;
⋅
1
−
5) сопротивление деформации для стали Х18Н9Т будет опре-
деляться выражением (см. табл. 1.1)
Результаты расчета параметров зоны деформации приведены
в табл. 4.2
0,28 0,087
u
ε⋅
325 9,81.
σ= ⋅ ⋅
e
0,0028
0
t
55
Расчет параметров зоны деформации
∆
′ ′′ ′′′
′
′
′
>
д
cp
4,
l
h
1,
hh
Таблица 4.2
Номер
прохода
1 0,144 45,36 0,020412 3,508 0,43 0,033
2 0,105 33,06 0,014877 3,4 0,41 0,042
3 0,056 17,64 0,007938 2,5 0,2 0,028
4 0,052 16,38 0,007371 2,54 0,21 0,033
5 0,044 13,86 0,006237 2,478 0,2 0,036
αi, рад lдi, мм Fki, м
2
v
1
h
h
0
ucp, с
Сопротивление пластической деформации материала полосы
при нагреве до 1200 °С и обжатии при ε = 0,44 равно
0,28 0,087
0,44 8,466
325 9,81 107,04 .
σ= ⋅ ⋅ =
⋅
0,0028 1200
e
⋅
МПа
Контактное давление металла на валки определяется по фор-
муле А.И. Целикова:
1,1 5 .
p nnnn
= σ
Коэффициент n
ср
, учитывающий влияние внешнего трения,
σ
σσσ
рассчитывается в зависимости от отношения
n
определения
Находим
представлены в табл. 4.3.
σ
n
по формуле
σ
b
l
д
. Формулы для
h
ср
–1
где
56
1 4 5, 3 6
′
1 1, 96 5 .
n
=+⋅ =
σ
4 11,75
следовательно
h+=
0
ср
2
′
n
=+⋅
у
,
l
1
д
4
h
ср
n
σ
′
Вид
1;
hh
σ
′′′
34
bh
⋅−
+⋅
⋅⋅
⋅−
прокат-
ки
Горячая
Определения коэффициента
Диапазон значений параметра
1..2 2..4 Свыше 4
′
n
= −
σ
∆ ⋅ δ−
1
′
=+⋅
n
σ
l
1
6
h
ср
11 11hh
H
=
h
1
+ +δ − ⋅
h
при горячей прокатке
δ
hh
2
HH
( 1)
( )
2
δ+
1
( )
01
h
1
д
Коэффициент, учитывающий влияние внешних зон
0,4
−
hb
⋅
′′
n
=⋅ +⋅
σ
′′
(0, 4 1,765 0,6) (3, 8 6) 0,763.n
=⋅ +⋅ =
σ
00
0,4 0, 6 ,
⋅
hb h
11ср
l
0,4
−
l
д
ср
δ
n
Таблица 4.3
1
′
=+⋅
1
σ
4
h
l
ср
Прокатка осуществляется без натяжения, поэтому 1.n
Коэффициент, учитывающий изменение влияния внешнего
трения в связи с уширением
n
=
b
3 450 45,36 45,36
1
+⋅
n
= =
b
3 450 4 11,75
1
Результаты расчета коэффициентов представлены в табл. 4.4.
3
bl
1
ср
ср ср
1
+
4
⋅⋅
45,36
+
4 11,75
⋅
l
l
h
⋅
ср
,
0,984.
=
57
Расчет коэффициентов, средней скорости
′
′′
Pp F= ⋅
P =⋅=
п
∆= ⋅ ⋅ =
и опережения при прокатке
Таблица 4.4
Номер прохода h
1 11,75 1,965 0,763 0,984 2,754 1,508
2 6,75 2,224 0,678 0,987 2,7 1,4
3 4,5 1,98 0,637 0,994 2,25 0,5
4 3,575 2,145 0,604 0,994 2,27 0,54
5 2,285 2,516 0,534 0,994 2,239 0,478
n
cp
σ
n
σ
n
b
v
cp
s
4.4. Расчет силы прокатки
Проведем расчет силы прокатки по следующей формуле:
,
ср
107,14 0,020412 2,18 MH.
При выходе из первой рабочей клети температура полосы изменится вследствие влияния многих факторов. Рассчитаем некоторые из них.
Приращение температуры вследствие работы пластической
деформации при деформации полосы
1
lg
−ε
1
i
tp
∆ = ⋅ ⋅ ⋅η
2300 ,
W
ср вых
c
⋅ρ
пп
где
кДж кг град0,67 /( )c = ⋅ – удельная теплоемкость прокатыва-
емого металла;
ρп = 7850 кг/м3 – плотность прокатываемого металла;
η
= 0,9 – коэффициент выхода тепла при пластической де-
вых
формации
t
W
Падение температуры от контакта полосы с валками в первой
клети
58
0,394 0,246 107,04 10,37.
arccos 1
tt
в
= − = −=
01
vv
tttt= +∆ −∆
=+−=
R
−
1, 83 1 0 ( 6 0 ) ,
∆= ⋅ ⋅ ⋅ − ⋅
в вх
2
hh v
+
0 1 cp
где S – опережение при прокатке,
0,847 315 arccos 0,980 46,21.t∆= ⋅ ⋅ =
В первом проходе получаем
hh
−
01
−
2
R
1
S
+
10
3,508 2 1,508Sv v
Средняя скорость прокатки равна
v+=
м/с.
ср
.
2
Соответственно, при выходе из первой клети полоса будет
иметь температуру
,
°С.
вых
вых вх в
1200 10,37 46,21 1143,42t
W
Падение температуры в межклетевом промежутке вычисляется по формуле, учитывающей главным образом излучение, с
поправкой на остальные статьи расхода тепла (конвекцию, передачу тепла деталям проводок):
4
t
tk
∆ = ⋅ ⋅τ ⋅
мк ст мк
вых
h
1
12
−
10 ,
где kст – коэффициент, зависящий от марки стали: для углероди-
стых сталей – 19,5; для легированных – 17,5;
τмк – время прохождения полосы в межклетевом промежутке
длиной lмк = 4500 мм:
l
мк
τ=
мк
,
v
ср
4500
τ= =
мк
2,754
1,63399
с,
59
8,5
tt t= −∆
= −=
в ср р0
,x cP R=⋅⋅
Е
12
⋅
−
12
°С.
1,998 10
17,5 1633,99 10 6,7
t
∆= ⋅ ⋅ ⋅ =
мк
В результате при входе во вторую клеть полоса будет иметь
температуру
вх вых мк
1143,42 6,71 1136,71t
вх
,
°С.
Результаты расчета параметров прокатки представлены в
табл. 4.5.
Таблица 4.5
Расчет температуры, силы и давления при прокатке по проходам
Номер
прохода
σ, МПа t
1 107,04 1200 1143,4 10,37 46,21 6,71 3,76 184,55
2 126,03 1136,7 1082,58 12,21 66,33 10,23 3,25 218,54
3 145,8 1072,35 1022,35 14,13 64,13 12,2 1,67 211,47
4 178,92 1010,15 964,76 17,34 62,73 12,23 1,96 266,57
5 214,89 952,53 896,35 20,82 77 – 2,07 332,02
, °С t
вх
вых
, °С
Δt
°С
,
W
Δt
в
, °С
Δt
, °СP, МНpср,
мк
МПа
4.5. Расчет давления и силы прокатки
с учетом упругого сплющивания прокатных
валков
Рассчитаем давление и силу прокатки, для чего по формуле
(3.1) определим приращение длины дуги захвата, мм, в результате сплющивания
где св – упругая постоянная материала рабочих валков
= ⋅
в
μП = 0,3 = const.
Для стали: Е = 2,15 · 10
60
2
1
−µ
16 ;с
п
π⋅
5
МПа;
св = 2,16 · 10–5, м2/МН;
Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]