Профиль для металлических конструкций

t₂' = мм; t₃' = мм; t₄' = мм;

t₅' = мм; t₆' = мм; t₇ = мм.

Тангенс угла наклона стенки вычислим по формуле (39):

; ;

; ;

;.

По формуле (40) определим толщину фланцев у основания:

b₂ = 202,7 Ч0,396 - 10,8 = 69,5 мм; b₃ = 202,7 Ч0,271 - 10,8 = 44,13 мм;

b₄ = 202,7 Ч0,203 - 10,8 = 30,35 мм; b₅ = 202,7 Ч0,153 - 10,8 = 20,2 мм;

b₆ = 202,7 Ч0,132 - 10,8 = 16 мм; b₇ = 202,7 Ч0,12 - 10,8 = 13,5 мм.

Толщина фланцев у края по формуле (41) равняется:

а₂ = 2Ч51,7 - 69,5 = 33,96 мм; а₃ = 2Ч32 - 44,13 = 19,87 мм;

а₄ = 2Ч22 - 30,35 = 13,65 мм; а₅ = 2Ч13,56 - 20,2 = 7,4 мм;

а₆ = 2Ч11 - 15,96 = 6,04 мм; а₇ = 2Ч9 - 13,5 = 4,5 мм.

Принимаем коэффициент защемления у края закрытых фланцев в пределе от 1,15 до 0,95.

з₂ = 1,15; з₃ = 1,1; з₄ = 1,1; з₅ = 1; з₆ = 1; з₇ = 0,95.

Тогда толщину фланца определим по формуле (42):

а₂' = мм; а₃' = мм; а₄' = мм;

а₅' = мм; а₆' = мм; а₇' = мм.

Толщина фланцев у основания найдем по формуле (43):

b₂' = 2Ч51,7 - 29,53 = 73,87 мм; b₃' = 2Ч35,6 - 18,06 = 53,14 мм;

b₄' = 2Ч22 - 12,4 = 31,6 мм; b₅' = 2Ч15,6 - 7,4 = 23,8 мм;

b₆' = 2Ч11 - 6,04 = 15,96 мм; b₇' = 2Ч10,2 - 4,73 = 15,67 мм.

Углы захвата в калибрах найдем по формуле (44):

; ;

; ;

; ;

.

Допустимые углы захвата при сортовом прокате находятся в диапазоне от 24 до 35 градусов, большие углы захвата обусловлены тем, что при захвате защемление металла происходит не только по дну калибра, но и по стенкам. Следовательно, рассчитанные нами углы захвата удовлетворяют требованиям допустимых углов захвата, и расчет выполнен, верно.

Радиусы закругления между стенкой и фланцем найдем по формуле (5.45):

с = ;

мм; мм;

мм; мм;

мм; мм;

мм.

По формуле (46) найдем радиусы закругления у вершины закрытых фланцев:

с = ;

r₁ =1,12Ч66,3 =75 мм; r₂ = 1,12Ч34 = 38 мм; r₃ = 1,12Ч30 = 34 мм;

r₄ = 1,12Ч14 = 16 мм; r₅ = 1,12Ч12,4 = 14 мм; r₆ = 1,12Ч7,4 = 8,3 мм;

r₇ = 1,12Ч6,04 = 7 мм.

Найдем межвалковые зазоры для клетей данного стана:

По формуле (47) для обжимной клети:

S₁ = S₂ = S₃ = 0,015Ч1000 = 15 мм.

По формуле (48) для черновых клетей:

S₄ = S₅ = S₆ = S₇ = 0,01Ч800 = 8 мм.

По формуле (49) для чистовых клетей:

S₈ = 0,006Ч800 = 4,8 мм.

Найденные выше основные размеры, а также данные характеризующие данный профиль калибровки двутавровой балки №36 сводим в таблицу 6.2.

Таблица 6.2. Расчетная калибровка двутавровой балки №36

№	Тип	Размеры фланцев	мфл	Размеры стенки	бз
		h, мм	b, мм	a, мм	qфл, мм2	R, мм	r, мм		d, мм	B, мм	H, мм
1	З О	87,2 96,4	137,5 125	66,3 60	7134	135	75	-	73	307	256,7	30082'
2	З О	88,4 88,4	69 51	34 52	4573	62	38	1,56	48,3	316,8	225	3505'
3	З О	80,4 89,6	41,4 44	30 20	2858	44	34	1,6	30,8	328	200,8	34043'
4	З О	81,6 81,6	30,3 26	14 18	1786	29	16	1,6	19,7	338	183	36072'
5	З О	73,6 82,8	18,8 20	12,4 7,4	1145	20	14	1,56	12,9	348	170	35093'
6	З О	74,8 74,8	16 14,6	6,04 7,4	818	16	8,3	1,4	9,55	355,2	160	34083'
7	З О	66,8 76	14,4 13,56	6,04 4,5	682	15	7	1,2	8,3	358	151	3402'
8	З О	68 68	13,5 13,5	5,31 5,31	620	14	6	1,1	7,6	360	143,7	340

7. Методика расчета энергосиловых параметров прокатки

Расчет энергосиловых параметров выполним по ходу прокатки. Для начала выполним расчет коэффициентов вытяжки и скоростного режима прокатки [3].

Площадь полосы в калибре определим по:

щ = ВЧd + 2 ((a_o + b_o) h_o/2 + (a_з + b_з) h_з/2) мм², (1)

где В-ширина калибра;

d - толщина стенки калибра;

a_o - толщина открытого фланца у вершины калибра;

b_o - толщина открытого фланца у основания калибра;

h_o - высота открытого фланца;

a_з - толщина закрытого фланца у вершины калибра;

b_з - толщина закрытого фланца у основания калибра;

h_з - высота закрытого фланца.

Для расчета скоростного режима и энергосиловых параметров прокатки фасонные полосы пересчитываем на соответственные прямоугольные по методу приведенной высоты:

Н_с = щ/В мм, (2)

где щ - площадь полосы в калибре;

В-ширина калибра.

Определим катающие диаметры валков. Расчет следует вести при максимальных диаметрах валков, чтобы определить максимальную энергосиловую загрузку оборудования стана.

D_к = D₀ - Н_с мм, (3)

где D₀ - максимальный диаметр бочки валков (см. табл. 2.1);

Н_с - приведенная высота фасонной полосы.

Коэффициент вытяжки в разрезном калибре:

л_i = щ_i-1/ щ_i, (4)

где щ_i-1 - площадь полосы задаваемой в калибр;

щ_i - площадь полосы выходящей из калибра.

Конечную скорость прокатки определим, исходя из максимально допустимой скорости валков в чистовой клети с учетом запаса на регулирование в связи с переточкой валков в размере 8%:

м/с, (5)

где D_к - катающий диаметр валков;

n - максимальная чистота вращения валков;

k - коэффициент запаса на регулирование в связи с переточкой валков.

Частота вращения валков:

об/мин, (6)

где V - скорость вращения валков;

D_к - катающий диаметр.

Найденную частоту вращения валков нужно сравнить с допустимой (см. табл. 2.1).

Найдем скорости в остальных калибрах из условия постоянства секундных объемов металла, проходящих через калибры этих клетей:

 м/с, (7)

где V - скорость вращения валков;

л - коэффициент вытяжки.

Выполняем расчет энергосиловых параметров. Определим значения усилия, крутящие моменты и температурный режим прокатки.

Определим абсолютное изменение приведенной высоты:

ДН_с = (Н_0с - Н_1с) мм. (8)

Определим среднее значение приведенных высот в калибре:

Н_ср = (Н_0с + Н_1с)/2 мм, (9)

где Н_0с - приведенная высота в предыдущем калибре;

Н_1с - приведенная высота в данном калибре.

Относительное обжатие:

, (10)

где ДН₁ - абсолютное изменение приведенной высоты;

Н_0с - приведенная высота в предыдущем калибре.

Скорость деформации металла:

с^-1, (11)

где n - частота вращения валков;

е - относительное обжатие;

D_к - катающий диаметр;

Н_с - приведенная высота в калибре.

Длина очага деформации:

мм. (12)

Рассчитаем контактную площадь прокатки:

F₁ = 0.5Ч(B₀ + B₁)Чl_c мм², (13)

где B₀ - ширина раската перед входом в данный калибр;

B₁ - ширина раската;

l_c - длина очага деформации.

Найдем длину раската по проходам. При длине исходной заготовки 5 метров из описания технологии прокатки на данном стане.

Длины раската по проходам:

L_i = L_i-1Чл_i мм, (14)

где L_i-1 - длина предыдущего раската;

л_i - коэффициент вытяжки.

Определим сопротивление деформации стали 70 по методу термомеханических коэффициентов В.И. Зюзина:

у = у_одЧК_tЧК_еЧК_u МПа, (15)

где у_од - базисное значение сопротивления деформации, определяемое для данной марки стали при t = 1000 ⁰C, е = 0,1 и u = 10 с^-1;

К_t, К_е, К_u - термомеханические коэффициенты, учитывающие соответственно влияние температуры прокатываемого металла, степени и скорости деформации. Эти коэффициенты определяются по формулам или кривым, построенным для каждой марки стали. В нашем случае для стали 10 пс определим эти коэффициенты по рисункам 7.1 и 7.2.

Рис. 7.1. Температурный К_t и степенной К_е коэффициенты стали 20ПС

Рис. 7.2. Скоростной К_u коэффициент стали 20ПС

Для стали 20 пс у_од = 82,32 МПа. [12]

Определяем температуру раската перед входом во вторую клеть. Для этого рассчитаем время охлаждения раската, которое складывается из паузы на передачу раската от одной клети к другой и машинного времени прокатки.

Рассчитаем время охлаждения раската:

сек, (16)

где L_p - длина рольганга;

V_р - скорость рольганга;

L₁ - длина раската;

L_ш - длина шлепера;

V_ш - скорость шлепера;

V₁ - скорость прокатки в данной клети.

Найдем повышение температуры металла вследствие перехода механической энергии деформации в теплоту:

Дt_д = 0,183ЧуЧlnл ⁰C, (17)

где у - сопротивление деформации стали;

л - коэффициент вытяжки.

Рассчитаем периметр поперечного сечения раската после прохода:

П = 2Ч(Н_с + В) мм, (18)

где Н_с - приведенная высота в калибре;

B - ширина раската.

Тогда на основе использования метода А.И. Целикова изменение температуры раската за время прокатки в калибре и перемещения к следующему калибру составит:

⁰С, (19)

где t₀ - температура раската перед входом в рассматриваемый калибр;

П - периметр поперечного сечения раската после прохода;

ф - время охлаждения раската;

щ - площадь поперечного сечения раската после прохода;

Дt_д - повышение температуры металла вследствие перехода механической энергии деформации в теплоту.

Температура металла перед заходом в следующую клеть:

t_i = t_i-1 - Дt ⁰С, (20)

где t_i-1 - температура прокатки в предшествующей клети;

Дt - изменение температуры раската за время прокатки в калибре и перемещения к следующему калибру составит.

Рассчитаем контактное давление прокатки по методу В.С. Смирнова:

р = 1,08Чn_уЧn_жЧn_фЧу МПа, (21)

где n_у - коэффициент напряженного состояния, учитывающий влияние на контактное давление внешнего трения;

n_ж - коэффициент, учитывающий влияние внешних зон по отношению к геометрическому очагу деформации;

n_ф - коэффициент формы профиля.

Найдем коэффициент напряженного состояния:

n_у = , (22)

где д - коэффициент учитывающий влияние контактного трения на форму очага деформации;

е - относительное обжатие.

Определим коэффициент учитывающий влияние контактного трения на форму очага деформации:

, (23)

где м - коэффициент внешнего трения;

l_c - длина очага деформации;

ДН_с - абсолютное изменение приведенной высоты.

Коэффициент внешнего трения:

м = 0,55 - 0,00024Чt, (24)

где t - температура деформируемого металла.

Найдем отношение длины очага деформации к среднему значению приведенной высоты: .

Определим значение коэффициента, учитывающего влияние внешних зон по отношению к геометрическому очагу деформации:

n_ж = , (25)

где - фактор формы очага деформации.

Найдем коэффициент формы профиля:

n_ф = , (26)

где l_c - длина очага деформации;

м - коэффициент внешнего трения;

ДН_с - абсолютное изменение приведенной высоты.

Рассчитаем усилие прокатки:

Р = рЧFЧ10^-6 МН, (27)

где р - контактное давление прокатки;

F - контактная площадь прокатки.

Определим коэффициент плеча приложения усилия прокатки по формуле М.А. Зайкова - Н.А. Федорова:

ц_п = 5,85 - 11• + 7,35• - 1,58•, (28)

где - фактор формы очага деформации.

Рассчитаем крутящий момент деформации:

М_вал = 2ЧРЧl_cЧ ц_п кНЧм, (29)

Ограничения по скоростному режиму прокатки проверяем по формулам (26) и (27) с учетом коэффициента загрузки электродвигателей стана.

Коэффициент загрузки электродвигателей стана по усилию прокатки:

, (30)

где Р - усилие прокатки;

Р_max - максимально допустимое усилие прокатки.

м/с; (31)

м/с, (32)

где D_к - катающий диаметр;

n_max, n_max - соответственно максимально возможные и минимальные частоты вращения валков (см. табл. 2.1);

k - коэффициент загрузки электродвигателей стана.

Определим часовую производительность стана:

, (33)

где G - масса заготовки;

Т_т - такт прокатки;

К_и - коэффициент использования;

Принимаем К_и = 095.

8. Расчет энергосиловых параметров прокатки

Исходными данными для расчета энергосиловых параметров служат данные расчета калибровки.

Расчет энергосиловых параметров выполним по методика приведенной выше.

По формуле (1) рассчитаем площадь полосы в каждом калибре:

щ₁ = 307Ч73 + 2 ((60 + 125)Ч96,4/2 + (66,3 + 137,5)Ч87,2/2) = 58016 мм²;

щ₂ = 317Ч48,3 + 2 ((34 + 69)Ч88,4/2 + (52 + 51)Ч88,4/2) = 33521,5 мм²;

щ₃ = 328Ч30,8 + 2 ((20 + 44)Ч89,6/2 + (30 + 41,4)Ч80,4/2) = 21577,4 мм²;

щ₄ = 338Ч19,7 + 2 ((14 + 30,3)Ч81,6/2 + (18 + 26)Ч81,6/2) = 13864 мм²;

щ₅ = 348Ч13 + 2 ((7,4 + 20)Ч82,8/2 + (12,4 + 18,8)Ч73,6/2) = 9089 мм²;

щ₆ = 355Ч9,55 + 2 ((6,04 + 16)Ч74,8/2 + (7,4 + 14,6)Ч74,8/2) = 6684,4 мм²;

щ₇ = 358Ч8,3+ 2 ((4,5 + 13,56)Ч76/2 + (6,04 + 14,4)Ч66,8/2) = 5709,4 мм²;

щ₈ = 360Ч7,6+ 2 ((5,31 + 13,5)Ч68/2 + (5,31 + 13,5)Ч68/2) = 5294 мм².

Для расчета скоростного режима и энергосиловых параметров прокатки фасонные полосы пересчитываем на соответственные прямоугольные по методу приведенной высоты. Рассчитаем по формуле (2) значения приведенной высоты:

Н_с1 = 58016/307 = 189 мм; Н_с2 = 33521,5/316,8 = 105,8 мм;

Н_с3 = 21577,4/328 = 66 мм; Н_с4 = 13864/338 = 41 мм;

Н_с5 = 9089 /348 = 26 мм; Н_с6 = 6684,4/355 = 19 мм;

Н_с7 = 5709,4/358 = 16 мм; Н_с8 = 5294/360 = 15 мм.

Определим катающие диаметры валков. Расчет будем вести при максимальных диаметрах валков (см. табл. 2.1), чтобы определить максимальную энергосиловую загрузку оборудования стана. По формуле (3) рассчитаем катающие диаметры:

D₁ = 1000 - 189 = 811 мм; D₂ = 1000 - 105,8 = 894,2 мм;

D₃ = 1000 - 66 = 934 мм; D₄ = 800 - 41 = 759 мм;

D₅ = 800 - 26 = 774 мм; D₆ = 800 - 19 = 781 мм;

D₇ = 800 - 16 = 784 мм; D₈ = 800 -15 = 785 мм.

Найдем коэффициент вытяжки в калибрах по формуле (4):

л₁ = 89925/58016 = 1,55; л₂ = 58016/ 33521,5 = 1,73; л₃ = 33521,5/ 21577,4 = 1,55;

л₄ = 21577,4/ 13864 = 1,55; л₅ = 13864/ 9089 = 1,53; л₆ = 9089/ 6684,4 = 1,36;

л₇ = 6684,4/ 5709,4 = 1,17; л₈ = 5709,4/ 5294 = 1,08.

Определим по формуле (5) конечную скорость прокатки в восьмой клети, исходя из максимально допустимой скорости валков в чистовой клети с учетом запаса на регулирование в связи с переточкой валков в размере 5%:

м/с.

Принимаем конечную скорость прокатки 6,4 м/с.

Найдем по формуле (7) скорости в остальных калибрах из условия постоянства секундных объемов металла:

м/с; м/с; м/с; м/с;

м/с; м/с; м/с.

С учетом найденных скоростей прокатки найдем по формуле (6) частоту вращения валков:

об/мин; об/мин;

об/мин; об/мин;

об/мин; об/мин;

об/мин; об/мин.

Определим абсолютное изменение приведенной высоты по формуле (8):

ДН_с1 = (263 - 189) = 74 мм; ДН_с2 = (189 - 106) = 83 мм;

ДН_с3 = (106 - 66) = 40 мм; ДН_с4 = (66 - 41) = 25 мм;

ДН_с5 = (41 - 26) = 15 мм; ДН_с6 = (26 - 19) = 7 мм;

ДН_с7 = (19 - 16) = 3 мм; ДН_с8 = (16 - 15) = 1 мм.

Определим среднее значение приведенных высот в калибре по формуле (9):

Н_ср1 = (263 + 189)/2 = 226 мм; Н_ср2 = (189+ 106) /2= 148 мм;

Н_ср3 = (106 + 66) /2= 86 мм; Н_ср4 = (66 + 41) /2= 53,5 мм;

Н_ср5 = (41 + 26) /2= 33,5 мм; Н_ср6 = (26 + 19) /2 = 22,5 мм;

Н_ср7 = (19 + 16) /2= 17,5 мм; Н_ср8 = (16 + 15) /2= 15,5 мм.

Найдем по формуле (10) относительное обжатие в каждой клети:

; ; ; ; ;

; ; .

В каждом калибре определим по формуле (11) скорость деформации металла:

с^-1; с^-1;

с^-1; с^-1;

с^-1; с^-1;

с^-1; с^-1.

Рассчитаем по формуле (12) длину очага деформации:

мм; мм;

мм; мм;

мм; мм;

мм; мм.

Рассчитаем контактную площадь прокатки по формуле (13):

F₁ = 0,5Ч(300 + 307)Ч173,2 = 52566,2 мм²;

F₂ = 0,5Ч(307 + 316,8)Ч172,6 = 51833 мм²;

F₃ = 0,5Ч(316,8 + 328)Ч136,7 = 44072,1 мм²;

F₄ = 0,5Ч(328 + 338)Ч97,4 = 32434,2 мм²;

F₅ = 0,5Ч(338 + 348)Ч76,2 = 26136,6 мм²;

F₆ = 0,5Ч(348 + 355,2)Ч52,3 = 18388,68 мм²;

F₇ = 0,5Ч(355,2 + 358)Ч34,3 = 12231,38 мм²;

F₈ = 0,5Ч(358 + 360)Ч20 = 7800 мм².

Принимая начальную длину двутавровой балки 5 метров, найдем по формуле (14) длины раската по проходам:

L₁ = 5Ч1,55 = 7,75 мм; L₂ = 7,75Ч1,73 = 13,4 мм; L₃ = 13,4Ч1,55 = 20,7 мм;

L₄ = 20,7Ч1,55 = 32 мм; L₅ = 32Ч1,53 = 49,3 мм; L₆ = 49,3Ч1,36 = 67 мм;

L₇ = 67Ч1,17 = 78 мм; L₈ = 78Ч1,08 = 84 мм.

В дальнейшем расчет будем вести по каждой клети в отдельности по ходу прокатки, так как для расчета изменения температуры металла по проходам нам необходимо знать температуру металла в предыдущей клети.

Выполним расчет для первой клети.

Определим сопротивление деформации стали 20 пс по формуле (15) по методу термомеханических коэффициентов В.И. Зюзина. Термомеханические коэффициенты определим по графикам рисунков 7.1 и 7.2. Исходя из того, что начальную температуру прокатки в первой клети принимаем равной 1130 ⁰С, относительное обжатие в первой клети равно е₁ = 0,28 и скорость деформации металла U₁ = 0,7 с^-1. Начальную температуру прокатки принимаем исходя из того, что она является минимально возможной температурой начала прокатки. К_t = 0,78; К_е = 1,39; К_u = 0,7. Базисное значение сопротивления деформации, определяемое для данной марки стали равно у_од = 82,32 МПа.

у₁ = 82,32Ч0,78Ч1,39Ч0,7 = 62,47 МПа.

Определяем температуру раската перед входом во вторую клеть.

Рассчитаем по формуле (16) время охлаждения раската:

сек.

Найдем по формуле (17) повышение температуры металла вследствие перехода механической энергии деформации в теплоту:

Дt_д = 0,183Ч62,47Чln 1,36 = 3,5 ⁰C.

Рассчитаем периметр поперечного сечения раската после прохода по формуле (18):

П₁ = 2Ч(189 + 307) = 992 мм.

Определим изменение температуры раската за время прокатки в калибре и перемещения к следующему калибру по формуле (19):

⁰С.

Найдем по формуле (20) температура металла перед заходом в следующую клеть:

t₂ = 1130 - 8 = 1122 ⁰С.

Аналогично выполним расчет для всех последующих калибров.

По формуле (24) найдем коэффициент внешнего трения для каждого калибра:

м₁ = 0,55 - 0,00024Ч1122 = 0,281; м₂ = 0,55 - 0,00024Ч1097 = 0,287;

м₃ = 0,55 - 0,00024Ч1069 = 0,2934; м₄ = 0,55 - 0,00024Ч1047 = 0,299;

м₅ = 0,55 - 0,00024Ч1022 = 0,305; м₆ = 0,55 - 0,00024Ч924 = 0,328;

м₇ = 0,55 - 0,00024Ч905 = 0,333; м₈ = 0,55 - 0,00024Ч882 = 0,338.

Найдем по формуле (23) коэффициент, учитывающий влияние контактного трения на форму очага деформации в каждом калибре:

; ;

; ;

; ;

; .

Найдем по формуле (22) коэффициент напряженного состояния:

n_у1 = ; n_у2 = ;

n_у3 = ; n_у4 = ;

n_у5 = ; n_у6 = ;

n_у7 = ; n_у8 = .

Определим по формуле (25) значение коэффициента, учитывающего влияние внешних зон по отношению к геометрическому очагу деформации:

n_ж1 = ; n_ж2 = ; n_ж3 = ;

n_ж4 = ; n_ж5 = ; n_ж6 =;

n_ж7 = ; n_ж8 = .

Найдем коэффициент формы профиля используя формулу (26):

n_ф1 = ; n_ф2 = ;

n_ф3 = ; n_ф4 = ;

n_ф5 = ; n_ф6 = ;

n_ф7 = ; n_ф8 = .

Рассчитаем контактное давление прокатки по формуле (21):

р₁ = 1,08Ч1,08Ч1,12Ч0,897Ч62,47 = 73,2 МПа;

р₂ = 1,08Ч1,028Ч0,92Ч0,879Ч77 = 69,13 МПа;

р₃ = 1,08Ч1,03Ч0,74Ч1 Ч100 = 82,32 МПа;

р₄ = 1,08Ч1,034Ч0,65Ч1,05Ч115 = 87,65 МПа;

р₅ = 1,08Ч1,042Ч0,49Ч1,17Ч115,3 = 74,39 МПа;

р₆ = 1,08Ч1,025Ч0,47Ч1,43Ч153 = 113,83 МПа;

р₇ = 1,08Ч1,008Ч0,6Ч1,84Ч118,5 = 142,4 МПа;

р₈ = 1,08Ч1,001Ч0,86Ч2,7Ч133,7 = 335,6 МПа.

Рассчитаем усилия прокатки по формуле (27):

Р₁ = 73,2Ч52566,2Ч10^-6 = 3,85 МН; Р₂ = 69,13Ч51833Ч10^-6 = 3,58 МН;

Р₃ = 82,32Ч44072,1Ч10^-6 = 3,63 МН; Р₄ = 87,65Ч32434,2Ч10^-6 = 2,84 МН;

Р₅ = 74,39Ч26136,6Ч10^-6 = 1,94 МН; Р₆ = 113,83Ч18388Ч10^-6 = 2,09 МН;

Р₇ = 142,4Ч12231Ч10^-6 = 1,74 МН; Р₈ = 335,6Ч7800Ч10^-6 = 2,6 МН.

Определим по формуле (28) коэффициент плеча приложения усилия прокатки:

ц_п1 = 5,85 - 11Ч0,77 + 7,35Ч0,77² - 1,58Ч0,77³ = 0,989;

ц_п2 = 5,85 - 11Ч1,16 + 7,35Ч1,16² - 1,58Ч1,16³ = 0,514;

ц_п3 = 5,85 - 11Ч1,59 + 7,35Ч1,59² - 1,58Ч1,59³ = 0,59;

ц_п4 = 5,85 - 11Ч1,82 + 7,35Ч1,82² - 1,58Ч1,82³ = 0,65;

ц_п5 = 5,85 - 11Ч2,27 + 7,35Ч2,27² - 1,58Ч2,27³ = 0,272;

ц_п6 = 5,85 - 11Ч2,32 + 7,35Ч2,32² - 1,58Ч2,32³ = 0,161;

ц_п7 = 5,85 - 11Ч1,96 + 7,35Ч1,96² - 1,58Ч1,96³ = 0,63;

ц_п8 = 5,85 - 11Ч1,29 + 7,35Ч1,29² - 1,58Ч1,29³ = 0,5.

Все клети стана имеют индивидуальный привод. Найдем по формуле (30) коэффициент загрузки электродвигателей стана по усилию прокатки:

Мн; Мн; Мн;

Мн; Мн; Мн;

Мн; Мн.

По формуле (33) определим производительность стана в час:

т/ч.

Результаты расчета основных технологических параметров прокатки приведены в таблице 8.1.

Таблица 8.1. Результаты расчета основных технологических параметров прокатке двутавровой балки №36

№ клети	Нс, Мм	Dк, мм	V, м/с	n, об/мин	t, 0С	у, МПа	nу	nф	р, МПа	F, мм2	Р, МН	kдв	nж
1	189	811	0,4	10	1122	62,47	1,08	0,897	73,2	52566,2	3,85	0,962	2,87
2	106	994	0,64	14	1097	77	1,028	0,879	69,13	51833	3,58	0,895	3
3	66	934	1,1	23	1069	100,8	1,03	1	82,32	44072,1	3,63	0,91	3,26
4	41	759	1,7	43	1047	115,8	1,034	1,05	87,65	32434,2	2,84	0,71	3,35
5	26	774	2,63	65	1022	115,3	1,042	1,17	74,39	26136,6	1,94	0,65	3,5
6	19	781	4,02	98	924	153,3	1,025	1,43	113,83	18388,7	2,09	0,67	3,52
7	16	784	5,47	133	905	118,5	1,008	1,84	142,4	12231,4	1,74	0,58	3,4
8	15	785	6,36	155	882	133,7	1,001	2,7	335,6	7800	2,6	0,86	2,13

Таким образом, рассчитанная калибровка валков позволяет рационально использовать скоростные и энергосиловые возможности стана. Расчет показывает, что прокатка заданной двутавровой балки №36 на данном стане возможна, т.е. рассчитанные усилия прокатки не приведут к повышенному износу валков, они меньше предельного усилия. Коэффициент загрузки электродвигателей стана по усилию прокатки меньше допустимого.

Заключение

В процессе выполнения данной курсовой работы был изучен двутавровый профиль со всеми его разновидностями. Для данного расчета был выбран полунепрерывный стан 800 Нижнетагильского металлургического комбината. Так же приведена схема расположения основного технологического оборудования, основных профилей сортамента стана, печей, рабочих клетей, прокатных валков и двигателей прокатного стана 800 НТМК. Приведена технико-экономические показатели работы стана. При нахождении основных размеров калибров учитывалась температура прокатываемой стали. Изучены способы прокатки и калибровки профиля в зависимости от вида и размеров профиля, а также конструкции прокатных станов применяющие различные способы прокатки балок. Получены навыки расчета калибровки валков для проката двутавровой балки. Нами был выполнен расчет калибровки двутавровой балки №36 по ГОСТ 8239-72, пользуясь методом А.П. Чекмарева, а также найдены основные технологические параметры прокатки. Было выбрано необходимое число проходов для прокатки двутавровой балки №36 равное восьми калибрам. В расчете энергосиловых параметров прокатки рассчитанная калибровка валков позволяет рационально использовать скоростные и энергосиловые возможности стана. Нами была рассчитана производительность стана по выбранному режиму прокатки составила 164,2 т/ч. В расчете учитывалась марка стали из которой изготавливают данный профиль. Сталь - углеродистая качественная конструкционная 20КП по ГОСТ 1050-74. Был произведен расчет технологический параметров. Расчет показывает, что прокатка двутавровой балки №36 на полунепрерывном стане 800 Нижнетагильского металлургического комбината возможна выполнением оптимизации.

Список используемых источников

1. Чекмарев А.П., Мутьев М.С., Машковец Р.А. Калибровка прокатных валков. - М.: Металлургия, 1971, 512 с.

2. Королев А.А. Прокатные станы и оборудование прокатных цехов. Атлас. Том 2. - М.: Металлургия, 1981, 208 с.

3. Смирнов В.К., Шилов В.А., Инатович Ю.В. Калибровка прокатных валков. - М.: Металлургия, 1987, 368 с.

4. Диомидов Б.Б., Литовченко Н.В. Калибровка валков сортовых станов. Металлургиздат, 1963, 360 с.

5. Протасов А.А. Сборник задач по технологии горячей и холодной прокатки стали и сплавов. - Металлургия, 1972, 320 с.

6. Справочник металлиста. - М.: Машиностроение. Т.3, 1976, 125 с.

7. Полухин П.И. Прокатка и калибровка двутавровых балок. М.: Металлургизд, 1956, 175 с.

8. Бахтинов Б.П., Штернов М.М. Калибровка балок и швеллеров. М.: Металлургизд, 1950, 170 с.