Таблица 10

Параметр клети	Номер клети
	1	2	3	4	5	6	7
Радиус формовки нижнего валка Rнi, мм	551,35	275,68	183,78	137,84	139,6	131,4	126,7
Радиус формовки верхнего валка Rвi, мм	545,35	269,68	177,78	131,84	139,6	131,4	126,7
Угол формовки i, рад	1,23	2,47	3,7	4,93	5,77	5,807	6,011
Ширина калибрующей части нижнего валка Вiн, мм	636,21	520,57	367,56	191,5	193,96	182,58	176,06
Ширина калибрующей части верхнего валка Вiв, мм	629,29	509,24	301,63	124,77	93,96	132,56	154,03
Диаметр нижнего валка по дну Dнiд, мм	670	770	820	900	498	500	502
Диаметр верхнего валка по дну Dвiд, мм	490	492	404	496	498	500	502
Диаметр нижнего валка по реборде Dнiр, мм	473,67	408,09	652,7	868,7	676,37	573,76	573,13
Диаметр верхнего валка по реборде Dвiр, мм	688,49	861,96	861,56	579,26	576,37	573,76	573,13
Ширина разрезной шайбы Sшi, мм	-	-	-	-	100	50	20



Рис. 3

3.4 Расчет и оптимизация тянущих усилий

3.4.1 Первая клеть с валками полного охвата

Нахождение радиуса валка горизонтальной клети в сечении кромки заготовки ведется по рис. 3.

R_iк=D_iн^д/2+R_iн·(1-cоs(В_л/2R_iн)), мм

где D_iн^д-диаметр нижнего валка по дну калибра, мм;

R_iн-радиусы формовки нижних валков, мм;

В_л-ширина штрипса, мм.

В_1к=490/2+551,35·(1-cоs (679,63/2·551,35)=346,45 мм

Высота профиля определяется по формуле:

Н_пр.i=R_i·(1-cоs(В_n/2·К_iн), мм

Н_пр.1=551,35·(1-cоs 679,63/2·551,35)=115,5 мм

Длина контакта кромки с валком:

L_iк=R_iк·arccos((D_iн^д/2+Н_вх.пр.i)/R_iк), мм

где Н_вх.пр.i-высота профиля при входе заготовки в калибр, мм

Н_вх.пр.i=0,94·Н_пр.i, мм

где Н_пр.i-высота профиля, мм

Н_вх.пр.1=0,94·115,5=95,36 мм

L_1к=346,45·arccos((490/2+95,36)/346,45)=65,06 мм

Длина контакта кромки с валком с учетом 10% распружинивания определяется по формуле:

l_i=0,1·L_iк, мм

l_1k=0,1·65,06=6,51 мм

Определение катающего диаметра валков:

D_iк=200·/60·_i, мм

где -линейная скорость полосы, м/мин;

_i-угловая скорость вращения валка, рад./сек.

_i=·n_i/30, рад/сек

где n_i-число оборотов валка, об/мин.

_1н=3,14·20/30=2,09 рад/сек

_1в=3,14·22/30=2,3 рад/сек

D_1к^н=2000·30/60·2,09=478,5 мм

D_2к^н=2000·30/60·2,3=434 мм

При сравнении диаметров получим:

D_1к^нD_1н^д и D_1к^вD_1р^в, то следовательно верхний и нижний валки находятся в зоне опережения.

Определение величины изменения деформации гиба в первой клети:

₁=₁

_i=S/2R_i,

где S-толщина штрипса, мм

₁=6/2·551,35=0,00544

Напряжение на наружной поверхности полосы:

_i=_т+П(_i-_т), мПa

где _т-предел текучести металла, мПа;

П-модуль упрочнения, мПа.

_т=320 мПа, П=800 мПа

_т=320/190000=0,0016

₁=320+800·(0,00544-0,0016)=323,07 мПа

Определение длины внеконтактной деформации:

L_i^вн.д.=К_свi·L_iк, мм

где К_свi-коэффициент увеличения зоны внеконтактной деформации

L_i^вн.д.=6·65,06=390,24 мм

Величина усилия формоизменения определяется:

Р_i^ф=₁·_i·S·В_л·L_i^вн.д./К_ф·В_iн, Н

где К_ф-коэффициент формы;

В_iн-ширина i-ого калибра, мм

Р₁^ф=323,07·0,00544·6·679,63·390,24/0,2·636,21=21979,6 Н

Тянущее усилие определяется по формуле:

Т_тi=2·f·Р_i^ф, Н

где f-коэффициент трения, f=0,080,12

Т_т1=2·0,1·21979,6=4395,93 Н

3.4.2 Вторая клеть с валками полного охвата

Расчет аналогичен расчету в первой клети.

Нахождение радиуса второй клети в сечении кромки заготовки:

R_2к=492/2+275,68·(1-cоs 679,63/2·275,68)=430,15 мм

Определение высоты профиля:

Н_пр.2=275,68·(1-Соs 679,63/2·275,68)=184,13 мм

Нахождение длины контакта кромки с валком:

Н_пр.2^вх=0,94·184,15=173,10 мм

L_2к=430,15·arccos((492/2+173,1)/430,15)=97,71 мм

Нахождение длины контакта кромки с валком с учетом 10% распружинивания:

l_2k=0,1·97,71=9,77 мм

Угловая скорость валков второй клети:

_н2=3,14·20/30=2,09 рад/сек,

_в2=3,14·27/30=2,83 рад/сек

Катающий диаметр валков второй клети:

D_2к^н=2000·30/60·2,09=478,5 мм

D_2к^в=2000·30/60·2,83=353,4 мм

Из сравнения диаметров D_2к^н и D_2н^д видно, что D_2к^н D_2к^д, так как 478,5492 мм

Из сравнения диаметров D_2к^в и D_2в^д видно, что D_2к^вD_2в^д, т.к. 353,4357 мм.

Следовательно, оба валка находятся в зоне опережения.

Определение величины изменения деформации гиба во второй клети:

₂=6/2·275,68=0,01088

₂=0,01088-0,00544=0,00544

Напряжение на наружной поверхности полосы:

₂=320+800·(0,01088-0,0016)=327,42

Определение длины внеконтактной деформации:

L₂^вн.д=6·97,71=586,26 мм

Определение величины усилия формоизменения во второй клети:

Р₂^Ф=327,42·0,00544·6·679,63·586,26/0,2·520,57=40898,65 Н

Тянущее усилие во второй клети:

Т_т2=2·0,1·40898,65=8179,73 Н

3.4.3 Третья клеть с валком неполного охвата

Радиус валка в сечении кромки заготовки находится по формуле:

R_ki=(D^д_iH+2·R_i)/2, мм

R_3k=(494+2·183.78)/2=430,78 мм

Высота профиля определяется по формуле:

Н_прi= R_ki - D^д_iH/2, мм

Н_пр3=430,78-494/2=183,78 мм

Нахождение длины контакта кромки с валком:

Н^вх_пр3=0,94·183,78=172,75 мм

L_3K=430,78·arcos((494/2+172,75)/430,78)=97,68 мм

Нахождение длины контакта кромки с валком с учетом 10% распружинивания:

L_зк=0,1·97,68=9,77 мм

Угловая скорость валков:

_нз=(3,14·20)/30=2,09 рад/сек

_вз=(3,14·15)/30=1,57 рад/сек

Катающий диаметр валков:

D^н_зк=(2000·30)/(60·2,09)=478,5 мм

D^н_зв=(2000·30)/(60·1,57)=636,94 мм

Из сравнения диаметров D^н_зк и D^д_зк видно, что D^н_зк<D^д_зк, так как 478,5494 мм.

Из сравнения диаметров D^в_зк и D^в_зр видно, что D^в_зк< D^в_зр, так как 636,94652,7 мм.

Следовательно, оба валка находятся в зоне опережения.

Определение величины изменения деформации гиба в третьей клети:

₃=6/(2·183,78)=0,01632

₃=0,01632-0,01088=0,00544

Напряжение на наружной поверхности полосы:

₃=320+800 (0,01632-0,0016)=331,776 мПа

Определение длины внеконтактной деформации:

L₃^вн.д.=6·97,68=586,08 мм

Определение величины усилия формоизменения:

Р₃^ф=331,776·0,00544·6·679,63·586,08/367,56·0,2=58676,78 Н

Тянущее усилие в третьей клети:

Т_т3=2·0,1·58676,78=11735,36 Н

3.4.4 Четвертая клеть

Радиус валка в сечении кромки заготовки:

R_к4=496/2+137,84·(1-cos (1,536/2))=286,733 мм

Высота профиля:

Н_пр4=137,84 (1-cos (1,536/2))=38,733 мм

Длина контакта кромки с валком:

Н_вх·пр=0,94·38,73=36,41 мм

L_к4=286,733·arccos((496/2+36,41)/286,73)=36,29 мм

Длина контакта кромки с валком с учетом 10% распружинивания:

l_к4=0,1·36,29=3,629 мм

Определение катающих диаметров валков:

_4н=(3,14·20)/30=2,09 рад/сек

_4в=(3,14·12)/30=1,26 рад/сек

D^н_4к=(2000·30)/(60·2,09)=478,5 мм

D^в_4к=(2000·30)/(60·1,26)=793,65 мм

Сравнивая диаметры D^н_4к и D^д_4к, D^д_4к< D^д_4к, т.к. 478,5<496 мм

Сравнивая диаметры D^в_4к и D^в_4р, D^в_4к< D^в_4р, т.к. 793,65<833,61 мм

Следовательно, верхний и нижний валки находятся в зоне опережения.

Определение величины деформации гиба в четвертой клети:

₄=6/(2·137,84)=0,02176

₄=0,02176-0,01632=0,00544

Напряжение на наружной поверхности полосы:

₄=320+800 (0,02176-0,0016)=336,128 мПа

Определение длины внеконтактной деформации:

L₄^вн.д.=3·36,29=108,87 мм

Определение величины усилия формоизменения:

Р^ф₄=336,128·0,00544·6·679,63·108·87/(0,2·191,5)=21195,16 Н

Тянущее усилие:

Т_т4=2·0,1·21195,16=4239 Н

3.4.5 Пятая клеть закрытого калибра

Радиус валка в сечении кромки заготовки:

R_к5=496/2+139,6 (1-cos (1,536/2))=288,23 мм

Высота профиля:

Н_пр.5=139,6 (1-cos (1,536/2))=39,23 мм

Длина контакта кромки с валком:

Н_вх·пр.5=0,94·39,23=36,88 мм

L_к5=288,23·arccos((496/2+36,88)/288,23)=36,482 мм

Величина изменения деформации гиба в пятой клети определяется по формуле:

_i=_i-_i-1+Е_р

где _i - деформация гиба в i-ой клети,

_i-1 - деформация гиба в i-1 клети,

Е_р-степень редуцирования в i-ой клети

Е_р=0,00197

₅=6/(2·139,6)=0,02149

₅=0,02149-0,02176+0,00197=0,00169

Напряжение на наружной поверхности полосы:

₅=320+800 (0,02149-0,0016)=335,912 мПа

Определение длины внеконтактной деформации:

L₅^вн.д.=2·36,482=72,96 мм

Величина усилия формоизменения:

Р^ф₆=335,912·0,00169·6·679,63·72,924/0,2·193,96=13062 Н

Тянущее усилие:

Т_т5=2·0,1·13062=2612,4 Н

3.4.6 Шестая клеть закрытого калибра

Радиус валка в сечении кромки заготовки:

R_k6=500/2+131.4 (1-cos (1,536/2))=286,889 мм

Высота профиля:

Н_пр.6=131,4 (1-cos (1,536/2))=36,879 мм

Длина контакта кромки с валком:

Н_{вх.·пр.6}=0,94·36,88=34,66 мм

L_к6=286,88·arccos((500/2+34,66)/286,88)=35,65 мм

Величина изменения деформации изгиба:

₆=6/(2·131,4)=0,02283

6=0,02283-0,02149+0,00197=0,00331

Напряжение на наружной поверхности полосы:

₆=320+800 (0,02283-0,0016)=336,98 мПа

Длина внеконтактной деформации:

L₆^вн.д.=2·35,65=71,308 мм

Величина усилия формоизменения:

Р_ф6=336,98·0,00331·6·679,63·71,308/(0,2·182,56)=8882,98 Н

Тянущее усилие:

Т_т6=2·0,1·8882,98=1776,595 Н

3.4.7 Седьмая клеть закрытого типа

Радиус валка в сечении кромки заготовки:

R_к7=502/2+126,7 (1-cos (1,536/2))=285,56 мм

Высота профиля:

Н_пр.7=126,7 (1-cos (1,536/2))=35,56 мм

Длина контакта кромки с валком:

Н_вх·пр.7=0,94·35,56=33,426 мм

L_к7=285,56·arccos((502/2+33,43)/285,56)=34,93 мм

Величина изменения деформации гиба:

₇=6/(2·126,7)=0,02368

₇=0,02368-0,02283+0,00197=0,00282

Напряжение на наружной поверхности полосы:

₇=320+500 (0,02368-0,0016)=337,664 мПа

Длина внеконтактной деформации равна:

L_вн.д.7=2·34,93=69,86 мм

Определение величины усилия формоизменения:

Р_ф7=337,66·0,00282·6·679,63·69,86/0,2·176,06=7703,41 Н

Тянущее усилие:

Т_т7=2·0,1·7703,41=1540,68 Н

Оценивая энергосиловые параметры формовочного стана, нужно отметить, что в каждой клети совершается заданная работа как по гибу, так и по транспортировке с некоторым запасом в каждой клети.

Необходимо предложить схему равномерного распределения тянущих усилий по всем сечениям приводных клетей, что обеспечит отсутствие локальных подпоров и излишних всплесков.

Разница тянущих усилий по клетям:

Т_т=(Т_тi-Т_т(i-1))/Т_тi·100%, %

где Т_тi-тянущее усилие в предыдущей клети, Н

Т_т(i-1)-тянущее усилие в последующей клети, Н

Разница тянущих усилий между первой и второй клетями:

Т_т(1-2)=(4396-8180)/4396·100%= -86%

Между третьей и четвертой клетями:

Т_т(3-4)=(11735-4239)/11735·100%=64%

Разница тянущих усилий между второй и третьей клетями:

Т_т(2-3)=(8180-11735)/8180·100%= +43%

Между четвертой и пятой клетями:

Т_т(4-5)=(4239-2612)/4239·100%=38%

Между пятой и шестой клетями:

Т_т(5-6)=(2612-1776)/2612·100%=32%

Между шестой и седьмой клетями:

Т_т(6-7)=(1776-1541)/1776·100%=13%

Распределение усилий по клетям не удовлетворяет условиям качественной равномерной и стабильной формовки трубной заготовки, поэтому необходимо произвести оптимизацию энергосиловых параметров. Оптимизация проводится путем изменения степени деформации гиба.

В процессе оптимизации было установлено, что для равномерного распределения усилия по клетям необходимо отключить привода верхних валков первой, второй, третьей и четвертой клетей. Все вновь оптимизированные параметры приводных горизонтальных клетей представлены в таблице 11.

Таблица 11

Параметр клети	Номер клети
	1	2	3	4	5	6	7
1	2	3	4	5	6	7	8
Усилие формоизменения Рфi, Н	39935	39996	39944	41630	19558	19560	19557
Катающий диаметр верхнего валка Dквi,мм	434	353,4	636,9	793,65	478,5	478,5	478,5
Катающий диаметр нижнего валка Dкнi, мм	478,5	478,5	478,5	478,5	478,5	478,5	478,5
Радиус формовки нижнего валка Riн, мм	618	391	314,4	182	153,77	137,35	126,7
Угол формовки i, рад.	1,24	1,959	2,437	1,536	1,536	1,536	1,536
Высота профиля Нпр, мм	101,45	184,2	183,78	38,73	39,23	36,88	35,56
Радиус валка в сечении кромки Riк, мм	346,45	430,15	430,78	286,73	288,23	286,89	285,56
Длина контакта кромки с валком Li, мм	65,06	97,7	97,7	36,29	36,48	35,65	34,93
Ширина калибра Вiн, мм	717,9	640,3	590,1	252,9	213,6	190,8	176,0
Деформация гиба i	0,00544	0,00544	0,00544	0,00544	0,00169	0,00331	0,00282
Напряжение на наружной поверхности I, мПа	323,07	327,4	331,8	336,1	335,9	336,98	337,6
Частота вращения верхнего валка niв, об/мин.	22	27	15	12	20	20	20
Частота вращения нижнего валка niн, об/мин.	20	20	20	20	20	20	20
Угловая скорость вращения верхнего валка iв, рад/сек	2,3	2,83	1,47	1,26	2,09	2,09	2,09
Угловая скорость вращения нижнего валка iн, рад/сек	2,09	2,09	2,09	2,09	2,09	2,09	2,09
Тянущее усилие клети Ттi, Н	3914	3920	3915	3913	3912	3912	3911

3.5 Оценка напряженно-деформированного состояния (НДС)

3.5.1 Методика оценки НДС

Оценка НДС клетей, с углом формовки _i, представлена на рис. 5

Принимается, что материальная точка перемещается по кратчайшему расстоянию (по прямой). Волокно l₂₂ является базовым и для каждого сечения недеформируемым

КА=DА·sin(_i/2);

СД=В_л/2-КА;

OК=ОА·cоs(_i/2);

ВД=ОА-ОК;

АД=СД²+ВД;

l_ii=АД²+L²

где В_л - ширина штрипса, мм;

- угол формовки, рад;

L - расстояние между соседними клетями, мм

3.5.2 Оценка НДС для клетей с _i

Методика оценки НДС для клетей, с углом формовки _i, представлена на рис. 6

КА=ОА·cоs (/2-/2);

СД=В_л/2-КА;

ВД=ОА+ОА·sin (/2-/2);

АД=СД²+ВД²;

l=АД²+L²

Оценка степени деформации по волокнам осуществляется по формулам:

Еⁱ_хх=(l_i-l₂₂)/l₂₂ ·100%

где Еⁱ_хх - степень деформации, %

l_i - длина i-го волокна между клетями, мм

ⁱ_xx+ⁱ_yy+ⁱ_zz=0

Определяем:

ⁱ_yy=-0,3_xx;

ⁱ_zz=-0,7_xx.

Оценка интенсивности определяется по формуле:

,

Результаты расчета напряженно-деформированного состояния полосы по волокнам представлен в табл. 12.

Таблица 12

Номер клети	Радиус формовки Ri, мм	Угол формовки i, рад	Степень деформации I-ого волокна после внедрения ниспадающей оси формовки	Степень деформации I-ого волокна после внедрения роликовых проводок
			Е1хх, %	Е3хх, %	Е4хх, %	Е1хх, %	Е3хх, %	Е4хх, %
1	618	1,24	0,025	-0,007	-0,0078	0,025	-0,007	-0,0076
1-2	479	1,59	0,041	-0,011	-0,0	0,04	-0,011	-0,095
2	391	1,959	0,05	-0,014	-0,022	0,05	-0,014	-0,22
2-3	348,5	2.198	0,075	-0,021	-0,024	0,075	-0,021	-0,24
3	314,4	2,437	0,1	-0,027	-0,03	0,1	-0,027	-0,03
3-41	253	3,028	0,15	-0,041	-0,044	0,12	-0,033	-0,038
3-42	211,7	3,619	0,18	-0,05	-0,055	0,13	-0,036	-0,041
4	182	4,209	0,2	-0,055	-0,06	0,135	-0,037	-0,043
4-51	174	4,402	0,18	-0,05	-0,056	0,13	-0,036	-0,04
4-52	166,5	4,595	0,15	-0,041	-0,043	0,1	-0,028	-0,31
4-53	160	4,787	0,12	-0,033	-0,032	0,08	-0,022	-0,028
5	153,77	4,98	0,09	-0,25	-0,028	0,075	-0,021	-0,025
6	137,35	5,577	0,04	-0,011	-0,018	0,04	-0,011	-0,018
7	126,7	6,046	0,025	-0,007	-0,01	0,025	-0,07	-0,01

R^р.n₂₂=182-2 (182-153,77)/11=176,87 мм

R^р.n₂₃=182-3 (182-153.77)/11=174,3 мм

R^р.n₂₄=182-4 (182-153,77/11=171,73 мм

R^р.n₂₅=182-5 (182-153,77)/11=169,17 мм

Радиусы формовки для клети номер три с роликовыми проводками находятся по формуле:

R^р.n_3i=R₄ - (n+5)·(R₄-R₅)/11, мм

R^р.n₃₁=182 - (1+5)·(182-153,77)/11=166,6 мм

R^р.n₃₂=182 - (2+5)·(182-153,77)/11=164,04 мм

R^р.n₃₃=182 - (3+5)·(182-153,77)/11=161,47 мм

R^р.n₃₄=182 - (4+5)·(182-153,77)/11=158,9 мм

R^р.n₃₅=182 - (5+5)·(182-153,77)/11=156,34 мм

Продольные деформации в очаге формовки

1. Для ниспадающей оси формовки,

2. С применением роликовых проводок.

Углы формовки роликовых проводок находятся:

^р.n_ij=В_л/R^р.n_ij, рад

где В_л - ширина штрипса, мм

Для второй клети:

^р.n₂₁=679,63/179.43=3,788 рад

^р.n₂₂=679,63/176,87=3,843 рад

^р.n₂₃=679,63/174,3=3,899 рад

^р.n₂₄=679,63/171,73=3,958 рад

^р.n₂₅=679.63/169,17=4,017 рад

Для третьей клети:

^р.n₃₁=679,63/166,6=4,079 рад

^р.n₃₂=679,63/164,04=4,143 рад

^р.n₃₃=679,63/161,47=4,209 рад

^р.n₃₄=679.63/158,9=4,277 рад

^р.n₃₅=679,63/156,34=4,347 рад

3.6 Расчет на прочность

3.6.1 Расчет на прочность станины

При расчете на прочность станины открытого типа ее приравнивают к раме, открытой сверху. На стойки станины действует сила Р_max/2, на нижнюю поперечину сила Р_max, под действием которой верхние части стоек станины будут изгибаться внутрь и стремиться защемить подшипник верхнего валка, поэтому со стороны подшипников на стойки станины будут действовать реактивные силы Т.

Стойка станины будет растягиваться силой Р_n/2 и изгибаться моментом:

М_ст=Т·С₁, Н·м

где С₁ - расстояние точки приложения силы Т от нейтральной линии до нижней поперечины, м,

Т - реактивная сила, н.

Сила Т вычисляется по формуле:

Т=(Р_max·l₁²/8-·Е·I₁/С₁)/С₁(l₁+2/3·I₁·C₁/I₂), Н

где l₁ - расстояние между нейтральными линиями стоек, мм;

- величина зазора между подушкой и стойками станины, м;

I₁ и I₂ - моменты инерции сечений соответственно поперечины и стойки, м⁴.

Момент инерции сечения поперечины равно:

I₁=(b₁h₁³)/12, м⁴

где b₁-ширина поперечины, м;

h₁-длина поперечины, м.

I₁=(187·172³)/12=7,93·10^-5 м⁴

Момент инерции сечения стойки:

I₂=(b₂·h₂)/12, м⁴

где b₂ и h₂-ширина и длина соответственно сечения стойки, м.

I₂=(192·160³)/12=6,55·10^-5 м⁴

Т=((41630·664²)/8 - (10·2·10⁵·7,93·10⁷)/1720)/1720·(664+2/3·1,2·1720)=650 Н

Момент изгибающий равен:

М_ст=650·1720=1118 Кн·мм

Максимальное напряжение в нижнем сечении стойки:

_ст=Р_max/2·F₂+М_ст/W₂, мПа

где F₂ - площадь сечения стойки, мм²;

W₂ - экваториальный момент сопротивления стойки, мм³.

Площадь сечения стойки равна:

F₂=160·192=30720 мм²

Экваториальный момент сопротивления стойки равен:

W₂=(192·160²)/6=819200 мм³

_ст=(41630/2·30720)+(1118000/319200)=2,5 мПа

Расчетные допускаемые напряжения принимают равными исходя из десятикратного запаса прочности:

=_В/10, мПа

где - допускаемое напряжение, мПа;

_B - предел прочности стали, для стали _В=500 мПа.

=500/10=50 мПа

Возникаемое напряжение в стойке значительно ниже допускаемого.

Напряжение возникаемое в середине нижней поперечины станины равно:

_п=(Р_max/4-Т·С₁)/W₁, мПа

где W₁ - экваториальный момент сопротивления поперечины, мм³.

Экваториальный момент сопротивления поперечины определяется:

W₁=(h_1·b₁²)/6, мм³

где h₁ и b₁-соответственно длина и ширина сечения поперечины, мм

W₁=(187·172²)/6=922035 мм³

Напряжение в поперечине станины равно:

_п=(41630·664/4-650·1720)/922035=7,05 МПа

Таким образом, напряжение в поперечине станины не превышает допускаемое.

Напряжение, возникающее в крышке, определяется:

_кр=М_кр/W_кр, мПа

где М_кр - момент, изгибающий крышку, Н·мм;

W_кр - экваториальный момент сопротивления крышки, мм³.

Момент, изгибающий крышку равен:

М_кр=Р_max·l₁/4,

М_кр=41630·664/4=6910590 Н·мм

Экваториальный момент сопротивления крышки определяется:

W_кр=h_кр·b²_кр/6, мм³

где h_кр и b_кр -толщина и высота крышки соответственно, мм

W_кр=160·152²/6=924160 мм³

Отсюда напряжение изгиба в крышке равно:

_кр=6910580/924160=7,5 Мпа

Таким образом, рассчитанные напряжения в разных сечениях станины ниже допускаемых и обеспечивают нормальную работу стана в целом.

3.6.2 Расчет вала формовочной клети на прочность

Расчет вала на прочность, как и станину, производится по наиболее нагруженной 5-ой формовочной клети. Проверку на прочность проводим по нижнему валу, так как у него крутящий момент больше, чем у верхнего вала.

Напряжение изгиба определяется:

_из=М_из/W_и, мПа

где М_из - максимальный изгибающий момент в опасном сечении, Н·мм;

W_и - момент сопротивления опасного сечения.

Изгибающий момент в опасном сечении, как показано на рис. 9, имеет максимальное значение в середине расстояния между опорами вала.

Схема нагружения вала.

Момент сопротивления опасного сечения определяется:

W_и=d³/16, мм³

W_и=3,14·205³/16=845788 мм³

Момент изгибающий равен:

М_из=Р·l/4, Н·мм

где Р - максимальная нагрузка на вал, Н;

L - расстояние между опорами, мм.

М_из=41630·724/4=7535030 Н·мм

Напряжение изгиба равно:

_из=7535030/845788=8,9 мПа

Напряжение кручения определяется:

_кр=М_к/W_к, мПа

где М_к - крутящий момент, Н·мм;

W_к - момент сопротивления опасного сечения кручению, мм³.

Момент кручения определяется:

М_к=Т₅'·D_5н^р·1/2, Н·мм

где Т₅ - тянущее усилие в клети, Н;

D_5н^р - диаметр нижнего валка по реборде, мм.

М_к=3912·576,3·1/2=1127242,8 Н·мм

Момент сопротивления опасного сечения кручению определяется:

W_r=·d³/16, мм³,

где d - диаметр вала, мм

W_к=3,14·205³/16=1690718,2

Напряжения кручения равны:

_к=112724,8/1690718,2=0,667 мПа

Результирующее напряжение определяем по теории прочности:

_рез=²_из+3²_к, мПа

где _из - напряжение изгиба, мПа

_к - напряжение кручения, МПа

_рез=8,91²+3·0,667²=9 мПа

Допускаемое напряжения равны:

=_в/5, мПа

где _в - предел прочности стали, из которой изготовлен вал.

Для Сm 40Х _в=740 мПа

=740/5=148 мПа

=9 МПа=148 мПа

В результате данного сравнения рассчитанные напряжения на валу меньше допустимых.

Заключение

В дипломном проекте был разработан и экономически обоснован процесс получения на модернизированном трубоэлектросварочном агрегате 140-250 гладких прямошовных труб в условиях ТЭСЦ-5 ОАО «ВМЗ».

Были произведены расчеты калибровки валков формовочного стана, энергосиловых параметров, напряженно-деформированного состояния полосы в формовочном стане, электропривода формовочного стана.

Список источников

1. Фурманов В.Б., Жуковский Б.Д. и др. «Формоизменение тонкостенной трубной заготовки при ее формовке с изгибом нижней образующей». Производство сварных труб. Тематический отраслевой сборник №3. - М.: Металлургия. 1974.

2. Крупман Ю.Т., Ляковецкий Л.С. и др. - М.: Металлургия. 1992.

3. Коликов А.П., Романенко В.П. и др. Машины и агрегаты трубного производства. - М.: МИСиС. 1998.

4. Королев А.А. Конструкция и расчет машин и механизмов прокатных станов - М.: Металлургия, 1985.

5. Копылова И.П., Илокова Б.К. Справочник по электрическим машинам. Том 1 - М.: Энергоатомиздат, 1988.

6. Рымов В.А., Балухин П.И. и др. Совершенствование производства сварных труб. - М.: Металлургия, 1983.

7. Юзов О.В., Щепилов Ф.И. и др. Экономика и организация производства в дипломном проектировании. - М.: Металлургия, 1991.

8. ГОСТ 12.0.003. - 74. Опасные и вредные производственные факторы. Классификация. - М.: Издательство стандартов, 1983.

валок стан калибровка цех

Размещено на Allbest.ru