Всего на сайте:
119 тыс. 927 статей

Главная | Машиностроение

Сортамент крупносортного стана 650 ОАО НТМК  Просмотрен 139

Сортамент Стандарт на сортамент Номинальные размеры исходной заготовки, мм
Балки двутавровые: №18, 20, 22 №19   ГОСТ 8239 ГОСТ 5267.5   250х250, 255х255 250х250, 255х255
Швеллеры: №16а, 16, №18а, 18, 20 ГОСТ 8240   230х250, 250х250, 255х255
Сталь угловая: равнополочная №№16(10-20); 18(11,12); 20(10-20) неравнополочная №20/12,5 (11-16); №16/10 (12,14)   ГОСТ 8509   ГОСТ 8510   285х285, 320х320 320х320 285х285, 320х320
Рельсы узкой колеи типа Р33 ТУ 14-2-297-78 240х320
Профиль вагонной стойки ГОСТ 5267.6 300х320
Сталь круглая диаметром, мм: 60, 70, 75, 80, 85, 90, 100, 105, 110, 115, 120, 130, 140, 150 ГОСТ 2590 320х320, 300х360, 240х440, 200х520
Заготовка трубная диаметром, мм: 80, 85, 90, 100, 105, 115, 120, 130, 140, 150 ОСТ 14-21-77 320х320, 300х360, 240х440, 200х520
Заготовка круглая для оправок диаметром, мм:     ТУ 14-1-1153-74 ТУ 14-102-80-80     320х320
Заготовка квадратная 80 мм ТС 102-22-88 320х320
Заготовка квадратная со стороной, мм: 100, 110, 120, 125, 130 ТУ 14-1-4492-88 ТУ 14-1-5237-93 320х320, 300х360, 240х440, 200х520
Профили шахтной стойки СВП 22Т, СВП 27Т ТУ 12-102-126-91 250х250, 255х255
Профиль для боковины рештака 230 ТУ 14-102 148-93 250х250

 

ществляется от одного реверсивного электродвигателя постоянного тока (тип – П-2-22/150-7,1; мощность – 7100 кВт, число оборотов в минуту n = 90-125 об/мин, номинальный момент Мн = 754 кН·м) через шестерённую клеть. Рабочие и шестерённые валки соединены универсальными шпинделями.

Прокатные валки всех клетей стана работают на текстолитовых подшипниках скольжения с водяным охлаждением и сменяются комплектно. Материал валков обжимной клети – кованая сталь 50. Номинальный средний диаметр бочки валков – 860 мм, длина – 2100мм.

Нажимные винты вращаются от двух горизонтальных двигателей через цилиндрическую и червячные передачи (тип двигателей – МП-82, мощность – 100 кВт, число оборотов в минуту - 475). Максимальное перемещение верхнего валка – 600 мм; скорость – 100 мм/с.

Уравновешивающее устройство клети – грузовое.

Клеть оборудована с передней и задней сторон манипуляторами реечного типа: длина линейки – 6200 мм; рабочий раствор – 1790 мм; скорость перемещения линейки – 0,6-1,2 м/с; привод – попарный, двигатель – МП-32 мощностью 100 кВт, с числом оборотов в минуту 475.

Кантователи крюкового типа расположены на правых линейках с передней и задней сторон клети. Количество крючьев – 6; вертикальный ход крючьев – 600 мм; число подъемов в минуту – 30. Привод осуществляется двигателем МГ-71-10 мощностью 80 кВт с числом оборотов в минуту – 563.

Клеть оборудована рабочими и раскатными реверсивными рольгангами. Число роликов – 8; диаметр ролика d = 350 мм; длина бочки l = 1800 мм; окружная скорость – 3,3 м/с. Отметка верхней кромки всех роликов рольгангов стана + 800 мм от уровня пола цеха.

Получаемая в обжимной клети профилированная заготовка поступает на вторую, чистовую линию. Поперечное перемещение кантователей и манипуляторов производится реечными устройствами с электроприводом. Передача полос из клети в клеть производится шлепперами цепного типа со скоростью 1,1 м/с.

Характеристика клетей трио 650: тип станин – открытый с клиновым креплением крышек. Станины соединены сверху литой крышкой, а внизу траверсой. Привод клетей трио осуществляется от электродвигателя (тип - П-2-23/85-6,3, мощность - 6300 кВт, число оборотов n = 100-200 об/мин, номинальный момент Мн = 602 кН·м), через шестерённую клеть. Регулирование числа оборотов валков черновой и чистовой линии стана производится операторами в процессе прокатки.

Уравновешивание верхнего валка в клетях чистовой линии - пружинное. Нажатие верх-

него и нижнего валков производится с помощью винтов через рычаги (максимальное переме-

мещение валков - 135 мм). Средний вал крепится в станине жёстко.

Материал прокатных валков – сталь 60ХН и чугун СПХН-45 для черновой клети, чугун СПХН-49 для предчистовой клети. Номинальный средний диаметр валков: 695 мм для черновой клети, 710 мм для чистовой клети; длина бочки - 1700 мм.

Обе клети трио оборудованы с передней и задней сторон четырьмя качающимися сто-

лами. Угол качания стола – 30; размах стола по оси клети – 655 мм; время подъёма и опускания – 2,5с. Каждый стол оборудован двумя манипуляторами и одним кантователем. Привод – гидравлический, давление 50 ат. Перемещение манипуляторов – с помощью реечного механизма.

Характеристика чистовой клети дуо: тип станины - закрытый. Нажимное устройство – ручное винтовое. Уравновешивающее устройство – пружинное. С передней стороны клеть оборудована кантующей шайбой. Привод клети: электродвигатель типа П-2-20/72, мощностью 2250 кВт; число оборотов в минуту n = 125-250 об/мин; номинальный момент Мн = 172 кН·м.

Материал прокатных валков – чугун СПХН-49. Номинальный средний диаметр валков – 720 мм, длина бочки – 1200 мм.

Универсальная клеть. Размеры вертикальных валков: максимальный - dmax = 550 мм, минимальный - dmin = 500 мм; длина бочки – 200 мм. Расстояние между осями валков: вертикальных – 620-850 мм, горизонтальных – 750-800 мм.

Прокатка блюмов на стане производится за 10-14 пропусков. В последней чистовой клети делается один пропуск. Раскатанные полосы по отводящему рольгангу передаются к пилам для обрезки передних концов и порезки на мерные и кратные мерным длины. Стан оборудован шестью салазковыми пилами, из которых пять передвигаются вдоль рольганга для установки на определенном расстоянии, а шестая установлена стационарно.

Характеристика пил: максимально допустимая площадь разрезаемого сечения – 200 см2. Размеры режущего диска: максимальный диаметр – 1850 мм, минимальный – 1700 мм; толщина диска – 8 мм. Окружная скорость диска – 97-89 м/с. скорость подачи диска – 18-270 мм/с. скорость перемещения пилы – 0,034 м/с. Участок пил горячей резки оборудован поднимающимися упорами и форштоками.

Обрезки от пил и ножниц сбрасываются сталкивателями в коробки, установленные в ямах, и затем мостовыми кранами отгружаются на железнодорожные платформы. Максимальное усилие сталкивателя – 500кгс; рабочий ход толкающей линейки – 2150 мм.

После резки полосы поступают на шестисекционный холодильник, оборудованный канатными шлепперами (скорость 1-2 м/с). Длина каждой секции – 30 м, ширина – 60 м. Охлаждённые полосы по одной штуке сталкиваются на отводящий рольганг холодильника и поступают в восьмивалковую правильную машину открытого типа. Шаг роликов – 750 мм; скорость правки – 1,0 - 2,3 м/с. Пять роликов – приводные от электродвигателя мощностью 37 кВт. После правильной машины полосы передаются пилам холодной резки для обрезки задних концов и выреза дефектных мест (диаметр диска пилы – 1800 мм; окружная скорость - 100 м/с) и затем выдаются на склад готовой продукции.

Отделка готового проката производится на трёх участках: для фасонных профилей, для круглых и квадратных профилей и доотделки проката. Участки №1 и №2 отделки фасонных профилей расположены у обоих концов отводящего рольганга холодильников. Каждый из участков имеет в своём составе правильную машину, пилы холодной резки с передвижными упорами, сортоукладчик, карманы и весы.

Круглые профили подвергают правке на семивалковой роликоправильной машине. За холодильниками имеется участок для зачистки и светления металла.

При прокатке трубной заготовки роликоправильная машина для правки фасонных профилей сдвигается в сторону и заменяется рольгангом. Правка трубной заготовки в холодном состоянии предусматривается на линии механизированной зачистки в пролете склада готовой продукции.

Узкоколейные рельсы после охлаждения на холодильнике передаются магнитным краном на участок рельсоотделки, где их правят на эксцентриковом прессе, максимальным усилием 1960 кН, затем они поступают на клинкершлеппер, по обеим сторонам которого расположены фрезерные и сверлильные станки. После фрезерования торцов, сверления болтовых отверстий и осмотра рельсы укладывают в штабеля, откуда их отгружают.

Окалина из-под рабочих клетей и рольгангов смывается водой в отстойные ямы, расположенные в пролёте склада готовой продукции. Из-под правильных машин уборка окалины предусматривается в коробках. Извлечение окалины из ям и погрузка её на платформы производится одноканатным грейфером, подвешиваемым на крюк крана грузоподъёмностью 15 тонн.

Схема расположения основного оборудования цеха представлена на рис. 2.1 на стр. 30.

 

 

 

 

 

 

 

 

Схема расположения оборудования крупносортного цеха 650

 

 

 

1 - нагревательные печи; 2 - клеть 850; 3 - клети трио 650; 4 - клеть дуо 650; 5 - пилы горячей резки; 6 – участок клеймовки;

7 - холодильник; 8 - участок отделки № I; 9 - участок отделки № 2; 10 - правильная машина; 11 - пила холодной резки; 12 - сортоукладчик;

13 - весы; 14 – ямы замедленного охлаждения; 15 - стеллажи для зачистки круглых профилей; 16 - участок доотделки; 17 - рельсоотделочная;

18 - фрезерные и сверлильные станки; 19 - эксцентриковый пресс; 20 - место для штабелей

 

Рис. 2.1

 

 

4. ПРОВЕРОЧНЫЙ РАСЧЕТ ОБОРУДОВАНИЯ ОБЖИМНОЙ КЛЕТИ 850

 

 

4.1. Расчет на прочность и жесткость станины

Расчеты производим, используя формулы и рекомендации А.А. Королева [6].

Исходные данные для расчета (см. рис. 4.1 на стр. 89):

l1 = l3 = 1,75 м;

l2 = 5,08 м;

моменты инерции сечений: II = 0,049 м4, III = 0,006 м4, IIII = 0,036 м4.

Определим максимальный момент изгиба верхней и нижней поперечин силой Р, кН:

(4.1)

где Р - максимальное усилие прокатки в первом проходе; Р = 2360 кН;

Определим реактивные моменты, действующие в верхних и нижних углах жесткой рамы. Моменты от вертикальных усилий, действующих на верхнюю и нижнюю поперечины:

(4.2)

где

(4.3)

(4.4)

(4.5)

где МП – максимальный момент изгиба верхней и нижней поперечин, кН·м;

 

К расчету станины обжимной клети 850 крупносортного стана 650 ОАО НТМК       Рис. 4.1

 

 

 

при II = IIII и n = 1 (без учета радиуса закругления сечения рамы) получим реактивный изгибающий момент для жесткой прямоугольной рамы:

(4.6)

таким образом: а) при II > IIII М1< М3 в 0,43 раза; б) моменты М1 и М3 значительно меньше максимального момента изгиба поперечины усилием Р и составляют только 1,4 – 3,3% от МП; в) при II= IIII момент МО примерно равен среднему значению М1 и М3 и составляет 2% от МП.

Несмотря на небольшую величину реактивных моментов М1 и М3 и МО (по сравнению с моментом МП) учтем их при расчете станины для получения обоснованных результатов последующего определения напряжений и деформаций [6].

Площади и моменты сопротивления сечений участков станины (рис. 4.1) составляют:

FI = 0,716 м2, WI = 0,101 м3; FII = 0,300 м2, WII = 0,019 м3; FIII = 0,676 м2, WIII = 0,085 м3.

Определим напряжения растяжения в середине верхней и нижней поперечин:

(4.7)

(4.8)

рассчитаем напряжения растяжения в стойке станины от усилия Р = 2360 кН и изгибающих моментов М1 и М3:

(4.9)

Запас прочности станины для нижней поперечины при пределе прочности углеродистой литой стали (σВ)= 500 – 600 МПа [6] составляет:

(4.10)

Определим прогиб среднего сечения от изгиба и действия поперечных сил. Для верхней поперечины:

(4.11)

где E – модуль упругости материала, МПа; (для стали Е = 2 · 105 МПа [6]);

G – модуль сдвига материала, МПа; (для стали G = 0,75 · 105 МПа [6]);

k = 1,2 (для прямоугольного сечения [6]);

для нижней поперечины:

(4.12)

Рассчитаем упругое растяжение стойки станины:

(4.13)

Суммарная деформация станины:

(4.14)

что меньше допустимой деформации 0,6 – 1,0 мм при усилии Р = 5000 – 15000 кН/мм.

Жесткость станины по вертикали (в направлении действия силы Р):

(4.15)

- при таком усилии деформация станины составит 1 мм;

(для станов горячей прокатки С = 5000 – 8000 кН/мм [6]).

Прогиб стоек станины по горизонтали (внутрь окна станины) должен быть небольшим, так как в противном случае возможно «защемление» подушек вертикального валка (при зазоре

Δ = 0), перемещаемых по вертикали по направляющим планкам, прикрепленным к стойкам внутри окна станины. Горизонтальный прогиб одной стойки (внутри окна станины) посередине высоты (длины) стойки определим, принимая, что в этом сечении действует реактивный момент, равный полусумме моментов М1 и М3:

(4.16)

Таким образом, при сборке рабочей клети необходимо предусмотреть зазор между верхней подушкой валка и направляющей планкой с внутренней стороны окна станины Δ = 0,1 мм. Для обеспечения необходимой минимальной деформации станины по вертикали (в направлении действия усилия Р) и минимального прогиба стоек внутрь окна станины конструктивно принято отношение толщины поперечины h1 (или h3) к толщине стойки h2 равным:

Суммарная деформация клети:

(4.17)

 

4.2. Расчет валков на прочность и изгиб

Определим максимальный изгибающий момент в клети по максимальному усилию прокатки (в первом пропуске по ходу прокатки). Расчет для переточенных валков.

(4.18)

где Р – усилие прокатки, кН (см. табл. 3.10);

x – расстояние от оси нажимного винта до середины калибра, м (по чертежу клети лист 6);

а – расстояние между осями нажимных винтов, м (по чертежу клети лист 6);

Напряжение изгиба в бочке валка:

(4.19)

Напряжение кручения в бочке валка:

(4.20)

где МY – крутящий момент, прикладываемый к валку со стороны привода, кН·м (по табл. 3.11);

Результирующее напряжение для стальных валков по 4-й теории прочности:

(4.21)

Допустимые напряжения принимаем исходя из пятикратного запаса прочности:

(4.22)

где σв – предел прочности материала валка на изгиб, МПа;

валки обжимной клети изготовлены из кованой стали 50: [σв] = 600÷650 МПа, [σ] = 120÷130 МПа; тогда получаем 35 МПа < 120÷130 МПа.

Отсюда делаем вывод, что нагрузка на валки небольшая. Запас прочности бочки валка составляет: n = 650/35 = 19.

Проведем аналогичный расчет для шейки валка. Напряжение изгиба:

(4.23)

где d – диаметр шейки валка, м;

l – длина шейки валка, м;

Напряжение кручения в шейке определяем по формуле (4.20):

результирующее напряжение определим по формуле (4.21):

Определим давление в подшипниках валка (текстолитовых):

(4.24)

где Р – усилие прокатки, кН;

для прокатных станов допустимо [р] = 40 МПа, значит расчетное давление низкое – подшипники могут быть нагружены больше.

Определим прогиб валка при прокатке в ящичном калибре при максимальном усилии прокатки Р = 2360 кН. Суммарный прогиб:

f = f1 + f2, (4.25)

где f1 – прогиб в результате действия изгибающих моментов, мм;

f2 – прогиб вследствие действия поперечных сил, мм;

по формулам А. И. Целикова [6]:

(4.26)

где Е = 2,15 · 105 МПа (см. п. 4.1);

I1 – момент инерции сечения бочки валка, м4;

I2 – момент инерции сечения шейки валка, м4;

с - половина длины шейки, м;

(4.27)

где D – диаметр валка (шейки) в рассматриваемом сечении, м;

(4.28)

где G = 3/8 · Е = 0,82 · 105 МПа (см. п. 4.1);

тогда суммарный прогиб валка:

f = 0,38 + 0,06 = 0,44 (мм);

допустимый прогиб валков для горячей прокатки составляет f = 0,3 ÷ 1,0 мм [6].

 

4.3. Расчет клети на опрокидывание

Обжимная клеть – двухвалковая, поэтому моменты, прикладываемые к верхнему и нижнему валкам практически равны между собой; опрокидывающий момент, равный разности этих моментов, равен нулю - клеть устойчиво стоит на плитовине (рис. 4.2 на стр. 95) [6].

Но в случае поломки одного из шпинделей, весь момент прокатки кратковременно передается через один валок – тогда прокатка некоторое время продолжается за счет инерции вращающихся частей привода. В этом случае опрокидывающий момент равен моменту прокатки МОП = МПР [6].

К расчету обжимной клети на опрокидывание

Рис. 4.2

 

В момент захвата металла валками:

(4.29)

где МПР – момент прокатки, кН·м;

а – расстояние от лап станины до середины межвалкового зазора, мм (см. рис. 4.2);

R – радиус рабочего валка, мм;

по табл. 3.11 максимальный МПР = 352,2 кН·м в 3-м пропуске;

R = 347 мм (для ящичного калибра на переточенных валках);

а = 1328 мм (по чертежу обжимной клети – лист 6);

Под действием опрокидывающего момента станины клети стремятся оторваться от плитовины с усилием, которым лапы станины будут растягивать болты, скрепляющие лапы с плитовинами:

(4.30)

где G – вес рабочей клети, т;

b – расстояние между опорами (осями болтов), мм;

все параметры и размеры – по чертежу обжимной клети;

Рассчитаем болт на затяжку с усилием на 20–40% большим, чем усилие от действия силы Q:

(4.31)

где n – число болтов с одной стороны клети (n = 2);

Напряжение, возникающее в болтах:

(4.32)

где d – внутренний диаметр болта, мм;

допустимое напряжение [σ] = 70 ÷ 80 МПа – имеем достаточно большой запас прочности ≈ 7).

 

4.4. Расчет нажимного устройства

Произведем проверочный расчет нажимных винтов (по максимальному усилию прокатки) и динамический расчет электродвигателей привода нажимных винтов по методике, изложенной в ) [6]. Основные данные для расчета (по чертежу клети и паспорту цеха):

максимальное осевое усилие на нажимной винт: Р = 2360 кН (см. табл. 3.11 пропуск №1);

максимальная скорость перемещения винта по вертикали: υ = 100 мм/с = 0,10 м/с;

режим работы механизма: повторно-кратковременный;

диаметр резьбы винта: наружный (d = 300мм), внутренний (d1 = 231мм), средний (d2 = 280мм);

шаг резьбы: S = 40мм; угол подъема резьбы: α = 3˚;

материал винта – сталь 55Х;

нажимная гайка: высота Н = 520мм, наружный диаметр D = 550мм, число винтиков резьбы z = Н / S = 520/40 = 13; материал гайки – Бр.Аж9-4.

Определим напряжения сжатия в сечении нижнего опорного конца винта, имеющего наименьший диаметр dН = 210мм:

(4.33)

Напряжение кручения в теле винта:

(4.34)

где МВ – момент, необходимый для вращения винта в период пауз, кН·м;

(4.35)

где РУ – усилие от грузового уравновешивания верхнего валка, действующее в период пауз между пропусками металла через валки на торцы нажимных винтов, кН;

dП – диаметр пяты нажимного винта, мм; (dП = 310 мм);

μП – коэффициент трения в пяте (по рекомендациям [6] принимаем μП = 0,1);

d2 – средний диаметр резьбы, мм;

φ – угол трения в резьбе (зависит от коэффициента трения в резьбе между нажимной гайкой и винтом μР, принимается при нормальной смазке резьбы φ = 5˚40΄);

α - угол подъема резьбы;

РУ = m · g, (4.36)

где m – масса контргруза, кг;

g – ускорение свободного падения, м/с2;

РУ = 10000 ·9,8 = 98 (кН);

при опускании винта:

при подъеме винта:

Напряжения смятия между витками винта и гайки:

(4.37)

Напряжения смятия по площади соприкосновения гайки со станиной:

(4.38)

Допустимые напряжения для материала гайки [σ] = 80 МПа (то есть запас прочности большой).

Каждый нажимной винт приводится от отдельного двигателя мощностью N = 100 кВт, с числом оборотов n = 475 об/мин и номинальным моментом МН = 2,01 кН·м. Между двигателем и нажимным винтом имеется червячный редуктор и зубчатая передача с общим передаточным числом i = 3,21 и КПД η = 0,94. Статические моменты на винте от постоянной нагрузки РУ = 98 кН, приведенные к валу электродвигателя:

(4.39)

(4.40)

При повторно-кратковременном режиме электродвигатели работают при часто повторяющихся ускорениях и замедлениях (пуск – торможение). Для разгона вращающихся масс от двигателей потребуется дополнительные моменты и мощность. Определим этот моменты. Приведенный к валу электродвигателя момент инерции всех вращающихся масс (якоря электродвигателя, червячного редуктора, промежуточных шестерен, нажимного винта):

(4.41)

где I – момент инерции двигателя, кг·м2;

.

В периоды разгона и торможения электродвигатель способен работать с угловым ус-

корением ε = 20 – 60 1/с2 [6] и развивать динамический момент:

(4.42)

а) при опускании нажимного винта при ε = 50 1/с2:

б) при подъеме нажимного винта при ε = 60 1/с2:

Моменты на валу электродвигателя в период разгона:

(4.43)

а) при опускании нажимного винта:

б) при подъеме нажимного винта:

Из расчетов видно, что при повторно-кратковременном режиме работы электродвигателя основную нагрузку составляют динамические моменты. Так как максимальный момент , то электродвигатель обеспечит заданный режим работы. Кроме того, электродвигатель допускает кратковременную двухкратную перегрузку по моменту, которая может быть использована при пиковых нагрузках (отвод винтов, буксование валков по металлу).

Статический момент вращения двух нажимных винтов:

номинальный момент от двух электродвигателей:

запас по моменту составляет:

.

Упругая деформация нажимного винта:

(4.44)

где h – наибольшая деформируемая длина винта от подпятника до нажимной гайки, мм;

h = 930 мм (по чертежу клети – лист 6);

Е = 2,15 · 105 МПа (см. п. 4.1); остальные величины приведены выше;

Упругая деформация нажимной гайки:

(4.45)

где Н – высота гайки, мм (см. данные для расчета);

Е = 1· 105 МПа [6];

Суммарная упругая деформация системы нажимной винт – гайка:

(4.46)

где k – коэффициент, учитывающий деформацию подпятника, 10% (k = 1,1);

Проверим прочность зубчатого зацепления глобоидной пары привода нажимного винта. Момент на червячном колесе, равный моменту на нажимном винте

межосевое расстояние А = 574 мм (по чертежу);

червяк глобоидный шестизаходный: zЧ = 6;

делительный диаметр червяка: dЧ = 208 мм;

число модулей в делительном диаметре червяка: q = 8;

число зубьев червячного колеса: zК = 6;

ширина колеса b = 420 мм;

передаточное число i = 6; модуль m = 26 мм;

профильный угол впадин червяка: α = 20˚; угол подъема витка червяка: λ = 36˚48΄;

коэффициент разнотолщинности зубьев колеса: k = 1,4.

Определим напряжение изгиба у основания зубьев колеса:

(4.47)

Напряжение сдвига в поверхностном слое зубьев червячного колеса при коэффициенте перекрытия зубьев ε = 1,9:

(4.48)

Допустимые напряжения для бронзового венца червячного колеса [σ] = 110 МПа, [τ] = 120 МПа. Расчетные напряжения намного меньше допустимых, следовательно глобоидная пара работает с малой нагрузкой.

Рассчитаем на прочность вал глобоидного червяка. Момент, передаваемый червяком:

(4.49)

Окружное усилие на червяке:

(4.50)

Осевое усилие на червяке, равное окружному усилию на червячном колесе:

(4.51)

где dК – диаметр червячного колеса, мм (dК = 270 мм – по чертежу);

Радиальное усилие, раздвигающее червяк и колесо:

(4.52)

Изгибающий момент от силы в плоскости ее действия при расстоянии между опорами червяка l = 866 мм (по чертежу):

(4.53)

Изгибающий момент от сил и в средней плоскости:

(4.54)

Результирующий изгибающий момент посередине червяка:

(4.55)

Нормальное напряжение в сечении посередине червяка при dВН = 148 мм по формуле (4.18):

Запас прочности по изгибу при [6] для стали 45 составляет:

Напряжение кручения в сечении:

(4.56)

Запас прочности по кручению при [6] для стали 45 составляет:

Приведенный запас прочности в сечении:

(4.57)

Минимальный допустимый запас прочности [n] = 2,5 [6], то есть имеем достаточно большой запас прочности. Червячная передача с глобоидным червяком обладает в 1,5 – 2 раза большей грузоподъемностью и большим КПД по сравнению с обычной червячной передачей при точных расчетах нагрузки.

 

 

5. РАСЧЕТ УСИЛИЯ И МОЩНОСТИ ПРАВКИ ДВУТАВРОВОЙ БАЛКИ №16

 

Для правки сортового проката на стане установлена роликоправильная машина 8х750 консольного типа с открытым расположением роликов. В машинах этого типа наиболее нагружены передние опоры. Эти машины более удобны в эксплуатации, так как легко доступны для наблюдения за процессом правки и смены роликов.

Основные данные для расчета (по техническому паспорту):

предел текучести стали 3сп - [6];

скорость правки – 1,4 м/с;

шаг роликов – t = 750 мм;

число приводных роликов – 5 (№№1, 2, 3, 5, 7);

число холостых роликов – 4 (№№4, 6, 8, 9);

средний рабочий диаметр роликов: максимальный – Dmax = 740 мм;

минимальный – Dmin = 600 мм;

площадь сечения балки – F = 20,2 см2;

момент инерции сечения в плоскости Y-Y (см. рис. 5.1) – IX = 873 см4;

момент сопротивления сечения балки - WX = 109 см3;

мощность двигателя – N = 37 кВт.

 

 

Рис. 5.1

 

 

Определим пластический момент сопротивления сечения:

(5.1)

где k - отношение моментов сопротивления сечения при пластической и упругом изгибе WП/WY (для расчета по рекомендациям [6] принимаем k = 1,4);

Максимальный изгибающий момент:

(5.2)

минимальный упругий изгибающий момент:

(5.3)

Усилие на все ролики:

(5.4)

где n – число роликов;

Максимальное усилие приходится на третий ролик, так как первые три ролика изгибают полосу почти пластически:

(5.5)

 

К расчету усилий и мощности правки на сортоправильной машине 8х750 крупносортного стана 650 ОАО НТМК двутавровой балки №16

 

 

Рис. 5.2

 

 

Мощность правки:

(5.6)

где υ – скорость правки, мм/с;

Е – модуль упругости, МПа (Е = 2,1 · 105 МПа);

kДЕФ – суммарный коэффициент пластической деформации;

(5.7)

где k2 – максимальное значение коэффициента проникновения пластической деформации под вторым роликом (принимаем k2 = 0,5 · k = 0,5 · 1,4 = 0,7);

Момент трения в подшипниках при консольном расположении роликов и опорах на подшипниках качения:

(5.8)

где - реакции в опорах подшипников (см. рис. 5.2), Н;

d1, d2 – диаметры трения в подшипниковых опорах, м;

коэффициент трения (μ = 0,005 [6]);

(5.9)

где a, b – расстояния между опорами, м (см. рис. 5.2);

(5.10)

Определим момент трения качения на 5 приводных роликах, принимая, что они воспринимают общее усилие при правке, равное Р/2:

(5.11)

где m - плечо качения (для стальной полосы m = 0,8 ÷ 1,0 мм);

принимаем m = 1мм = 0,001м:

Суммарный момент трения:

(5.12)

суммарная мощность потерь на трение:

(5.13)

где ω – угловая скорость, 1/с;

(5.14)

где υ – скорость правки, м/с;

R – радиус ролика, м;

Мощность электродвигателя при КПД привода η = 0,90 (универсальные шпиндели):

(5.15)

запас по мощности двигателя: 37/15 = 2,5.

Потери на трение составляют:

При скорости правки 1,4 м/с и диаметре роликов после переточки Dmin = 600 мм частота вращения роликов из формулы (3.66) составит:

что допустимо по условиям захвата металла роликами [6].

Таким образом заданный режим правки не превышает ограничения по мощности электродвигателя и захвату металла.

Рассчитаем продолжительность правки полосы.

(5.16)

где l – длина полосы, подвергающаяся правке, м;

υ – скорость правки, м/с;

k - коэффициент пауз при правке (k = 0.85÷0.95 [17]);

Предыдущая статья:ПРОВЕДЕНИЯ ПРАКТИЧЕСКОГО ЗАНЯТИЯ Следующая статья:О причинах написания этой работы
page speed (0.055 sec, direct)