Logo GenDocs.ru


Поиск по сайту:  


Курсовой проект - Расчет оборудования рабочих и поточных линий прокатного стана 630 - файл 1.docx


Курсовой проект - Расчет оборудования рабочих и поточных линий прокатного стана 630
скачать (201.6 kb.)

Доступные файлы (1):

1.docx202kb.16.11.2011 00:07скачать

содержание

1.docx

Реклама MarketGid:
Министерство образования и науки Российской Федерации

Магнитогорский Государственный Технический университет им. Г.И.Носова


Кафедра машиностроительных и металлургических технологий


Курсовая работа


по дисциплине «Оборудование цехов ОМД»

на тему «Расчет оборудования рабочих и поточных линий

прокатного стана 630»


Выполнил: студент гр. ТМ-05,

Вакильев А.Ф.

Проверил: к.т.н. Шубин И.Г.

Магнитогорск 2008



В данной работе рассматриваются некоторые прочностные характеристики пятиклетевого стана 630, состоящий в эксплуатации на ЛПЦ 8 ОАО «ММК». На нем производится холоднокатаная лента шириной до 550 мм, и толщиной 0,5 – 4 мм из стали марок широкого диапазона с хим. составом по ГОСТ-1050-60

Также было рассмотрено влияние упругого сжатия валков на давления металла на валки.


Исходные данные:


Сталь: ст. 20


D = 400мм Диаметр рабочих валков;

a = 630мм Ширина рабочих валков;

b = 350мм Ширина полосы;


d =233мм Диаметр шейки валка;

l = 200мм Длина шейки;


μ = 0,065 Коэффициент трения (с учетом того что прокатка происходит при смазке валков эмульсией);


Схема обжатий:



  • ^ Толщины полосы

h0=2,2мм; Начальная;

h1=1,35мм; Δh1=0,82мм; После первого прохода;

h2=0,8мм; Δh2=0,55мм; После второго прохода;

h3=0,5мм; Δh3=0,3мм; После третьего прохода;

h4=0,32мм; Δh4=0,18мм; После четвертого прохода;

h5=0,24мм; Δh5=0,08мм; После пятого прохода;



  • Обжатия:

ε = 0,386; После первого прохода;

ε = 0,406; После второго прохода;

ε = 0,375; После третьего прохода;

ε = 0,36; После четвертого прохода;

ε = 0,25; После пятого прохода;



  • Суммарное обжатие:

ε0 = 0,386; После первого прохода;

ε0 = 0,635; После второго прохода;

ε0= 0,77; После третьего прохода;

ε0= 0,855; После четвертого прохода;

ε0= 0,89; После пятого прохода;


  • Предел текучести полосы можно принять равным:

σs1=265 мПа начальная

σs1=390 мПа после первого прохода(ε = 0,386)

σs2=520 мПа после второго прохода(ε = 0,635)

σs3=620 мПа после третьего прохода(ε = 0,77)

σs4=645 мПа после четвертого прохода(ε = 0,855)

σs5=670 мПа после пятого прохода(ε = 0,89)


  • Межклетьевые натяжения:



Для холодной прокатки принимаются σ=(0,2-0,3)σт

σ01=71,5 мПа Между разматывателем и первой клетью

σ12=105,3 мПа Между первой и второй клетью

σ23=140,4 мПа Между второй и третьей клетью

σ34=167,4 мПа Между третьей и четвертой клетью

σ45=174,15 мПа Между четвертой и пятой клетью

σ5m=180,9 мПа Между пятой клетью и моталкой


^

Расчет рабочих валков на прочность и деформацию.




  • Бочка валка

а) Напряжение изгиба


σб= МизгWб ,

где Mизг изгибающий момент, действующий в рассматриваемом сечении бочки валка, Н*м;

Wб момент сопротивления бочки валка на изгиб, см3 (Wб=0,1 D3)

Mизг=P4(a-b2),

где a – длина валка, мм

b – ширина полосы, мм

P – общее давление металла на валки, Н


Для этого расчета необходимо определить параметр Р (давление металла на валки)

1-я клеть



  • Сопротивление деформации металла k0 ≈1,15* σ0= 304,75 мПа

k1 ≈1,15* σ1= 448 мПа

  • Прокатка производится с натяжением полосы: σ01=71,5 мПа и между моталкой и первой клетью и σ12=105,3 мПа между первой и второй клетью

  • l - Длина контакта металла с валками в 1-й клети:

  1. Без учета упругого сплющивания валков l =R*∆h= 200*0,82=12,8 мм

  2. Определение длины контакта с учетом упругого сплющивания валков производим графическим способом:



Строим прямую y1=lcl ,затем строим кривую y2=0,5(1+a+bAlc), где

a,b и A – коэффициенты, постоянные для выбранного режима прокатки.

b = 2-ε4750μεk-σ0+σ12 =0,39

a=1-b = 0,61



A = 11-εμ∆h =1,04


Рис. 1

График для определения длины дуги контакта с учетом упругой деформации валков

в 1-й клети.


^ Пересечение двух функций находится в точке с абсциссо lc ≈ 13,9 мм. Таким образом, за счет упругого сжатия валков при прокатке длина контакта увеличилась в 1,08 раза (на 8%).


  • ^ Среднее удельное давление с учетом упругого сжатия валков:

pср = 95000Rlc-l=9500020013,9-12,8=522,5 мПа

  • Полное давление металла на валки:

F=b*lc=350*13,9= 4865 мм2- площадь контакта

P=pср*F=4865*522,5= 2541962Н=2,542мН


2-я клеть



  • Сопротивление деформации металла k0 ≈1,15* σ1= 448 мПа

k1 ≈1,15* σ2= 598 мПа

  • Натяжение полосы: σ12=105,3 мПа и между моталкой и первой клетью; σ23=140,4 мПа между первой и второй клетью

  • l - Длина контакта металла с валками во 2-й клети:

  1. Без учета упругого сплющивания валков l =R*∆h= 200*0,55=10,5 мм

  2. C его учетом:



y1=lc10,5

y2=0,5(1+a+bAlc), где: b = 0,509

a=1-b = 0,491

A = 11-εμ∆h =1,06





Рис. 2

График для определения длины дуги контакта с учетом упругой деформации валков

во 2-й клети.


Пересечение двух функций находится в точке с абсциссой lc ≈ 11,75 мм. Таким образом, за счет упругого сжатия валков при прокатке длина контакта увеличилась в 1,12 раза (на 12%).


  • ^ Среднее удельное давление с учетом упругого сжатия валков:

pср = 95000Rlc-l=9500020011,75-10,5=593,75 мПа

  • Полное давление металла на валки:

F=b*lc=350*11,75= 4112,5 мм2- площадь контакта

P=pср*F=4112,5*593,75= 2441796Н=2,2242мН


3-я клеть



  • Сопротивление деформации металла k0 ≈1,15* σ2= 600 мПа

k1 ≈1,15* σ3= 710 мПа

  • Натяжение полосы: σ23=140,4 мПа между второй и третьей; σ34=167,4 мПа между третьей и четвертыми клетями

  • l - Длина контакта металла с валками в 3-й клети:

  1. Без учета упругого сплющивания валков l =R*∆h= 200*0,3=7,72 мм

  2. С его учетом:



y1=lc7,72 ,

y2=0,5(1+a+bAlc), где

b = 2-ε4750μεk-σ0+σ12 =0,728

a=1-b = 0,272

A = 11-εμ∆h =1,11





Рис. 3

График для определения длины дуги контакта с учетом упругой деформации валков в третьей клети


^ Пересечение двух функций находится в точке с абсциссо lc ≈ 9,6 мм. Таким образом, за счет упругого сжатия валков при прокатке длина контакта увеличилась в 1,27 раза (на 27%).


  • ^ Среднее удельное давление с учетом упругого сжатия валков:

pср = 95000Rlc-l=950002009,6-7,72=893 кг/мм2

  • Полное давление металла на валки:

F=b*lc=350*9,6= 3360 мм2

P=pср*F=3360*893= 3000480Н=3мН


4-я клеть



  • Сопротивление деформации металла k0 ≈1,15* σ3= 710 мПа

k1 ≈1,15* σ4= 741,75 мПа

  • Натяжение полосы: σ34=167,4 мПа между третьей и четвертой; σ45=167,4 мПа между четвертой и пятой клетями

  • l - Длина контакта металла с валками в 4-й клети:

  1. Без учета упругого сплющивания валков l =R*∆h= 200*0,18=6 мм

  2. С его учетом:



y1=lc6 ,

y2=0,5(1+a+bAlc), где

b = 2-ε4750μεk-σ0+σ12 =0,821

a=1-b = 0,179

A = 11-εμ∆h =1,174





Рис. 4

График для определения длины дуги контакта с учетом упругой деформации валков в четвертой клети.


^ Пересечение двух функций находится в точке с абсциссо lc ≈ 8,5мм. Таким образом, за счет упругого сжатия валков при прокатке длина контакта увеличилась в 1,41 раза (на 41%).


  • ^ Среднее удельное давление с учетом упругого сжатия валков:

pср = 95000Rlc-l=950002008,5-6=1087,5 мПа

  • Полное давление металла на валки:

F=b*lc=350*8,5= 2875 мм2

P=pср*F=2975*1187,5= 3126562Н=3,1мН

5-я клеть



  • Сопротивление деформации металла k0 ≈1,15* σ4= 741 мПа

k1 ≈1,15* σ5= 770 мПа

  • Натяжение полосы: σ45=140,4 мПа между четвертой и пятой; σ50=167,4 мПа между пятой клетью и моталкой

  • l - Длина контакта металла с валками в 5-й клети:

  1. Без учета упругого сплющивания валков l =R*∆h= 200*0,08=4 мм

  2. С его учетом:



y1=lc7,72 ,

y2=0,5(1+a+bAlc), где

b = 2-ε4750μεk-σ0+σ12 =0,312

a=1-b = 0,688

A = 11-εμ∆h =1,2





Рис.5

График для определения длины дуги контакта с учетом упругой деформации валков в 5-й клети


^ Пересечение двух функций находится в точке с абсциссо lc ≈ 5,7 мм. Таким образом, за счет упругого сжатия валков при прокатке длина контакта увеличилась в 1,42 раз (на 42%).


  • ^ Среднее удельное давление с учетом упругого сжатия валков:

pср = 95000Rlc-l=950002005,7-4=807,5 кг/мм2

  • Полное давление металла на валки:

F=b*lc=350*5,3= 1855 мм2

P=pср*F=1855*807,5= 1497912Н=1,5мН


Вывод:

  1. Проанализировав данную зависимость: pср = 9500Rlc-l можно увидеть что удельное давление прямо пропорционально длине дуги контакта, которая в свою очередь зависит от величины упругого сжатия валков. Соответственно при расчетах всегда необходимо учитывать этот фактор.

  2. ^ Наибольшее усилие прокатки – в 4-й клети P=3,1мН. Из этого следует что расчет прочностных параметров нужно проводить для 4-й клети.



Соответственно Mизг=P4a-b2=3,14630-3502=3,52*108 Н*мм

Wб=0,1 D3=0,1*4003=6,4*105 мм3

σб= МизгWб=4,6*1076,4*105=55 мПа

b) Напряжение кручения не подсчитывается, ввиду его незначительной величины по сравнению с напряжением изгиба.



  • Шейка валка:



a)Напряжение изгиба


σш= МизгWш=R*l0,2d3=1,08*106*2000,2*266,73=57,3 мПа


R – максимальная реакция на шейке

l и d – длина и ширина шейки.


б)Напряжение кручения


τш= Мкр.ш.Wкр.ш.=Мкр.ш.0,2 d3= 5,2*1070,2*266,73= 13,83 мПа ,где

крутящий момент прокатки равен

Мкр.ш.=0,8P*∆hR =0,8*3,36*105*0,3*200= 5,2*107 мН*мм


в) Результирующее напряжение:

σр=σш2+τш3 = 3283,3+2645,2 =77 мПа


Вывод: максимальное результирующее напряжения в бочке валка σб= 55 мПа и в шейке валка σр=77 мПа меньше допустимого напряжения Отсюда следует, что прокатку можно осуществлять не опасаясь разрушения валков.
^

Прогиб валка.



Прогиб валка слагается из двух прогибов: прогиба от действия изгибающего момента и прогиба от действия поперечных сил. Однако нас интересует не суммарный прогиб в середине бочки валка, а разность между прогибом в середине и прогибом у края листа, т.к. именно эта разность приводит к получению листа неодинаковой толщины.

Во избежание возникновения разнотолщинности необходимо при шлифовке задавать бочке валка такую выпуклость, которая компенсировала бы вышеуказанную разность прогибов.



Она определяется по формуле:


∆f1= P18,8ED412ab2-7b3 – для середины бочки


∆f2= PπGD2*b/2 – для края листа


E – модуль упругости материала валков в кг/мм2;

G – модуль сдвига материала валков в кг/мм2;

a – расстояние между серединами шеек валка;

b – ширина прокатываемого металла;


Для стальных валков E=22000 кг/мм2, G=8200 кг/мм2

a = 824 мм; b = 350 мм;


∆f1= P18,8ED412ab2-7b3=33600018,8*22000*630412*824*3502--7*3503=0,0047 мм

∆f2= PπGD2*b2=3360003,14*8200*6302*3502=0,0058 мм



Итак, суммарная разность прогибов:


f=∆f1+∆f2= 0,0058+0,0047=0,0105мм


Вывод: Хотя суммарная разность прогибов меньше максимально допустимой (при холодной прокатке) и разнотолщинность металла по ширине вписывается в рамки ГОСТа, при шлифовке валков желательно задавать бочке валка выпуклость для компенсации прогиба.




Расчет станины закрытого типа на прочность, деформацию и определение ее жесткости.


Рис.2 геометрическая конфигурация станины


Момент сопротивления сечения стойки равен


Усилие


Статически неопределенный момент равен


Растягивающее напряжение от изгиба равно


Напряжение растяжение по высоте стойки равно

- площадь сечения стойки


Суммарное напряжение растяжения на внутренней поверхности стоек равно


Максимальный момент в середине поперечины равен


Момент сопротивления сечения поперечины равен


Максимальное растягивающее напряжение в середине поперечины равно


Величина деформации стойки равна


Деформация двух поперечин под действием изгибающего момента равна


Деформация поперечин под действием поперечных сил равна


Рис. 3. Эпюры деформаций станины.


- площадь сечения поперечины


Общая деформация равна


Жесткость станины равна




Вывод:

Допускаемая деформация станины при холодной прокатке равна . В расчетах было получено, что деформация станины равна . Отсюда следует, что деформация станины не будет влиять на качество полосы и не требует дополнительного регулирования валковой системы.

Допускаемые напряжения для станины стального литья равно: в поперечинах 50-70 Н/мм2, в стойках 40-50 Н/мм2. В расчетах было получено растягивающее напряжение: в поперечинах , в стойках . Растягивающие напряжения, полученные в расчетах, меньше допустимых напряжений. Это свидетельствует о том, что прокатку можно вести, не опасаясь разрушения станины.




Список использованной литературы:

  1. Королев А.А. Прокатные станы.

  2. Королев А.А. Механическое оборудование прокатных цехов

  3. Повышение точности прокатки ленты на непрерывном пятиклетьевом стане 630. В.М.Салганик, П.Н.Смирнов, И.И.Шеверов и др. /Сталь, 1986, N11, с. 37-38/

Реклама:





Скачать файл (201.6 kb.)

Поиск по сайту:  

© gendocs.ru
При копировании укажите ссылку.
обратиться к администрации
Рейтинг@Mail.ru