3. Специальная часть

.1 Краткое теоретическое введение

Современные ТЭСА представляют собой набор приводных рабочих клетей с профилированными специальным образом калибрами формовочного, сварочного, калибровочного, редукционно-калибровочного и профилегибочного станов.

Характер построения приводных калибров определяется калибровкой или схемой формоизменения первоначально плоской заготовки по заданным изменениям кривизны до окончательно сформованной под сварку и последующего профилирования до заданных размеров. Вопросы разработки калибровок, способных обеспечивать получение качественно сформованных заготовок в линиях ТЭСА, всегда являлись достаточно сложными и трудоемкими.

В 70-80-х годах сложилось мнение о том, что правильно рассчитанная и адекватно реализованная при помощи сменного технологического инструмента калибровка позволит исключить образование типовых дефектов заготовки и прежде всего таких, как гофрообразование, смещение стыковых кромок по углу и высоте и распружинивание. Однако несмотря на усовершенствование расчетного аппарата калибровки, усложнения и уточнения методик экспериментального исследования и повышения качества технологического внедрения и отладки их в производстве, типовые дефекты продолжают присутствовать в реальной технологии.

В тот же период в Московском Институте Стали и Сплавов (МИСиС) возникло предположение о том, что одной правильно реализованной калибровки не достаточно для получения качественной продукции в линии ТЭСА, и что весомыми составляющими качественного производства являются энергосиловые показатели процесса, непосредственно связанные с контактными условиями взаимодействия приводного инструмента и заготовки.

В связи с этим важным направлением исследования появилась разработка методик определения этих контактных площадей для различных по форме калибров станов ТЭСА и уточнения механизмов дефектообразования с этих позиций. При этом значительными условиями ведения процесса явились условия равномерного нагружения формуемой заготовки в сечениях деформационных калибров по всей линии агрегата.

Проведенные МИСиС исследования, на ряде различных агрегатов, позволили утвердиться в таком предположении и позволили сформулировать некоторые направления исследования, позволяющие определить приоритеты в вопросах качественного производства труб. Эти приоритеты можно расставить следующим образом:

разработка методики выбора геометрических параметров очага деформации для данного типоразмера труб;

определение и оценка напряженно-деформированного состояния заготовки по критериям и коррекция параметров очага деформации в случае необходимости;

определение контактных условий взаимодействия приводного инструмента и заготовки по всей линии производства в конкретных климатических условиях;

определение зависимости текущих усилий по приводным калибрам, оценка их и разработка методики, позволяющей корректировать их до обеспечения уравновешенной схемы агрегата;

разработка нового инструмента, оборудования и компоновок станов ТЭСА.

На основании исследований, проведенных в МИСиС, был уточнен механизм образований типовых дефектов при производстве сварных труб. К таким дефектам следует отнести прежде всего гофрообразование, смещение кромок и распружинивание.

Гофрообразование - наиболее значимый дефект из перечисленных, который не позволяет производить качественную сварку заготовки. Ранее механизм образования гофра сводился к неправильно рассчитанной схеме сворачивания, приводящей к локальным перегрузкам в приводных калибрах (как правило, открытых) с последующей разгрузкой с образованием гофрированных участков. В настоящее время механизм гофрообразования уточнен и кроме деформированной схемы сворачивания учитывает специфику контактного взаимодействия инструмента и трубной заготовки по всей длине очага. Исследования показали, что гофрообразование возникает на участках между приводными калибрами, создающих схему осевого сжатия сформованной заготовки. Такая схема возникает из-за кинематических условий контакта, при которых последующий калибр является не текущим, а тормозящим (см. рис. 1).

Механизм образования гофра

Рис. 1

Смещение кромок возникает при нарушении симметричности в контакте инструмента с заготовкой, что приводит к возникновению дополнительного изгибающего момента на плоскости контакта и вызывает нарушение осевого движения выходящего из калибра профиля. Причины нарушения симметрии могут быть различными (настройка инструмента, неравномерная выработка инструмента, состояние оборудования), но следствие - нарушение симметричного контакта всегда явно присутствует.

Распружинивание кромок связано с выбором деформационной схемы сворачивания и также определяется контактными условиями в приводных калибрах.

Контактное взаимодействие происходит следующим образом: трубная заготовка, выходящая из предыдущего калибра, входит в зону распружинивания приводной клети, а затем в зону внеконтактной деформации следующей. В этой зоне заготовка начинает изгибаться и формируется до определенной кривизны входящего в калибр профиля (по экспериментальным данным высота ее профиля составляет 94%).

В начале очага сворачивания изгиб и формоизменение во внеконтактной зоне происходит интенсивно на участках непосредственно предшествующих началу контакта с приводным калибром. Контактная площадь заготовки с нижним валком моделируется треугольниками.

Контактная площадь с нижним приводным валком определяется следующим образом. При подходе к контактной зоне, центральные волокна трубной заготовки депланируются по ходу формовки в продольном направлении до соприкосновения с верхним валком по дну и далее контактирует с ним по углу контакта и в зоне распружинивания по выходу из калибра.

Одним из мероприятий, направленных на повышение тонкостенности прямошовных электросварных труб, является формовка заготовки с изогнутой нижней образующей (с криволинейной осью формовки) и с применением роликовых проводок, устанавливаемых по кромкам.

Известно, что основным критерием при оценке процесса формовки тонкостенной заготовки является отсутствие на ее кромках гофров, которые являются следствием появления в кромках продольных сжимающих напряжений. Таким образом, при оценке процесса формовки тонкостенной заготовки следует в первую очередь принимать во внимание напряженное состояние заготовки, определяющее ее продольную устойчивость.

Положение дна заготовки в каждой клети определяется по формуле:

У_дn=0,5 (R_(n+1)·(1-соsj_(n+1)) - R_n·(1-соsj_n)+(R_n·sinj_n-R_(n+1)sinj_(n+1))²/{R_(n+1)·(1-cоsj_(n+1)) - R_n·(1-cоsj_n)}, мм

где R_n-радиус формовки n-й клети, мм;(_n+1)-радиус формовки (n+1) - ой клети, мм;

j_(n+1)-угол формовки (n+1) - ой клети, град.

Следует отметить, что наличие клетей с закрытым профилем калибра создает значительные местные деформации в кромках заготовки и тем самым нарушает монотонность ее формоизменения. Поэтому, при наличии закрытых калибров в стане, формовку тонкостенной заготовки с изгибом ее дна целесообразно осуществлять на участке только открытых калибров, т.е. на участке от задающей клети до первого закрытого калибра.

Построение дна заготовки следует вести от первого закрытого калибра (где Уд=0) против хода формовки.

Угол b_i, характеризующий наклон i-ого выходного сечения заготовки относительно вертикальной оси, с достаточной точностью может быть определен из уравнения:

b_i=аrсtg(У_дi/l_i), рад

где У_дi-относительное изменение дна заготовки в i-ом сечении по сравнению с (i+1) сечением, мм;_i-расстояние между этими рассматриваемыми сечениями, мм.

Разработанная методика приемлема для монотонного очага формовки. Поэтому при формовке тонкостенной заготовки с изгибом ее нижней образующей целесообразно применение роликовых проводок и клетей с открытым профилем калибра, не охватывающим кромку заготовки.

3.2 Исходные данные

Формовочный стан состоит из семи приводных горизонтальных клетей и двух неприводных вертикальных клетей. Привод формовочного стана индивидуальный.

Таблица 8. Исходные данные

Скоростные характеристики клетей формовочного стана, использующиеся для расчета кинематических параметров стана представлены в табл. 9

Таблица 9

3.3 Расчет калибровки валков формовочного стана

Выбор того или иного типа калибровки связан с учетом большого количества факторов и требований, основные из которых следующие:

технологичность калибровки;

минимальная величина продольных деформаций формовочной ленты;

возможность интенсификации процесса гиба;

возможность формовки тонкостенных труб;

универсальность (возможность унификации);

износ валков;

сложность изготовления и габариты валков.

Проведенный анализ МИСиС позволяет делать вывод, что при производстве тонкостенных труб целесообразно применение однорадиусного типа калибровки.

Выбирается равномерная зависимость распределения кривизны по очагу сворачивания Матвеева - закон равномерного распределения кривизны на открытом участке формовки.

Ширина штрипса определяется по формуле:

В_л=p·(D-S)+D_ф+D_с+D_к, мм

где D-диаметр требуемой трубы, мм;толщина стенки трубы, мм;

D_ф-припуск на обжатие в формовочном стане, мм;

D_с-припуск на обжатие в калибровочном стане, мм.

D_ф=4,5 мм; D_с=1,5 мм; D_к=4,5 мм

В_л=3,14·(219,1-6)+4,5+1,5+4,5=679,63 мм

3.3.1 Радиусы формовки нижнего валка

Радиусы формовки нижнего валка представлены на рис. и определяются по формуле:

R_iн=n/I·R_c.ц., мм

где n-порядковый номер первой горизонтальной клети с закрытым профилем;порядковый номер клети;_с.ц.-радиус трубы в сварочном узле, мм

Радиус трубы в сварочном узле находится по формуле:

_с.ц.=(В_л-D_ф-D_с)/2p+S/2, мм

_с.ц.=(679,63-4,5-1,5)/2·3,14+6/2=110,27 мм

Радиусы формовки нижних валков по клетям:_1н=5/1·110,27=551,35 мм_2н=5/2·110,27=275,68 мм_3н=5/3·110,27=183,78 мм_4н=5/4·110,27=137,84 мм

3.3.2 Радиусы формовки верхних валков

Радиусы формовки верхних валков определяются по формуле:

R_iв=R_iн-S, мм

_1в=551,35-6=545,35 мм_2в=275,68-6=269,68 мм_3в=183,78-6=177,78 мм_4в=137,84-6=131,84 мм

3.3.3 Определение угла формовки

Угол формовки находится по формуле:

j_i=В_л/R_iн, рад

по клетям

j₁=679,63/551,35=1,23 рад

j₂=679,63/275,68=2,47 рад

j₃=679,63/183,78=3,7 рад

j₄=679,63/137,84=4,93 рад

3.3.4 Определение ширины калибрующей части нижнего валка

Ширина калибрующей части нижнего валка при j_i<180° определяется по формуле:

В_iн=2R_iн·Sin(j_i/2), мм

В_1н=2·551,35·Sin (1,23/2)=636,21 мм

В_2н=2·275,68·Sin (2,47/2)=520,57 мм

Ширина калибрующей части нижнего валка при j³ 180° определяется по формуле:

В_iн=2·R_iн, мм

В_3н=2·183,78=367,56 мм

Ширина калибрующей части нижнего валка для четвертой формовочной клети:

В_iн=2·R_iн·sin (88°/2), мм

В_4н=2·137,84·sin (88°/2)=191,5 мм

3.3.5 Определение ширины калибрующей части верхнего валка

При j_i<180° ширина калибрующей части верхнего валка определяется по формуле:

В_iв=2·R_iв·sin(j_i/2), мм

В_1в=2·545,35·sin (1,23/2)=629,29 мм

В_2в=2·269,68·sin (2,47/2)=509,24 мм

При j_i³180° ширина калибрующей части верхнего валка определяется по формуле:

В_iв=2·{j_iв·(sin (2p-j_i)/2)-D}, мм

где D-расстояние от кромки штрипса до валка, мм

В_3в=2·{177,78·(sin (2·3,14-3,7)·2) - 20}=301,63 мм

В_4в=2·{131,84·(sin (2·3,14-4,93)/2) - 20}=124,77 мм

3.3.6 Габаритные размеры валков

Для верхних валков габаритные размеры определяются по формуле:

В_i=В_iв+(2¸5), мм

где В_iв-ширина калибрующей части верхнего валка, мм.

В₁=629,29+5,71=635 мм

В₂=509,24+5,76=515 мм

В₃=301,63+5,37=307 мм

В₄=124,77+5,23=130 мм

Для нижних валков габаритные размеры определяются:

В_i^¢=В_iн+(40¸50), мм

где В_iн-ширина калибрующей части нижнего валка, мм.

В₁^¢=636,21+40,79=677 мм

В₂^¢=520,57+40,43=561 мм

В₃^¢=367,56+40,44=408 мм

В₄^¢=191,5+40,5=232 мм

3.3.7 Диаметры валков открытых калибров

Минимальный диаметр нижних валков по дну калибра первой горизонтальной клети равен:

_1н^д=(1,8¸2,0)·D_тmax, мм

где D_тmax-максимальный диаметр трубы, изготовляемой на данном стане, мм_1н^д=2·245=490 мм

Последующий диаметр валков увеличивается для создания натяжения периферийных участков трубной заготовки:

_(i+1)н=1,005·D_iн, мм

где D_(i+1)н-диаметр нижнего валка по дну калибра последующей клети, мм_2н^д=1,005·490=492 мм_3н^д=1,005·492=494 мм_4н^д=1,005·494=496 мм_5н^д=1,005·496=498 мм_6н^д=1,005·498=500 мм_7н^д=1,005·500=502 мм

Диаметры верхних валков горизонтальных клетей принимаем конструктивно:₁₁₃^д=670 мм;₂₁₃^д=770 мм;₃₁₃^д=820 мм;₄₁₃^д=900 мм;₅₁₃^д=D_5н^д=498 мм;₆₁₃^д=D_6н^д=500 мм;_тв^д= D_тн^д=502 мм;

Определение диаметров валков по ребордам при j_i<180°:

_iн^р=D_iн^д-2·Z, мм

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

Прогиб полосы определяется по формуле:

Z=R_iн(1-cоs(j_i/2)), мм

Диаметр валков по ребордам равен:_1н^р=490+2·551,35 (1-соs (1,23/2))=688,49 мм_2н^р=492+2·275,68 (1-соs (2,47/2))=861,96 мм

Определение диаметров валков по ребордам при j_i³180°:

_iн^р=D_iн^д+2·R_iн, мм

_3н^р=494+2·183,78=861,56 мм

Определение диаметра валка для четвертой клети по ребордам:_4н^р=D_iн^д+2·R_iн·(1-соs (1,536/2)), мм_4н^р=496+2·137,84·(1-соs (1,536/2))=579,26 мм

Диаметры верхних валков по ребордам при j_i<180°:

_iв^р=D_iв^д-2·Z, мм

где D_iв^д-диаметр верхнего валка по дну калибра, мм;

Z-прогиб полосы, мм.

Прогиб полосы в данном случае определяется:

Z=R_iв-ÖR_iв-В_iв/4, мм

где R_iв-радиус формовки верхнего валка, мм;

В_iв-ширина калибрующей части верхнего валка, мм._iв^р=670-2·545.35·(1-соs (1,23/2))=473,67 мм_2в^р=770-2·269,68·(1-cоs (2,47/2))=408,09 мм

Прогиб полосы при j_i³180°:

Z=R_iв-ÖR²_iв-В²_iв/4, мм

_3в^р=820-2 (177,78-Ö177,78²-301,63²/4)=652,7 мм_4в^р=900-2 (131,84-Ö131,84²124,77²/4)=868,62 мм

3.3.8 Параметры закрытых калибров

Клеть с закрытым калибром показана на рис. 3. Радиус формовки нижнего и верхнего валков, центральный угол формовки находятся из системы уравнений:

В_лi=j_i·R_iшi=R_i·(2p-j_i),

где В_лi-ширина штрипса i-ого калибра, мм;_шi-ширина разрезной шайбы, мм

В результате ряда математических преобразований система уравнений приводится к виду:

R_i=(S_шi+В_лi)/2p, мм

Для решения получившегося математического выражения в него подставляются известные значения ширины разрезной шайбы и ширины листа. В результате подстановки определяется значение радиуса формовки, с помощью которого, в свою очередь, определяется значение угла формовки.

Решение системы уравнений для пятой клети:_ш5=100 мм,

j₅=5,77 рад,₅=139,6 мм.

Для шестой клети:_ш6=50 мм

j₆=5,807 рад,₆=131,4 мм

Для седьмой клети:_ш7=22 мм,

j₇=6,011 рад,₇=126,7 мм

Ширина контакта трубной заготовки с нижним валком находится по формуле:

для пятой клети:

В_5н=2·139,6·sin (1,536/2)=193,96 мм

для шестой клети:

В_6н=2·131,4·sin (1,536/2)=182,567 мм

для седьмой клети:

В_7н=2·126,7·sin (1,536/2)=176,06 мм

Ширина контакта трубной заготовки с верхним валком находится по формуле:

В_iв=2·R_iн·sin (1,536/2) - S_шi, мм

В_5в=2·139,6·sin (1,536/2)·100=93,96 мм,

В_6в=2·131,4·sin (1,536/2) - 50=132,56 мм,

В_7в=2·126,7·sin (1,536/2) - 22=154,03 мм

Диаметры по ребордам определяются по формуле:_5в^р=D_5н^р=498+2·139,6·(1-cоs (1,536/2))=576,37 мм,_6в^р=D_6н^р=500+2·131,4·(1-cоs (1,536/2))=573,76 мм,_7в^р=D_7н^р=502+2·126,7·(1-cоs (1,536/2))=573,129 мм

Параметры расчета горизонтальных клетей сведены и представлены в табл. 10.

Таблица 10

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.

_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;_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:

_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_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

_1k=0,1·65,06=6,51 мм

Определение катающего диаметра валков:

D_iк=200·u/60·w_i, мм

где u-линейная скорость полосы, м/мин;

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

w_i=p·n_i/30, рад/сек

где n_i-число оборотов валка, об/мин.

w_1н=3,14·20/30=2,09 рад/сек

w_1в=3,14·22/30=2,3 рад/сек_1к^н=2000·30/60·2,09=478,5 мм_2к^н=2000·30/60·2,3=434 мм

При сравнении диаметров получим:_1к^н<D_1н^д и D_1к^в<D_1р^в, то следовательно верхний и нижний валки находятся в зоне опережения.

Определение величины изменения деформации гиба в первой клети:

De₁=e₁

e_i=S/2R_i,

где S-толщина штрипса, мм

e₁=6/2·551,35=0,00544

Напряжение на наружной поверхности полосы:

s_i=s_т+П(e_i-e_т), мПa

где s_т-предел текучести металла, мПа;

П-модуль упрочнения, мПа.

s_т=320 мПа, П=800 мПа

e_т=320/190000=0,0016

s₁=320+800·(0,00544-0,0016)=323,07 мПа

Определение длины внеконтактной деформации:

_i^вн.д.=К_свi·L_iк, мм

где К_свi-коэффициент увеличения зоны внеконтактной деформации_i^вн.д.=6·65,06=390,24 мм

Величина усилия формоизменения определяется:

Р_i^ф=s₁·De_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=0,08¸0,12

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:_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_2к=430,15·arccos((492/2+173,1)/430,15)=97,71 мм

Нахождение длины контакта кромки с валком с учетом 10% распружинивания:_2k=0,1·97,71=9,77 мм

Угловая скорость валков второй клети:

w_н2=3,14·20/30=2,09 рад/сек,

w_в2=3,14·27/30=2,83 рад/сек

Катающий диаметр валков второй клети:_2к^н=2000·30/60·2,09=478,5 мм_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 478,5<492 мм

Из сравнения диаметров D_2к^в и D_2в^д видно, что D_2к^в<D_2в^д, т.к. 353,4<357 мм.

Следовательно, оба валка находятся в зоне опережения.

Определение величины изменения деформации гиба во второй клети:

e₂=6/2·275,68=0,01088

De₂=0,01088-0,00544=0,00544

Напряжение на наружной поверхности полосы:

s₂=320+800·(0,01088-0,0016)=327,42

Определение длины внеконтактной деформации:₂^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:

_ki=(D^д_iH+2·R_i)/2, мм

_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_3K=430,78·arcos((494/2+172,75)/430,78)=97,68 мм

Нахождение длины контакта кромки с валком с учетом 10% распружинивания:_зк=0,1·97,68=9,77 мм

Угловая скорость валков:

w_нз=(3,14·20)/30=2,09 рад/сек

w_вз=(3,14·15)/30=1,57 рад/сек

Катающий диаметр валков:^н_зк=(2000·30)/(60·2,09)=478,5 мм^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 478,5<494 мм.

Из сравнения диаметров D^в_зк и D^в_зр видно, что D^в_зк< D^в_зр, так как 636,94<652,7 мм.

Следовательно, оба валка находятся в зоне опережения.

Определение величины изменения деформации гиба в третьей клети:

e₃=6/(2·183,78)=0,01632

De₃=0,01632-0,01088=0,00544

Напряжение на наружной поверхности полосы:

s₃=320+800 (0,01632-0,0016)=331,776 мПа

Определение длины внеконтактной деформации:₃^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:_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_к4=286,733·arccos((496/2+36,41)/286,73)=36,29 мм

Длина контакта кромки с валком с учетом 10% распружинивания:_к4=0,1·36,29=3,629 мм

Определение катающих диаметров валков:

w_4н=(3,14·20)/30=2,09 рад/сек

w_4в=(3,14·12)/30=1,26 рад/сек^н_4к=(2000·30)/(60·2,09)=478,5 мм^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:

e₄=6/(2·137,84)=0,02176

De₄=0,02176-0,01632=0,00544

Напряжение на наружной поверхности полосы:

s₄=320+800 (0,02176-0,0016)=336,128 мПа

Определение длины внеконтактной деформации:₄^вн.д.=3·36,29=108,87 мм

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:_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_к5=288,23·arccos((496/2+36,88)/288,23)=36,482 мм

Величина изменения деформации гиба в пятой клети определяется по формуле:

De_i=e_i-e_i-1+Е_р

где e_i - деформация гиба в i-ой клети,

e_i-1 - деформация гиба в i-1 клети,

Е_р-степень редуцирования в i-ой клети

Е_р=0,00197

e₅=6/(2·139,6)=0,02149

De₅=0,02149-0,02176+0,00197=0,00169

Напряжение на наружной поверхности полосы:

s₅=320+800 (0,02149-0,0016)=335,912 мПа

Определение длины внеконтактной деформации:₅^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:_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_к6=286,88·arccos((500/2+34,66)/286,88)=35,65 мм

Величина изменения деформации изгиба:

e₆=6/(2·131,4)=0,02283

De6=0,02283-0,02149+0,00197=0,00331

Напряжение на наружной поверхности полосы:

s₆=320+800 (0,02283-0,0016)=336,98 мПа

Длина внеконтактной деформации:₆^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:_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_к7=285,56·arccos((502/2+33,43)/285,56)=34,93 мм

Величина изменения деформации гиба:

e₇=6/(2·126,7)=0,02368

De₇=0,02368-0,02283+0,00197=0,00282

Напряжение на наружной поверхности полосы:

s₇=320+500 (0,02368-0,0016)=337,664 мПа

Длина внеконтактной деформации равна:_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:

DТ_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:

DТ_т(1-2)=(4396-8180)/4396·100%= -86%

Между третьей и четвертой клетями:

DТ_т(3-4)=(11735-4239)/11735·100%=64%

Разница тянущих усилий между второй и третьей клетями:

DТ_т(2-3)=(8180-11735)/8180·100%= +43%

Между четвертой и пятой клетями:

DТ_т(4-5)=(4239-2612)/4239·100%=38%

Между пятой и шестой клетями:

DТ_т(5-6)=(2612-1776)/2612·100%=32%

Между шестой и седьмой клетями:

DТ_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

3.5 Оценка напряженно-деформированного состояния (НДС)

3.5.1 Методика оценки НДС

Оценка НДС клетей, с углом формовки j_i<p, 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(j_i/2);

СД=В_л/2-КА;К=ОА·cоs(j_i/2);

ВД=ОА-ОК;

АД=ÖСД²+ВД;_ii=ÖАД²+L²

где В_л - ширина штрипса, мм;

j - угол формовки, рад;- расстояние между соседними клетями, мм

3.5.2 Оценка НДС для клетей с j_i>p

Методика оценки НДС для клетей, с углом формовки j_i>p, представлена на рис. 6

КА=ОА·cоs (j/2-p/2);

СД=В_л/2-КА;

ВД=ОА+ОА·sin (j/2-p/2);

АД=ÖСД²+ВД²;=ÖАД²+L²

Оценка степени деформации по волокнам осуществляется по формулам:

Еⁱ_хх=(l_i-l₂₂)/l₂₂ ·100%

где Еⁱ_хх - степень деформации, %_i - длина i-го волокна между клетями, мм

eⁱ_xx+eⁱ_yy+eⁱ_zz=0

Определяем:

eⁱ_yy=-0,3e_xx;

eⁱ_zz=-0,7e_xx.

Оценка интенсивности определяется по формуле:

,

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

Таблица 12

R^р.n₂₂=182-2 (182-153,77)/11=176,87 мм^р.n₂₃=182-3 (182-153.77)/11=174,3 мм^р.n₂₄=182-4 (182-153,77/11=171,73 мм^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^р.n₃₂=182 - (2+5)·(182-153,77)/11=164,04 мм^р.n₃₃=182 - (3+5)·(182-153,77)/11=161,47 мм^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:

j^р.n_ij=В_л/R^р.n_ij, рад

где В_л - ширина штрипса, мм

Для второй клети:

j^р.n₂₁=679,63/179.43=3,788 рад

j^р.n₂₂=679,63/176,87=3,843 рад

j^р.n₂₃=679,63/174,3=3,899 рад

j^р.n₂₄=679,63/171,73=3,958 рад

j^р.n₂₅=679.63/169,17=4,017 рад

Для третьей клети:

j^р.n₃₁=679,63/166,6=4,079 рад

j^р.n₃₂=679,63/164,04=4,143 рад

j^р.n₃₃=679,63/161,47=4,209 рад

j^р.n₃₄=679.63/158,9=4,277 рад

j^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-D·Е·I₁/С₁)/С₁(l₁+2/3·I₁·C₁/I₂), Н

где l₁ - расстояние между нейтральными линиями стоек, мм;

D - величина зазора между подушкой и стойками станины, м;₁ и I₂ - моменты инерции сечений соответственно поперечины и стойки, м⁴.

Момент инерции сечения поперечины равно:

₁=(b₁h₁³)/12, м⁴

где b₁-ширина поперечины, м;₁-длина поперечины, м.₁=(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.₂=(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:

s_ст=Р_max/2·F₂+М_ст/W₂, мПа

где F₂ - площадь сечения стойки, мм²;₂ - экваториальный момент сопротивления стойки, мм³.

Площадь сечения стойки равна:₂=160·192=30720 мм²

Экваториальный момент сопротивления стойки равен:₂=(192·160²)/6=819200 мм³

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

Расчетные допускаемые напряжения принимают равными исходя из десятикратного запаса прочности:

[s]=s_В/10, мПа

где [s] - допускаемое напряжение, мПа;

s_B - предел прочности стали, для стали s_В=500 мПа.

[s]=500/10=50 мПа

Возникаемое напряжение в стойке значительно ниже допускаемого.

Напряжение возникаемое в середине нижней поперечины станины равно:

s_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, мм₁=(187·172²)/6=922035 мм³

Напряжение в поперечине станины равно:

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

Таким образом, напряжение в поперечине станины не превышает допускаемое.

Напряжение, возникающее в крышке, определяется:

s_кр=М_кр/W_кр, мПа

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

_кр=h_кр·b²_кр/6, мм³

где h_кр и b_кр -толщина и высота крышки соответственно, мм_кр=160·152²/6=924160 мм³

Отсюда напряжение изгиба в крышке равно:

s_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:

s_из=М_из/W_и, мПа

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

_и=pd³/16, мм³

_и=3,14·205³/16=845788 мм³

Момент изгибающий равен:

М_из=Р·l/4, Н·мм

где Р - максимальная нагрузка на вал, Н;- расстояние между опорами, мм.

М_из=41630·724/4=7535030 Н·мм

Напряжение изгиба равно:

s_из=7535030/845788=8,9 мПа

Напряжение кручения определяется:

t_кр=М_к/W_к, мПа

где М_к - крутящий момент, Н·мм;_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;_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:

_r=p·d³/16, мм³,

где d - диаметр вала, мм_к=3,14·205³/16=1690718,2

Напряжения кручения равны:

t_к=112724,8/1690718,2=0,667 мПа

Результирующее напряжение определяем по теории прочности:

s_рез=Ös²_из+3t²_к, мПа

где s_из - напряжение изгиба, мПа

t_к - напряжение кручения, МПа

s_рез=Ö8,91²+3·0,667²=9 мПа

Допускаемое напряжения равны:

[s]=s_в/5, мПа

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

Для Сm 40Х s_в=740 мПа

[s]=740/5=148 мПа

s=9 МПа<[s]=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.

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

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

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

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

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

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

валок стан калибровка цех