Zona de decapare. Secțiune de decapare Calculul tensiunilor într-o rolă de rezervă învelită
Introducere 2
O scurtă prezentare a rolelor de rulare compuse. Caracteristicile morii 2500. Gama morii. 3
1.1 Scurtă trecere în revistă și analiză a designului rolelor de rulare compuse 3
1.2 Caracteristicile laminorului la cald 2500 8
1.3 Gama morii în funcție de clasele de oțel și dimensiunile benzilor 9
Cercetare și dezvoltare a designului rolului de rezervă învelit al laminorului la cald 2500 10
2.1 Alegerea tensiunii, formei, grosimii bandajului și calculul capacității portante a conexiunii 10
2.2 Calculul tensiunilor într-o rolă de rezervă învelită 17
2.3 Calculul pentru multiplicitatea de utilizare a axei rolei de rezervă compozite 31
2.4 Determinarea rezistenței ciclice în secțiunea 1-1 33
2.5 Determinarea rezistenței ciclice în secțiunea 2-2 37
2.6 Determinarea zonei de alunecare și deformare a unei role de rezervă compozite și solide 37
2.7 Determinarea deformarii unei role de rezervă dintr-o singură bucată 38
2.8 Determinarea zonei de deformare și alunecare pentru o rolă de rezervă compozită 39
2.9 Elaborarea măsurilor pentru prevenirea fretting-coroziunii pe suprafețele răsturnate și creșterea suprafeței rolei 47
2.10 Studiul influenței învelișurilor de acoperiri de împerechere asupra capacității portante a axului de legătură - bandaj. Alegerea materialului și a tehnologiei de acoperire. 48
2.11 Alegerea materialului pentru axe și benzi de rulare și metode de tratare termică a acestora 52
Justificarea economică a proiectului 57
4.1 Calculul programului de producție 57
4.2 Calcularea costului de capital estimat 59
4.3 Organizarea muncii și a salariilor 60
4.4 Calculul contribuțiilor pentru nevoi sociale 63
4.5 Calculul costului de producție 64
4.6 Calculul principalilor indicatori tehnici și economici 65
Concluzia 68
Lista surselor utilizate 70
Introducere
Scopul acestei teze este de a dezvolta proiectarea rolelor de back-up compozite, asigurând fiabilitatea acestora în timpul funcționării, creșterea durabilității și reducerea costurilor.
Rolele sunt elementul principal al suportului de rulare, cu ajutorul căruia banda rulată este redusă. Cerințele pentru rulourile sunt variate și se referă nu numai la funcționarea lor, ci și la procesul de fabricație. Rola de rulare funcționează sub influența simultană a forței de rulare, a cuplului, a temperaturii din zona de deformare etc. prin urmare, una dintre cerințele principale este rezistența ridicată la uzură și rezistența la oboseală termică, determinând uzura scăzută și uniformă a rolelor.
Una dintre modalitățile de a crește durabilitatea rolelor și de a reduce consumul lor de metal este utilizarea rolelor compuse. Utilizarea anvelopelor din materiale de înaltă rezistență, posibilitatea înlocuirii anvelopelor uzate cu utilizarea repetată a osiei va da un efect economic deosebit.
În prezent, în 5,6 standuri de finisare ale morii MMK 2500 se folosesc role de rezervă 1600x2500 mm, care sunt din oțel forjat 9HF. În această lucrare, se propune utilizarea rolelor compozite cu un bandaj din oțel turnat 150KhNM sau 35Kh5NMF. Se propune folosirea rolelor forjate solide uzate ca axe. Experiența de exploatare a rolelor din materiale similare arată că rezistența la uzură a acestora este de 2-2,5 ori mai mare decât cea a celor forjate. Bandajul este conectat la ax printr-o potrivire cu o potrivire de interferență garantată. Pentru a crește cuplul transmis, se propune aplicarea unei acoperiri metalice pe suprafața de așezare a axei, care crește semnificativ coeficientul de frecare, aria de contact reală dintre axă și anvelopă și conductivitatea termică a acesteia. .
O scurtă prezentare a rolelor de rulare compuse. Caracteristicile morii 2500. Gama morii.
1.1 Prezentare generală și analiza modelelor de role compuse
Principalele avantaje ale rolelor compozite:
capacitatea de a fabrica o anvelopă și o osie din materiale cu proprietăți mecanice și termice diferite;
posibilitatea de a înlocui un bandaj uzat cu utilizarea repetată a axei de rulare;
Tratamentul termic al benzii de rulare a axei poate fi efectuat separat, ceea ce face posibilă creșterea calității, obținerea aceleiași durități pe toată grosimea benzii de rulare și reducerea gradientului de tensiune reziduală, care este foarte mare într-o rolă continuă de un masa mare.
Producția de role de rezervă acoperite de mori de foi a fost stăpânită încă din anii 70 ai secolului trecut. Bandajul și axul sunt conectate, de regulă, printr-o metodă termică printr-o potrivire cu etanșeitate garantată; bandajele sunt forjate sau turnate, osiile sunt forjate, pentru fabricarea lor se folosesc de obicei role scoase din funcțiune. Orificiul din carcasă este cel mai adesea cilindric, scaunul osiei poate fi cilindric, în formă de butoi sau în formă apropiată de acesta pentru a reduce concentrația de tensiuni la capetele carcasei după asamblare.
Rolele compozite pot fi împărțite în următoarele grupuri în funcție de metoda de fixare a bandajelor:
folosind o potrivire sigură;
utilizarea diferitelor metode mecanice de fixare a bandajului;
utilizarea aliajelor ușoare și îmbinărilor adezive.
Multe lucrări ale oamenilor de știință autohtoni și străini sunt dedicate îmbunătățirii proiectelor, metodelor de producție și asamblare și îmbunătățirii caracteristicilor tehnologice ale rolelor compozite. Un loc mare este ocupat de muncă pentru a asigura o conexiune fiabilă a bandajului cu axa.
Așadar, de exemplu, în lucrare se propune utilizarea unui rol de rulare compozit care conține un bandaj cu o potrivire de interferență și suprapus pe ax cu canale realizate în spirală pe suprafața în contact cu bandajul și un guler. Lucrarea propune utilizarea unui rulou cu un bandaj compozit din carbură de tungsten sinterizată. Într-o serie de lucrări din ultimii ani, bandajele sudate din aliaje înalt aliate sunt din ce în ce mai propuse pentru utilizare. În multe cazuri, odată cu simplificarea tehnologiei de fabricație a rolei și creșterea rezistenței la uzură a suprafeței sale, costul crește semnificativ datorită utilizării unui număr mare de elemente de aliere. Prin urmare, pentru a crește durata de viață a rolelor, mulți autori își dedică munca îmbunătățirii designului rolelor compozite.
Lucrările propun role compozite care conțin o axă profilată portantă și un bandaj cu o suprafață interioară profilată, prevăzută cu o potrivire prin interferență cu posibilitatea de mișcare liberă a secțiunilor sale de diametru mai mic în stare încălzită de-a lungul axei suportului prin secțiuni cu diametru mare. de-a lungul lungimii. Mai mult decât atât, generatoarea suprafețelor cilindrului axei și a bandajului sunt profilate sub forma unei curbe netede în funcție de anumite dependențe (Figura 1.2). Dezavantajele unor astfel de role includ complexitatea fabricării lor, incapacitatea de a controla curbura necesară a profilului suprafețelor de așezare și, în cazul duratei de viață limitate a ruloului, cauzată de un număr mic de posibile reașări ale ruloului. bandaj, din cauza apariției tensiunilor de tracțiune în partea mijlocie de la încălzirea și dilatarea termică a axei lagărului în timpul funcționării suportului de rulare (Figura 2). Dar principalul dezavantaj poate fi considerat în continuare complexitatea curbelor care descriu profilele suprafețelor de împerechere, ceea ce complică procesul de strunjire și precizia necesară pentru
Și
x fabricarea este practic imposibilă cu tehnologiile existente la fabricile de mașini.
Imaginea 1 - rolă de rulare compozită
Imaginea 2 - rolă de rulare compozită
ÎN 
de lucru, în condițiile morii 2500 OJSC MMK, se propune utilizarea unui rol de rezervă compozit, realizat în conformitate cu schema din Figura 3. Dezavantajul unui astfel de rulou este prezența unei secțiuni de tranziție a axei de la umăr la partea conică, care este un concentrator de creștere a tensiunii, care poate duce la ruperea osiilor la sarcini și deformare ridicate, precum și la limitarea duratei de viață a acesteia. În plus, acest design este low-tech în producție.
Imaginea 3 - rolă de rulare compozită
Obiectivul propunerii de producere a unui rulou de suport compozit este cea mai simplă soluție tehnică care va crește durata de viață prin asigurarea unei etanșeități constante pe toată lungimea suprafețelor de împerechere.
Se propune realizarea sezutului bandajului si a osiei cilindrice, din punct de vedere al simplitatii si fabricatiei. Pe marginile axei, faceți teșituri de descărcare - teșituri, pentru a reduce concentrația tensiunilor. Pentru a crește capacitatea portantă a conexiunii și performanța rolei, atenția principală ar trebui să se concentreze pe alegerea valorii potrivirii optime de interferență, elaborând măsuri care să mărească semnificativ coeficientul de frecare pe suprafețele de împerechere și conductivitatea termică a contact ax-banda.
În calculele de rezistență, este necesar să se aleagă o metodă care să permită luarea în considerare a efectului forțelor de rulare asupra stării de stres-deformare a bandajului.
1.2 Caracteristicile laminoare la cald 2500
Laminarea la cald cu bandă largă 2500 constă dintr-o secțiune de încărcare, o secțiune de cuptor de încălzire, un grup de degroșare și finisare cu o masă intermediară cu role între ele și o linie de înfășurare.
Secția de încărcare este formată dintr-un depozit de plăci și o masă cu role de încărcare, 3 mese de ridicare cu împingătoare.
Secțiunea cuptoarelor de încălzire constă de fapt din 6 cuptoare metodice de încălzire, o masă cu role în fața cuptoarelor cu împingătoare și o masă cu role sub cuptor după cuptoare.
Grupul de proiect este format din standuri:
stand duo reversibil;
stand de expansiune quarto;
suport quarto universal reversibil;
ladă universală quarto.
Grupul de finisare include foarfece zburătoare, un spartor de scară de finisare (stand duo), 7 suporturi quarto. Între standuri sunt instalate dispozitive pentru răcirea accelerată a benzilor (răcire între standuri).
Masa intermediară cu role asigură descărcarea și tăierea imperfecțiunilor (se preconizează echiparea mesei cu role cu scuturi termice de tip encopanel).
Linia de înfășurare include o masă cu role de descărcare cu 30 de secțiuni de răcire a benzii (duș superior și inferior), patru bobinatoare, cărucioare cu plăci rotative.
1.3 Gama morii în funcție de calitatea oțelului și dimensiunile benzilor
Moara de benzi late 2500 este proiectată pentru laminarea la cald a benzilor din următoarele oțeluri:
oțel carbon de calitate obișnuită în conformitate cu clasele de oțel GOST 16523-89, 14637-89 în conformitate cu GOST 380-71 și specificațiile actuale;
oțel sudat pentru construcții navale conform GOST 5521-86;
oțel carbon structural de înaltă calitate conform GOST 1577-81, 4041-71, 16523-89, 9045-93 și specificațiile actuale;
oțel aliat clasa 65G conform GOST 14959-70;
oțel slab aliat conform GOST 19281-89;
oțel 7HNM conform TU 14-1-387-84;
oțel carbon și slab aliat de execuție export conform TP, STP pe baza standardelor străine.
Limitele de dimensiune a benzii:
grosime 1,8 10 mm;
latime 1000 2350 mm;
greutate rola de până la 25 t.
Cercetare și dezvoltare a designului rolului de rezervă învelit al laminorului la cald 2500
2.1 Alegerea etanșeității, formei, grosimii bandajului și calculul capacității portante a conexiunii
Suportul rolei de rezervă 5.6 a laminoarei la cald 2500 a OAO MMK, în conformitate cu figura 4, are următoarele dimensiuni principale:
lungime butoi l=2500 mm;
diametrul exterior maxim al cilindrului d=1600 mm;
diametrul exterior minim d=1480 mm;
diametrul gâtului la joncțiunea cu țeava 1100 mm;
Sezutul bandajului este cilindric. La o distanta de 100 mm fata de fiecare margine a osiei se propune realizarea de tesite de relief inaltime de 10 mm pentru a reduce concentratiile de solicitare ale bandajului dupa asamblare. Acest lucru se explică prin faptul că anvelopa este conectată termic la ax, iar atunci când se formează îmbinarea, marginile anvelopei se răcesc mai repede decât partea din mijloc, ceea ce duce la apariția concentrării stresului și oferă o oportunitate suplimentară pentru dezvoltarea coroziunii prin fretting și a fisurilor de oboseală în viitor.
Adesea, pentru a preveni alunecarea bandajului în direcția axială, se face un umăr pe ax și se face o canelură pe bandaj, sau suprafețele de așezare sunt în formă de con. În acest caz, astfel de dispozitive nu sunt utilizate, deoarece este posibil să presupunem că, cu o lungime suficient de mare a suprafețelor de împerechere, nu se va produce deplasarea axială, iar rezistența conexiunii va fi asigurată și de o etanșeitate garantată și o posibilă creșterea coeficientului de frecare pe suprafețe datorită aplicării unei acoperiri metalice sau a unei pulberi abrazive asupra acestora.
De asemenea, acest design este mult mai simplu și mai ieftin de fabricat.
O analiză a factorilor care influențează alegerea diametrului alezajului arată că intervalul de valori optime pentru raportul dintre alezaj și diametrele exterioare variază în intervalul d/d 2 =0,5…0,8.
Dacă vorbim despre alegerea etanșeității conexiunii, atunci aici puteți întâlni neînțelegeri. În practică, etanșeitatea optimă se ia de obicei egală cu 0,8-1% din diametrul alezajului: = (0,008 0,01)d. Unii autori sfătuiesc să o crească la 1,3%, iar unii, dimpotrivă, să o reducă la 0,5%.
Pentru calcule, alegem trei valori diferite ale interferenței: 1 = 0,8 mm; 2 \u003d 1,15 mm; 3 \u003d 1,3 mm.
De asemenea, pentru a compara si selecta criteriile optime de conectare, vom face calcule pentru diferiti coeficienti de frecare si grosimi de bandaj.
După cum sa menționat mai sus, valoarea coeficientului de frecare poate fi modificată prin aplicarea unui fel de acoperire pe suprafețele de împerechere.
Cea mai mare grosime a bandajului (d aterizare =1150 mm) este determinată de trecerea acestuia prin gâtul rolei de rulare în timpul asamblării.
Nu se ia în considerare d aterizare> 1300 mm, deoarece atunci când se atinge diametrul exterior minim (d 2 \u003d 1480 mm), bandajul va deveni prea subțire.
Să calculăm câțiva parametri ai capacității portante a conexiunii în condiții date.
unde K este presiunea pe suprafața de aterizare, MPa;
F= dl - suprafata de aterizare, mm 2; (d și l sunt diametrul și lungimea scaunului, respectiv, mm)
f este coeficientul de frecare dintre suprafețele de împerechere.
Presiunea K pe suprafețele de ședere depinde de interferența și grosimea peretelui părților tată și mamă.
Conform formulei Lame:
unde d este interferența diametrală relativă;
- coeficient.
unde E 1 \u003d E 2 \u003d 2,1x10 5 N / mm 2 - modulele elastice ale axei și bandajului;
1 \u003d 2 \u003d 0,3 - Rapoartele lui Poisson pentru oțel pentru osii și anvelope
C 1, C 2 - coeficienți care caracterizează subțirea peretelui;
unde d 1 și d 2 sunt diametrul interior al axei și, respectiv, diametrul exterior al anvelopei.
În acest caz, nu există nicio gaură în axă - d 1 \u003d 0, iar pentru diametrul d 2 luăm diametrul mediu al rolei:
Apoi C 1 \u003d 1 (d 1 \u003d 0).
Cel mai mare cuplu transmis de conexiune:
Tensiunea de compresie în axă este maximă pe suprafața interioară:
Pe suprafața interioară a bandajului, tensiunile maxime de întindere sunt:
Rezultatele calculului sunt rezumate în tabelul 1.
Concluzii: După cum se poate observa, presiunea K, și, în consecință, capacitatea portantă a îmbinării este proporțională cu etanșeitatea și invers proporțională cu coeficienții C 1 și C 2, care caracterizează subțirea peretelui.
Diferența de diametre a scaunului este de doar 150 mm, dar cu aceeași interferență, diferența de presiune de contact este aproape de două ori mai mare pentru un diametru mai mic.
De remarcat faptul că efortul de compresiune în ax este mai mic și în cazul unui bandaj mai subțire, dar tensiunile de tracțiune din bandaj rămân practic neschimbate odată cu modificarea grosimii acestuia.
Tabel 1 - Caracteristicile rolelor de laminare 5.6 standuri ale morii 2000 și capacitatea lor portantă pentru diferite valori ale diametrelor, interferențelor, coeficienților de frecare în îmbinare
|
d2=1600 (1480) dav=1540 |
|||||||||||||||||
|
d=1150 (C2=3,52) |
d=1300 (C2=5,96) |
||||||||||||||||
|
creștere=146,1 |
creștere=210,1 |
creștere=237,5 |
creștere=129,2 |
creștere=185,8 |
|||||||||||||
Figura 4 - rolă compozită
Odată cu creșterea coeficienților de frecare crește semnificativ și capacitatea portantă a îmbinării, atât în cazul d=1150 mm, cât și cu d=1300 mm, dar în cazul d=1150 mm este mai maximă.
Este important ca, pentru toate condițiile, conexiunea să asigure transmisia cuplului cu o marjă bună de siguranță.
M etc kr
Mai mult, marja de siguranță crește pe măsură ce presiunea de contact în articulație crește, cauzată de interferență.
În general, se poate spune că în ambele cazuri se asigură o bună capacitate portantă a îmbinării și solicitări destul de mici în detaliile rolei, dar este mai de preferat un bandaj cu diametrul interior de d = 1150 mm, datorită creșterii semnificative. în aceeași capacitate portantă.
2.2 Calculul tensiunilor într-o rolă de rezervă învelită
Tensiunile din rola de rezervă compozită a morii 2500 sunt determinate pentru aceleași date tehnice de bază prezentate la punctul 2.1. Este necesar să se determine tensiunile de contact pe suprafața de așezare a carcasei și a osiei.
Regiunea învelișului va fi notată cu S2, iar regiunea arborelui cu S. Raza suprafeței de împerechere după asamblare va fi notată cu R, iar raza exterioară a învelișului cu R2.
Pe conturul exterior al bandajului C 2 aplicată forță P, egală ca mărime cu presiunea metalului asupra rolelor P 0 . Luând P=P 0 , avem un sistem de forțe în echilibru. Suprafața de ședere formează conturul C.
Schema de proiectare este prezentată în Figura 5.
Figura 5 - Schema de calcul pentru determinarea tensiunilor de contact în rolă
La rezolvarea problemei, este convenabil să se determine tensiunile în coordonate polare. Sarcina noastră este să stabilim:
r - tensiuni radiale
- tensiuni tangenţiale (circumferenţiale).
r - tensiuni de forfecare.
Calculele componentelor tensiunii sunt de obicei foarte greoaie în termeni generali și în calcule. Folosind metoda N.I. Muskhelishvili în raport cu sarcina și efectuând soluția în mod similar cu cea dată în lucrare, tensiunile pe suprafața de așezare a bandajului sunt determinate sub formă de formule convenabile pentru implementarea numerică. Expresiile finale arată astfel:
unde P=P 0 este sarcina specifică pe unitatea de lungime a bandajului de la forța externă;
R este raza suprafeței de contact;
h și g sunt serii însumate într-o formă închisă, reflectând particularitatea soluției în zonele punctelor de aplicare a forțelor concentrate P și permițând îmbunătățirea convergenței seriei;
- coordonata unghiulara a punctelor de contur C;
constanta Muskhelishvili;
=0,3 - raportul lui Poisson;
este unghiul numărat de la axa x până la punctul de aplicare a forței P;
n=R 2 /R - coeficient care caracterizează grosimea bandajului.
Ultimii termeni din formulele (9) și (10) sunt componentele tensiunii care depind de preîncărcare. Apoi tensiunile radiale și tangențiale din rola compozită sunt determinate din două componente, din tensiunile cauzate de interferență și sarcina normală:
r = rp + r (12)
= p + (13)
Tensiunile normale de interferență sunt determinate de formula:
unde K este presiunea de contact de la interferență (a se vedea tabelul 1), MPa;
n=R2/R este grosimea relativă a bandajului.
Calculul tensiunilor se face după următoarea formulă:
unde - jumătate din interferență;
E este modulul de elasticitate de primul fel.
Tensiunile tangenţiale pe suprafeţe de la interferenţă, după cum se ştie, sunt absente.
Atunci tensiunile rp , p și r pot fi reprezentate ca:
Valorile lui rp , p și r pentru diferite valori ale lui n au fost calculate pe computer, dintre care unele sunt date în tabelul 2.
Valorile tensiunii sunt prezentate ca coeficienți adimensionali С р, С , С , care ar trebui înmulțiți cu valoarea P/(R 2 x10 3), unde Р este sarcina externă pe unitatea de lungime a bandajului, N/mm ; R 2 este raza exterioară a bandajului.
Pentru a determina componentele tensiunii, este necesar doar să se cunoască n (grosimea relativă a învelișului) și (coordonata unghiulară polară a punctului în care sunt determinate tensiunile).
În conformitate cu figura 5, în condițiile date de egalitate cu zero a vectorului principal și a momentului principal al forței P, diagramele de tensiuni de pe contact sunt simetrice față de axa y, adică este suficient să se determine tensiunile în 2 din 4 sferturi, de exemplu, în I și IV (de la 3 / 2 până la /2 rad).
Natura distribuției tensiunii de-a lungul axei de contact - bandaj este prezentată în figurile 6, 7, 8.
Tabelul 2 - Componente de tensiuni si tensiuni radiale, tangențiale, tangențiale pe suprafața de așezare a bandajului de la impactul forței P = 1200 kg/mm standuri 5,6 mil 2500
| | |||||||||||
|
N=1,34 (d=1150 mm) |
n=1,19 (d=1300 mm) |
||||||||||
Figura 6
Figura 7
Figura 8
Analiza datelor obținute a făcut posibilă relevarea următoarelor regularități: cele mai mici valori rp le ia de-a lungul liniei de acțiune a forței concentrate Р împreună cu aplicarea ei directă =270 . La unele valori de unghi 295 pentru n=1,34 și 188 pentru n=1,19, valorile lui rp își schimbă semnul. Tensiunile de compresiune se transformă în tensiuni de tracțiune, având tendința de a rupe soliditatea îmbinării. În consecință, diagramele rp pot avea o anumită interpretare fizică: punctele de contact, la care semnul tensiunilor se schimbă, determină zonele zonei de deschidere a articulației în absența presiunii de contact din interferență din cauza deformării elastice a bandajului. .
Cu cât bandajul este mai subțire, cu atât este mai mare creșterea maximă a rp la =270 și cu atât gradientul de stres în regiunea =260 280 este mai mare.
Tensiunile de tracțiune sunt cu atât mai mari, cu atât bandajul este mai gros, dar gradientul lor este nesemnificativ, adică cu cât bandajul este mai subțire, cu atât forța de compresie pe ax este mai mare.
Pe diagramele tensiunilor tangențiale din zona de acțiune a forței P se vede că р sunt la tracțiune, iar valoarea lor maximă este practic independentă de grosimea bandajului. Gradientul de stres crește odată cu scăderea grosimii bandajului, în timp ce lățimea zonei scade. Pe cea mai mare parte a suprafeței de contact a osiei și a carcasei, tensiunile sunt compresive cu un gradient mai mic pentru n=1,34.
Diagramele tensiunilor de forfecare r din Figura 9 își schimbă semnul în punctele de la 215 și pe majoritatea suprafețelor de contact sunt de tracțiune, dar mici pentru ambele cazuri și, prin urmare, nu prea semnificative.
Tabelul 3 prezintă valorile lui r și pentru diferite valori ale lui și n.
Tabel 3 - Valoarea presiunii de contact și a tensiunii tangenţiale din interferenţă.
Conform tabelelor 2 și 3, construim diagrame pentru rp r și r rezultat în conformitate cu figura 9. Tensiunile tangenţiale de interferenţă sunt diferite ca semn pentru tensiunile de contact ale osiei și managului, prin urmare, luând în considerare diagramele totale pe aceste suprafețe trebuie efectuate separat (Figura 10, 11).
Analiza tensiunilor la contactul dintre ax și carcasa rolei compozite arată că pentru orice model de sarcină, diagrama presiunii totale de contact diferă semnificativ de diagrama presiunii cauzate de interferență. Presiunile de contact sunt distribuite uniform în jurul circumferinței și au un gradient mare în zonele de perturbare din cauza forțelor de presiune a metalului asupra rolului. În acest caz, presiunile de contact de la interferență reprezintă doar o parte din presiunea totală de contact (în conformitate cu Figura 9) pe o parte semnificativă a contactului. Pe o parte a suprafeței de contact, presiunea totală este ceva mai mică decât presiunea cauzată de interferență.
Mpr [Mcr] = R f R (19)
unde Mpr este momentul rulării;
Figura 9
Figura 10 - Diagramele p, , pe suprafața de contact a axei rolei suport a morii 2500 la Р=1200kg/mm; n=1,19; n=1,34 și =0,8; 1,15; 1.3
Figura 11 – Grafice p, , pe suprafața de contact a bandajului rulou de rezervă al morii 2500 la Р=1200kg/mm; n=1,19; n=1,34 și =0,8; 1,15; 1.3
o mare parte a contactului. Pe o parte a suprafeței de contact, presiunea totală este ceva mai mică decât presiunea cauzată de interferență.
Calculul ruliului pentru posibilitatea de întoarcere a anvelopei pe axă din acțiunea cuplului se face după formula:
Mpr [Mcr] = R f R (19)
unde Mpr este momentul rulării;
[Mkr] - cuplu, care este capabil să transfere conexiunea cu o potrivire de interferență;
Р – presiunea de contact în articulație;
f este coeficientul de frecare statică pe suprafețele de așezare ale îmbinării;
R este raza suprafeței de aterizare.
Cuplul admisibil este direct proporțional cu presiunea de contact, prin urmare, atunci când se calculează rola compusă pentru posibilitatea de întoarcere a bandajului, este necesar să se țină cont de caracteristicile distribuției și de mărimea presiunii de contact în role.
Presiunea totală de contact în rola compusă este determinată de formula:
P= r = rp + r
Prin integrarea r într-un cerc, se poate determina cuplul limitator pe care ruloul compozit este capabil să îl transmită, ținând cont de acțiunea forțelor externe P:
Calculele efectuate folosind această formulă au arătat că creșterea cuplului limitator pe care ruloul compozit este capabil să-l transmită fără a întoarce bandajul, ținând cont de influența forțelor externe P, este de aproximativ 20-25%.
Cuplul transmis este proporțional cu coeficientul de frecare f. Deformarea rolei sub sarcină depinde și de valoarea coeficientului de frecare. Evident, pentru a preveni deformarea și microdeplasările la punctele de contact, este posibilă creșterea coeficientului de frecare și crearea presiunii specifice necesare asupra contactului. Modificarea presiunii de contact poate fi realizată prin modificarea cantității de interferență și modificarea grosimii bandajului. După cum se poate observa din figurile 6, 7, 8, o scădere a grosimii bandajului duce la o creștere a gradienților de stres în locurile în care este aplicată sarcina. Și creșterea etanșeității, la rândul său, duce la o creștere a tensiunilor în sine, care deja la o valoare de \u003d 1,15 pentru d 2 \u003d 1150 mm și \u003d 1,3 pentru d 2 \u003d 1300 mm depășesc cele permise. pentru oțel 150HNM, egal cu 200 MPa (Tabelul 1), din care se propune realizarea unui bandaj.
Prin urmare, devine evident creșterea coeficientului de frecare pe suprafețele de ședere. Alegerea optimă a valorilor de preîncărcare și coeficient de frecare va permite evitarea uzurii suprafeței, ceea ce va contribui la utilizarea repetată a osiei.
2.3 Calculul pentru multiplicitatea de utilizare a axei rolei de rezervă compozite
Axele rolelor de rezervă învăluite sunt realizate din role dezafectate, deja folosite. Prin urmare, calculul multiplicității de utilizare a osiei se bazează pe rezistența la oboseală a materialului său - oțel 9HF.
Calculele , , au luat în considerare numărul de cicluri de încărcare, caracteristicile de oboseală ale materialului osiilor, precum și valorile a 3 tipuri de tensiuni:
1 - compresiv, cauzat de potrivirea bandajului pe ax cu o potrivire de interferenta;
2 - încovoiere, cauzată de presiunea metalului asupra rolelor;
3 - tangente cauzate de torsiune.
Calculul a fost făcut pentru cele mai periculoase secțiuni 1-1 și 2-2 (Figura 12) cu diferite valori ale interferenței de potrivire.
Rolul de rezervă 1600x2500 este transbordat în 5, 6 standuri la fiecare 150 de mii de tone de produse laminate. Când măcinați, îndepărtați de pe suprafață
Figura 12 - Reprezentarea schematică a secțiunilor pentru care a fost calculată pentru rezistența la oboseală axa de rulare.
- secțiune transversală a mijlocului cilindrului
2-2 - secțiune, la punctul de tranziție de la butoiul rolei la gât.
butoaiele sunt fabricate nu mai puțin de 3 mm în diametru. Îndepărtarea totală este de 120 mm ( max = 1600 mm, min = 1080 mm), adică brazda poate fi instalată de cel puțin 40 de ori, de exemplu, 20 în fiecare stand
Principalele caracteristici tehnologice ale 5, 6 standuri din grupa de finisare a laminoarei la cald 2500 a OJSC MMK sunt prezentate în Tabelul 4.
Tabelul 4 - Principalele caracteristici ale 5, 6 standuri
În calcule, luăm diametrul mediu de rulare al rolei de rezervă d cf =1540 mm.
Presiunea metalului pe role este constantă, prin urmare, tensiunile maxime de încovoiere îndoire max sunt egale cu îndoire min luate cu semnul opus. Tensiunile la compresiune rezistența la compresiune sunt de asemenea constante (Tabelul 1), în funcție de cantitatea de preîncărcare.
S-au făcut calcule pentru trei valori diferite de etanșeitate =0,8; 1,15; 1.3.
Astfel, încărcarea ciclică în toate standurile, combinând acțiunea sarcinilor constante și variabile, este asimetrică.
Numărul de cicluri de încărcare în fiecare stand este:
unde V i este viteza de rulare în fiecare stand, m/s;
d cf este diametrul mediu de rulare al cilindrului de rulare de rezervă, m;
t este timpul de funcționare al rolei în fiecare stand pentru instalație, h;
K este numărul de instalații.
Rezultatele calculului sunt rezumate în tabelul 5.
Tabelul 5 - Numărul de ore de funcționare și cicluri de încărcare în fiecare stand
Numărul total de cicluri de încărcare a rolei suport pentru o singură utilizare a osiei este: N= N i =5,14x10 6 .
2.4 Determinarea anduranței ciclice în secțiunea 1-1
Tensiuni maxime de încovoiere:
(23)
unde P = 3000 tf este presiunea metalului asupra rolelor;
a = 3,27 m - distanța dintre axele șuruburilor de presiune;
W izg \u003d d 2 axe / 32 - modulul secțiunii ost la îndoire;
Butoi L \u003d 2,5 m - lungimea butoiului rolei de rezervă.
Tensiunile maxime de compresiune com se găsesc prin formula (7). Prin urmare, avem:
G 
de - coeficientul de sensibilitate a metalului la asimetria ciclului;
0 \u003d (1,4 ... 1,6) -1 - limită de oboseală pentru un ciclu pulsatoriu.
Tensiunea maximă cauzată de torsiune maxi în fiecare stand depinde de cuplul maxim M kr i =217 tm:
Tensiuni echivalente, luând în considerare toate tipurile de solicitări care acționează asupra rolului compozit:
Rezultatele calculului sunt rezumate în Tabelul 6.
Tabelul 6 - Valori ale tensiunilor în rolă pentru diferite valori ale diametrelor alezajului și interferențe
Numărul corespunzător de cicluri pe care le poate rezista proba înainte de defecțiune este:
Material ax - oțel 9HF, cu următoarele caracteristici la oboseală:
-1 =317 MPa - limita de anduranță;
N 0 =10 6 - număr de bază de cicluri;
R \u003d tg \u003d (0,276 -1 -0,8) \u003d 7,95 kg / mm 2 - panta curbei de oboseală
Pentru a evalua marja de durabilitate și durata de viață a unei piese în calculele pentru durabilitate limitată, se utilizează criteriul n datorie suplimentară. - marja admisibila de siguranta:
unde n se adaugă \u003d 1,5 - marja de siguranță permisă.
Multiplicitatea utilizării axei cu utilizarea deplină a proprietăților de rezistență ale materialului:
Rezultatele calculului sunt rezumate în tabelul 7.
Tabelul 7 - Influența diametrului alezajului și a preîncărcării osiilor asupra multiplicității sale
Pe baza calculelor, se pot trage următoarele concluzii: odată cu creșterea interferenței, multiplicitatea utilizării axei ruloului de rezervă compozit scade din cauza creșterii tensiunilor constante de compresiune cauzate de o potrivire la cald a anvelopei pe axa cu o potrivire prin interferență. În cazul unui bandaj mai subțire (d=1,13 m), se observă o creștere a multiplicității de utilizare a osiei de peste 3 ori cu aceleași valori de preîncărcare, deoarece d=1,13 m se caracterizează prin tensiuni de compresie mai mici ale axă. Dacă ne întoarcem la diagramele de distribuție a tensiunii pentru diferite grosimi de bandaj (Figura 6, 7, 8, 9, 10, 11), atunci trebuie remarcată o imagine mai puțin favorabilă pentru un bandaj mai subțire. De asemenea, trebuie luat în considerare faptul că calculele au luat în considerare nu numai sarcinile maxime admise pe rolă, ci și valorile lor de vârf. Avand in vedere ca pentru otelul 150KhNM, din care se propune realizarea bandajului, tensiunile de tractiune in bandaj depasesc pe cele admise in cazurile de d=1,15 m la =1,15 mm si d=1,3m la =1,3 mm (Tabelul . 1), atunci opțiunea poate fi considerată optimă când d=1,15 m, =0,8. Multiplicitatea axei în acest caz este de 2,45 ori. Dar, ținând cont de faptul că sarcinile reale sunt ceva mai mici decât cele calculate și, de asemenea, că se propune aplicarea unui înveliș metalic pe suprafețele de împerechere, care să mărească capacitatea portantă a îmbinării fără a modifica semnificativ starea de tensiune a acestuia, multiplicitatea de utilizare a axei va crește în mod natural.
2.5 Determinarea anduranței ciclice în secțiunea 2-2
Axa rolei compozite de susținere din secțiunea 2-2 suferă solicitări de încovoiere și tangenţiale. Sub o astfel de încărcare, tensiunile se modifică într-un ciclu simetric:
Nu există pericol de fractură prin oboseală a axei în această secțiune.
2.6 Determinarea zonei de alunecare și deformare a unei role de rezervă compozite și solide
Se știe că, în timpul lucrului, ca urmare a sarcinilor aplicate, atât rolele de lucru, cât și cele de rezervă încep să se lase. Fenomenul de deformare poate provoca o deteriorare a calității benzii laminate, baterea rolelor, care, la rândul său, poate duce la o defecțiune rapidă a unităților de rulment și apariția coroziunii prin fretare.
Diferența de temperatură dintre anvelopă și axă în timpul rulării, în cazul unui rulou compus, poate duce la rotirea anvelopei față de axă, adică la apariția unei zone de alunecare.
Mai jos sunt calcule ale mărimii posibile a zonei de alunecare, ținând cont de sarcinile care acționează și determinând deformarea rolelor de rezervă compozite și solide pentru a compara valorile acestora.
2.7 Determinarea deformarii unei role de rezervă solide
Presiunea metalului asupra rolelor în timpul rulării este transmisă prin rolele de lucru la rolele suport. Natura distribuției presiunii de-a lungul cilindrului rolelor de rezervă depinde de lățimea rolei, rigiditatea și lungimea cilindrului rolelor de lucru și de rezervă, precum și de profilul acestora.
Dacă presupunem că presiunea metalului pe role este transferată de rola de lucru la rola de sprijin în mod uniform, atunci deformarea rolelor de susținere poate fi calculată ca îndoirea unei grinzi așezate liber pe două suporturi, ținând cont de acţiunea forţelor transversale.
Deformarea totală a rolei de rezervă:
f o.v. = f El. = f 1 + f 2 (32)
unde f 1 - săgeata de deviere din acțiunea momentelor încovoietoare;
f 2 - săgeata de deviere din acțiunea forțelor transversale.
La randul lui
unde P este presiunea metalului asupra rolului;
E este modulul de elasticitate al ruloului de metal;
G este modulul de forfecare al rolei de metal;
D 0 este diametrul rolei de rezervă;
d 0 este diametrul gâtului de rulare de rezervă;
L este lungimea cilindrului de rulare de rezervă;
a 1 este distanța dintre axele rolelor de rulment;
c este distanța de la marginea cilindrului până la axa rulmentului de susținere.
Tabelul 8 - Date pentru calcularea deformarii unei role de rezervă solide
|
Tabelul 8 a continuat |
||
Apoi deformarea totală a rolei de sprijin:
f\u003d 0,30622 + 0,16769 \u003d 0,47391 mm
2.8 Determinarea zonei de deformare și alunecare pentru o rolă de rezervă compozită
Datele principale pentru calcul sunt prezentate în tabelul 9.
Tabelul 9 - date pentru calcularea rigidității ruloului de rezervă compozit
|
Coeficient ținând cont de distribuția neuniformă a tensiunilor de forfecare |
||
|
Tabelul 9 a continuat |
||
Aria secțiunii transversale a carcasei și a osiei:
Momente de inerție ale anvelopei și ale osiei:
factor constant:
Presiunea de contact PH \u003d 32,32x10 6 N / m 2 (a se vedea tabelul. 1).
Momentul încovoietor pe unitatea de lungime datorită forțelor de frecare:
m = 4 P H R 2 = 12822960 Nm (39)
Calculul lungimii secțiunii de alunecare a bandajului în raport cu axa în timpul îndoirii:
Să determinăm deformarea cilindrului de rezervă compozit folosind metoda dată în lucrare , . Schema de proiectare este prezentată în Figura 13.
Figura 13 - Schema forțelor care acționează în secțiunea axială a rolului învelit
R 
sarcina distribuita:
Momentul încovoietor care acționează asupra rolului în secțiune:
Forța de forfecare care acționează asupra rolului în secțiune transversală:
Q 0 = q 0 (l 0 - l) = 10,23 X10 6 H (45)
Determinarea deformarii la [x=0]:
Unghiul de rotație la [x=0]:
Intensitatea forței de interacțiune dintre axă și anvelopă:
Determinarea deformărilor pentru anvelopă și axă în zona de alunecare:
Unghiuri de rotație a anvelopei și a osiilor:
Moment de încovoiere pe carcasă și axă:
Forța de forfecare care acționează asupra bandajului și axului:
Deplasarea bandajului față de axa de pe marginea cilindrului:
(60)
Deformarea gâtului de rulare:
(62)
Deformarea completă a rolei învăluite:
y= y X + y w = 0,000622 m = 0,622 mm(65)
După cum se poate observa din rezultatele calculului, deviațiile rolelor compozite și continue sub sarcină sunt aproape aceleași. Deformarea rolei compozite este puțin mai mare decât deformarea rolei integrale (y solid = 0,474 mm, y comp = 0,622 mm). Aceasta indică faptul că rigiditatea rolei compozite este mai mică, drept urmare banda poate aluneca în raport cu axa. Calculele, la rândul lor, au arătat că zona de alunecare este mică și este de numai 0,045 m. Zona de alunecare și rigiditatea rolei în ansamblu sunt afectate de tensiunile de tracțiune circumferențiale din manșonul t (în conformitate cu Figura 13).
Experimentele efectuate pentru a studia rigiditatea rolelor compozite au făcut posibil să se constate că cele mai mari tensiuni de tracțiune t sunt situate pe conturul interior al bandajului în zona de contact a acestuia cu arborele; aceasta indică o creștere a presiunilor de contact de la potrivire atunci când rola este îndoită. S-a stabilit că o scădere a etanşeităţii relative reduce solicitarea t . Prin urmare, prin reducerea preîncărcării îmbinării de presare, este posibilă eliminarea distrugerii benzii, cu toate acestea, aceasta duce la o pierdere a rigidității arborelui, slăbește îmbinarea presei, extinde zona de alunecare a benzii și promovează coroziunea prin frecare a suprafeței de ședere. Deoarece pentru calcule a fost aleasă valoarea minimă de preîncărcare ( = 0,8 mm), pentru a îmbunătăți aderența arborelui la bandaj, este necesară creșterea coeficientului de frecare pe suprafața de așezare, de exemplu, prin aplicarea unui metal. strat.
2.9 Elaborarea de măsuri pentru prevenirea fretting-coroziunii pe suprafețele sedimentare și creșterea suprafeței ruloului
Fretting - coroziune - deteriorarea unei suprafețe metalice ca urmare a frecării de contact, în care particulele separate și straturile de suprafață interacționează cu componentele mediului (cel mai adesea cu oxigenul).
Se știe că la cele mai nesemnificative încărcări pe suprafețele de contact pot apărea daune vizibile ale straturilor de suprafață din cauza frecării. Acest lucru se aplică pe deplin rolelor compozite asamblate printr-o potrivire prin interferență, în care presiunile de contact ating valori semnificative și există zone de alunecare adiacente capetele bandajului. În locurile de conjugare, cu deplasări alternante ale suprafețelor de așezare ale osiei și ale anvelopei, se formează urme de uzură, numărul cărora crește aproape proporțional cu solicitarea de preîncărcare. Ulterior, ele se transformă în concentratoare de stres, ceea ce provoacă defecțiunea accelerată prin oboseală a axei situate la o anumită distanță de capătul anvelopei de-a lungul suprafeței de ședere. De regulă, în modelele de role în care coroziunea prin frecare este pronunțată, defecțiunea are loc aici și nu de-a lungul gâtului. Pentru a reduce influența acestui proces asupra capetelor osiei, se realizează teșituri distructive pentru a crește fiabilitatea osiei prin îndepărtarea concentratoarelor de tensiuni, care devin egale cu zero la marginea de împerechere (Figura 14).
Imaginea 14 - Teșituri pe marginea axei rolei învăluite
Cu toate acestea, fără tipuri speciale de tratamente a suprafeței scaunelor, nu este posibil să se evite ruperea osiilor din acest motiv. În acest caz, acoperirile galvanice moi sunt cele mai eficiente. Utilizarea lor crește semnificativ aria de contact reală a interfeței. În același timp, în contactul pieselor de împerechere apar legături puternice (sechestrarea metalelor), datorită cărora suprafețele metalice ale pieselor de împerechere sunt protejate de zgârieturi și deteriorări mecanice. În același timp, probabilitatea formării deformarii reziduale este redusă drastic, iar condițiile prealabile pentru utilizarea repetată a osiei cu anvelope înlocuibile sunt crescute.
2.10 Studiul influenței învelișurilor de acoperiri de împerechere asupra capacității portante a axului de legătură - bandaj. Alegerea materialului și a tehnologiei de acoperire.
Capacitatea portantă a unei conexiuni de interferență este direct proporțională cu coeficientul de frecare pe suprafața de ședere, care este inclus în principalele formule de calcul pentru determinarea celor mai mari cupluri și forțe axiale. Coeficientul de frecare depinde de mulți factori: presiunea pe suprafețele de contact, dimensiunea și profilul microrugozităților, materialul și starea suprafețelor de împerechere și metoda de asamblare. Trebuie remarcat faptul că pentru diametre mari (d = 500 - 1000 mm) ale suprafețelor de ședere și, în consecință, interferențe (până la 0,001 d), care sunt tipice pentru proiectarea rolelor compozite, nu există date experimentale privind mărimea a coeficienților de frecare. De obicei, la calcularea rolelor compozite, a căror asamblare se realizează prin încălzirea bandajului la 300-400 C, se presupune că coeficientul de frecare este f=0,14. O astfel de precauție și alegerea unui coeficient de frecare foarte scăzut sunt pe deplin justificate. Faptul este că la valori mari de preîncărcare (până la 1 - 1,3 mm), influența rugozității inițiale a suprafeței și a filmelor de oxid formate pe aceasta în timpul încălzirii bandajului, care cresc coeficientul de frecare, poate fi foarte nesemnificativă. .
Într-o serie de lucrări, se indică faptul că capacitatea portantă a îmbinărilor cu o potrivire prin interferență poate fi crescută semnificativ prin aplicarea de acoperiri galvanice pe una dintre suprafețele de ședere. Grosimea acoperirilor este de obicei de 0,01 - 0,02 mm. În medie, utilizarea acoperirilor crește coeficienții de frecare de o jumătate și jumătate până la patru ori pentru toate metodele de asamblare.
O creștere a rezistenței îmbinărilor cu acoperiri galvanizate se explică prin apariția legăturilor metalice în zona de contact și o creștere a zonei de contact efective. S-a dezvăluit că acoperirile galvanice moi, chiar și în regiunea de joasă presiune, sunt supuse deformării plastice și vor umple cavitățile microprofilului părții tată fără a provoca deformarea plastică a acesteia. O creștere a rezistenței îmbinărilor este cauzată de faptul că, în momentul inițial al deplasării pieselor, un număr mare de microvolume ale acoperirii sunt tăiate simultan de neregularitățile părții acoperite. Acoperirile moi (anodice) (zinc, cadmiu etc.) au efectul cel mai favorabil asupra capacității portante a îmbinărilor cilindrice cu o fixare prin interferență. Ele contribuie nu numai la creșterea rezistenței articulațiilor, ci și la rezistența la oboseala arborilor. Aplicarea stratului de zinc mărește limita de rezistență a arborilor în cazul îndoirii circulare cu 20%.
Când se aplică acoperiri, tensiunea în îmbinare crește. De obicei, creșterea de preîncărcare este luată egală cu dublul grosimii stratului de acoperire, indiferent de tipul acestuia. Trebuie remarcat faptul că, pentru interferențe mari și diametre mari de îmbinare, efectul grosimii acoperirii nu este atât de semnificativ.
O analiză a rezultatelor lucrărilor care iau în considerare efectul acoperirilor asupra capacității portante a îmbinărilor cu o potrivire prin interferență oferă motive de a crede că o acoperire din metale suficient de ductile este cea mai potrivită pentru rolele compuse. Aplicarea unor astfel de acoperiri pe suprafața de așezare a osiei face posibilă creșterea coeficientului de frecare de cel puțin 2 ori. Atunci când alegem o metodă și tehnologii de acoperire, ne vom ghida după următoarele considerații.
Există o varietate de metode de aplicare a acoperirilor metalice pentru a preveni coroziunea, temperatura ridicată, reducerea uzurii etc. Aproape toate metodele de acoperire (la cald, electrolitic, pulverizare, depunere chimică etc.) necesită pregătirea suprafeței, de obicei incluzând degresarea, gravarea, chimicale. și lustruire electrochimică. Aceste operațiuni sunt dăunătoare personalului de exploatare și, în ciuda epurării temeinice a apelor uzate, poluează mediul.
Utilizarea acestor metode pentru a acoperi osia unui rulou compus de aproximativ 5 metri lungime prezintă dificultăți tehnice semnificative. De remarcat că în lucrările, care furnizează date despre efectul acoperirilor asupra coeficientului de frecare, acoperirile au fost aplicate prin metoda electrolitică sau la cald pe eșantioane mici sau modele de role de rulare. Utilizarea unor astfel de metode pentru rulouri mari va necesita crearea unor departamente sau ateliere speciale. Metodele de acoperire prin frecare par adecvate. Una dintre cele mai simple și mai eficiente este metoda de acoperire cu o perie metalică rotativă (VMS, placare cu frecare). În același timp, deformarea plastică a suprafeței (SPD) are loc simultan cu acoperirea, ceea ce va contribui la creșterea rezistenței la oboseală a axei de ruliu.
Schema uneia dintre opțiunile de acoperire cu o perie metalică rotativă este prezentată în Figura 14.
Materialul de acoperire (MP) este presat pe grămada VMShch și încălzit în zona de contact cu acesta la o temperatură ridicată cu acesta. Particulele de metal de acoperire prind cu capetele vilozităților și sunt transferate pe suprafața tratată. Suprafața piesei de prelucrat este întărită datorită deformării plastice intense de către elemente elastice flexibile. Simultan, are loc o deformare plastică a particulelor de metal de acoperire situate la capetele vilozităților și fixarea acestora cu suprafața produsului. Îndepărtarea peliculelor de oxid, expunerea suprafețelor curate cu deformarea plastică îmbinată a straturilor de suprafață și a particulelor de material de acoperire asigură o aderență puternică a acestora la bază.
Figura 14 - Schema de acoperire prin placare cu frecare (FP)
piesa de prelucrat din material de acoperire (MP)
unealta cu elemente elastice flexibile (VMShch)
piesa de prelucrat (axa rolului compozit)
Acoperirea care este aplicată pe suprafața de așezare a axei de rulare ar trebui să aibă următoarele proprietăți: să crească semnificativ coeficientul de frecare, să fie suficient de plastic și să umple cavitățile microprofilului și să aibă o conductivitate termică bună. Aluminiul poate îndeplini aceste cerințe. Este bine aplicat pe suprafața de oțel folosind VMShch și formează o acoperire cu o grosime suficientă. Cu toate acestea, răspunsul la întrebarea principală - despre valoarea coeficientului de frecare într-o legătură cu o potrivire prin interferență, una dintre suprafețele de împerechere a cărei acoperire este acoperită cu aluminiu, nu este disponibil în literatura tehnică. De asemenea, nu sunt cunoscute interfețele cilindrice din materiale oțel-aluminiu, asamblate printr-o potrivire prin interferență, deoarece aluminiul pur nu este utilizat ca material structural din cauza caracteristicilor de rezistență scăzută. Cu toate acestea, există date despre coeficienții de frecare în timpul deformării plastice a metalelor (Tabelul 10).
Tabel 10 - Coeficienți de frecare uscată a diferitelor metale pe oțel de calitate EH-12 cu duritate HB-650
După cum rezultă din Tabelul 10, aluminiul sub deformare plastică are un coeficient maxim de frecare în contact cu restul suprafeței. În plus, aluminiul are o conductivitate termică foarte mare. Acești factori au fost motivul pentru alegerea aluminiului ca material de acoperire pentru suprafața tată a axei rolei.
2.11 Alegerea materialului pentru axe și benzi de rulare și metode de tratare termică a acestora
Atunci când alegeți materialul rolelor compozite, trebuie să țineți cont de condițiile termomecanice ale serviciului lor. Rolele sunt supuse la sarcini statice și de șoc semnificative, precum și la efecte termice. În condiții atât de dure de funcționare, este foarte dificil să găsești un material care să ofere atât rezistență ridicată, cât și rezistență la uzură.
Diferite cerințe sunt impuse cilindrului rolei și miezului acestuia. Miezul trebuie să aibă suficientă tenacitate și rezistență, să reziste bine la acțiunea de îndoire, cuplu și șoc. Suprafața cilindrului trebuie să aibă suficientă duritate, rezistență la uzură, rezistență la căldură.
Axa de rulare este realizată din oțel 9HF, bandajul de rulou este de 150KhNM, pe baza experienței de utilizare a acestui oțel la fabricarea bandajelor de rulou compuse la OAO MMK. Se propune utilizarea unui oțel mai aliat - 35Kh5NMF, care are o rezistență mai mare la uzură în comparație cu 150KhNM, ca material pentru bandaj. Datele privind rezistența la uzură a materialelor rulou în condiții de laminare la cald sunt prezentate în Tabelul 11.
Tabel 11 - Proprietăți mecanice și rezistență la uzură a materialelor role.
|
Calitatea oțelului |
Compoziția chimică aproximativă |
Proprietăți mecanice |
Rezistență relativă la uzură |
||
Din tabel rezultă că oțelurile 60KhN 9KhN, care sunt utilizate în principal pentru rolele verticale și orizontale ale grupului de degroșare, au cea mai scăzută rezistență relativă la uzură, ceea ce este confirmat de experiența lor de exploatare. Dar aceste oțeluri sunt destul de potrivite pentru fabricarea axelor de rulouri compuse. Pentru fabricarea bandajelor turnate, pare oportună utilizarea oțelurilor 150KhNM 35Kh5NMF.
35X5NMF are un cost mai mare în comparație cu 150XHNM, dar, având o rezistență semnificativă și rezistență la uzură, se justifică în timpul funcționării, deoarece, oferind rezistență sporită la uzură și ciobire, păstrează o structură de suprafață bună a cilindrului pentru o perioadă mai lungă de timp.
Pentru a conferi anvelopelor și osiilor proprietățile de performanță necesare, acestea sunt mai întâi tratate termic separat. Apoi bandajul, încălzit la o anumită temperatură, oferind o punere suficient de liberă pe axul profilat, formează o fixare prin presare (în timpul răcirii, axa este acoperită).
Aceste operațiuni tehnologice duc la formarea unor tensiuni reziduale semnificative în bandaj în urma tratamentului termic. Există cazuri când, din cauza nivelului ridicat al acestor tensiuni, bandajele au fost distruse chiar înainte de începerea funcționării: în timpul depozitării sau transportului.
În funcție de condițiile de funcționare, osiile nu au cerințe ridicate de duritate (230 280HB), în timp ce cerințele pentru anvelope sunt mai stricte (55 88HSD). In acest sens, pentru osii se foloseste un tratament termic mai moale fata de anvelope, care nu duce la aparitia unor solicitari reziduale semnificative. În plus, tensiunile de tracțiune de la potrivire, care sunt periculoase din punct de vedere al rezistenței fragile, apar numai în carcasă, în urma căreia se poate produce o fractură de-a lungul corpului rolei.
După cum arată experiența tratamentului termic al acestor oțeluri în fabricarea bandajelor, cel mai eficient tratament este tripla normalizare de la temperaturi de 1050 C, 850 C și 900 C, urmată de revenire, care asigură cea mai favorabilă combinație de plastic. și caracteristicile de rezistență.
Tripla normalizare păstrează structura ancestrală turnată și promovează distribuția proprietăților care oferă rezistență sporită la uzură și ciobire.
Axa de rulare este realizată dintr-o rolă uzată. După reașarea la dimensiunile necesare, pe suprafața de așezare a osiei se aplică un strat de aluminiu prin metoda frecării, cu o grosime de aproximativ 20-25 microni. Prelucrarea finală a suprafeței de așezare înainte de acoperire este șlefuirea curată.
Asamblarea termică crește semnificativ (în medie de 1,2-1,5 ori) capacitatea portantă a îmbinărilor cu o potrivire prin interferență. Acest lucru se explică prin faptul că la asamblarea sub presă, microrugozitățile sunt zdrobite, în timp ce în timpul asamblării termice, se închid unele în altele, ceea ce crește coeficientul de frecare și rezistența de aderență. În acest caz, particulele de acoperire pătrund atât pe suprafața axei, cât și pe manta, are loc difuzia reciprocă a atomilor acoperirii și a metalului de bază, ceea ce face legătura aproape monolitică.
Prin urmare, în legătură, este posibil să se reducă preîncărcarea necesară pentru a transmite un anumit cuplu, cu o scădere corespunzătoare a tensiunilor în osie și anvelopă.
Cu o încălzire suficient de mare a bandajului, este posibil să se obțină interferență zero sau să se asigure un spațiu la asamblarea îmbinării. Temperatura recomandată de încălzire a bandajului înainte de asamblarea rolei este de 380 C-400 C.
Sunt posibile următoarele moduri de înlocuire a anvelopelor uzate:
Mecanic - două fante sunt realizate de-a lungul generatricei bandajului pentru întreaga sa grosime pe o mașină de rindeau sau de frezat, drept urmare bandajul este împărțit în două jumătăți, care sunt ușor demontate. Fantele sunt diametral opuse una față de alta.
Încălzirea mantalei din inductor la curenți de frecvență industrială (TFC) - mantaua este încălzită până la 400 С-450 С. Această temperatură este atinsă în trei sau patru tranziții ale inductorului în 15-20 de minute. Când bandajul este încălzit peste secțiune la temperatura specificată, acesta cade de pe suprafața de ședere.
Demontarea bandajului folosind o explozie - această tehnologie a fost folosită la MMK încă din anii 50 ai secolului trecut. În 1953, laminarea la cald 1450 a fost complet transformată în role de rezervă compozite. Anvelopele uzate sunt îndepărtate de pe axă printr-o explozie de mici încărcături plasate în găuri. O astfel de tehnologie este posibilă în condițiile din Magnitogorsk.
Justificarea economică a proiectului
OJSC MMK este cea mai mare fabrică metalurgică din țara noastră. Sarcina sa principală este să răspundă pe deplin nevoilor pieței în produse de înaltă calitate. Shop LPTs-4 face parte din MMK, care este o societate pe acțiuni. Dezvoltarea fabricii nu stă pe loc: metodele de prelucrare a metalelor sunt îmbunătățite, idei noi sunt introduse în viață și sunt achiziționate echipamente moderne.
Modernizarea morii 2500 LPT-4 a OJSC MMK se realizează prin înlocuirea rolelor solide cu unele învelite. Costul unei role învăluite este de 1,8 milioane de ruble, în timp ce consumul anual de rulouri este de 10 buc. Costul rulourilor învăluite este de 60% din costul celor solide, în timp ce datorită utilizării unui material mai rezistent la uzură pentru bandaj, consumul anual de rulouri va scădea de 1,6 ori și se va ridica la 6 buc. in an.
4.1 Calculul programului de producție
Întocmirea unui program de producție începe cu calcularea soldului timpului de funcționare a echipamentului în perioada planificată 28.
Timpul efectiv de funcționare al echipamentului este calculat prin formula:
T f =T nom *SF Cu *(1-T etc. /100%) (66)
unde С=2 este numărul de schimburi de echipamente,
T c \u003d 12 - durata unei schimburi,
T t.pr - procentul timpului de oprire curent în raport cu timpul nominal (8,10%),
T nom - timpul nominal de funcționare al echipamentului, calculat prin formula:
T nom =T fecale -T rp -T p.pr -T V (67)
unde T cal = 365 zile. – fondul calendaristic al timpului de funcționare a echipamentului,
T rp = 18,8 zile. - pauze de rutină;
T p.pr \u003d 12 - numărul de zile în care echipamentul este la reparații preventive programate,
T in - numărul total de vacanțe și zile libere într-un an.
T în \u003d 0, deoarece programul de lucru este continuu.
Producția anuală se calculează astfel:
Q an =P mier *T f (68)
Unde P cf = 136,06 t/h este productivitatea medie orară.
Timpul efectiv de funcționare a echipamentului și producția anuală:
T nom \u003d 365-18.8-12-0 \u003d 334.2 (zile)
T t.pr \u003d 0,081 * 334,2 \u003d 27,7 (zile) sau 650 (h)
T f \u003d 334,2 * 2 * 12 * (1-8,1 / 100) \u003d 7371 (h)
An Q \u003d 136,06 * 5033 \u003d 1002870 t
Datele calculate sunt prezentate în Tabelul 12.
Tabel 12 - Bilanțul timpului de funcționare a echipamentului
4.2 Calcularea costului de capital estimat
Costul modernizarii morii 2500 este calculat prin formula:
LA h =C despre +M+D±O-L(69)
unde M este costul instalării echipamentului,
D - costul demontării echipamentelor,
О - valoarea reziduală a echipamentului demontat
L - valoarea de salvare (la prețul fierului vechi), calculată astfel:
L=m*C l (70)
unde m este masa echipamentului demontat,
C l - prețul pentru 1 tonă de fier vechi,
C despre - costul echipamentului achiziționat.
Apoi, costul achiziționării rulourilor va fi:
C aproximativ \u003d 6 * (1800000 * 0,6) \u003d 6480000 ruble.
Costul demontării rolelor vechi și al instalării rolelor noi este zero, deoarece schimbarea rolelor este munca curentă în magazin: M=D=0 rub.
Există o înlocuire a rolelor solide, deja uzate, respectiv, valoarea lor reziduală este O = 0 ruble.
Rolele solide uzate sunt reciclate, deci nu au valoare de salvare (L=0).
Astfel, costurile de capital pentru implementarea modernizării:
K s \u003d 6480000 + 0 + 0 + 0-0 \u003d 6480000 ruble.
4.3 Organizarea muncii și a salariilor
Calculul fondului de salarii este prezentat în tabelul 13.
Tabelul 13 - Calculul fondului de salarii
|
Numele indicatorului |
Numele lucrătorului |
||||||||
|
brigadier |
Rolă |
operator de poştă |
|||||||
|
|
|||||||||
Tabelul 13 a continuat |
|||||||||
Explicații pentru tabelul 13:
Calculul fondului de timp de lucru (clauza 9):
t luni \u003d 365 * C schimburi * t schimburi /(12*b) (71)
unde C schimburi = 2 - numărul de schimburi pe zi,
t schimburi = 12 ore - durata unui schimb,
b = 4 - numărul de brigăzi,
t luni \u003d 365 * 2 * 12 / (12 * 4) \u003d 182,5 persoane * oră
Program de sărbătorile legale:
t etc =n etc * CU schimburi * t schimburi /(12*b) (72)
t pr \u003d 11 * 2 * 12 / 12 * 4 \u003d 5,5 persoane * oră
Timp de procesare conform programului:
∆ t luni \u003d t gr - (2004/12),
t gr \u003d t luni -t pr.
∆ t luni = 182,5-2004 / 12 = 15,5 persoane * oră,
t gr \u003d 15,5-5,5 \u003d 10 persoane * oră.
Calcularea orelor de lucru noaptea și seara:
t noapte \u003d 1/3 * t luni,
t vech \u003d 1/3 * t luni,
t noapte \u003d 1/3 * 182,5 \u003d 60,83 persoane * oră,
t vech \u003d 1/3 * 182,5 \u003d 60,83 persoane * oră.
Calculul salariilor pe tarif (clauza 10.1):
ZP tar \u003d t oră * t lună,
t oră - tarif orar.
Pentru a 7-a categorie: ZP tar \u003d 24,78 * 182,5 \u003d 4522,35 ruble;
Pentru a 6-a categorie: ZP tar \u003d 21,71 * 182,5 \u003d 3962,07 ruble.
Pentru a 5-a categorie: ZP tar \u003d 18,87 * 182,5 \u003d 3443,78 ruble;
Calculul câștigurilor la bucată (clauza 10.2):
∆ZP sd \u003d ZP tar * [(N vyr -100) / 100], unde
N vyr - implementarea planificată a standardelor de producție,%.
Pentru ambii lucrători: ∆ZP sd \u003d 0, deoarece rata de producție este de 100% și nu există niciun rodaj.
Calculul bonusului de producție (clauza 10.3):
ZP premium. \u003d (ZP tar. + ∆ZP sd) * Premium / 100%,
Prima de producție stabilită pentru această secțiune este de 40%.
Pentru categoria a 7-a: ZP premium. \u003d (4522,35 + 0) * 40% / 100% \u003d 1808,94 ruble;
Pentru categoria a 6-a: ZP prem. \u003d (3962,07 + 0) * 40% / 100% \u003d 1584,83 ruble.
Pentru categoria a 5-a: ZP prem. \u003d (3443,78 + 0) * 40% / 100% \u003d 1377,51 ruble;
Calculul plății suplimentare pentru munca în sărbători cu o rată de producție de 100%:
∆ZP pr \u003d t oră * (100/100) * t pr.
Pentru a 7-a categorie: ∆ZP pr \u003d 24,78 * 5,5 \u003d 136,29 ruble,
Pentru a 6-a categorie: ∆ZP pr \u003d 21,71 * 5,5 \u003d 119,41 ruble.
Pentru a 5-a categorie: ∆ZP pr \u003d 18,87 * 5,5 \u003d 103,78 ruble,
Calculul plății suplimentare pentru procesare conform graficului (37,5%):
∆ZP gr = t oră *(37,5/100)* t gr
Pentru a 7-a categorie: ∆ZP gr \u003d 24,78 * 10 * 0,375 \u003d 92,93 ruble,
Pentru a 6-a categorie: ∆ZP gr \u003d 21,71 * 10 * 0,375 \u003d 81,41 ruble.
Pentru a 7-a categorie: ∆ZP gr \u003d 18,87 * 10 * 0,375 \u003d 70,76 ruble,
Calculul plății suplimentare pentru munca de noapte (40%):
∆ZP noapte = t oră *(40/100)* t noapte
Pentru a 7-a categorie: ∆ZP noapte = 24,78 * 0,4 * 60,83 = 602,95 ruble,
Pentru categoria a 6-a: ∆ZP noapte = 21,71 * 0,4 * 60,83 = 528,25 ruble.
Pentru a 5-a categorie: ∆ZP noapte = 18,87 * 0,4 * 60,83 = 459,14 ruble,
Calculul plății suplimentare pentru munca de seară (20%):
∆ZP vech = t oră *(20/100)* t vech
Pentru a 7-a categorie: ∆ZP vech \u003d 24,78 * 0,2 * 60,83 \u003d 301,47 ruble,
Pentru a 6-a categorie: ∆ZP vech \u003d 21,71 * 0,2 * 60,83 \u003d 264,12 ruble.
Pentru a 5-a categorie: ∆ZP vech \u003d 18,87 * 0,2 * 60,83 \u003d 229,57 ruble,
Coeficientul regional pentru regiunea Ural este de 15%.
∆ZP r = 0,15*(ZP tar + ∆ZP sd + ∆ZP pr + ∆ZP gr + ∆ZP noapte + ∆ZP vech + ZP prem.).
Pentru a 7-a categorie: ∆ZP p \u003d 0,15 * (4522,35 + 0 + 1808,94 + 136,29 + 92,93 +
602,95 + 301,47) = 1502,32 ruble,
Pentru a 6-a categorie: ∆ZP p \u003d 0,15 * (3962,07 + 0 + 1584,83 + 119,41 +
81,41 + 528,25 + 264,12) = 966,01 ruble.
Pentru a 5-a categorie: ∆ZP p \u003d 0,15 * (3443,78 + 0 + 1377,51 + 103,78 + 70,76 +
459,14 + 229,57) = 852,68 ruble,
Calculul salariilor suplimentare (clauza 11):
Cu durata următoarei vacanțe de 30 de zile, coeficientul de dependență al salariilor suplimentare față de cel principal este de 17,5%.
Pentru a 7-a categorie: ZP suplimentar \u003d 0,175 * 8584,67 \u003d 1502,32 ruble,
Pentru a șasea categorie: ZP adăugați \u003d 0,175 * 7406,10 \u003d 1296,07 ruble.
Pentru a 5-a categorie: ZP adăugați \u003d 0,175 * 6537,22 \u003d 1144,01 ruble.
4.4 Calculul contribuțiilor pentru nevoi sociale
Statul de plata anual:
FOT an = S număr * RFP luni *12 (73)
unde numărul S - statul de plată,
Luna ZP - salariu lunar pentru un angajat.
Anul de salarizare \u003d (80695,92 + 69617,36 + 30724,92 + 34808,68 + 30724,92) * 12 \u003d 2958861,6 ruble
Tabelul 14 - Calculul contribuțiilor la fondurile extrabugetare
Total salariu cu deduceri: 2958861,6 +1053354,7 = 34012216,33 ruble.
4.5 Calculul costului de producție
Tabelul 15 - Calculul costului pentru 1 tonă de produse finite
|
Numele articolului de cost |
Pret, rub./unitate |
Sumă |
deviere |
|
Calcule pentru tabelul 15:
1. Salariile de bază ale lucrătorilor din producție:
RFP principal =ZP principal *12* S număr / Q an (74)
ZP principal \u003d (8584,67 * 8 + 7406,10 * 12 + 6537,22 * 8) * 12 / 187946 \u003d 3,46 ruble.
2. Plată suplimentară pentru lucrătorii din producție:
RFP adiţional =ZP adiţional *12* S număr / Q an (75)
ZP suplimentar \u003d (1502,32 * 8 + 1296,07 * 12 + 1144,01 * 8) * 12 / 187946 \u003d 0,61 ruble.
3. Deduceri din fondul de salarii:
Deducerile din fondul de salarii au fost calculate în capitolul anterior din Tabel. 3 și se ridică la 2958861,6 ruble. pentru întreaga producție anuală, atunci pentru 1 tonă vor fi: 2958861,6 / 186946 = 4,07 ruble.
În versiunea de design, toate elementele de cost vor rămâne neschimbate, cu excepția costului echipamentului de înlocuire (role).
4.6 Calculul principalilor indicatori tehnico-economici
Profit din vânzările de produse:
Pr \u003d (C-S / s) * Q an (76)
unde C este prețul mediu cu ridicata fără TVA pentru 1 tonă de produse finite.
C = 4460 ruble, apoi cu TVA C = 5262,8 ruble.
în versiunea de bază:
Pr \u003d (4460-4052,85) * 1002870 \u003d 408318520 ruble,
în versiunea de design:
Pr / \u003d (4460-4026,89) * 1002870 \u003d 434353026 ruble.
Tabelul 16 - Calculul profitului net
|
Numele indicatorilor |
Cantitate, frecați. |
Abateri |
||
|
Încasări din vânzări de produse, total (Preț cu TVA*Qan) |
||||
|
inclusiv TVA (linia 1*0,1525) |
||||
|
Venituri din vânzări de produse fără TVA (linia 1-linia 2) |
||||
|
Cost de producție (С/с*Qan) |
||||
|
Cheltuieli de management |
||||
|
Cheltuieli de vanzare |
||||
|
Profit brut (p.2-3-4-5) |
||||
|
Venituri din vânzarea mijloacelor fixe și a altor proprietăți |
||||
|
Dobânzi de primit |
||||
|
Venituri din titluri de stat |
||||
|
Venituri din participarea la alte organizații |
||||
|
Alte venituri neexploatare |
||||
|
Plăți pentru utilizarea resurselor naturale |
||||
|
Cheltuieli pentru vânzarea mijloacelor fixe și a altor proprietăți |
||||
|
Alte cheltuieli de exploatare |
||||
|
Procent de platit |
||||
|
Impozitul pe proprietate |
||||
|
Alte cheltuieli neexploatare |
||||
|
Profitul anului de raportare (Σstr.6h11 –Σstr.12h18) |
||||
|
Venit impozabil (linia 19-8-9-10) |
||||
|
Impozit pe venit (linia 20*0,24) |
||||
|
Venitul net (linia 19-linia 21) |
||||
∆Pch=326888666-307102442=19786224 rub.
Rentabilitatea produsului:
Rp \u003d (Pr / S / s) * 100% (77)
în versiunea de bază:
Rp \u003d (4460-4052,85) / 4052,85 * 100% \u003d 10%,
în versiunea de design:
Rp / \u003d (4460-4026,89) / 4026,89 * 100% \u003d 10,75%.
PNP=Pch/I (78)
unde I este investiția totală.
Investiția totală este egală cu suma costurilor de capital (I=Kz=6480000 rub.)
PNP=326888666/6480000=50,44.
Perioada de rambursare:
Curent=I/∆Pch (79)
Curent=6480000/19786224=0,32 g sau 4 luni.
Concluzie
Se propune înlocuirea utilizării rolelor de rezervă forjate dintr-o singură bucată în 5,6 standuri din moara 2500 (LPTs-4) ale OAO MMK cu role compozite.
Pe baza revizuirii, analizei modelelor și experienței de operare a rolelor învăluite, a fost selectat designul optim al rolei compozite în ceea ce privește ușurința sa de fabricare și costul mai mic.
Se propune utilizarea ca material al bandajului oțelurilor 150KhNM sau 35Kh5NMF, a căror rezistență la uzură este de 2-3 ori mai mare decât oțelul 9KhF, din care sunt fabricate role forjate solide. Bandajele sunt propuse a fi turnate cu triplă normalizare. Pentru fabricarea osiilor, utilizați role uzate.
Calcule ale stării de efort-deformare și capacității portante pentru diferite dimensiuni ale diametrelor de aterizare ( 1150 mm și 1300 mm), valori minime, medii și maxime de etanșeitate ( = 0,8; 1,15; 1,3) și coeficient de frecare (f=0,14;0,3;0,4). S-a stabilit că în cazul pentru 1150 mm, modelul de distribuție a tensiunilor în rolă este mai favorabil decât pentru 1300 mm, iar capacitatea portantă este de 1,5-2 ori mai mare. Dar odată cu creșterea etanșeității, crește și tensiunile de tracțiune în îmbinare, depășind cele admise pentru oțel 150KhNM. Prin urmare, devine oportună utilizarea preîncărcării minime =0,8mm, care asigură transmiterea cuplului cu o marjă suficientă chiar și cu un coeficient minim de frecare f=0,14.
Pentru a crește capacitatea portantă a unei astfel de îmbinări fără creșterea valorilor tensiunilor, se propune creșterea coeficientului de frecare pe suprafețele de împerechere prin aplicarea unui înveliș metalic. Aluminiul a fost ales ca material de acoperire pe baza costului și proprietăților sale termice. După cum arată experiența utilizării unei astfel de acoperiri pe suprafețele de îmbinare ale osiei și anvelopei în condițiile de funcționare a rolelor compuse pe moara 2000 (LPC-10) a OJSC MMK, aluminiul crește coeficientul de frecare la valori f = 0,3-0,4. În plus, învelișul crește aria de contact reală dintre ax și bandaj și conductivitatea termică a acestuia.
Deformarea maximă posibilă, determinată prin calcul, este de 0,62 mm, zona de alunecare este de 45 mm.
Legarea bandajului cu axa se realizeaza prin metoda termica, prin incalzirea bandajului la 350 -400 C.
Pe baza calculelor, s-a constatat că proiectarea selectată a rolei compozite cu suprafețe de așezare cilindrice ale osiei și carcasei, fără utilizarea unor dispozitive suplimentare de fixare (umeri, conuri, dibluri), a fost considerată optimă.
Pentru a preveni coroziunea prin frecare și pentru a elimina concentrația de tensiuni reziduale la capetele carcasei, se realizează teșituri la marginile osiei, astfel încât interferența să fie egală cu zero în zonele adiacente capetelor mantalei.
Costul unei role compozite este de 60% din costul unei noi role forjate solide (1,8 milioane de ruble). Odată cu trecerea la rulouri compuse, consumul acestora va fi redus de la 10 la 6 bucăți pe an. Efectul economic așteptat va fi de aproximativ 20 de milioane de ruble.
Lista surselor utilizate
Util Maud. 35606 RF, IPC V21V 27/02. Rolă compozită /Morozov A.A., Takhautdinov R.S., Belevsky L.S. si altele (RF) - Nr. 2003128756/20; dec. 30.09.2003; publ. 27.01.2004. Taur. Numarul 3.
Rolați cu un bandaj din metal carbură de tungsten sinterizat. Kimura Hiroyuki. Japonez. brevet. 7V 21V 2700. JP 3291143 B2 8155507A, 29/11/94.
Util Maud. 25857 RF, IPC B21B 27/02. Roll /Veter V.V., Belkin G.A., Samoilov V.I. (RF) - nr. 2002112624/20; dec. 13 mai 2002; publ. 27 octombrie 2002. Taur. nr. 30.
Pat. 2173228 RF, IPC V21V 27/03. Roll /Veter V.V., Belkin G.A. (RF) - nr. 99126744/02; dec. 22/12/99; publ. 10.09.01//
Pat. 2991648 RF, IPC V21V 27/03. Rolă de rulare compozită /Poletskov P.P., Firkovich A.Yu., Tishin S.V. si altele (RF) - Nr. 2001114313/02; dec. 24 mai 2001; publ. 27 octombrie 2002. Taur. nr. 30.
Util Maud. 12991 RF, IPC B21B 27/02. Rolă compozită /Poletkov P.P., Firkovich A.Yu., Antipenko A.I. si altele (RF) - nr. 99118942/20; dec. 09/01/99; publ. 20.03.2000. Taur. nr. 8.
Pat. 2210445 RF, IPC V21V 27/03. Rolă compozită /Poletkov P.P., Firkovich A.Yu., Antipenko A.I. si altele (RF) - Nr. 2000132306/02; dec. 21.12.2000; publ. 20.08.2003. Taur. nr. 23.
Grechishchev E.S., Ilyashchenko A.A. Conexiuni de interferență: Calcule, proiectare, fabricație - M .: Mashinostroenie, 1981 - 247 p., Ill.
Orlov P.I. Bazele designului: Manual de referință. In 2 carti. Carte. 2. Ed. P.N. Uchaev. - Ed. a III-a, corectată. - M .: Mashinostroenie, 1988. - 544 p., ill.
Narodetsky M.Z. La alegerea inelelor de aterizare a rulmenților. Institutul de Mecanică „Colecția de Inginerie” al Academiei de Științe a URSS, vol. 3, nr. 2, 1947, p. 15-26
Kolbasin G.F. Studiul performanței rulourilor de rulare compozite cu bandaj înlocuibil: Dis.: ..c.t.s. - Magnitogorsk, 1974. - 176 p.
Timoshenko S.P. Rezistența materialelor, h. P.M. - L., Gostekhteorizdat, 1933.
Balatsky L.T. Oboseala arborilor în articulații. - Kiev: Tehnica, 1972, - 180 p.
Polukhin P.I., Nikolaev V.A., Polukhin V.P. etc. Rezistenta rulourilor. - Alma-Ata: Știință, 1984. - 295 p.
Laminarea la cald a benzilor la moara „2500”. Instrucţiune tehnologică TI - 101-P-Gl.4 - 71-97
Calculul multiplicității de utilizare a axei rolei compozite / Firkovich A.Yu., Poletskov P.P., Solganin V.M. - Sat. centru. laborator. OJSC MMK: nu. 4. Magnitogorsk 2000. - 242 p.
Sokolov L.D., Grebenik V.M., Tylkin M.A. Cercetarea utilajelor de laminare, Metalurgie, 1964.
Sorokin V.G. Grader de oțeluri și aliaje, Mashinostroenie, 1989.
Firsov V.T., Morozov B.A., Sofronov V.I. et al. Investigarea capacităţii de lucru a îmbinărilor prin presare de tip arbore-manşon în condiţii de încărcare statică şi ciclică semn-variabilă //Buletin de inginerie mecanică, - 1982. Nr. 11. - Cu. 29-33.
Safyan M.M. Laminarea oțelului de bandă largă. Editura Metalurgie, 1969, p. 460.
Tselikov A.I., Smirnov V.V. Laminoare, Metallurgizdat, 1958.
Firsov V.T., Sofronov V.I., Morozov B.A. Studiu experimental al rigidității și deformației reziduale a rolelor de rezervă învelite //Rezistența și fiabilitatea mașinilor metalurgice: Proceedings of VNIMETMASH. sat. nr. 61. - M., 1979. - p. 37-43
Bobrovnikov G.A. Puterea aterizărilor efectuate cu utilizarea frigului. – M.: Mashinostroenie, 1971. – 95 p.
Belevsky L.S. Deformarea plastică a stratului de suprafață și formarea unei acoperiri atunci când este aplicată cu un instrument flexibil. - Magnitogorsk: Liceul Academiei Ruse de Științe, 1996. - 231 p.
Chertavskikh A.K. Frecare și lubrifiere în formarea metalelor. – M.: Matallurgizdat, 1949
Vorontsov N.M., Zhadan V.T., Shneerov B.Ya. si altele.Exploatare rulouri de laminoare de tipat si sectiune. - M.: Metalurgie, 1973. - 288 p.
Pokrovsky A.M., Peshkovtsev V.G., Zemskov A.A. Evaluarea rezistenței la fisuri a rolelor de rulare învăluite // Vestnik mashinostroeniya, 2003. Nr. 9 – p. 44-48.
Kovalev V.V. Analiza financiară: Metode și proceduri. - M.: Finanţe şi statistică, 2002. - 560 p.: ill.
|
D.MM.1204.001.00.00.VP |
|||||||||||
|
Greutate |
|||||||||||
|
Foaie |
№ docum. |
Semnat |
Data |
||||||||
|
Dezvoltat |
Mukhomedova E.A. |
||||||||||
|
Prov. |
Belevsky L.S. |
||||||||||
|
T.contr. |
Foaie |
Foi |
|||||||||
|
Foaia de absolvire |
MSTU 1204 |
||||||||||
|
N.contr. |
|||||||||||
Eseu
Lucrări de diplomă pe tema: „Cercetarea și dezvoltarea designului rolei de rezervă învăluite a laminorului la cald de 2500 a OAO MMK”.
Paginile 72, figurile 14, tabelele 16, sursele folosite 28, foile de material grafic 7.
Cuvinte cheie: rolă de rezervă, anvelopă, axă, multiplicitatea utilizării axei, tensiuni în rulou compus, deformare, zonă de alunecare, etanșeitate, acoperire.
Obiect de cercetare și dezvoltare: rolă de rezervă învăluită.
Scopul lucrării: dezvoltarea designului rolelor de rezervă compozite, asigurând fiabilitatea acestora în timpul funcționării, creșterea durabilității și reducerea costurilor.
Metoda de cercetare: calcul si grafic.
Principalele caracteristici de proiectare, tehnologice, tehnice și operaționale: suprafețele de aterizare ale giulgiului și axului sunt cilindrice, realizate cu o potrivire de interferență garantată, fără utilizarea unor dispozitive suplimentare de fixare, cu aplicarea unui strat metalic pe suprafețele de împerechere .
Rezultatele obținute: au fost selectate dimensiunile optime de proiectare ale rolului, etanșeitatea și materialul de bandaj.
Domeniu de aplicare: producție de rulare.
Eficiență economică: efectul anual așteptat este de aproximativ 20 de milioane de ruble.
Facultate___ Inginerie mecanică _______
Departament____ OD și PM ____________________________
Specialitate____ 1204 Inginerie mecanică și tehnologie __Formarea de metale _____
Permite protecție
sef departament
_______________/Denisov P.I/
«____»________________ 2004
MUNCĂ DE LICENȚĂ
_______D.MM.1204.001.00.00.PZ ______
student Mukhomedova Ekaterina Anyasovna ________________
Pe tema:____ _________ ___ 2500 fierbinte______ ________________ laminor OJSC MMK________________________
Alcătuirea tezei:
Decontare și notă explicativă privind _ 72 pagini
Parte grafică pe _ 7 _coli
CALCUL ŞI NOTĂ EXPLICATIVA LA TEZĂ
Conducătorul tezei ________________________________ /Belevsky L.S./
____________
consultanti__ Artă. profesor _____________________ ________/Kulikov S.V./
____________________________________________________________________
____________________________________________________________________
____________________________________________________________________
(grad academic, titlu academic, prenume, actorie)
Absolvent ______________________
(semnătură)
„____” ______________ 2004
MINISTERUL EDUCATIEI AL FEDERATIEI RUSA
STATUL MAGNITOGORSK
UNIVERSITATEA TEHNICĂ le. G.I. NOSOVA
Departament____ OD și PM_ ______________________________
_______________________________________________
APROBA:
sef departament
_______________/Denisov P.I./
2004
MUNCĂ DE LICENȚĂ
Subiect:_____ Cercetare și dezvoltare în proiectare________ _ ___ rola de rezervă învăluită a morii 2500 fierbinte______ ________________ laminor OJSC MMK________________________
__________________________________________________________________
Student ______ Mukhomedova Ekaterina Anyasovna _____________________
(Numele complet)
Tema a fost aprobată prin ordinul universității Nr.___________ din data de _________________ 200___.
Termen limită „_____” ______________________ 200___
Date inițiale pentru muncă:__ - Instruire tehnologica pentru moara 2500.__________
Lista întrebărilor care vor fi dezvoltate în teză: _______________________
1. Analiza modelelor de role de rulare compozite;
2. _Dezvoltarea designului rolei de rezervă acoperite a laminoarei la cald „2500” (selectarea dimensiunilor structurale ale rolei, interferență, material de bandaj); _____
3. Determinarea deformarii maxime a rolei compozite; ______________________
4. Studiul efectului acoperirilor asupra capacității portante a axei de legătură-______ bandaj, alegerea materialului și a tehnologiei de acoperire;_____________________
5. Elaborarea măsurilor de prevenire a coroziunii prin frecare; _____________ 6. Elaborarea măsurilor de înlocuire a anvelopelor uzate; ________________ 7. Evaluarea efectului economic al implementării proiectului; ______________________ ________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________
Partea grafica: 1. Rolă de rezervă compozită 5,6 standuri de moara 2500 OJSC MMK____
2. Caracteristicile rolelor de laminare 5.6 standuri de moara 2500_________
3. Schema de calcul pentru determinarea stării de solicitare a rolului _____________
4. Formule de calcul pentru determinarea stării de solicitare a rolei ___________
5. Diagrame de tensiuni in functie de presiunea de contact ______________________
6. Diagrame ale tensiunilor tangențiale pe suprafețele de contact ale osiei și anvelopei __
7. Indicatori tehnico-economici _____________________________________________
________________________________________________________________________
Consultanți de muncă (cu indicarea secțiunilor aferente acestora):
Kulikov S.V. – Economie și planificare ___________________________________ ________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________________
Supervizor:_________________________________________/_ Belevsky L.S. ____/
(data semnaturii)
Sarcina a fost primită de: ___________________________________________ / __ Mukhomedova E.A.___/
Secțiunea de decapare este proiectată pentru a furniza laminoarei o bandă de decapare laminată la cald într-o soluție de acid clorhidric.
Secțiunea de decapare include două unități de decapare continuă (CTA).
Compoziția fiecărui ANT:
− Desbobinator;
− Mașină de îndreptat;
− Foarfece pentru tăiere transversală;
− Aparat de sudura cap la cap (SSM);
− Orificiu pentru buclă;
− Cușcă de antrenament a pielii;
− Baie de decapare;
− Foarfece cu disc;
− foarfece de ghilotină;
− Bobinator;
Rolele din depozit sunt alimentate de un rulant electric la transportorul de recepție, cu ajutorul căruia sunt transportate la basculant, unde sunt înclinate în poziție orizontală. De la basculant, rola este transferată de un dispozitiv rotativ pe o platformă de ridicare cu cărucior.
Platforma cu căruciorul, în mișcare, pune rola pe tamburul derulator. Apoi, banda este introdusă în mașina de îndreptat. După aceea, banda îndreptată în mașina de îndreptat merge de-a lungul mesei cu role până la rolele de tragere, care sunt alimentate la foarfecele de ghilotină pentru tăierea capetelor din față și din spate ale rolei.
Sudarea celor două capete ale benzii este realizată de CCM. Banda sudata pe SCM este alimentata prin tragere de role in groapa bucla. Este permis să aruncați cel mult 800 de metri de bandă în groapa buclei. Din orificiul buclei, banda este introdusă prin rolele de impact, dispozitivul de îndoire și întinzătorul în cușca quarto skin-pass. Călcarea este efectuată pentru a distruge scara, pentru a accelera procesul de decapare și, de asemenea, pentru a asigura profilul de bandă necesar.
Acidul clorhidric regenerat este folosit pentru a îndepărta depunerile de pe suprafața benzilor laminate la cald. Procesul de decapare este efectuat pentru a îndepărta depunerile de pe suprafața benzii laminate la cald. Gravarea la scară are loc chimic, conform reacțiilor (1, 2, 3):
FeO + 2HCl \u003d FeCl 2 + H 2O (1)
Fe 3 O 4 + 6 HCl + H 2 \u003d 3 FeCl 2 + 4H 2 O (2)
Fe 2 O 3 + 4 HCl + H 2 = 2 FeCl 2 +3 H 2 O (3)
În acest caz, banda trece secvenţial prin partea tehnologică a unităţii în următoarea ordine:
− patru secțiuni de decapare adânci cu imersie de bandă în soluție de decapare;
− baie de spălare cu jet, formată din cinci etape;
− dispozitiv de uscare cu suflare suplimentară a marginilor benzii cu aer din sistemul pneumatic. Spălarea benzii după decapare se efectuează într-o baie de spălare cu jet în cinci etape.
După gravare, spălare și uscare, banda este introdusă într-o foarfecă circulară. Foarfece circulară - neacționată, cu capete de tăiere pivotante cu mărunțitor pentru margini concepute pentru tăierea marginilor benzilor. Fâșia de după foarfecele cu disc, trecând prin dispozitivele de tensionare, intră în foarfecele de ghilotină de ieșire. La foarfecele de ghilotină, banda este tăiată pentru a obține masa optimă de rulouri murate cu cusături decupate. Înfășurarea benzii se realizează alternativ pe două bobinatoare.
zona de inchiriere
Secția de laminare are două laminoare continue la rece: o moara cu patru standuri 2500 și o moara inversată cu două standuri 1700.
Moara "2500" :
Moara cu patru standuri „2500” este proiectată pentru rularea materialului de decapare laminat la cald în suporturi „quattro” în benzi laminate la rece de o anumită grosime. Rolele sunt alimentate la moara cu patru standuri „2500”, unde sunt laminate cu o reducere de până la 50 - 55% la o viteză de până la 5 m/s.
Moara trebuie să îndeplinească următoarele sarcini:
− rulare stabilă a benzilor la productivitate maximă;
− obţinerea de produse laminate care îndeplinesc cerinţele standardelor şi
conditii tehnice;
− pierderi minime de metal.
Rolele după NTA ajung pe masa ruloului de ridicare cu un împingător, conceput pentru a scoate rola de pe transportorul de primire, ridicând-o pe axa derulatorului și împingând (pansând) pe tamburul derulării.
Derulator este proiectat pentru a poziționa corect bobina în raport cu axa longitudinală a morii, pentru a transforma bobina într-o poziție care să îi permită să capteze capătul exterior al benzii, să o introducă în rolele de alimentare și să creeze tensiune între decoiler și 1. stați în timpul rulării.
Standurile de lucru ale morii sunt proiectate pentru a efectua procesul de laminare la rece a benzilor, de ex. pentru a menține rolele de lucru și de rezervă într-o anumită poziție, posibilitatea deplasării lor într-un plan vertical, rotația rolelor și percepția forțelor apărute în timpul rulării. Toate cele patru standuri de lucru ale morii sunt identice ca design și dimensiuni.
Bobinatorul este proiectat pentru a crea tensiunea benzii între al patrulea suport și tamburul bobinatorului și înfășura banda într-o rolă. Bobinatorul este format dintr-un tambur cu antrenare, un suport pliabil, o rolă de presiune pentru prinderea capătului benzii.
Moara inversa "1700" :
Moara cu două standuri „1700” este proiectată pentru rularea materialului de decapare laminat la cald în suporturi „quatro” într-o bandă laminată la rece de o anumită grosime. Laminarea se realizează din benzi mai largi, cu trecerea la cele mai înguste. Rolele sunt alimentate la moara cu două standuri 1700, unde sunt laminate cu o reducere de până la 20 - 50% la o viteză de până la 12 m/s.
Rolele care veneau de la NTA sunt transportate cu ajutorul unei grinzi de mers la secția de încărcare, unde, dacă este necesar, rulou este întors la 180 pentru sarcină. Apoi ruloul este preluat de un cărucior de rulou de transport, din care este alimentat la un derulator (4 segmente cu o cutie de viteze și un suport pliabil). Acolo, rola este fixată, o rolă de antrenare a presiunii este coborâtă pe turele exterioare ale rolei, iar rola este derulată într-o poziție convenabilă pentru îndoirea capătului frontal cu o masă de ghidare.
După îndoirea capătului frontal al rolei, motorul de rotație al tamburului derulator și al rolei de presiune este pornit pentru transportul benzii la o mașină de îndreptat - tragere cu 3 role, unde secțiunile deformate sunt îndreptate și îndoirea necesară a rolei. capătul frontal al benzii este asigurat (formând un „schi”) pentru transportul ulterioar și sarcina acesteia în golul rolelor de lucru ale primului stand.
Standuri: două standuri de lucru cu fitinguri de sârmă, antrenări, mecanisme de transbordare a rulourilor de lucru și de rezervă, un sistem de deplasare axială a rolelor de lucru sunt concepute pentru a efectua procesul de laminare la rece a benzilor.
O caracteristică distinctivă a acestei laminoare este utilizarea dispozitivelor de presiune hidraulică (HPU). HPU sunt proiectate pentru a controla poziția rolelor superioare de rezervă, pentru a oferi forța de rulare necesară și pentru a compensa efectul de reducere a diametrului rolelor. Dispozitivele hidraulice de presiune sunt cilindri hidraulici cu dublă acțiune. Principalul avantaj al HPU este viteza mare în raport cu șuruburile de presiune de tip tradițional (mecanic), absența unui impact negativ asupra capului standului.
Echipamentul prezentat mai sus face posibilă reducerea variației de grosime a metalului laminat pe secțiunea transversală a benzii, creșterea randamentului produsului și reducerea pierderilor în procesul de producție.
Înfăşurător Proiectat pentru înfăşurarea benzii într-o rolă atunci când părăseşte standurile de lucru în timpul celei de-a doua treceri, precum şi pentru menţinerea tensiunii benzii.
Freze de trecere a pielii „1700” și „2500” :
De asemenea, departamentul de laminare al magazinului este echipat cu două mori skin-pass cu un singur suport „2500” și „1700”. Aceste mori sunt echipate cu un suport „quattro” care trece pielea și nu au nicio diferență fundamentală, cu excepția lățimii maxime admisibile a benzii.
Pass-pass este o operațiune de finisare în producția de benzi și table subțiri de oțel și metale neferoase, constând în laminarea lor la rece cu reduceri mici (de obicei nu mai mult de 3%). De regulă, metalul este supus antrenamentului după tratamentul termic. Ca urmare a antrenamentului, puterea de curgere crește, reducând astfel posibilitatea formării de linii de forfecare pe metal în timpul ștanțarii la rece, care strica suprafața produselor.
Rolele alocate pentru antrenament sunt instalate de o macara rulantă electrică folosind clește pe transportorul de încărcare, astfel încât axa de rulare să coincidă cu axa longitudinală a transportorului. Rolele sunt transportate de transportorul de încărcare la basculant, înclinate din poziție verticală în poziție orizontală și așezate pe leagănul căruciorului de transfer. În continuare, ruloul este alimentat la rolele de derulare, unde, cu ajutorul foarfecelor ghilotinate, sunt tăiate capetele din față și din spate ale rolei.
După îndepărtarea secțiunilor defecte, rola este înfășurată prin rotirea sa inversă. Apoi rola este alimentată de căruciorul de transfer către grinda de mers, care o transportă la tamburul derulator.
Înainte de sarcina benzii în cușcă, banda trece prin rolele de tragere. Dacă este necesar, coborâți rola superioară pentru a facilita sarcina benzii în rolele de lucru ale suportului de rulare sau rularea în capătul frontal mototolit al benzii.
Banda recoaptă laminată la rece este călită la un grad specificat de reducere pentru fiecare calitate de oțel. Reglarea compresiei în timpul trecerii pielii se face prin șuruburi de presiune, profilul benzii este reglat de sistemul hidraulic anti-îndoire.
Când căliți metalul după capturarea benzii și înfășurarea 5-10 ture pe tamburul de bobinare, este posibil să porniți sistemul de călire umed. Prin colectoarele amplasate pe partea de intrare a standului, lichidul care trece pielea este furnizat în zona „bandă de lucru a arborelui” de sus și de jos. Prin colectoarele, amplasate pe partea de ieșire a standului doar de jos, lichidul care trece pielea este alimentat în zona „arbore de lucru - arbore suport”. După moara de trecere a pielii, banda trece printr-un sistem de suflare a reziduurilor de piele de pe suprafață, care asigură:
Îndepărtarea completă a lichidului rezidual de trecere a pielii în zona dintre rolele de lucru superioare de rezervă și superioare folosind duze de aer;
Îndepărtarea completă a lichidului de pansament rezidual de pe ambele părți ale benzii folosind duze de aer situate pe barele superioare și inferioare și de pe marginile părții inferioare a benzii folosind grupuri de duze de aer extreme;
Transferul lichidului de pansament rezidual în rezervorul de colectare.
Când se apropie de capătul din spate al benzii de pe decoiler, alimentarea cu lichid etanș se oprește.
După moara skin-pass, banda merge la bobinator. Care este conceput pentru înfășurarea benzii într-o rolă, atunci când iese din moara de trecere a pielii, precum și pentru menținerea tensiunii benzii. În plus, cu ajutorul unui leagăn pentru îndepărtarea rolelor, metalul este trimis pentru ambalare.
1.1 Moara continuă 2500 a fabricii de siderurgie Magnitogorsk
Atelierul a fost dat în funcțiune în anul 1968. Utilajul morii este amplasat în șapte travee (Figura 1).
Figura 1. Schema principalului echipament tehnologic al morii 2500 a fabricii de siderurgie Magnitogorsk:
I - culoarul unui depozit pentru bobine laminate la cald, II - culoarul NTA, III - culoarul unei mori, IV - culoarul cuptoarelor tip clopot; 1 - transportor de transfer pentru bobine laminate la cald, 2 - macarale rulante, 3 - unități de decapare continuă, 4 - unitate de tăiere transversală pentru bobine laminate la cald, 5 - linia de lucru a morii, 6 - moara skin-pass, 7 - moara skin-pass 1700, 8 și 9 - unități de tăiere longitudinală și transversală, 10 - cuptoare cu clopot.
Moara este proiectată pentru laminarea la rece a benzilor cu o secțiune transversală de (0,6-2,5) x (1250-2350) mm in? rola de 30 t diametru interior 800 mm, exterior? 1950 mm din oțeluri 08Yu, 08kp, 08ps (GOST 9045-80), oțeluri 08 - 25 de toate gradele de dezoxidare cu o compoziție chimică în conformitate cu GOST 1050-74 și St0 - St3 la fierbere, semicalm și calm (GOST 380) -71).
Calcul hidraulic al alimentării externe integrate cu apă a unei întreprinderi industriale
Nr. Denumire 1 Prize de apă 2 Linii gravitaționale 3 Puț de mal 4 Stație de pompare a primului lift 5 Instalații de tratare 6 Rezervor de apă curată 7 Stație de pompare a celui de-al 2-lea...
Utilizarea sistemelor și mijloacelor de automatizare a obiectelor tehnologice la întreprinderea OJSC „MMK”
Producția la MMK începe cu o fabrică de prelucrare a minereului (prelucrarea minereului) și o fabrică de sinterizare (obținerea sinterului prin aglomerarea la scară mică a materialului mineral, care este necesar pentru topirea fierului). Urmează producția de cocs...
Complex de echipamente mecanice pentru producția de sinterizare
1. Ca aditivi care conţin fier se folosesc: - praful de ardere din magazinele de furnal; - scara arsa PGP, KTs-1...
Modernizarea sistemului de control automat și a unității de dozare a floculantului, dezvoltarea designului unității de măsurare a debitului de floculant
Instalațiile de tratare biologică ale Svetogorsk JSC sunt o schemă clasică (Figura 2.1.1) care utilizează rezervoare primare de decantare, rezervoare de aerare a nămolului activat cu separarea ulterioară a nămolului în rezervoare secundare de decantare ...
Aplicarea tehnologiei de uscare în vid a suprafeței unei benzi laminate la rece pentru curățarea fluidelor de tăiere în condițiile morii 2500 LPTs-5 OJSC "MMK"
I - compartiment de recoacere, II - trava morii, III - sala masini, IV - depozit de produse finite; 1 - macarale rulante, 2 - cuptoare de recoacere, 3 - basculatoare, 4 - unitate de curatare electrolitica, 5 - decoiler, 6 - linie de moara, 7 - bobinator, 8 - unitate de taiere...
Dezvoltarea unui proces tehnologic de producere a tablei prin laminare la rece
Moara, pusă în funcțiune în anul 1956, este amplasată în opt trave (Fig. 1) cu o lățime totală de 195 m, o lungime de 456 m. I - secția recoacere, II - boxa morii, III - camera mașinilor, IV - depozit de produse finite; 1 - macarale rulante, 2 - cuptoare de recoacere, 3 - basculante...
Tabelul 2 Caracteristicile pompei NM 2500-230 la funcționare pe apă Q H z N 300 250 0,28 820 500 248 0,4 850 700 246 0,51 900 900 244 0,61 100 700 244 0,61 100 100 700 100 238 0 .77 1100 1500 235 0.81 1200 1700 230 0 ...
Calculul și reglarea modurilor de funcționare a unei pompe centrifuge
Tabel 4 - Caracteristicile pompei NPV 2500-80 la functionare pe apa Q H z N 300 80 0.22 300 500 80 0.35 320 700 78 0.48 350 900 78 0.52 360 70 70 100 700 700 700 , 7 430 1500 72 0,75 450 1700 68 0...
Reglarea grosimii benzii și a tensiunii în zona de intrare a morii
Pentru a măsura tensiunea benzii în fiecare decalaj între standuri de pe laminarea la rece 2500, este instalat un indicator de tensiune cu o singură rolă, care utilizează un senzor de presiune magnetoanizotrop DM-5806 proiectat de VNIIA Chermet...
Sistemul de extracție, pregătire și îmbogățire a materiilor prime pentru metalurgia feroasă și neferoasă
Pe lângă produsele comercializabile obținute din prelucrarea minereurilor metalice neferoase, întreprinderile metalurgice neferoase primesc numeroase deșeuri și semiproduse de producție metalurgică. Acestea includ zgură, praf, gaze...
Laminoare la rece
Prima etapă a atelierului de laminare la rece a fost pusă în funcțiune în 1963, echipamentul morii este amplasat în 12 locații (Figura 2). Figura 2...
Laminoare la rece
Dintre morile luate în considerare, cea mai potrivită este Moara Continuă 2030. Laminarea la rece continuă cu cinci standuri 2030 este proiectată pentru laminarea benzilor cu grosimea de 0,35-2,0 mm în regim fără sfârșit și 0,35-3...
Structura producției metalurgice moderne și produsele acesteia. Metode de frezare și tipuri de freze utilizate
Metalele feroase sunt utilizate în diverse industrii: inginerie grea, construcții de mașini-unelte, construcții navale, industria auto, industria aviației, electronică, inginerie radio, inginerie industrială și civilă...
Magazinele fabricii metalurgice le. Ilici
Toate fabricile metalurgice sunt subdivizate: cu un ciclu de producție complet (sau finalizat) și fabrici cu un ciclu metalurgic incomplet. MMK-i. Ilici - o fabrică cu un ciclu metalurgic finalizat ...
Introducere
Majoritatea oțelului produs trece prin laminoare și doar o cantitate mică prin turnătorii și forje. Prin urmare, se acordă multă atenție dezvoltării producției de laminare.
Cursul „Linii și complexe tehnologice de magazine metalurgice” este o disciplină specială care formează cunoștințele profesionale ale studenților în domeniul teoriei și tehnologiei liniilor și unităților metalurgice continue.
Ca urmare a lucrărilor de curs, următoarele secțiuni ar trebui completate:
Dezvoltați și descrieți procesele tehnologice în general pentru secțiuni (agregate) și pentru operațiuni individuale cu studiul problemelor de continuitate tehnologică;
Să facă o alegere în funcție de productivitatea dată și dimensiunile secțiunii transversale a tablei laminoarei de tablă la rece, din desenele existente;
Calculați distribuția reducerilor de-a lungul trecerilor în standurile laminoarei;
Efectuați calcule ale forțelor de laminare în fiecare stand al laminorului și ale puterii acționărilor electrice;
Determinați productivitatea anuală a morii;
Efectuați automatizarea modurilor tehnologice de compresie.
Pe parcursul desfășurării cursului, cunoștințele dobândite în timpul studierii cursului „TLKMC” sunt consolidate și extinse, abilitățile apar în alegerea echipamentelor de producție, calculele modurilor tehnologice de reduceri și parametrii energie-putere de laminare, utilizarea a calculatoarelor electronice în calcule.
Laminoare la rece
Metoda de laminare la rece produce benzi, foi și benzi de cea mai mică grosime și până la 4600...5000 mm lățime.
Principalii parametri ai morilor cu benzi late este lungimea butoiului standului de lucru (în morile continue ale ultimului stand).
Pentru producerea tablelor de oțel laminate la rece se folosesc mori reversibile cu un singur stand și consecutive cu mai multe suporturi.
Conform misiunii, 3 tabere sunt cele mai potrivite:
Moara continuă 2500 a fabricii de siderurgie Magnitogorsk
Atelierul a fost dat în funcțiune în anul 1968. Utilajul morii este amplasat în șapte travee (Figura 1).
Figura 1. Schema principalului echipament tehnologic al morii 2500 a fabricii de siderurgie Magnitogorsk:
I - culoarul unui depozit pentru bobine laminate la cald, II - culoarul NTA, III - culoarul unei mori, IV - culoarul cuptoarelor tip clopot; 1 - transportor de transfer pentru bobine laminate la cald, 2 - macarale rulante, 3 - unități de decapare continuă, 4 - unitate de tăiere transversală pentru bobine laminate la cald, 5 - linia de lucru a morii, 6 - moara skin-pass, 7 - moara skin-pass 1700, 8 și 9 - unități de tăiere longitudinală și transversală, 10 - cuptoare cu clopot.
Moara este proiectată pentru laminarea la rece a benzilor cu o secțiune transversală de (0,6-2,5) x (1250-2350) mm in? rola de 30 t diametru interior 800 mm, exterior? 1950 mm din oțeluri 08Yu, 08kp, 08ps (GOST 9045-80), oțeluri 08 - 25 de toate gradele de dezoxidare cu o compoziție chimică în conformitate cu GOST 1050-74 și St0 - St3 la fierbere, semicalm și calm (GOST 380) -71).
Moara continua 1700 Uzina metalurgica Mariupol numita dupa. Ilici
Prima etapă a atelierului de laminare la rece a fost pusă în funcțiune în 1963, echipamentul morii este amplasat în 12 locații (Figura 2).
Figura 2. Structura principalelor echipamente tehnologice ale laminoarei la rece 1700 a Uzinei Metalurgice Mariupol numită după. Ilici:
I - depozitarea bobinelor laminate la cald, II - trava morii, III - camera mașinilor, IV - trava cuptoarelor tip clopot cu gaz, V - depozitul de produse finite; 1, 3, 8, 10, 12, 13, 19, 20, 22, 24, 26, 28 - macarale rulante, 2 - unitate de tăiere transversală, 4 - transportoare de transfer cu basculante, c5 - unități de ambalare, 6 - foarfece , 7 - unități de decapare continuă (NTA), 9 - unitate de tăiere combinată, 11 - foarfece ghilotină, 14 - transportor pentru alimentarea cu role la moara, 15 - derulator, 16 - linia de lucru a morilor, 17 - bobinator, 18 - ieșire transportor, 21 - cuptoare tip clopot cu o singură oprire, 23 - mese de balotat, 25 - cântare, 27 - unități de trecere a pielii, 29 - standuri de trecere a pielii, 30 - unitate de tăiere, 31 - unități de ambalare cu role, 32 - două- oprire cuptoare tip clopot, 33 - presa de balotat
Moara este concepută pentru laminarea la rece a benzilor cu secțiune transversală de (0,4-2,0) x (700-1500) mm în bobine din oțel carbon de calitate obișnuită (fierbe, calme, semi-liniștite): St1, St2, St3, St4, St5; calitate carbon structurală: 08kp, 08ps, 10kp, 10ps, 10, 15kp, 15ps, 15, 20kp, 20ps, 20, 25, 30, 35, 40, 45; fără vârstă 08Yu, 08Fkp; oțel electric.
Oțelurile fierbinți și calme sunt furnizate în conformitate cu GOST: 16523-70, 9045-70, 3560-73, 17715-72, 14918-69, 19851-74 și specificațiile cu compoziția chimică în conformitate cu GOST 380-701-71 . Oțelul electric este furnizat în conformitate cu GOST 210142-75. [ 2 ]
