Studiu PE Model Matematic A Influenței Pricipalilor Factori Asupra Valorii Si Repartizarii Presiunii PE Lungimea Arcului DE Contact LA Laminarea Tablelor Groase

=== l ===

1.Studiu pe model matematic a influenței principalilor factori asupra valorii și repartizării presiunii pe lungimea arcului de contact la laminarea tablelor groase 3

1.1. Presiunea si forța de laminare 3

1.1.1. Repartizarea presiunii pe suprafața de contact 3

1.1.2. Factorii care influențează valoarea și repatiția ăresiunii pe lungimea arcului de contact 4

1.1.3. Relații de calcul ale presiunii în medii de laminare 11

1.1.4. Determinarea experimentală a forțelor de laminare 14

1.2. Prezentarea modelului matematic de calcul a presiunii de laminare 16

1.3. Rezultate obținute și concluzii 22

1.3.1. Rezultate obținute 22

1.3.2. Concluzii 28

2.Proiectarea tehnologiei de laminare a sortimentului de tablă groasa 8×260 28

2.1. Prezentarea fluxului general de fabricație din secția de laminare si a principalelor caracteristici ale utilajului de baza. (Laminor de tabla groasa cu doua caje in tandem) 28

2.2. Caracterizarea materialului și produsului 33

2.2.1. Caracterizarea materialului 33

2.2.1.1. Generalități 33

2.2.1.2. Condiții tehnice 34

2.2.1.3. Reguli pentru verificarea calității. 35

2.2.1.4. Marcare, livrare, documente 39

2.2.2. Caracterizarea produsului 41

2.2.2.1.Dimensiuni 41

2.2.2.2. Abateri limita 42

2.2.2.3. Tablele groase 42

2.2.2.4.Condițiile tehnice 42

2.3. Proiectarea schemei de laminare pentru sortimentul impus în două variante 43

2.3.1. Determinarea masei table brute: 43

2.3.2. Determinarea masei bramei (slebului) 43

2.3.3. Determinarea dimensiunilor brarnei (slebului) 43

2.3.4. Calculul reducerilor maxim admisibile 44

2.3.5. Stabilirea schemei tehnologice a reducerilor pe treceri pentru varianta 1 46

2.3.6. Stabilirea schemei tehnologice de laminare a reducerilor pe treceri pentru varianta a 2a 48

2.4. Calculul productivității liniei de laminare pentru cele doua variante de schema de reduceri 50

2.4.1. Calculul timpilor mașina: 50

2.4.2. Calculul timpilor pauză: 51

2.4.3. Calculul timpului necesar laminării: 51

2.4.4. Calculul productivității: 52

2.5. Verificarea pricipalelor subansamble ale utilajului de bază 65

2.5.1. Calculul căderilor de temperatura in cursul laminarii la cald . 65

2.5.2. Calculul presiunilor medii de laminare 80

2.5.3. Calculul forțelor de laminare 94

2.5.4. Verificarea cilindrilor la laminare 95

2.5.4.1. Cilindrul de lucru 95

2.5.4.2. Cilindrul de sprijin 98

3.Bibliografie 101

Studiu pe model matematic a influenței principalilor factori asupra valorii și repartizării presiunii pe lungimea arcului de contact la laminarea tablelor groase

Presiunea si forța de laminare

Presiunea de laminare este necesar a fi cunoscută deoarece în funcție de valoarea ei se pot determina următorii parametrii îndinspensabili cercetării proiectării sau conducerii proceselor de deformare prin laminare:

rezistența la deformare a materialelor metalice (egală și de sens contrar cu presiunea medic de laminare) prin care se poate caracteriza comportarea la deformarea prin laminare a acestora;

forțele de laminare, cu ajutorul cărora se poate estima încărcarea subansamblelor cajelor de laminare și valorile deformațiilor elastice ale acestora, care condiționează în ultima instanță precizia dimnensională a produselor laminate;

momentele de laminare, în fu ncție de care se aleg motoarele de acționare a cajelor de laminare sau se estimează încărcarea acestora;

energia necesară laminării, în funcție de care se pot stabili consumurile energetice unitare.

Presimțea de laminare reprezintă efortul unitar rezultat pe suprafața de contact dintre laminat și cilindrii, prin aplicarea forței de laminare de către cilindrii de lucru ai laminorului, ca reacțiune față de rezultanta rezistenței la deformare a materialului metalic laminat.

Presiunea ce se ia în calculul forței, momentului sau energiei de laminare reprezintă o valoare medie, a valorilor presiunii ce acționează in fiecare punct al suprafaței de contact dintre laminat și cilindri, care va depinde de modul în care are loc repartiția presiunii pe lungimea arcului de contact dintre laminat și cilindri.

Repartizarea presiunii pe suprafața de contact

Aceasta problemă, de o importanță deosebită în teoria laminării, a fost studiată pentru prima dată în 1850 de către Grashoff, care a formulat și prima teorie privind repartiția presiunii pe lungimea arcului de contact. Conform acestei teorii, presiunea pe lungimea arcului de contact variază direct proporțional cu viteza de micșorare a grosimii laminatului (dy/dx), respectiv variază direct proporțional cu unghiul (φx = arctg(dy/dx)) ce caracterizează fiecare punct de pe lungimea arcului de contact. După această teorie presiunea de laminare scade liniar de la intrarea spre ieșirea zonei de deformare, iar rezultanta presiunii, respectiv

forța de laminare este plasată la o distanță față de secțiunea de ieșire a laminatului dintre cilindri egală cu 2∙lc/3

O altă teorie privind repartiția presiunii pe lungimea arcului de contact a fost dată de Blass, care a admis că presiunea variază direct proporțional cu deformarea ce are loc pe

Lungimea zonei de contact respectiv, presiunea
crește de la intrarea la ieșirea laminatului
dintre cilindri. În acest caz forța de laminare
este plasată într-o secțiune corespunzătoare unui unghi egal cu:

Fig.1.Repartiția presiunii pe lungimea arcului de contact după diferite ipoteze

Factorii care influențează valoarea și repatiția ăresiunii pe lungimea arcului de contact

Presiunea de laminare este influențată de mai mulți factori care se pot împărții în două grupe:

factori care conduc la variația proprietăților mecanice ale materialului metalic supus laminării;

factori care conduc la modificarea stării de tensiune din zona de deformare.

Din prima grupă fac parte următorii factorii: compoziția chimică a materialului metalic, gradul de ecruisare al materialului laminat, temperatura și viteza de deformație.

Influența compoziției chimice asupra variației ce o dă limitei de curgere, materialului metalic laminat. Astfel în cazul deformării la rece, creșterea procentului de elemente însoțitoare sau de aliere, în metalul de bază produce mărirea rezistenței la deformare (fig.6.6) și implicit a presiunii de laminare. Excepție de la această dependență apare la materialele metalice, la care prin creșterea conținutului de elemente de aliere, se produc transformări de faze, cu caracterizată de o plasticitate mai mare decât a celei din care a luat naștere, apariția unei faze noi.

În cazul laminării la cald se păstrează în general dependența dintre presiune și compoziția chimica a materialului metalic laminat existent la laminarea la rece , însa intensitatea creșterii presiunii ca urmare a măririi conținutului de elemente de aliere este mai mică și scade continuu pe măsură ce temperatura de laminare este mai mare.

Fig. 2.

În cazul laminării la cald se păstrează în general dependența dintre presiune și compoziția chimica a materialului metalic laminat existent la laminarea la rece , însa intensitatea creșterii presiunii ca urmarea a măririi conținutului de elemente de aliere este mai mică și scade continuu pe măsura ce temperatura de laminare este mai mare

Fig.3. Variația rezistenței la deformare experimată prin rezistența la rupere a oțelurilor carbon(a) și a oțelurilor aliate (b) în funcție de temperatura de laminare

în cea ce privește influența compoziției chimice asupra repartiției presiunii pe lungimea arcului de contact, aceasta se manifestă prin influența pe care o asigură modificarea compoziției chimice asupra valorii coeficientului de frecare dintre laminat și cilindri.

Astfel de exemplu în cazul oțelurilor carbon, prin creșterea % C, crește și coeficientul de frecare, ceea ce atrage după sine mărirea avansului și ca urmare maximul curbei de variație a presiunii pe lungimea arcului de contact se deplasează spre secțiunea de intrare a laminatului între cilindri (fig.4).

Influența temperaturii asupra valorii presiunii medii de laminare se manifestă atât prin variația ce o dă rezistenței naturale la deformare a materialului laminat (k) cât și componentei rezistenței la deformare datorită frecării de pe suprafața de contact (q).

Având în vedere că ambele componente ale rezistenței la deformare se micșorează, ca urmare a creșterii temperaturii în domeniul corespunzător laminării la cald, presiunea medie de laminare se va reduce.

În condițiile laminării la rece, creșterea temperaturii, în special datorită efectului termic al deformării, cu toate ca mărește valoarea componentei q a rezistenței la deformare, presiunea medie de laminare scade ca urmare a micșorării mult mai intense a componentei k a rezistenței la deformare. De asemenea, prin creșterea temperaturii de laminare si implicit a reducerii valorii coeficientului de frecare, avansul la laminare se reduce și ca urmare, maximul curbei de variație a presiunii pe lungimea arcului de contact se deplasează spre secțiunea de ieșire laminatului dintre cilindri (fig.5).

Fig.5.

Influenta vitezei de deformație asupra presiunii de laminare se manifestă în special la cald, unde creșterea vitezei de deformație, producând mărirea rezistenței la deformare (fig.6.) conduce si la mărirea presiunii medii de laminare.

Fig.6. Variția rezistenței la deformare în funcție de viteza de deformație, temperatură și gradul de reducere aplicat la laminarea unui oțel de tip OLC 08

Dacă creșterea vitezei de deformare este asigurată de mărirea vitezei de laminare, s-a constatat că presiunea de laminare este influențată în măsură mai mare în intervalul vitezelor de laminare de pană la 3m/s. Creșterea în continuare a vitezei de laminare, conduce la o influență mai slabă asupra presiunii ca urmare a creșterii efectului temic al detormației.

În cazul laminării la rece creșterea presiunii medii ca urmare a măririi vitezei de deformație se datorește în special măririi reducerii (fig.6.) si în foarte mică măsură creșterii vitezei de laminare.

Prin mărirea reducerii, gradul de ecruisare al malerialului se mărește si respectiv componenta k a rezistenței la deformare va creste. În ceea ce privește variația presiunii pe lungimea arcului de contact in funcție de viteza de deformație se constată următoarele:

creșterea vitezei de deformație prin mărirea reduceri la laminarea la cald (v = est.) asigura creșterea zonei de avans, iar maximul curbei de variație a presiunii se deplasează spre secțiunea de intrare a laminatului între cilindri;

creșterea vitezei de deformație prin mărirea vitezei de laminare la cald (e = const.),

asigura micșorarea coeficientului de frecare și a zonei de avans, iar maximul curbei de variație a presiunii se deplasează spre secțiunea de ieșire a laminatului dintre cilindri.

creșterea vitezei de deformafie prin mărirea reducerii la laminare la rece pe lângă obținerea unei presiuni în secțiunea de ieșire a laminatului dintre cilindri mai mare decât cea din secțiunea de intrare a laminatului în zona de deformare, ca urmare a creșterii limitei de curgere a materialului pe lungimea arcului de contact, maximul curbei de variație a presiunii se deplasează spre secțiunea de intrare a laminatului intre cilindrii datorita creșterii avansului; creșterea vitezei de deformație prin mărirea vitezei de laminare conduce la deplasarea maximului curbei de variație a presiunii spre secțiunea de ieșire a zonei de deformare ca urmare a micșorării valorii avansului.

Din grupa factorilor care produc variația presiunii de laminare prin modificarea stării de tensiune din zona de deformare se pot menționa: condițiile de frecare din zona de laminare; geometria zonei de deformare si aplicarea tracțiunii in laminat

Influența condițiilor de frecare asupra presiunii de laminare se manifestă prin variația pe care o dă componentei q a rezistenței la deformare. Astfel prin creșterea valorii coeficientului de frecare, presiunea de laminare se mărește, iar maximul curbei de variație se deplasează spre secțiunea de intrare a zonei de deformare, ca urmare a creșterii avansului (fig.7).

Pe măsura însa ce laminatul are o grosime mai mare, influenta condițiilor de frecare asupra presiunii este din ce în ce mai puțin intensă.

Geometria zonei de deformare

Fig.7. Alura curbei de variație a raportului dintre presiunea de laminare si rezistenta la deformare pe lungimea arcului de contact in funcfie de valoarea coeficientului de frecare

Fig.8. Alura curbei de variație a raportului dintre presiunea de laminare si rezistenta la deformare pe lungimea arcului de contact in funcție de diametrul cilindrilor de laminare

influențează presiunea de laminare prin variația diametrului cilindrilor laminorului si a grosimii si lățimii initiale laminatului. Astfel cu căt diametrul cilindrilor este mai mare, cu atăt suprafața de contact și tensiunile principale σ2 si σ3 cresc si ca umare presiunea de laminare se mărește. Tot ca urmare a creșterii diametrului cilindrilor se mărește si avansul, iar maximul curbei de variație a presiunii de laminare pe lungimea arcului de contact se deplasează spre secțiunea de intrare a laminatului intre cilindri (fig.8.).

Tracțiunea in laminat atrăgând dupa sine micsorarea valorii tensiunii principale longitudinale σ3, produce si micșorarea presiunii de laminare, cu atat mai intens cu căt și valoarea tracțiunii este mai mare.

Daca asupra laminatului se aplica o tracțiune posterioară, presiunea scade în zona de întârziere, iar daca se aplică tracțiune anterioară presiunea scade în zona de avans (fig. 9).

Fig.9.Alura curbei de variație a raportuiui dintre presiunea de laminare si rezistenta la deformare pe lungimea arcului de contact in cazul laminarii cu tracțiune anterioara (a), cu tracțiune posterioara (b) si cu tractune si anterioara si posterioara (c)

În consecința maximul curbei presiunii de laminare se deplasează înspre secțiunea de ieșire, în primul caz, sau de intrare a zonei de deformare în al doilea caz. Când asupra laminatului se aplică tracțiune si anterioara si posterioara, intensitatea micșorării presiunii în zonele de avans și întărziere, căt și poziția maximului curbei de variație a presiunii pe lungimea arcului de contact depind de raportul dintre valorile tracțiunilor aplicate.

Din experimentările efectuate, s-a constatat că aplicarea tracțiunii posterioare produce o micșorare a presiunii de laminare mai intensă decât aplicarea unei tracțiuni anterioare de aceeași valoare, intensitatea micșorării presiunii fiind cu atât mai mare cu cât și reducerea aplicată este mai ridicata.

Fig.10. Reducerea presiunii în funcție de tensiunea aplicată laminatului pentru diferite grade de reducere la laminare

Relații de calcul ale presiunii în medii de laminare

Pentru determinarea prin calcul a presiunii în medii de laminare au fost deduse foarte multe relații, prin care s-a căutat să se tină cont de câti mai mulți factori, care influențează valoarea presiunii.

Dintre relațiile cunoscute se vor prezenta în cele ce urmează doar trei care au o aplicabilitate mai mare în calculele practice.

Relația lui Jelicov

Aceasta relație, care se poate aplica atât la laminarea la cald cât și la laminarea la rece a oțelurilor și metalelor și aliajelor neferoase, are la baza expresia analiticș a presiunii determinată pentru cazul frecării uscate.

Neglijându-se variația presiunii pe lățimea laminatului, forța de laminare va fi egala cu:

(1.1)

Având in vedere că dx / dy = lc /Δh rezulta: dx = dy lc /Δh = dhx lc /Δh În funcție de expresia lui dx si de relația presiunii dată prin formulele (6.9) rezulta:

(1.2)

Rezolvându-se integralele din relația (1.2)și efectuâandu-se anumite simplificări se obține:

(1.3)

Din egalitatea relațiilor presiunii din zona de întârziere și din zona de avans coresăinzătoare secțiunii critice se obțin expresiile rapoartelor H/h și hy/h, care sunt tocmai coeficienții de reducere ai zonelor de întârziere și respective avans:

(1.4)

(1.5)

Introducând valoarea rapoartelor H/hy și hy/h în relația (1.3) și împartind cu suprafața secțiunii de contact(Sc = Bmed*lc) rezultă valoarea presiunii medii de laminare:

(1.6)

Sau

(1.7)

în care: µy este coeficientul de reducere în zona de avans , care se poate determina cu relația (1.5) sau cu diagrama din figura (1.4);

Relația (1.7) se poate prezenta si sub următoarea forma:

(1.8)

β coeficientul lui Loode cu valoarea de β = 1,0… 1,155 , care se poate calcula în funcție de parametrii geometrici ai laminării cu următoarea relație prelucrată de autor:

Unde =ln(h1/h0); = ln(l1/l0)

kf – rezistența la deformare exprimata prin relația:

(1.9)

nv – coeficient care tine cont de mărirea limitei de curgere datorita creșterii vitezei de deformatie;

nt – coefficient care tine cont de micșorarea limitei de curgere datorita creșterii temperaturii de laminare

ne- coeficient care ține cont de mărirea limitei de curgere datorita ecruisări materialului laminat, calculat cu relația:

(1.10)

a și b – coeficienți care depind de intensitatea ecruisării materialului metalic laminat;

εi-1, εi – gradul total de reducere aplicat înaintea și după trecerea considerată, i;

σc- limita dc curgere a materialului laminatului determinate prin proba de tracțiune obținută din diagrame in funcție de gradul de reducere, temperatura si viteza de deformație.

Relația lui Stone

Este folosită în special pentru calculul presiunii medii în cazul laminării la rece a oțelurilor și are, următoarea expresie:

K este rezistența la deformare a materialului laminat în daN/mm2, calculata cu relația: K = 1,150cmed

σcmed – limita de curgere medie a materialului laminat corespunzătoare gradului de ecruisare la trecerea considerată, în daN/mm2;

σ – tensiunea medie în laminat, în daN/mm2 .calculata in funcție de tracțiune în laminat la intrarea ao și respectiv la ieșirea din zona de deformare, cu relația:

σ = 0,5(σ0 +σ1)

m – parametru ce ține cont de geometria zonei de deformare si valoarea coeficientului de frecare, calculat cu relația:

f – coeficientul de frecare corespunzător unsorii tehnologice si vitezei de laminare folosite;

lc – lungimea arcului de contact dintre cilindrii deformați elastic si laminat, calculată cu relația (1.19), in mm; hmed- grosimea medie a benzii la trecerea analizata în mm. Pentru calculul presiunii medii de laminare pe baza formulei lui Stone se poate folosi si nomograma propusa de autor si prezentata in fig. 11

Fig. 11.Nomograma pentru calculul presiunii la laminarea la rece a ofelului pe baza relației lui Stone

Cunoscandu-se valoarea medie a presiunii de laminare, pentru calculul forței de laminare de folosește relația

(1.11)

în care: Sc este secțiunea suprafeței de contact dintre laminat si cilindru; Bmed – lățimea medie a laminatului, calculată cu una din relatile:

pentru variație liniara a lățirii: Bmed = 0,5(B0 + B1,)

pentru variație parabolica a lățirii:

lc – lungimea arcului de contact, calculata cu relația (1.3) pentru laminarea la cald si cu relația (1.19) pentru laminarea la rece.

Determinarea experimentală a forțelor de laminare

Cunoașterea valorilor reale ale forțelor de laminare este necesara deoarece pe baza lor se poate calcula sau verifica utilajul de laminare, deformațiile elastice ale acestuia, puterea necesară de acționare etc. De asemenea, în funcție de presiunea de laminare calculată din valoarea forței determinate experimental se poate calcula coeficientul de frecare din zona de deformare, cu care de exemplu se poate testa efectivitatea unor lubrefianți tehnologici.

Pentru determinarea forțelor de laminare se folosesc anumite dispozitive numite captori de forța (mesdoze), care sunt plasate astfel:

între șuruburile de presiune si portlagarele cilindrului superior al cajei de laminare;

pe traversa superioara a cadrului sub piulița șurubului de presiune;

intre portlagarul cilindrului inferior si traversa inferioara a cadrului;

pe unul din stâlpii cadrului (solidar cu acesta)

Principalele tipuri de captori de forfa, in funcție de principiul pe baza căruia asigura măsurarea forței de laminare sunt următoarele:

captori de forfa dinamometrici;

captori de forfa hidraulici;

captori de forța cu traductori electrici.

Captorii de forța dinamometrici (fig.12) sunt formați dintr-un element elastic solicitat la compresiune 1 si un dispozitiv de măsurare 2 a deformatiei elastice ΔI apărută in timpul aplicării forței de măsurat P. Cele mai folosite , dispozitive de măsurare a deformatiei elastice absolute a elementului elastic sunt comparatoarele cu sensibilități de I um.

(1.12)

Fig.12. Captor de forță dinamometric

Atat captorii de forță dinamometrici cat si cei hidraulici dau rezultate sadisfacatoare in special măsurării forțelor de laminare constante, deoarece variațiile relativ mici ale forței de măsurat nu pot fi sesizate cu precizie.

Captorii de forța cu traductori electrici asigură măsurarea forței de laminare prin transformarea acestei mărimi mecanice într-o mărime electrică înregistrabilă

Prezentarea modelului matematic de calcul a presiunii de laminare

Pentru deducerea ecuației diferențiale a presiunii din zona de deformare a procesului de laminare se ia un element de suprafață infinit mic, de lungime dx si lățime egală cu unitatea si se analizează echilibrul forțelor ce acționează asupra acestuia, ca sumă a proiecțiilor pe direcția laminarii (o-x):

Sau

2σxy + 2σxdy + 2dσxy + 2dσxdy-2σ xy-2pxdx∙tgφx +2τx dx = 0

Având in vedere ca tg fx =dy/dx si neglijând termenii infinit mici de gradul doi se obține:

σxdy + dφx ∙ y – pxdx + τxdx = 0

Sau împarțind cu y∙dx rezultă:

(1.2.1)

Daca φx se micșorează până ce secțiunea analizată se află în zona de avans ecuația de echilibru va fi similară cu cea prezentată prin relația (1.12), cu deosebirea că forța specifica de frecare τx va fi înderpartată în sens contrar celei din zona de întârziere, respectiv în sens invers laminării. Deci pentru zona de avans ecuația de echilibru va fi:

(1.2.2)

Ținând cont de starea de tensiune ce apare în zona de deformare la laminare, caracterizată prin tensiuni principale: σz – tensiune maxima pe direcția înălțimii laminatului , σy – tensiune medie pe direcție transversală si σx – tensiune minima pe direcția longitudinala și de expresia simplificată a ecuației platicitatii (σ1- σ3 = k) rezultă următoarele:

px=σ1; σx= σ3; σ1 – σ3=px – σx=k

Înlocuindu-se aceste egalități în relațiile (1.2.1) si (1.2.2) se va obține:

(1.2.3)

Dacă rezistența la deformare k se admite constantă pe lungimea arcului de contact, iar înalțimea laminatului în secțiunea caracterizată de unghiul φx se considera hx rezultă :

d(px – k) = dpx

sau

(1.2.4)

Pentru determinarea relației de calcul a variației presiunii pe lungimea arcului de contact se va integra relația (1.2.4) în următoarele condiții de dependența dintre presiune și tensiunea de frecare (1.2.3):

pentru cazul când intre laminat si cilindri există frecare uscată:

τx = f ∙ px

pentru cazul când între laminat și cilindri există frecare lichidă:

pentru cazul când între laminat si cilindri există condiții de frecare intermediare

între frecarea uscată si cea lichidă:

τx = f ∙ k = const

Pentru primul caz privind condițiile de frecare ecuația diferențială a presiunii din zona de deformare a laminării va fi:

Sau

din care înlocuind raportul dy/dx=tgφx se obține expresia ecuației diferențiale data de Carman:

(1.2.5)

Pentru rezolvarea acestei ecuații diferențiale (1.2.5), Telicov admite arcul de cerc drept coardă și ca urmare raportul f/tgφ devine:

Introducând această expresie în relația 1.2.5 si admițând cazul zonei de întârziere (deci semnul minus), rezultă:

(1.2.6)

Dupa integrarea relației (1.2.6) se obține:

(1.2.7)

Pentru detenninarea constantei de integrare se admite: hx = H, și respectiv px≈ k, iar în funcție de acestea se obține:

înlocuind valoarea constantei C în ecuația (1.2.7) rezultă:

Sau

De unde

Sau antilogaritmând:

(1.2.8)

Din relația (1.2.8) explicându-se valoarea presiunii de laminare, pentru cazul zonei de întarzierevse va obține:

(1.2.9a)

În mod similar se poate obține și expresia presiunii pentru zona de avans:

(1.2.9b)

Admițându-se a doua ipoteză privind condițiile de frecare (data de Stiebet) în care

τx = f∙k= const., ecuația diferențială a presiunii din zona de deformare se obține tot din ecuația generala.

Considerandu-se arcul de contact drept o parabola cu ecuația:

hx = y – ax2 +b,

rezulta prin diferentierei:

dhx = dy = 2a ∙x∙dx

în care:

, iar

Introducându-se valorile lui y si dy in expresia (1.2.4) rezultă:

(1.2.10)

Făcându-se înlocuirea x = z și integrând relația (1.2..10) se vor obține următoarele expresii ale presiunii pe lungimea arcului de contact:

pentru zona de intarziere :

px = 2k∙ ln(z2 +1)arctgz + C0 (1.2.11a)

pentru zona de avans :

px = 2k∙ ln(z2 +1)arctgz + C1 (1.2.11 b)

Pentru determinarea constantelor de integrare se introduce in relațiile (1.2.11) următoarele condiții inițiale :

, z=0 și px≈2k

Și se obtine:

C0 = 2k∙[1- ln(z02 -1)]arctgz0

C1= 2k

În funcție de aceste valori ale constantelor de integrare, relațiile (1.2.11) devin:

pentru zona de întârziere:
px = 2k∙(1- ln) (1.2.12a)

pentru zona de avans

px = 2k∙[1- ln()] (1.2.12b)

În cazul când pe suprafața de contact are loc frecarea lichidă (cazul laminării la rece cu viteze de laminare ridicate si cu ungerea tehnologică pe cilindrii bine șlefuiți) , pentru care tensiunea de frecare este de , ecuația diferențială a presiunii de laminare pe baza relației (1.2.4) a fost dedusa de Nadai.

Pentru aceasta în ecuația tensiunii de frecare s-a notat:

Δ- grosimea peliculei de lubrifiant;

νl,νx- viteza laminatului la intrarea in zone de deformare si respective in secțiunea analizata

νc – viteza cilindrilor

Cu aceste notații se va obține:

Sau

(1.2.13)

În acest caz ecuația diferențială a presiunii prin introducerea expresiei (1.2.13) in relația (1.2.4) va fi:

Admitându-se si în acest caz, că arcul de contact, ca și în cazul expresiei dată de Siebel, este o parabola cu ecuația: hx = y = ax2 + b , care prin diferențiere devine:

dhx = dy = 2a∙x∙dx

și în care:
, ,

De asemenea notându-se , rezultă următoarea formă a ecuației diferențiale:

în care

zn – este o mărime ce depinde de poziția secțiunii neutre.

Dupa integrarea acestei ecuații diferențiale se obține:

Constanta de integrare C se determina pentru z=0 , iar expresia presiunii se va prezenta astfel:

(1.2.14)

În care cu B s-a notat raportul:

Rezultate obținute și concluzii

Rezultate obținute

Tab.1. Variația presiunii de laminare funcție de reducerea aplicată la laminarea oțelului R3 dintr-un semifabricat cu grosimea H~1O0mm pentru o temperatura de 1000°C și o viteză de laminare de 2m/s

Tab.2. Variația presiunii de laminare funcție de reducerea aplicata la laminarea otelului R3 dintr-un semifabricat cu grosimea H-IOOmm pentru o temperatura de 1000°C si o viteza de laminare de 2m/s

Tab.2. Variația presiunii de laminare ftinctie de temperatura Ia laminarea otelului R3 dintr-un semifabricat cu grosimea H= lOOmm pentru o reducere de 20% si o viteza de laminare de 2m/s

Tab.4. Variația presiunii de laminare funcție de viteza la laminarea oțetului R3 dintr-un semifabricat cu grosimea Hb=1OOmm pentru o reducere de 20% și o temperatura de 1000°C.

Influența vitezei de laminare asupra valorii și repartizării presiunii pe lungimea arcului de contact la laminarea oțelului R3 dintr-un semifabricat cu grosimea H=100mm pentru o reducere de 20% și la o temperatură de T=1000C pe caja degrosisoare a laminorului L.T.G.3300

Concluzii

Analizând graficele prezentate anterior se constata următoarele :

cu creștera vitezei, presiunea de laminare creste. iar maximul se deplasează spre zona de intrare ;

cu creșterea temperaturii, presiunea de laminare scade, iar maximul se deplasează spre zona de ieșire ;

cu creșterea reducerii aplicate , presiunea de laminare crește, iar maximul se deplasează spre zona de intrare ;

Proiectarea tehnologiei de laminare a sortimentului de tablă groasa 8×260(1 moi din otel R3 în două variante pe laminorul LTG 3300mm de la S.C. MITTAL STEEL Galați.

Prezentarea fluxului general de fabricație din secția de laminare si a principalelor caracteristici ale utilajului de baza. (Laminor de tabla groasa cu doua caje in tandem)

Sortimentul laminat: tablă groasă din oțel carbon, oțel slab aliat si oțel înalt aliat,cu grosimi cuprinse între 4…150 mm., lățimi de 800…3000 mm și lungimi între 2…15m(excepțional până la 30m.), folosind drept semifabricat brame cu greutăți între 1… 141 (H0=100.. .300 mm., B0=800.. .1900 mm., Lo=l ,5.. .6m) sau în unele cazuri lingouri cu secțiune dreptunghiulară și masă cuprinsa intre 6.. .3.

Componenta laminorului:

1 .Macara semiportal pentru depunerea bramelor pe calea cu role de încarcare a cuptoarelor de incalzire (2).

3.Cuptoare cu propulsie cu cinci zone (doua zone de preîncalzire, doua zone de încălzire și o zonă de egalizare, cu o productivitate de 100t/h, încălzire și o zonă de egalizare), cu încărcare și descărcare frontala, si cu o suprafața a vetrei de 6,8 x 28,5 m . Pentru încarcarea si deplasarea bramelor în cuptoare acestea sunt dotate cu împingatoare cu două brațe, care pot lucra simultan (în cazul bramelor lungi) sau individual (pentru brame cu lungimea mai mica de 3m.). Evacuarea bramelor se realizează prin alunecare pe un plan înclinat cu o pantă de 34°, pâna la calea cu role principală a laminorului 4.

5.Cuptoare adânci cu flacăra intoarsa pentru incalzirea lingourilor, având dimensiunile de 6,5x4x4,3m., capacitatea de încărcare de 120t (8 lingouri de 15t, in general) și productivitatea de 16t/h.

6.Transfercar automotor pentru lingouri, cu depunere frontala a lingourilor pe calea cu role principala a laminorului 4.

7.Instalație de desțunderizare hidraulică, prevăzuta cu două rampe de stropire, cu duze înclinate la 15° fața de verticala, prin care apa este injectată cu o presiune de 1 lOatm.

8.Cajă verticala duo reversibila.

9.Cajă degrosisoare cuarto reversibila.

lO.Cajă fmisoare cuarto reversibila.

Pentru ghidarea laminatelor, de ambele parti ale celor două caje orizontale se găsesc manipulatoare, iar pentru rotirea laminatelor, in fata si in spatele cajei degrosisoare sunt plasate căi cu role de rotire.

11 .Pat de răcire cu latime de 20m., pentru table mai groase de 40mm.

12.Foarfece pentru debitarea bramelor si tablelor foarte groase, cu o forță de taiere de 2900

13.Cântar bascula pentru brame sau table foarte groase.

14.Stivuitor de brame sau table foarte groase.

15.Foarfece de șutare și debitare la cald a tablelor finite cu secțiuni de maxim 40x3200mm2.

16. Mașini cu role pentru indreptat la cald tabla cu grosimi de 4.. .28mm.

17.Paturi de răcire cu o latime de 32,4m. si o incarcâre de transportat de 30tf.

18.Transportor transversal cu lanțuri, pentru alimentarea cuptoarelor de normalizare.

19.Cuptoare de normalizare continue cu role metalice și noua zone de încălzire, cu o suprafață a vetrelor de 3,6x94m2,încălzite cu gaz metan sau bigaz și cu o productivitate de 118 t/h pentru table calde si de 59t/h pentru table reci.

20.Presa de calire pentru table cu grosimi de max. 40mm.

21.Mașini de indreptat la cald table tratate termic cu grosimi intre 8..40mm. , in funcție de rezistenta la rupere a materialului.

22.Paturi de control si indepartarea defectelor de suprafața, prevăzute cu răsturnătoare pentru table, astfel ca aceste operații sa, se poată executa pe ambele fete ale tablelor.

23.Instalație de control cu ultrasunete.

24.Mașină de trasat tablele ce urmează a fi debitate la formate mai mici.

25 .Foarfece de șutare si debitare la rece, cu o forță de tăiere de 570 tf.

26.Transportoare transversale cu lanțuri și degete basculante, destinate alimentării linilor de tăiere.

27.Foarfece cu discuri pentru tăierea marginilor la table cu grosimi cuprinse intre 4..20 mm.

28.Foarfece cu discuri pentru tăiere longitudinală și obținerea unor table înguste.

29.Foarfece ghilotina pentru debitare cu o forța de 570tf. 30.Cântar pentru table finite.

31.Stivuitor de table finite.

32.Foarfece ghilotina pentru tăierea marginilor la tablele cu grosimi intre 20…40mm.

33.Foarfece ghilotina pentru debitarea tablelor cu grosimi cuprinse intre 20… 40mm.

34.Transportor transversal pentru deplasarea tablelor de linie de taiere la calea cu role care alimentează stivuitoarele 35 pentru table finite sau mașina de indreptat 1a rece 36.

37.Cuptor pentru tratamente termice de imbunatatire, cu o lungime de 49m., dotat cu role pentru deplasarea tablelor.

38.Presa de calire, care asigura stropirea bilaterala a tablelor incalzite, cu grosimi maxime de 80mm.

39.Cuptor cu role pentru revenirea tablelor călite cu o lungime de 55m.Din punct de vedere constructiv cuptorul pentru încălzire în vederea călirii cât și cuptorul de revenire sunt similare cuptoarelor de normalizare. Tablele îmbunatățite pot fi introduse în fluxul principal al ajustajului laminorului cu ajutorul transportorului transversal 40 sau al ăaii cu role de răcire și ocolire 41,1a capătul căreia se afla foarfecele de debitare 42, cântarul 43 si stivuitorul de table 44.

45.Instalație de sutare și debitare pentru tablele cu grosimi până la maximum 150mm. folosind tăierea cu flacăra oxiacetilenica.

Caracteristicile acestor caje de laminare sunt următoarele:

Caracterizarea materialului și produsului

Caracterizarea materialului

STAS 2883/1-70

OȚEL LAMINAT LA CALD

Table pentru cazane si recipiente sub presiune

Generalități

Domeniul de aplicare

Prezentul standard se referă la tablele din oțel de calitate superioară, laminat la cald, in grosime de peste 6mm inclusiv , folosite în construcția de cazane și recipiente sub presiune.

Din punct de vedere al materialului și al temperaturii de funcționare, tablele pentru cazane și recipiente sub presiune se clasifică în :

table pentru recipiente sub presiune la temperatură normală și la temperaturi joase , din oteluri symbol K ;

table pentru cazane de abur si recipiente sub presiune la temperaturi ridicate , din oteluri symbol K .

Din punct de vedere al condițiilor de verificare ultrasonica a defectelor interne , tablele se clasifică în trei clase de calitate conform tabelului:

Notarea

Notarea tablelor pentru cazane și recipiente sub presiune se face indicând denumirea, marca de oțel și separate printr-o linie oblică, literă ce indică clasa de calitate, urmată de numărul prezentului standard . Exemplu de notare :

Tabla K 3/A STAS 2883/3-70 înseamna tabla pentru recipiente sub presiune la temperaturi ridicate din marca de oțel 3 și clasa de calitate A .

Tabla R 3/B STAS 2883/2-70 înseamna tabla pentru recipiente sub presiune la temperatura normala și la temperatura joasă , din marca de oțel 3 din clasa de calitate B .

Condiții tehnice

Dimensiuni, abateri limita si condiții de forma .

Conform STAS 437-67

Material

Tabla se laminează din oțel elaborat în cuptoare Martin, cuptoare electrice sau în convertizoare cu insuflare de oxigen .

Compoziția chimică și caracteristicile mecanice de rezistență și tehnologice conform standardelor respective mărcii de oțel:

– STAS 2883/2-70 "Table pentru recipiente sub presiune la temperature normala si la temperature joase"

– STAS 2883/3-70 "Table pentru cazane și recipiente sub presiune la temperaturi ridicate''.

Sudabilitatea

Mărcile de oțel utilizate la fabricația tablelor pentru cazane și recipiente sub presiune , prin compoziția lor chimică, fac parte din categoria oțelurilor sudabile .

Comportarea la sudare a materialului de baza este caracterizata prin:

compoziția chimica garantata de produs : din STAS 2883/2-70 si STAS 2883/3-70 .

rezultatele incercarii de încovoiere prin KV pentru determinarea energiei consumata la rupere la tablele pentru recipiente sub presiune la temperature normala si la temperaturi joase , care trebuie sa corespunda valorilor din STAS 2883/2-70;

rezultatele rezilienței după îmbătrânire, la tablele pentru cazane și recipiente sub presiune la temperature ridicate, care trebuie să corespundă valorilor din STAS 2883/3-70;

încercarea de îndoire a epruvetei încărcate longitudinal cu sudură , pentru tablele cu grosimi intre 20 si 50 mm , conform STAS 7748-67 .

Control ultrasonic

Condițiile de verificare si de acceptare a tablelor pe baza controlului ultrasonic se stabilesc prin prescripții I.S.C.I.R. sau prin standarde de stat.

Macrostructura.

Conform înțelegerii intre parti ca o condiție suplimentara de livrare numai pentru tablele din calitatea C .

Aspect

Tablele trebuie sa aiba suprafețe netede si curate , lipsite dr basici, pelicule , așchii, sufluri, crăpaturi, incluziuni nemetalice si de zgura , lipsuri de material sau stratificări (suprapuneri de material). La marginile tablelor nu se admit stratificări sau crăpături.

Se admit următoarele defecte :

straturi de tunder sau rugina, cu condiția ca acestea sa nu împiedice constatarea defectelor de suprafața sau efectuarea controlului ultrasonic (in cazul tablelor din clasele de calitate A si B);

zgârieturi si asperități rămase după căderea țunderului, cu adâncimi în limitele abaterilor la grosime, fără ca grosimea să scadă sub cea minimă admisă în standardul dimensional respectiv .

Se admite îndepărtarea defectelor locale , izolate , prin polizarea cu intrare și ieșire în panta lină, cu condiția ca grosimea în locurile curățate să nu fie sub cea minimă admisă în standardul dimensional respectiv.

Starea de livrare

Tabla pentru cazane si recipiente sub presiune se livrează numai in stare tratata termic , conform STAS 2883/2-70 si STAS 2883/3-70 .

Condiții de taiere.

Nu este admisă tăierea cu flacăra a tablelor cu grosime până la 40 mm .

Reguli pentru verificarea calității.

Loturi

Verificarea calității tablelor se face pe loturi formate din tabla mama cu grosimi care diferă între ele cu cel mult 2 mm (dar care fac parte din aceeași grupă de grosime în ceea ce privește caracteristicile mecanice), provenite din aceiași șarja si oală, din aceiași clasă de calitate, cu regim de tratament termic

Mărimea loturilor:

15t pentru table cu grosime de max. 9 mm inclusive ; 30t pentru table cu grosime de peste 9 mm . Cantitățile reprezentând pana Ia jumătate dintr-un lot se atașează la unul din loturi, iar cele reprezentând peste jumătate dintr-un lot, vor forma un lot independent.

Luarea probelor.

Pentru analiza chimica a otelului lichid la turnare , probele se vor lua conform STAS 2015-65.

Pentru verificarea compoziției chimice pe produs, probele se iau din epruvete de tracțiune , provenind de la ambele capate ale tablei mama , prin aschiere pe toata grosimea lor .

Pentru încercările mecanice si tehnologice din fiecare capăt al tablei mamă în stare tratată termic se ia câte o probă .

Cu acordul beneficiarului, în cazul tablelor mamă cu lungimea mai mică de 5 m, se ia doar o singură probă de la unul din capetele tablei.

Probele trebuie dimensionate astfel încât, în caz de necesitate, să fie posibilă executarea epruvetelor pentru repetatea încercărilor si verificărilor.

Toate epruvetele pentru încercările mecanice și tehnologice se iau perpendicular pe direcția de laminat, cu excepția epruvetelor pentru încercarea de încovoiere prin șoc și determinarea energiei de rupere KV, care se iau paralel cu direcția de laminare . În cazul tablelor cu grosime de 6… 11 mm la încercările de încovoiere prin șoc și determinarea rezilienței și a energiei de rupere KV , la înțelegere între părți se vor executa epruvete cu înalțimea egalș cu grosimea tablei,

valorile admise fiind aceleași ca pentru epruvete normale .

Luarea și pregătirea probelor pentru verificarea macrostructurii, se face conform înțelegerii între beneficiar si producător .

Verificări si incercari conform tabelului 2 .

Loturile respinse la verificările și încercările din table, pot fi remaniate și resortate, după care se pot prezenta din nou pentru verificare , ca loturi noi.

Marcare, livrare, documente

Marcarea se face prin poansonare si prin vopsirea pe fiecare foaie debitata din tabla mama recepționată .

Marcarea prin poansonare se face la un capăt al tablei pe una din părțile laterale si va cuprinde :

marca de fabrica;

marca oțelului și clasa de calitate ;

numărul șarjei;

numărul tablei mama si numărul de ordine al foii debitate, separate printr-o linie oblige;

poansonul C.T.C. înălțimea poansonului 6mm… l0mm .

Marcarea prin poansonare se incadreaza cu vopsea alba .

Marcarea prin vopsea se face la un colț cu 3 dungi colorate, de minimum 50mm lățime fiecare, cu vopsea durabilă în culorile indicate în STAS 2883/2-70 și STAS 2883/3-70.

Livrarea tablelor se face pe baza unui buletin de calitate

Documente

Buletinul de calitate , se explica o data furniture , iar copia buletinului prin poștă.

Se eliberează un buletin pentru fiecare vagon , daca lotul se incarca in mai multe vagoane , iar daca intr-un vagon se incarca tabla din loturi diferite m fiecare lot va fi insotit de buletinul de calitate . Buletinul de calitate va cuprinde:

denumirea uzinei producătoare;

numele beneficiarului;

numărul si data comenzii;

marca si clasa de calitate ;

numărul șarjei, al lotului si numerele tablelor mama ;

tratamentul termic aplicat;

rezultatul verificărilor si incercarilor ;

dimensiunile tablei si standardul respectiv ;

masa totala;

numărul avizului de expediere (pe exemplarul expediat prin posta );

semnul organului C.T.C.

Compoziția chimică

La înțelegere se poate limita conținutul maxim de carbon sub valoarea prescrisa, aceasta constituind o condiție suplimentară de livrare .

Pentru produsele finite, nerespectarea conținutului minim de Mn nu constituie motiv de refuz, daca toate celelalte caracteristici din standard sunt respectate .

Conținutul minim de Al din table se refera la otelul lichid . Pe produs conținutul de Al trebuie sa fie minim 0,02%

Conținutul de azot în oțelul elaborat în convertizoare cu insuflare de oxigen va fi de maxim 0,008%

Conținutul admis de elemente reziduale de Cr, Ni și Cu nu va depăși 0,30% fiecare, iar suma lor nu va depăși 0,7; pentru As: max. 0,06%.

Caracteristici mecanice de rezistenta si tehnologice .

Culori de marcare prin vopsire

Indicații orientative asupra intervalului de temperature pentru deformarea plastica la cald si asupra tratamentului termic

Caracterizarea produsului

Oțel laminat la cald TABLE GROASE (STAS 437/67)

Dimensiuni

Abateri limita

Abateri limita la grosimi

Abateri limită la lățime

Abateri limita la lungime

Dacă în comandă nu se prescrie o altă formă, tablele se taie în unghi drept.

Se admite o abatere a tăieturii de la unghiul drept, de :

5mm/m lățime pentru table până la 6m lungime ;

8 mm/m lățime pentru table peste 6m lungime;

Cu condiția respectării dimensiunilor nominale ale tablei in limitele abaterilor .

Tablele se livrează cu suprafețe plane obținute prin îndreptarea la cald si eventual la rece .

Abaterea de la planitatea (săgeata) tablelor , trebuie sa fie conform tabelului

Tablele groase se livrează pe baza masei teoretice care se determina luandu-se ca baza densitatea de 7,85 kg/dm3

Condițiile tehnice , regulile pentru verificarea calității, marcarea , livrarea si documentele sunt cele din standardul mărcii respective de otel.

Proiectarea schemei de laminare pentru sortimentul impus în două variante

Determinarea masei table brute:

; unde:

H=8 mm;

B=2600 mm;

L=1500 mm;

p – densitatea otelului;

p = 7,8g/cm3;

m= 3 table finite.

Se adoptă deasemenea următoarele valori pentru sutaje:
SB = 4%; SL = 6%

În funcție de acestea masa tablei brute va fi:

mt= 8,05t

Determinarea masei bramei (slebului)

;

p= 2…2,5% – pierderile de material prin oxidare în timpul încălzirii în cuptoare cu propulsie.

Pierderile prin oxidare in timpul încălzirii s-au adoptat egale cu p=2%;

Determinarea dimensiunilor brarnei (slebului)

a)Grosimea bramei

Deoarece grosimea bramei pentru table groase se situează intre 250…400mm , adoptăm doua variante:

Varianta 1: Hs = 250mm;

Varianta 2: Hs = 300mm;

b)Lungimea bramei:

Deoarece lățimea tablei B este mai mare decât lățimea maximă de sleb (Bsmax =1800mm) sunt necesare treceri transversale de lățire, treceri care ameliorează și anizotropia propietăților mecanice și impunem:

L, = (0,8…0,9)Llc = (0,8…0,9) -3300 = 2640…2970mm , unde:

Llc este lungimea tăbliei cilindrilor de lucru (lungimea slebului nu trebuie sa

depășească 80…90% din lungimea tăbliei cilindrilor de lucru).

Adopt Ls = 2800mm

c)Lățimea bramei:

;

Pentru varianta 1, avem:

Adopt = 1500mm

Pentru varianta 2, avem:

Adopt Bs = 1250mm

Vom avea variante:

Varianta 1 : Se adoptă un sleb cu dimensiunile : 250 x 1500 x2800 mm

Varianta 2: Se adoptă un sleb cu dimensiunile: 300 x 1250 x2800 mm

Calculul reducerilor maxim admisibile:

Reducerile maxim admisibile se calculează pentru: unghiul de prindere rezistenta cilindrilor puterea motorului

Pentru unghiul de prindere ca factor limitativ:

Δhmax=D(1-cosαmax)

la caja degrosisoare:

Δhmax = 1050[l-cos(l8…20°)]= 1050(0,049…0,073) = 51..76mm

α = 18 ÷22° pentru trecerile degrosisoare:

D- diametrul cilindrilor de lucru : D=1050 mm;

la caja finisoare

Δhmax = 92o[l-cos(15…18°)] = 920(0,034…0,049) = 31…45mm

α= 15 ÷18° pentru trecerile finisoare ;

D – diametrul cilindrilor de lucru : D=920 mm;

Pentru rezistența cilindrilor ca factor limitativ:

Conform caractersiticilor laminorului, cilindrii orizontali de lucru admit o forță de Pmax=35MV (3500tf) , valoare ce se incadreaza in intervalul recomandat:

=(800…1200tf/m) Lc , respectiv Pmax =2640…3960tf/m

Presiunea medie de laminare, pentru o variație a grosimii tablei intre 200.. 125 mm, se aproximează pentru trecerile transversale la o valoare de 7,5 daN/mm2 .Rezultă, deci pentru trecerile transversale :

()

Lățimea de 3050 mm apare după primele treceri transversale efectuate înaintea trecerilor de lățire.

La trecerile longitudinale degrosisoare, presiunea medie de laminare pentru o variație a grosimii tablei între 125…60mm, se aproximează între 8…11 daN/ mm2

Se obține deci:

Lățimea este în cazul trecerilor degrosisoare 2742 mm, deoarece lățimea tablei este B=2600 mm , iar lățimea tablei brut laminate este:

valoare la care se adaugă si valoarea reducerii de refulare: ΔbrII =20mm.

Deci bm = 2704 + 20 = 2724mm

La trecerile longitudinale fînisoare presiunea medie de laminare pentru o variație a grosimii tablei între 60…15mm, se aproximează între 11…22 daN/ mm2

bm = 2704mm, deoarece lățimea tablei brut laminate este:

Pentru punerea motorului ca factor limitativ:

La trecerile transversale:

La trecerile longitudinale degrosisoare:

Rezulta deci, că valorile minime ale reducerilor maxim admisibile, care nu trebuiesc depășite prin schema de reduceri ce se va stabili, sunt:

la trecerile transversale : 30..41mm

la trecerile degrosisoare longitudinale : 24..46mm

la trecerile longitudinale finisoare : 7,5..28mm

Reducerile aplicate in timpul laminarii trebuie sa fie mai mici decât valoarea minimă a reducerilor maxim admisibile corespunzătoare.

Stabilirea schemei tehnologice a reducerilor pe treceri pentru varianta 1

(250 X 1500 X 2800 mm)

Stabilirea valorilor reducerilor pe treceri

La prima trecere de refulare se adopta o reducere absoluta Δhr,1 = 3Omm ,h1= H2=250mm

Pentru a doua trecere de refulare se adopta Δhr,2 = 20mm

Reducerea totală ce trebuie realizată prin trecerile transversale de lățire va fi:

Această reducere totală se va realiza printr-un număr de treceri egal cu:

Se vor adopta 4 treceri.

Trecerile longitudinale degrosisoare:

Grosimea tablei după trecerile longitudinale degrosisoare:

=1,7…4,0; adopt =2,45;

Reducerea totală ce trebuie realizată prin trecerile longitudinale degrosisoare după trecerile de lățire va fi:

Δhd =h7-hd =126-55 = 71mm

Numărul de treceri în care trebuie să se efectueze această reducere este necesar sp fie impar. În funcție de valoarea reducerii maxim admisibile rezultă:

Se vor adopta trei treceri.

Trecerile longitudinale finisoare: Numărul de treceri la cajă finisoare trebuie să fie tot impar pentru asigurarea fluxului normal al tablei laminate:

Adopt șapte treceri, pentru care reducerile relative se recomandă a fi descrescătoare de la prima spre ultima trecere. Reducerea totală la laminarea longitudinală finisoare:

Δhtot =h10-hn =55-8 =47mm

Stabilirea schemei tehnologice de laminare a reducerilor pe treceri pentru varianta a 2a

(300 X 1250 X 2800 mm)

Stabilirea valorilor reducerilor pe treceri:

La prima trecere de refulare se adopta o reducere absoluta de Δhr1 = 30mm , h1= H2=300mm

Trecerile longitudinale degrosisoare. Se vor executa două treceri, astfel ca laminatul să se afle în fața cajei pentru rotirea sa cu 90°, înaintea următoarelor treceri de lățire.

Grosimea tablei ce se va obține dupa aceste treceri va fi:

Această reducere totală se partizează pe cele două treceri astfel:

Δh1=10mm; Δh2=8mm; în funcție de care rezultă:

h2= h1-Δ h1 =300-10=290mm

h3= h2-Δ h2 =290- 8 =282mm

Trecerile transversale de lățire:

Grosimea tablei după trecerile de lățire:

Pentru a 2-a trecere de refulare se adoptă Δhr2=20mm

Reducerea totala ce trebuie realizata prin trecerile transversale de lățire va fi:

Δh1=h3-ht = 282-126=156mm

Această reducere totală se va realiza printr-un număr de treceri egal cu:

Se vor adapta 6 treceri.

Trecerile longitudinale degrosisoare:

Grosimea tablei dupa trecerile longitudinale degrosisoare:

=1,7…4,0; adopt =2,45;

Reducerea totală ce trebuie realizată prin trecerile longitudinale degrosisoare după trecerile de lățire va fi:

Δhd =h7-hd =126-55 = 71mm

Numărul de treceri în care trebuie să se efectueze această reducere este necesar sp fie impar. În funcție de valoarea reducerii maxim admisibile rezultă:

Se vor adopta trei treceri.

Treceri longitudinale finisoare:

Numărul de treceri la cajă finisoare trebuie sa fíe tot impar pentru asigurarea fluxului normal al tablei laminate:

µmed=1,2..1,4

Adopt 7 treceri, pentru care reducerile relative se recomandă a fi descrescătoare de la prima spre ultima trecere.

Reducerea totala la laminarea longitudinala finisoare:

Δhtot =h10-hn =55-8 =47mm

Calculul productivității liniei de laminare pentru cele doua variante de schema de reduceri

Valuarea productivității liniei de laminare se obține din raportarea greutății semifabricatului (m) folosit pentru laminare la timpul total (t c) necesar laminarii complete a acestui semifabrucat.

[t/h]

În cazul prezent, deformarea unui semifabricat începe numai după ce laminatul anterior a fost complet laminat, timpul tital de laminare reprezintă suma timpilor mașina ™ si a timpilor pauza (tp)

Calculul timpilor mașina:

tmi = t1i+ t2i+ t3i, unde

t1i – timpul de accelerare

t2i – timpul de decelare

t3i – timpul de laminare cu viteza constantă

În care:

n 1i – turația de prindere la trecerea respectiva, rot/min

n2i, – turația de regim, rot/min

n3i – turația la care laminatul părăsește zona de deformare m rot/min n 2/ se adopta:

n2i se adoptă:

n2i (0..80] pentru caja degrosisoare

n2i [50..100] pentru caja finisoare

n1i= (0,3-0,5)∙n2i

n3i= (0,7..0,9)∙ n2i

a,b – accelerația,respectiv decelerația turației motorului de acționare a cajei de laminare, în rot/min • s

a= 30..70 rot/min∙s

b= 70..90 rot/min∙s

L- lungimea laminatului la trecerea respectivă, în mm

D- diametrul cilindrilor de lucru, în mm

Calculul timpilor pauză:

În cazul nostru se întâlnesc următorii timpi pauză:

Timpul necesar pentru transportul semifabricatului pe caile cu role .

Acest timp se calculează cu formula:

, în care:

Lc – distanța dintre două caje succesive (distanța de transport), în m

L – lungimea laminatului, în m

Vm- viteza medie a căii cu role, în m/s

Timpul necesar pentru răsturnarea laminatului.

Acest timp se apreciează la circa 2..3 s

Timpul necesar pentru schimbul sesnsului de rotație la laminoarele reversibile

Acest timp se determină cu formula:

– timpul pauzei al trecerii "n"

n3∙n – turația de ieșire a laminatului la trecerea "n"

n1∙n+1 – turația de prindere a laminatului la trecerea urmatoare"n+l"

a – accelerația turației, in rot/min∙s

b – deceleratia turației, in rot/min∙s

Timpul de așteptare (ta) de la terminarea laminării semifabricatului anterior, până la începerea laminării unui nou semifabricat. Acest timp se aprecieaza la 3..10s pentru semifabricate.

Calculul timpului necesar laminării:

Se adoptă ca fiind timpul necesar laminării valoarea cea mai mare dintre cei doi timpi calculați cu formulele de mai sus.

Calculul productivității:

Unde m=ρ∙Hs∙Bs∙Ls

ρ =7,8/m3

Hs = 250mm

Bs=1500mm

LS = 2800mm

ρ – densitatea oțelului

Hs – înălțimea șlepului

Bs – lățimea șlepului

Ls – lungimea șlepului

Calculul timpilor mașina pentru varianta 1

n2i Є(0..80] pentru caja degrosisoare

n2iЄ [50..100] pentru caja finisoare

n2i se adoptă:

Pentru trecerea 1: n2i =20 rot/min ;

Pentru trecerea 2: n2i =20 rot/min ;

Pentru trecerea 3: n2i =20 rot/min ;

Pentru trecerea 4: n2i =20 rot/min ;

Pentru trecerea 5: n2i =30 rot/min ;

Pentru trecerea 6: n2i =30 rot/min ;

Pentru trecerea 7: n2i =40 rot/min ;

Pentru trecerea 8: n2i =50 rot/min ;

Pentru trecerea 9: n2i =70 rot/min ;

Pentru trecerea 10: n2i =50 rot/min ;

n1i= (0,3-0,5)∙n2i; n1i= 0,4∙n2i

n3i= (0,7..0,9)∙ n2i; n3i= 0,8∙n2i

a=30..50rot/min∙s; adoptă= 40rot/min;

b=70..90rot/min∙s; adoptă= 80rot/min;

Trecerea 1:

n21 =20 rot/min ;

n11= 0,4∙n21; 0,4∙20=8rot/min

n31= 0,8∙n21; 0,8∙20=16rot/min

tm∙1= t11 + t21 + t31 = 0,3 + 2,452 + 0,05 = 2,800s

Trecerea 2:

n22 =20 rot/min ;

n12= 0,4∙n22; 0,4∙20=8rot/min

n32= 0,8∙n22; 0,8∙20=16rot/min

tm∙2= t12 + t22 + t32 = 0,3 + 2,52 + 0,05 = 2,87s

Trecerea 3:

n23 =20 rot/min ;

n13= 0,4∙n23; 0,4∙20=8rot/min

n33= 0,8∙n23; 0,8∙20=16rot/min

tm∙3= t13 + t23 + t33 = 0,3 + 1,341 + 0,05 = 1,691s

Trecerea 4:
n24 =20 rot/min ;

n14= 0,4∙n24; 0,4∙20=8rot/min

n34= 0,8∙n24; 0,8∙20=16rot/min

tm∙4= t14 + t24 + t34 = 0,3 + 1,629 + 0,05 = 1,979s

Trecerea 5:

n25 =30 rot/min ;

n15= 0,4∙n25; 0,4∙30=12rot/min

n35= 0,8∙n25; 0,8∙30=24rot/min

tm∙5= t15 + t25 + t35 = 0,45 + 1,0963 + 0,075 = 1,621s

Trecerea 6:

n26 =30 rot/min ;

n16= 0,4∙n26; 0,4∙30=12rot/min

n36= 0,8∙n26; 0,8∙30=24rot/min

tm∙6= t16 + t26 + t36 = 0,45 + 1,272 + 0,075 = 1,797s

Trecerea 7:

n27 =40 rot/min ;

n17= 0,4∙n27; 0,4∙40=16rot/min

n37= 0,8∙n27; 0,8∙40=32rot/min

tm∙7= t17 + t27 + t37 = 0,6 + 1,3236 + 0,1 = 2,0236s

Trecerea 8:

n28 =50 rot/min ;

n18= 0,4∙n28; 0,4∙50=20rot/min

n38= 0,8∙n28; 0,8∙50=40rot/min

tm∙8= t18 + t28 + t38 = 0,75 + 1,374 + 0,155 = 2,249s

Trecerea 9:

n29 =70 rot/min ;

n19= 0,4∙n29; 0,4∙70=28rot/min

n39= 0,8∙n29; 0,8∙70=56rot/min

tm∙9= t19 + t29 + t39 = 1,05 + 0,936 + 0,175 = 2,161s

Trecerea 10:

n210 =50 rot/min ;

n110= 0,4∙n210; 0,4∙50=20rot/min

n310= 0,8∙n210; 0,8∙50=40rot/min

tm∙10= t110 + t210 + t310 = 0,75 + 3,19 + 0,125 = 4,06s

Calculul timpilor mașina pentru varianta 1:

n Є(0..80] pentru caja degrosisoare

n Є (0..100] pentru caja finisoare

n2i se adoptă:

Pentru trecerea 1: n2i =20 rot/min ;

Pentru trecerea 2: n2i =20 rot/min ;

Pentru trecerea 3: n2i =20 rot/min ;

Pentru trecerea 4: n2i =30 rot/min ;

Pentru trecerea 5: n2i =30 rot/min ;

Pentru trecerea 6: n2i =30 rot/min ;

Pentru trecerea 7: n2i =40 rot/min ;

Pentru trecerea 8: n2i =40 rot/min ;

Pentru trecerea 9: n2i =50 rot/min ;

Pentru trecerea 10: n2i =60 rot/min ;

Pentru trecerea 11: n2i =70 rot/min ;

Pentru trecerea 12: n2i =50 rot/min ;

n1i= (0,3..0,5)∙n2i; n1i= 0,4∙n2i;

n3i= (0,7..0,9)∙ n2i; n3i= 0,8∙n2i;

a=30..50rot/min∙s; adoptă= 40rot/min∙s;

b=70..90rot/min∙s; adoptă= 80rot/min∙s;

Trecerea 1:

n21 =20 rot/min ;

n11= 0,4∙n21; 0,4∙20=8rot/min

n31= 0,8∙n21; 0,8∙20=16rot/min

tm∙1= t11 + t21 + t310= 0,3 + 2,45 + 0,05 = 2,8s

Trecerea 2:

n22 =20 rot/min ;

n12= 0,4∙n22; 0,4∙20=8rot/min

n32= 0,8∙n22; 0,8∙20=16rot/min

tm∙2= t12 + t22 + t32 = 0,3 + 2,52 + 0,05 = 2,87s

Trecerea 3:

n23 =20 rot/min ;

n13= 0,4∙n23; 0,4∙20=8rot/min

n33= 0,8∙n23; 0,8∙20=16rot/min

tm∙3= t13 + t23 + t33 = 0,3 + 1,038 + 0,05 = 1,388s

Trecerea 4:
n24 =30 rot/min ;

n14= 0,4∙n24; 0,4∙30=12rot/min

n34= 0,8∙n24; 0,8∙30=24rot/min

tm∙4= t14 + t24 + t34 = 0,45 + 0,63 + 0,075 = 1,155s

Trecerea 5:

n25 =30 rot/min ;

n15= 0,4∙n25; 0,4∙30=12rot/min

n35= 0,8∙n25; 0,8∙30=24rot/min

tm∙5= t15 + t25 + t35 = 0,45 + 0,8 + 0,075 = 1,325s

Trecerea 6:

n26 =30 rot/min ;

n16= 0,4∙n26; 0,4∙30=12rot/min

n36= 0,8∙n26; 0,8∙30=24rot/min

tm∙6= t16 + t26 + t36 = 0,45 + 0,99 + 0,075 = 1,515s

Trecerea 7:

n27 =40 rot/min ;

n17= 0,4∙n27; 0,4∙40=16rot/min

n37= 0,8∙n27; 0,8∙40=32rot/min

tm∙7= t17 + t27 + t37 = 0,6 + 0,64 + 0,1 = 1,34s

Trecerea 8:

n28 =40 rot/min ;

n18= 0,4∙n28; 0,4∙40=16rot/min

n38= 0,8∙n28; 0,8∙40=32rot/min

tm∙8= t18 + t28 + t38 = 0,6 + 0,73 + 0,1 = 1,432s

Trecerea 9:

n29 =50 rot/min ;

n19= 0,4∙n29; 0,4∙50=20rot/min

n39= 0,8∙n29; 0,8∙50=40rot/min

tm∙9= t19 + t29 + t39 = 0,75 + 0,83 + 0,125 = 1,705s

Trecerea 10:

n210 =60 rot/min ;

n110= 0,4∙n210; 0,4∙60=24rot/min

n310= 0,8∙n210; 0,8∙60=48rot/min

tm∙10= t110 + t210 + t310 = 0,9 + 0,15 + 0,86 = 1,916s

Trecerea 11:

n2101 =70 rot/min ;

n1101= 0,4∙n210; 0,4∙70=28rot/min

n310= 0,8∙n210; 0,8∙70=56rot/min

tm∙11= t111 + t211 + t311 = 1,05 + 0,937 + 0,175 = 2,162s

Trecerea 12:

n212 =50 rot/min ;

n212= 0,4∙n29; 0,4∙50=20rot/min

n312= 0,8∙n29; 0,8∙50=40rot/min

tm∙12= t112 + t212 + t312 = 0,75 + 3,10 + 0,125 = 3,98s

Calculul timpilor pentru varianta 2:

Trecerea 1

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Vm=(0,6..0,85) ∙ (12..15)= 0,725 ∙ 13,5 = 9,7875s

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

tptr1= 0,4 + 1,02 =1,42s

Trecerea 2:

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

Timpul necesar pentru rotirea laminatului cu 90°:

tp= 2..3s

tp= 2,5s

tptr2= 0,817 + 2,5 + 0,4 = 3,717s

Trecerea 3:

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

tptr1= 0,5 + 4,08 =4,58s

Trecerea 4:

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

tptr4= 0,6 + 3,678 =4,278s

Trecerea 5:

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

tptr5= 0,6 + 3,065 =3,665s

Trecerea 6:

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

tptr6= 2,452 + 0,7 =3,152s

Trecerea 7:

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

tptr7= 0,8 + 1,635 =2,435s

Trecerea 8:

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

Timpul necesar pentru rotirea laminatului cu 90°:

tp= 2..3s

tp= 2,5s

tptr2= 1,022 + 0,9 + 2,5 = 4,422s

Trecerea 9:

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

tptr7= 3,065 + 1,1 =4,165s

Trecerea 10:

Timpul necesar pentru reglarea cilindrului superior:

Timpul necesar pentru schimbarea sensului de rotație:

tptr101,3 + 2,45 = 3,75s

Trecerea 11:

Timpul necesar pentru transportul semifabricatului pe calea cu role:

Lc- distanța dintre 2 caje succesive, m;

L- lungimea laminatului, m;

Vm- viteza medie a căii cu role, m/s;

Lc=60000mm=60m

Lc= 60m;

L= 7,044;

Vm=6m/s;

Tptr9=8,826s;

Verificarea pricipalelor subansamble ale utilajului de bază

Calculul căderilor de temperatura in cursul laminarii la cald .

În timpul dintre două treceri laminatul pierde căldura prin :

radiația suprafeței metalului laminat;

convecția în mediul înconjurător metalului laminat;

conductibilitatea în pisele cu care laminatul vine în contact direct (cilindrii căi cu role)

În timpul laminării, însă laminatul se și încalzeste în urma deformării sale . Căderile de temperatură datorită acestor pierderi de căldura sunt determinate cu formule :

pentru radiație (formula generala)

Δt – căderea de temperatura pe trecere, în °C

m – masa laminatului, în kg ;

c – căldura specifica a metalului laminat, în cal/kg °C

c = 0,13..0,17;

T- temperatura absoluta a laminatului înaintea trecerii, în K ;

S – suprafața de radiație a metalului laminat în m2 ;

S = 2(H + B)∙L + 2∙H∙B;

z – timpul mașină, plus timpul pauză aferent pentru trecerea respectiva , în h;

k- coeficientul de radiație al metalului laminat, în

k=4..4,2 pentru oțel;

pentru radiație (formula generală)

α- coeficientul de convecție al metalului laminat;

t0- temperatura laminatului înaintea trecerii, în°C

pentru conductibilitate (pierderile în contact cu cilindrii de lucru)

λ – coeficient de conductibilitate ;

λ =30

R-raza cilindrului de lucru al laminatului, în m ;

R – 525 mm pentru caja degrosisoare (D=1050mm);

R – 460 mm pentru caja finisoare (D=920mm ) ;

R=0,46m pentru caja finisoare ;

R=0,525m pentru caja degrosisoare ;

Δh -reducerea absolută pe caja degrosisoare ;

Δh = H – h;

B2 ≈ Bi

hm_i- creșterea temperaturii datorită efectului termic al deformației

p – presiunea specifică medie calculată ;

p – 5..7 daN/mm2 la degrosisor ;

p – 7.. 14 daN/mm2 la finisor;

V- volumul metalului laminat, in dm3;

µ- coeficient de alungire al trecerii respective;

V=H∙B∙L = 3∙12,5 ∙28 =1050dm3

Trecerea 1:

căderea de temperatură prin radiație:

k= 4..4,2

Adopt c=0,15;

m= ρ ∙ HS ∙ BS ∙ LS=8,19t=8190kg;

m= 8190kg;

T=l180+273=1453K ;

T=1453K ;

t0=1180°C;

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,29 +1,22) ∙ 2,968 + 2 ∙ 0,29 ∙1,22 = 9,67m2

Pentru prima trecere (dimensiunile laminatului după prima trecere) :

H = 290mm = 0,29m ;

B= 1220mm= l,22m ;

L = 2968mm = 2,968m ;

z = 2,8+1,42=4,22s=0,001172h

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°C

t0=1180°C;

c=0,15;

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,29 +1,22) ∙ 2,968 + 2 ∙ 0,29 ∙1,22 = 9,67m2

z= 2,8 + 1,42= 4,22s==0,00117h

căderea de temperatură prin conductibilitate:

λ = 30

R = 0,525m;

Δh = 10mm = 0,01m;

B2 ≈ Bi= 1220mm =1,22m;

t0=1180°C;

c=0,15;

m = 8190kg;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

Adopt p= 6daN/mm2

µ= 1,034;

Trecerea 2

căderea de temperatură prin radiație:

k= 4;

c=0,15;

m= 8190kg;

T=t1 + 273 = 1178,6 + 273 = 1451,5K; ;

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,282 +1,22) ∙ 3,052 + 2 ∙ 0,282 ∙1,22 = 9,856m2

Pentru a 2a trecere:

H = 282mm = 0,282m ;

B= 1220mm= l,22m ;

L = 3052mm = 3,052m ;

z = 2,8+3,717= 6,587s=

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°C

t0=117,6°C;

c=0,15;

S= 9,856m2

z= 2,87 + 3,717= 6,587s=

căderea de temperatură prin conductibilitate:

λ = 30

R = 0,525m;

Δh = 8mm = 0,008m;

B2 ≈ Bi= 1220mm =1,22m;

t0=1178,6°C;

c=0,15;

m = 8190kg;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

p= 6daN/mm2

µ= 1,028;

t2= t1 – Δt2= 1178,6 – 2,501 = 1176,09

Trecerea 3:

căderea de temperatură prin radiație:

k= 4;

c=0,15;

m= 8190kg;

T=t1 + 273 = 1178,6 + 273 = 1449,09K; ;

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,242 +3,052) ∙ 1,422 + 2 ∙ 0,242 ∙3,052 = 10,84m2

Pentru trecerea a 3a:

H = 242mm = 0,242m ;

B= 3052mm= 3,052 m ;

L = 1422mm = 1,422m ;

z = 1,388+4,58= 5,968s=

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°C

căderea de temperatura prin conductilitate:

λ = 30

R = 0,525m;

Δh = 40mm = 0,04m;

B2 ≈ Bi= 3052mm =3,052m;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

p= 6daN/mm2

µ= 1,165;

T3= t2 – Δt1= 1176,09 – 1,233 = 1174,857

Trecerea 4:

căderea de temperatură prin radiație:

k= 4;

c=0,15;

m= 8190kg;

T=t1 + 273 = 1178,6 + 273 = 1449,09K; ;

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,206 +3,052) ∙ 1,670 + 2 ∙ 0,206 ∙3,052 = 12,13m2

Pentru trecerea a 4a:

H = 206mm = 0,206m ;

B= 3052mm= 3,052 m ;

L = 1670mm = 1,670m ;

z = 1,555+4,278= 5,833s=

°C

căderea de temperatura prin conductilitate:

λ = 30

R = 0,525m;

Δh = 36mm = 0,036m;

B2 ≈ Bi= 3052mm =3,052m;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

p= 6daN/mm2

µ= 1,165;

t4= t3 – Δt4= 1174,857 – 1,415 = 1173,292

t4= 1446,442K;

Trecerea 5:

căderea de temperatură prin radiație:

k= 4;

c=0,15;

m= 8190kg;

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,176 +3,052) ∙ 1,995 + 2 ∙ 0,176 ∙3,052 = 13,69m2

Pentru trecerea a 5a:

H = 176mm = 0,176m ;

B= 3052mm= 3,052 m ;

L = 1955mm = 1,955m ;

z = 1,325+3,665= 4,99s=

°C

căderea de temperatura prin conductilitate:

λ = 30

R = 0,525m;

Δh = 30mm = 0,03m;

B2 ≈ Bi= 3052mm =3,052m;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

p= 6daN/mm2

µ= 1,165;

T5= t4 – Δt5= 1173,292 – 1,3675 = 1171,9245

t5=1444,92k;

Trecerea 6:

căderea de temperatură prin radiație:

k= 4;

c=0,15;

m= 8190kg;

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,152 +3,052) ∙ 2,264 + 2 ∙ 0,152 ∙3,052 = 15,43m2

Pentru trecerea a 6a:

H = 152mm = 0,152m ;

B= 3052mm= 3,052 m ;

L = 2264mm = 2,264m ;

z = 1,515+3,152= 4,667s=

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°C

căderea de temperatura prin conductilitate:

λ = 30

R = 0,525m;

Δh = 24mm = 0,024m;

B2 ≈ Bi= 3052mm =3,052m;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

p= 6daN/mm2

µ= 1,165;

T6= t5 – Δt6= 1171,9245 – 1,583 = 1170,34

T6= 1443,34K

Trecerea 7:

căderea de temperatură prin radiație:

;

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,136 +3,052) ∙ 2,53 + 2 ∙ 0,136 ∙3,052 = 16,96m2

Pentru trecerea a 7a:

H = 136mm = 0,136m ;

B= 3052mm= 3,052 m ;

L = 2530mm = 2,530m ;

z = 1,34+2,435= 3,775s=

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°C

căderea de temperatura prin conductilitate:

Δh = 16mm = 0,016m;

B2 ≈ Bi= 3052mm =3,052m;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

p= 6daN/mm2

µ= 1,165;

T7= t6 – Δt7= 1170,34– 1,585 = 1168,755

T6= 1441,755K

Trecerea 8:

căderea de temperatură prin radiație:

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,126 +3,052) ∙ 2,731 + 2 ∙ 0,126 ∙3,052 = 18,127 m2

Pentru trecerea a 8a:

H = 126mm = 0,126m ;

B= 3052mm= 3,052 m ;

L = 2731mm = 2,731m ;

z = 1,432+4,422= 5,854s=

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°C

căderea de temperatura prin conductilitate:

Δh = 10mm = 0,01m;

B2 ≈ Bi= 3052mm =3,052m;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

T8= t7 – Δt8= 1168,755– 3,824= 1164,931

T6= 1437,931K

Trecerea 9:

căderea de temperatură prin radiație:

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,096 +2,711) 4,036 + 2 ∙ 0,96 ∙2,711 = 23,178m2

Pentru trecerea a 9a:

H = 96mm = 0,096m ;

B= 2711mm= 2,711m ;

L = 4036mm = 4,036m ;

z = 1,705+4,165= 5,87s=

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°

cădrea de temperatura prin conductilitate:

Δh = 30mm = 0,03m;

B2 ≈ Bi= 2711mm =2,711m;

T10= 1435,014K

Trecerea 10:

căderea de temperatură prin radiație:

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,072 +2,711)∙5,381 + 2 ∙ 0,072 ∙2,711 = 30,34m2

Pentru trecerea a 10a:

H = 72mm = 0,072m ;

B= 2711mm= 2,711m ;

L = 5381mm = 5,391m ;

z = 1,916+3,75= 5,666s=

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°C

cădrea de temperatura prin conductilitate:

Δh = 24mm = 0,024m;

B2 ≈ Bi= 2711mm =2,711m;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

T10= t9 – Δt10= 1162,014– 4,617= 1157,847

T10= 1430,847K

Trecerea 11:

căderea de temperatură prin radiație:

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,055 +2,711)∙7,044 + 2 ∙ 0,0055∙2,711 = 39,36m2

Pentru trecerea a 11a:

H = 55mm = 0,055m ;

B= 2711mm= 2,711m ;

L = 7044mm = 7,044m ;

z = 2,162+8,826= 10,952s=

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°C

cădrea de temperatura prin conductilitate:

Δh = 17mm = 0,017m;

B2 ≈ Bi= 2711mm =2,711m;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

T11= t10 – Δt11= 1157,847– 15,563= 1142,284

T10= 1415,284K

Trecerea 12:

căderea de temperatură prin radiație:

S=2(H + B)∙L + 2∙H∙B = 2(0,043 +2,711)∙9,010 + 2 ∙ 0,043 ∙2,711 = 49,86m2

Pentru trecerea a 12a:

H = 43mm = 0,043m ;

B= 2711mm= 2,711m ;

L = 9010mm = 9,010m ;

z = 3,98+2,947= 6,927s=

°C

căderea de temperatură prin convecție;

°C

cădrea de temperatura prin conductilitate:

Δh = 12mm = 0,012m;

B2 ≈ Bi= 2711mm =2,711m;

creșterea temperaturii datorită deformării plastice a metalului este:

T12= t11 – Δt12= 1142,284– 9,364= 1132,92

T10= 1405,9

Valorile căderilor de temperatură

Calculul presiunilor medii de laminare

Calculul presiunilor medii de laminare dupa metoda Ekelund.

Formula lui Ekelund se folosește pentru laminarea la cald ( t> 800° C) a oțelurilor cu ≤ 1% Mn si < 3% Cr. Presiunea medie de laminare este data de relația:

Pmed = (1 + m) ∙ (Kf +ηu) , în care:

m – coeficient care ține seama de condițiile de frecare și geometria zonei de deformare, obținut prin relația:

f – coeficient de frecare calculate în funcție de temperatura de laminare (t) cu relația:

f= K1 K2 K3 (1,05-0,0005∙t)

K1 – coeficient ce ține seama de materialul și gradul de prelucrare al cilindrilor de laminare.

K1 = 1,1 pentru cilindrii din oțel nou prelucrați;

K2 – coeficient ce ține cont de viteza de laminare;

Valorile coeficientului K2

n2 – turația de regim [rot/min]

D – diametrul cilindrilor de lucru [m]

K3 – coeficient ce ține cont de calitatea oțelului laminat

K3 = 1 pentru oțel carbon

Lc – lungimea arcului de contact

Δh – grosimea medie a laminatului, m;

hmed =

Kf – rezitența la deformarea prin comprimarea statică, calculată cu relația:

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr), [MV/m2]

C,Mn,Cr – concentrația în aceste elemente a oțelului laminat, in %;

η- coeficient de vâscozitate al oțelului laminat in MNs/ m2;

η=0,098(14-0,01 t)∙c – coeficient ce ține cont de viteza de laminare cu valorile:

u – viteza relative de deformație, în s -1, generată de viteza de laminare v:

Trecerea 1:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=20 rot/min

D= 1,05 m

V=1,099m/s<2 m/s => K2= 1

t1=1178,6°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙1∙1(1,05-0,0005∙1178,6) = 0,506

R=0,525 m

Δh=0,01m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1178,6)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=65,37 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1178,6)∙1=0,2169MN/m2

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed1 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,078)∙(65,37+0,2169∙0,511) = 70,58MN/m2

Trecerea 2:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +η∙u)

K1=1,1

K3=1,0

n2=20 rot/min

D= 1,05 m

V=1,099m/s<2 m/s => K2= 1

t2=1176,09°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙1∙1(1,05-0,0005∙1176,09) = 0,508

R=0,525 m

Δh=0,008m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1176,09)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=66,11 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1176,09)∙1=0,2194MN/m2

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed2 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,074)∙(66,11+0,2194∙0,468) = 71,11MN/m2

Trecerea 3:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=20 rot/min

D= 1,05 m

V=1,099m/s<2 m/s => K2= 1

t3=1174,857°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙1∙1(1,05-0,0005∙1174,857) = 0,508

R=0,525 m

Δh=0,04m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1174,857)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=66,48 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1174,857)∙1=0,0,22MN/m2

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed3 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,078)∙(66,48+0,2169∙1,119) = 75,06MN/m2

Trecerea 4:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=30 rot/min

D= 1,05 m

v=1,64m/s<2 m/s => K2= 1

t4=1173,292°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙1∙1(1,05-0,0005∙1173,292) = 0,509

R=0,525 m

Δh=0,036m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1173,292)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=66,98 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1173,292)∙1=0,22MN/m2

v=1,64m/s<6 m/s => c= 1,0

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed4 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,152)∙(66,94+0,22∙1,91) = 75,29MN/m2

Trecerea 5:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=30 rot/min

D= 1,05 m

v=1,64m/s<2 m/s => K2= 1

t5=1171,924°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙1∙1(1,05-0,0005∙1171,924) = 0,510

R=0,525 m

Δh=0,03m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1171,942)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=67,34 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1171,942)∙1=0,223MN/m2

v=1,64m/s<6 m/s => c= 1,0

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed5 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,172)∙(67,34+0,223∙2,044) = 79,45MN/m2

Trecerea 6:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=30 rot/min

D= 1,05 m

v=1,64m/s<2 m/s => K2= 1

t6=1170,34°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙1∙1(1,05-0,0005∙1170,34) = 0,511

R=0,525 m

Δh=0,024m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1170,34)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=67,81 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1170,34)∙1=0,225MN/m2

v=1,64m/s<6 m/s => c= 1,0

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed6 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,191)∙(67,81+0,225∙2,133) = 81,33MN/m2

Trecerea 7:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=40 rot/min

D= 1,05 m

v=2,19m/s<3m/s => K2= 0,9

t7=1168,755°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙0,9∙1(1,05-0,0005∙1168,755) = 0,460

R=0,525 m

Δh=0,016m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1168,55)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=68,28 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1168,55)∙1=0,226MN/m2

v=2,19m/s<6 m/s => c= 1,0

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed7 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,219)∙(68,28+0,226∙2,607) = 83,95MN/m2

Trecerea 8:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=40 rot/min

D= 1,05 m

v=2,19m/s<3m/s => K2= 0,9

t8=1164,931°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙0,9∙1(1,05-0,0005∙1164,931) = 0,462

R=0,525 m

Δh=0,01m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1164,931)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=69,41 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1164,931)∙1=0,23MN/m2

v=2,19m/s<6 m/s => c= 1,0

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed8 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,157)∙(69,41+0,23∙2,292) = 80,91MN/m2

Trecerea 9:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=50 rot/min

D= 1,05 m

v=2,74m/s<3m/s => K2= 0,9

t9=1162,014°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙0,9∙1(1,05-0,0005∙1162,014) = 0,464

R=0,525 m

Δh=0,03m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1162,014)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=70,27 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1162,014)∙1=0,233MN/m2

v=2,74m/s<6 m/s => c= 1,0

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed9 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,255)∙(70,27+0,233∙5,87) = 89,90MN/m2

Trecerea 10:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=60 rot/min

D= 1,05 m

v=3,29m/s<3m/s => K2= 0,8

t10=1157,847°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙0,8∙1(1,05-0,0005∙1157,847) = 0,414

R=0,525 m

Δh=0,024m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1157,847)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=71,50 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1157,847)∙1=0,237MN/m2

v=3,29m/s<6 m/s => c= 1,0

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed10 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,270)∙(71,50+0,237∙8,355) = 93,31MN/m2

Trecerea 11:

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=70 rot/min

D= 1,05 m

v=3,84m/s<3m/s => K2= 0,8

t11=1142,284°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙0,8∙1(1,05-0,0005∙1142,284) = 0,421

R=0,525 m

Δh=0,014m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1142,284)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=76,09 MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1142,284)∙1=0,252MN/m2

v=3,84m/s<6 m/s => c= 1,0

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed11 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,337)∙(76,09+0,252∙10,827) = 105,38MN/m2

Trecerea 12 (Finisor):

Pmed = (1 + m) ∙ (kf +ηu)

K1=1,1

K3=1,0

n2=50 rot/min

D= 0,92 m

v=2,4m/s<3m/s => K2= 0,9

t10=1132,92°C

f= K1 ∙K2 ∙K3 (1,05-0,0005∙t) = 1,1∙0,9∙1(1,05-0,0005∙1132,92) = 0,478

R=0,525 m

Δh=0,012m

hmed =

Kf =9,81(14-0,01∙t)(1,4 + C + Mn + 0,3∙Cr),[MN/m2]

Cmax= 0,22%

Mn=1,05..1,55%

Cr=max0,30%

Kf=9,81(14-0,01∙1132,92)(1,4+0,22+1,3+0,3∙3)=78,86MN/m2

η=0,098(14-0,01∙1132,92)∙1=0,261MN/m2

v=2,4m/s<6 m/s => c= 1,0

În funcție de valorile acestor parametri, presiunea medie va fi:

Pmed10 = (1 + m) ∙ (kf +η∙u) = (1+0,430)∙(78,86+0,261∙7,879) = 115,71MN/m2

Calculul forțelor de laminare

Forța de laminare, care reprezintă rezultanta presiunii cilindrilor de lucru asupra laminatului este dată de relația:

P =Pmed∙Sc, în N

în care:

Pmed – presiunea medie de laminare, în N/m2

Sc – secțiunea suprafeței de contact dintre laminat, în N/m2

Valorile presiunilor medii de laminare și ale forțelor de 1

Verificarea cilindrilor la laminare

Cilindrul de lucru este solicitat numai la torsiune deoarece el este acționat dar efortul de încovoiere il transmite cilindrilor de sprijin.

Momentul de torsiune se calculează cu relația:

Mt =Mdef =P∙a = P∙ψ∙lc

P – forța de laminare, N

ψ-coefficient de poziționare a forței de laminare

Pentru trecerile degrosisoare:

P = 32,07∙106 N (trecerea 3)

Ψ= 0,4..0,5

Adopt Ψ= 0,4

lc = 0,14 m

Mt =Mdef =P∙a = P∙ψ∙lc = 32,07∙ 106 ∙0,4∙0,14 = 1,79 ∙ 106 Nm

Rezistența efectivă la torsiune se calculează cu relația:

Wp – estemodulul de rezistență polar, m3

, unde

d- diametrul fusului, m

d= (0,67..0,75)·D= (0,67..0,75)·1,05= 0,7035..0,7875

D- diametrelor cilindrilor de lucru la caja degrosisoare;

D=1050mm=1,05m

Adopt d=0,74m

N/m2

daN/mm2

σa=12…13daN/mm2 pentru oțel carbon forjat

adopt σa=12,5 daN/mm2

τa=7.22 daN/mm2=7,22·107 N/m2

τa= 72,2·106 N/m2

τef=22,09·106N/ m2

Condiția de verificare a unui cilindru este:

τef≤ τa. Se poate observa τef < τa , deci cindrul rezistă la solicitările impuse.

Pentru trecerile finisoare:

P = 42,38·106 N

Ψ= 0,4..0,5

lc= 0,042 m

Mt = Mdef = P·a = P·ψ·lc = 42,38 ·106·0,4·0,042 = 0,711· 106 N·m

Rezistența efectivă la torsiune se calculează cu relația:

Wp – este modulul de rezistență polar, m3

, unde

d- diametrul fusului, m

d= (0,67..0,75)·D= (0,67..0,75)·0,92= 0,61..0,69

D- diametrelor cilindrilor de lucru la caja degrosisoare;

D=920mm=0.92m

Adopt d=0,65m

N/m2

daN/mm2

σa=12…13daN/mm2 pentru oțel carbon forjat

Adopt σa=12,5 daN/mm2

τa=7,22 daN/mm2=7,22·107 N/m2

τa= 72,2·106 N/m2

τef=13,16·106N/ m2

Condiția de verificare a unui cilindru este:

τef≤ τa. Se poate observa τef < τa , deci cindrul rezistă la solicitările impuse.

Cilindrul de sprijin este solicitant numai la încovoiere.

Pentru a analiza solicitarea deîncovoiere considerăm cilindrul ca o grindă simplu rezemată, avand punctele de sprijinla jumătatea lungimii fusului. Avand în vedere că laminarea se execută simetric față de capetele cilindrului în punctele de spijin vor apărea reacțiuni

Pentru a analiza momentul de încovoiere, ne plasăm într-o secțiune xîntre punctele de sprijin dar în afara zonei forței uniform distribuită.

Pentru , se folosește legea liniară

Pentru , se folosește legea parabolică

Vom avea două secțiuni periculoase și anume: la îmbinarea fusului cu tăblia cilindrului, unde are loc un salt de diametru și unde pot să apară concentratori de tensiune, și la mijlocul tăbliei cilindrului pentru că momentul de încovoiere are valoare maxină.

la îmbinarea fusului cu tăblia cilindrului

Pentru calculul momentului de încovoiere la âmninarea fusului cu tăblia cilindrului se folosește legea liniară , făcandu-l pe

Rezistența efectivă latorsiune se calculează cu relația:

Wp – este modulul de rezistență polar, m3

, unde

d- diametrul fusului, m

d= (0,67..0,75)·D= (0,67..0,75)·1,05= 0,7035..0,7875

D- diametrelor cilindrilor de lucru la caja degrosisoare;

D=1050mm=1.05m

Adopt d=0,74m

N/m2

daN/mm2

σa=12…13daN/mm2 pentru oțel carbon forjat

adopt σa=12,5 daN/mm2

τa=7.22 daN/mm2=7,22·107 N/m2

τa= 72,2·106 N/m2

τef=22,09·106N/ m2

Condiția de verificare a unui cilindru este:

τef≤ τa. Se poate observa τef < τa , deci cindrul rezistă la solicitările impuse.

Pentru trecerile finisoare:

P = 42,38·106 N

Ψ= 0,4..0,5

lc= 0,042 m

Mt = Mdef = P·a = P·ψ·lc = 42,38 ·106·0,4·0,042 = 0,711· 106 N·m

Rezistența efectivă la torsiune se calculează cu relația:

Wp – este modulul de rezistență polar, m3

, unde

d- diametrul fusului, m

d= (0,67..0,75)·D= (0,67..0,75)·0,92= 0,61..0,69

D- diametrelor cilindrilor de lucru la caja degrosisoare;

D=920mm=0.92m

Adopt d=0,65m

N/m2

daN/mm2

σa=12…13daN/mm2 pentru oțel carbon forjat

Adopt σa=12,5 daN/mm2

τa=7,22 daN/mm2=7,22·107 N/m2

τa= 72,2·106 N/m2

τef=13,16·106N/ m2

Condiția de verificare a unui cilindru este:

τef≤ τa. Se poate observa τef < τa , deci cindrul rezistă la solicitările impuse.

Bibliografie

E. Cazimirovici – „Calibrarea cilindrilor de laminare.” Editura Didactică și Pedagogică, R.A., București 1995

E. Cazimirovici – Îndrumar de proicete pentru tehnologia deformării plastice. Calibrarea cilindrilor de laminare, Institutul Politehnica București, Facultatea de Metalurgie, 1979

E. Cazimirovici – „Teoria deformării plastice.” Editura Didactică și Pedagogică, București, 1981

E. Cazimirovici s.a. – “Tehnoligia laminării. Dimensionarea și verificarea subansamblelor liniei de laminare”. Indrumar de proiect, Insitutul Plitehnic București, Facultatea de Metalurgie, 1985

xxx- „Fonte și Oțeluri” (Standarde și comentarii), Editura Tehnică, București 1973