Метод определения прогибов линеек валковой арматуры переменного сечения Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Влияние высоких температур на изнашивание материалов при абразивном износе

наблюдается у стали 45 (в 2 раза) и чугуна СЧ15 (на 30%), у всех остальных материалов увеличение интенсивности изнашивания составляет по -рядка 10.. 15%. Наибольшее различие значений показателя интенсивности изнашивания проявляется при 800°С. Увеличение этого показателя в два раза выявлено у Ст3 и стали 45. Для сталей 55С2, 40Х, 6ХС иУ8 рост показателя изнашивания составил 25..35% по сравнению с результа-тами, полученными при 400°С. Стабильно низкий рост изнашивания (порядка 10%) сохранил-сяу 65Г, 2Х18Н10Т и СОР МАЙТа.

Таким образом, в ходе эксперимента было установлено, что с увеличением температуры изнашивание материалов увеличивается. Наибольшее (в 2,5...4 раза) изнашивание имеют рядовые марки стали, что делает их практически

неработоспособными при высоких температурах. У легированных марок сталей при 400°С изнашивание увеличивается незначительно, но при 800°С рост изнашивания составляет 25.35%. Наилуч-шие показатели у 65Г, 2Х18Н10Т и СОРМАЙТа. Их показатели интенсивности изнашивания имеют стабильно низкие значения вплоть до 800°С и изменяются всего на 10. 15% по сравнению со значениями, полученными при комнатной температуре. Кроме того, стойкость этих материалов в 1,5 раза выше по сравнению с остальными при комнатной температуре ив 2.4 раза выше в условиях высоких температур. Полученные результаты позволяют рекомендовать эти материалы для изготовления и наплавки де-талей, работающих в условиях абразивного из -носа при высоких температурах.

Библиографический список

1. КрагельскийИ.В. Трениеи износ. М.: Машиностроение, 1986. 480 с.

2. Определение показателя энергетической интенсивности изнашивания материалов для валковой арматуры сортовых станов/ Кандауров Л.Е., Оншин Н.В., Унру С.Я., Тютеряков Н.Ш. / ГОУ ВПО «МГТУ им. Г.И. Носова». М., 2005. 8 с. Деп. в ВИНИТИ 09.08.05, № 1132-В2005.

УДК 621.771

Н. В. Оншин, Н. Ш. Тютеряков

МЕТОД ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПРОГИБОВ ЛИНЕЕК ВАЛКОВОЙ АРМАТУРЫ ПЕРЕМЕННОГО СЕЧЕНИЯ

Валковая арматура сортовых станов предна-значена для направления раската в калибры валков и удержания его в очаге деформации. Рабочие элементы арматуры скольжения (линейки) выполнены в виде пластин с выступом на торце по профилю межвалкового зазора. Они являются наиболее нагруженными деталями валковой арматуры, так как удерживают заготовку практически в очаге деформации

Проведенные исследования по тепловому состоянию линеек валковой арматуры показали, что для их оптимального охлаждения со стороны нерабочей поверхности необходимо выполнять фаски или скругления [1] (рис. 1), а толщина линейки должна уменьшаться по мере приближения к ее носовой части. Для создания конструкции линейки с минимальной массой необходимо стремиться к тому, чтобы наибольшие нормальные напряжения во всех сечениях были одинаковы. Этот принцип позволяет использовать материал линейки с максимальной эффективностью. При этом прогибы носовых частей линеек

не должен превышать допустимых значении, поскольку это сказывается на качестве проката.

Для определения прогибов носовых частей линеек рассмотрим конструкцию линейки, изображенную на рис. 1. Сечение носовой части линейки постепенно сужается и становится тоньше. При этом радиусы скруглений уменьшаются. Размеры произвольного сечения (Ь, к и г) носовой части линейки можно определить по следующим формулам:

Ь = Б0 +4Я Я2 -(Ь - х)2 1;

к = Н -

Ь

г = хЯта

Ь

(1)

(2)

(3)

Момент инерции этого сечения можно опре-делить, разбив его на несколько простых элементов (рис. 2).

Н.В. Оншин, Н.Ш. Тютеряков

Положение центра тяжести сложного сечения определяется по формуле

Ус =

(4)

где = ус ■ р - статический моме нг сечения; ус - ордината центра тяжести простого элемента; р - площадь элемента.

Навдем ординату центра тяжести сечения при положении оси 2 в основании сечения:

^=1 к - - |. г • (Ь - 2г) ;

„ 4г ] п-г

^ = \ к - г + — I------

22 I 3п) 4

2

(5)

(6)

Рис. 1. Носовая часть переменного сечения линейки валковой арматуры

Рис. 2. Схема сечения носовой части линейки для определения центра тяжести и момента инерции

(к - г ) • Ь 2

(7)

После выполнения преобразований получим

3 ( о 1 ^ 2 I / ьк

г I п + 2— I + г • к(п - 2) н-----

Ус =—---------- ------Т----------------------л-—. (8)

Ьк + г2 2 1

Так как абсцисса центра тяжести сечения совпадает с осью симметрии, то

Ь

~ 2'

Для определения момента инерции всего сечения навдем моменты инерции элементов относительно общего центра тяжести. Поскольку изгиб носовой части линейки происходит относительно оси У, достаточно найти только момент инерции относительно этой оси. Для этого ис-пользуем преобразование путем параллельного переноса осей

1у. - Іі + а1 ‘ Р1

(9)

где Iг- - момент инерции простого элемента относительно своего центра тяжести; а - расстояние между осями; ¥1 - площадь элемента.

^1 =

(Ь - 2г )• г3

12

+1к - ^ - ус

• (Ь - 2г) • г ;

((

1у2 = 0.05484

4г

к - г + й)~ ус

Ж

(10)

_ Ь • (к - г)3 і

у3 12 I

Ус

2

2

к - г 2

• Ь.

Момент инерции всего сечения найдем из выражения

21

У 2

I

у3-

(11)

Для определения прогиба линейки используем метод непосредственного интегрирования [2]. Представим ее в ввде балки с защемленным концом и действующей на нее распределенной нагрузкой (рис. 3). Так как балка имеет переменное сечение, непрерывно изменяющееся по длине , для упрощения расчетов представим это изменение ступенчатым. Разобьем балку на п частей, в пределах которых размеры сечения условно не изменяются.

2

2

4

Метод определения прогибов линеек валковой арматуры переменного сечения

Рассмотрим произвольный участок длиной Д. Изгибающий момент на этом участке можно определить по формуле

M =-

qL

+ qL( X + k) -

= q( L - X)k -

q(L - )2 qk2

2 2

Угол поворота поперечного сечения

■Mdk л!.q(L-X)2

(12)

EI

EI

k +

(13)

Постоянную интегрирования определим из учета положения левого края участка, т.е. при к=0. Тогда получим

С = Е1у& ,

где Qi - угол поворота поперечного сечения в начале участка; Е - модуль упругости материала; 1у1 - момент инерции сечения на рассматриваемом участке, который определяется по приведенной выше методике.

Прогибы балки определим, повторно проинтегрировав полученное уравнение:

f = ІЇ Mdk EI

I

EI

q (L - )

4

Л

k2 +

k3 - vL- + ck + D 24

Постоянную интегрирования также определим из учета положения левого конца участка.

» = Е1уг /,,

где ^ - прогиб начала участка.

Последовательно определяя прогибы и углы поворота участков, начиная с левого, определим положение конца балки. Для левого края, поскольку он жестко защемлен, начальные условия имеют вид

Qо = 0; /о = 0.

Для обеспечения прочности линейки должно соблюдаться следующее условие:

_ МгУсг

<

ы,

(15)

Уг

где ст.

максимальные нормальные напря-

1 max

жения в 1-м сечении

Предложенный метод позволяет на стадии проектирования создавать детали валковой арматуры повышенной долговечности, прочности и жесткости, что обеспечивает снижение их веса и экономичное использование материалов.

(14)

Библиографический список

1. Пат. 45100 РФ на полезную модель. Валковая арматура для бескалибровой прокатки сортовых профилей / Л.Е. Кан-дауров, Н.Ш. Тютеряков, И.М. Ячиков.

2. Дарков А.В., Шпиро Г.С. Сопротивление материалов: Учебник для техн. вузов. 5-е изд., перераб и доп. М.: Высш. шк., 1989. 624 с.

УДК 621. 771

Р. Н. Савельева, В. Б. Савельев

ПУТИ ПОВЫШЕНИЯ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ НЕПРЕРЫВНЫХ ТРАВИЛЬНЫХ АГРЕГАТОВ ЛПЦ-5

Непрерывные травильные агрегаты (НТА) 1870 тыс. т/год. В дальнейшем, за счёт ингенсифи-

ЛПЦ-5 запущены в эксплуатацию в 1969 году. Их кации работы НТА, производство травленого ме -

проектная мощность на момент пуска составляла талла в ЛПЦ-5 возросло к 1989 году до