CC BY
67
Библиографический список
1. Славин В.С., Кутлубаев И.М., Вершигора С.М. Роликовые волоки с трехвалковым калибром бесстанинного типа // Сталь. 2007. № 4.
2. Славин В.С., Вершигора С.М., Пантелеев В.С. Комбинированная технологическая схема производства калиброванного шестигранного проката / // Сталь. 2007. № 2.
3. Кривощапов В.В., Пудов Е.А. Перспективные технологические процессы производства метизов // Металл. Челябинск. 1992.
4. Рудаков В.П., Пудов Е.А., Ряхова Л.П. Разработка технологии и освоение производства проката шестигранного сечения размером 32-42 мм из подката круглого сечения // Материалы на конгрессе прокатчиков. 2004.
УДК 621.771
Л.С. Белевский, И.В. Белевская, В.И. Кадошников, В.М. Москвин
ФГБОУ ВПО «МГТУ»
МЕТОДИКА РАСЧЕТА НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ БАНДАЖИРОВАННЫХ РОЛИКОВ МНЛЗ И ИССЛЕДОВАНИЕ
ВЛИЯНИЯ ПОКРЫТИЙ НА ПОВЫШЕНИЕ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ СОЕДИНЕНИЙ С НАТЯГОМ
Бандажированные ролики применялись на первых машинах непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) ОАО «ММК» и используются на ряде заводов и в настоящее время. В таких конструкциях изношенные бандажи заменяются новыми. Основные достоинства составных конструкций следующие:
- возможность изготавливать бандаж из износостойких материалов, а ось из сталей, способных выдерживать длительные циклические нагрузки;
- возможность замены изношенного бандажа при многократном использовании оси.
Использование составных конструкций позволяет получить значительный экономический эффект.
В большинстве конструкций бандажированных валков и роликов используется посадка с натягом.
Несмотря на успехи в решении многих теоретических и практических задач, ряд проблем, связанных с расчетами, конструированием и повышением несущей способности бандажированных роликов МНЛЗ еще далек от завершения. Нами предлагается методика расчета напря-
женного состояния и мероприятия по повышению несущей способности бандажированных роликов МНЛЗ.
Расчет напряженного состояния роликов, собранных по посадке с натягом
Нижний опорный ролик горизонтального участка машины непрерывного литья заготовок испытывает внешнее воздействие со стороны остывающего сляба. Это воздействие эквивалентно силе, приложенной к ролику. Разложим эту силу на две составляющие: горизонтальную и вертикальную. Горизонтальная составляющая воздействия сляба на ролик (усилие вытягивания) создаёт момент, который компенсируется моментом электропривода. Вертикальная составляющая воздействия вызывает изгиб и упругое сплющивание ролика. Далее будет рассматриваться напряжённо-деформируемое состояние, которое возникает в ролике от действия вертикальных сил только как перерезывающих.
Ролик прижат к слябу по всей его ширине. Поэтому от воздействия вертикальной силы он находится в состоянии близком к плоской деформации. Для компенсации внешнего воздействия можно применять две схемы компенсации: по первой схеме ролик рассматривается как тяжёлый цилиндр, который своим весом компенсирует внешнее усилие, по второй схеме внешнее воздействие компенсируется силой, приложенной в центре ролика. Примем для ролика вторую схему компенсации внешнего воздействия. В расчётах будет использован метод граничного элемента, который не допускает использования сосредоточенных сил. В силу этого обстоятельства, компенсирующее усилие было равномерно распределено по окружности диаметра отверстия ролика.
Из расчётов и опытных данных известно [1, 2], что вертикальная составляющая усилия на нижний ролик (погонное давление) может достигать 0.588 МН/м, а в критических случаях - 0.882 МН/м. Далее эти вертикальные нагрузки примем в качестве расчётных. Кроме этого, необходимо знать длину контакта ролика со слябом.
Давление металла на ролик определялось по методике, изложенной в [3, 4]. В расчётах принималось: диаметр ролика - 0.330 м, температура металла - t = 1100 °C, сопротивление металла пластическому деформированию - Стф=125 Н/mm2, коэффициент трения - f = 0.238. В результате расчёта получили: для усилия 0.588 МН/м длину дуги контакта ролика со слябом - L1 = 4.7мм, а при 0.882 МН/м - L2 = 5.8 мм.
Расчёт напряжённого состояния бандажа ролика
На нижние приводные ролики тянуще-правильного устройства действует распределённое по их длине усилие от охлаждаемого сляба. Это приводит к их упругому сплющиванию в месте контакта с металлом. Рассмотрим напряжения, которые возникают в бандаже ролика в результате упругой деформации и от действия натяга. Напряжения в бандаже найдём наложением двух напряжений - от упругого сплющивания и напряжение от натяга.
Будем считать ролик достаточно длинным цилиндром. Это позволяет определять усилия и напряжения в бандаже от натяга по тем же формулам, по которым ведётся расчёт симметрично нагруженных цилиндрических деталей [5, 6]. Если бандаж и ось изготовлены из одного материала (ц1 = /и2) и (Е1 = Е2), ось представляет собой сплошной цилиндр, то величина контактного давления определяется по формуле (1) [5]
„5 1 - к2 г (1)
р = Е--, к = —
й 2 Я
где а - величина натяга, ё - диаметр оси, г - радиус оси, Я - радиус бандажа.
Радиальные а1 гг и окружные а << напряжения, которые возникают в бандаже в результате посадки с натягом, рассчитываются по формуле (2)
^ г 2 г 2Я2 1 ^ ( тЛ -2о2 л \
г = Р
Я - г2 Я2 - г2 г
V ' ' 'тек J
,а1е= Р
г2 г Я 1 + -
Я - г2 Я2-г2 г2
V ' ' 'тек J
(2)
где гтек - текущий радиус, который изменяется в пределах г<гтек <Я.
В расчётах принято: Е = 2.0х105 Н/мм2, ё = 0.23...0.300 м, Я = 0.165 м, 5= 0.5... 1 мм. Результаты расчётов сведены в таблице.
Радиальные и окружные напряжения в бандаже от натяга
Диаметр оси и натяг а гг, гтек г а ф<р, гтек г а гг, г = Я ' тек 1 ^ а <<р, г = Я ' тек
ё = 0.150 м 5= 1 мм -57,85 608,81 0,0 550,96
ё = 0,115 м 5= 0,5 мм -111,79 322,993 0,0 211,203
ё = 0,115м -156,506 452,19 0,0 295,68
8= 0,7мм
Определение напряжения в бандаже от рабочего давления
Для определения напряжённого состояния в бандаже от вертикальной составляющей давления сляба на ролик в плоскости, перпендикулярной его оси, нужно знать эпюру нормальных внешних напряжений. Примем, что эта эпюра симметрична, имеет куполообразный характер и может быть аппроксимирована параболой.
Расчёт напряжений в ролике произведён методом граничного элемента [6]. Этот метод позволяет определять напряжения и перемещения для отдельных точек однородного изотропного тела, которые находятся внутри его. Предполагается, что граница тела разбита на несколько участков, и для каждого из них известны нормальные и касательные напряжения или перемещения. В литературе [7] приведены готовые к применению программы, которые позволяют решать плоские задачи теории упругости. Программа по известным исходным данным позволяет получить нормальные охх, оуу и касательные аху напряжения для нескольких точек, расположенных на заданной прямой линии внутри тела. Наибольшие напряжения от внешних усилий возникают в месте контакта ролика со слябом.
Для этого сегмента просчитаны радиальные &гг и окружные (тангенциальные) Оуу напряжения от действия внешних напряжений. Они в виде поверхностей изображены на рис. 1 и 2.
О, -50 -
Е
| -100 -N-150-
Рис. 1. Поверхность радиальных напряжений в секторе -0.01412 < ф <+0.01412 и 150 < г < 165 от действия погонной вертикальной нагрузки р = 0.588 МН/м
х=к*81п( ф),тт "5 145 у=Р?*соз(ф),тт
Рис. 2. Поверхность окружных напряжений в секторе -0.01412 < ф < +0.01412 и 150 < г < 165 от действия погонной вертикальной нагрузки р = 0.588 МН/м
Из этих рисунков видно, что наибольшие значения напряжений достигаются в точках бандажа, которые лежат на линии р0 = 0. Для этих точек на рис. 3 изображены радиальные напряжения от натяга (8 = 0.8 мм) а1,,, радиальные напряжения от внешнего усилия Р = 0.588 МН/м а2^, и суммарные напряжения а,,.
По результатам расчетов выбраны следующие конструктивные параметры бандажированного ролика: длина бандажа - 395 мм, внутренний диаметр бандажа - 280 мм, наружный диаметр бандажа - 330 мм, натяг максимальный - 0,95 мм, натяг минимальный - 0,80 мм, число бандажей на ролике - 3 шт., температура нагрева бандажа под посадку -450...550 °С.
Для повышения несущей способности бандажированного ролика на посадочную поверхность оси наносится методом фрикционного плакирования (ФП) специальное покрытие, увеличивающее коэффициент трения и теплопроводность контакта ось-бандаж, а также уменьшающее вероятность повреждения от фреттинга [5].
ст„ H/mm2 -200 V-
-180
-160
-140
-120
-100
-80
-60
40
-20
0
150 152,5 155 157,5 160 162,5 165Д, щш
Рис. 3. Радиальные напряжения в секторе бандажа -0.01421 < р< 0.01412 и 150<R<165 при внешней нагрузке Р=0.588МН/м, р0 = 0 и натяге S= 0.8 мм:
1 - о1 rr - напряжение от натяга, 2 - <0 rr - напряжения от нагрузки, 3 - <Orr - суммарное напряжение
Исследование влияния покрытий, нанесенных на посадочную поверхность оси валка, на повышение несущей способности соединений с натягом
Проведены исследования влияния покрытий, нанесённых методом ФП, на усилие распрессовки соединений с натягом. Была изготовлена партия образцов с диаметром посадочной поверхности - 63 мм, наружный диаметр втулки - 87 мм, ширина - 35 мм. Образцы были изготовлены из стали марки 45. Окончательная обработка посадочной поверхности вала - чистовое точение, для втулок - развертывание.
Толщина покрытия составила, в среднем 10.. .15 мкм и контролировалась толщиномером PosiTestor 6000. После нанесения покрытия все ролики и втулки комплектовали по среднему натягу в пределах 0,05.0,1 мм, что соответствовало полю допуска t6 или относительному натягу около 0,00Ш.
Микрогеометрию поверхности роликов с покрытиями исследовали по той же методике, что и исходных образцов. Были проведены также металлографические исследования покрытий. На основании полученных данных можно сделать следующие выводы. Покрытие полностью заполняет впадины микропрофиля и имеет прочное сцепление с основой.
Прочность сцепления определялась адгезиометром отрывного типа PosiTest АТ и составляла в среднем 20 МПа.
Изучение микрогеометрии поверхности образцов показало, что после нанесения покрытия средние параметры шероховатости увеличились в 9.10 раз (поверхность вала Rа ~ 0,9.1 мкм, после нанесения покрытия Яа ~ 9.10 мкм).
Сборка соединений производилась тепловым способом. Втулки нагревались в муфельной печи до температуры 300 °С. После выдержки всех образцов в собранном виде производили их распрессовку на гидравлическом прессе. На основании полученных опытных данных были подсчитаны коэффициенты трения, соответствующие начальному моменту распрессовки. Установлено, что в соединениях с алюминиевым покрытием усилие распрессовки и, следовательно, несущая способность соединения в 2.2,3 раза выше, чем у контрольных образцов без покрытия. Наиболее высокие значения усилий распрессовки получены при нанесении на посадочную поверхность обмазки из смеси жидкого стекла и порошка корунда.
На основании проведенных экспериментов мы рекомендуем в качестве материала покрытия для оси ролика алюминий. Мы считаем, что покрытие, которое наносится на посадочную поверхность оси ролика, должно обладать следующими свойствами: существенно увеличивать коэффициент трения, быть достаточно пластичным и заполнять впадины микропрофиля, обладать хорошей теплопроводностью. Этим требованиям отвечает алюминий. Он хорошо наносится на стальную поверхность способом ФП и образует покрытие достаточной толщины.
Четыре опытных ролика были изготовлены на ОАО «ММК». Бан-дажированию подвергались только концевые участки роликов. Блок был укомплектован четырьмя бандажированными роликами и установлен в МНЛЗ-4 по 13-14 ручью и демонтирован по регламенту. Все ролики после осмотра оказались в рабочем состоянии и рекомендованы к дальнейшей эксплуатации.
Библиографический список
1. Шестаков Н.И. Тепловые процессы при непрерывной разливке стали. М.: Черметинформация, 1992. 268 с.
2. Напряженно-деформированное состояние ролика МНЛЗ со спиральным бандажом / Л.В. Буланов, В.М. Шусторович, С.Е. Карлинский, В.Е. Волегова // Новая техника и технологии при производстве проката. Череповец: ЧФ СЗПИ. 1986. С. 97 - 104.
3. Полухин П.И., Железнов Ю.Д., Полухин В.П. Тонколистовая прокатка и служба валков. М.: Металлургия, 1967. 387 с.
4. Николаев В.А. Расчёт усилий при горячей прокатке // Изв. вузов. Чёрная металлургия. 2005. № 11.
5. Демидов СП. Теория упругости. М.: Высшая школа, 1979. 431 с.
6. Белевский Л.С., Кадошников В.И., Белевская Е.Л. и др. Банда-жированные прокатные валки и ролики МНЛЗ: Монография. Магнитогорск: МГТУ, 2009. 234 с.
7. Крауч С., Старфилд Метод граничных элементов в механике твёрдого тела. М.: Мир, 1987. 328 с.
УДК 621.778.5:677.721
В.А. Харитонов, Т.А. Лаптева
ФГБОУВПО «МГТУ»
МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА МАЛОГО ОБЖАТИЯ ПРЯДЕЙ
Свивка каната из проволок обеспечивает его высокую прочность и малую изгибную жесткость, формируя при этом в элементах каната и между ними значительные свивочные и контактные напряжения, снижающие его работоспособность [1, 2]. С целью минимизации этих отрицательных явлений применяется силовая обработка, в частности, малые пластические обжатия.
При малом обжатии пряди в роликовых волоках сохраняется ее гибкость и формируется благоприятное напряженное состояние, обеспечиваемое минимальной остаточной приповерхностной деформацией, что было показано в работе [3]. Малое обжатие принципиально не меняет напряженно-деформированное состояние пряди, поэтому чувствительно к условиям волочения и свивки. Неучет предыстории деформации и механизмов изменения свойств при назначении режимов малого обжатия снижают эффективность обработки [4, 5], внося погрешность в оценку реального процесса, что обуславливает необходимость определения картины напряженного состояния пряди до и после силовой обработки.
Поведение каната при наличии напряжений между его элементами описывается моделями сухого и вязкого внутреннего трения, при этом единого мнения о реологической модели каната нет [2]. В работах [2, 6, 7] модели определяют, что канат, вследствие наличия внутренних сил трения в пряди и пластических деформаций в зонах контакта, ведет себя как квазиупругое тело. Используя данное условие и модель сухого внутреннего трения [2], рассмотрим напряженное состояние в пряди как
