Листова продукція стану 2250 ВАТ «АМК»

Реферат

Пояснювальна записка до дипломного проекту має у собі 92 сторінки, 11 малюнків, 30 таблиць, 17 бібліографічних джерел .

Об'єктом дослідження дипломного проекту є встановлення металевого рекуператора який дає зниження витрати палива.

Метою проекту є зменшення енерговитрат при впровадженні проекту на стані 2250.

Загальна частина дипломного проекту повідомляє про сортамент продукції, обладнання та технологію прокатки на стані 2250.

Спеціальна частина містить відомості про встановлення металевого рекуператора.

У технологічній частині приведений розрахунок режиму обтискань, швідкістного режиму прокатки та енергосилових параметрів.

У механічній частині визначаються допустимі зусилля на клітях стану .

Теплотехнічна частина містить розрахунок горіння палива, часу нагрівання металу у чотиризонній методичній печі стану 2250 та перевірочний розрахунок основних розмірів печі.

Економічна частина містить розрахунок економічної ефективності від впровадження заміни рекуператора.

Частина охорони праці та навколишнього середовища містить характеристику шкідливих та небезпечних факторів стану 2250, заходи що до техніки безпеки, виробничу санітарію, заходи пожежної безпеки, заходи по захисту навколишнього середовища.

Частина цивільної оборони повідомляє про небезпеки та можливі нещасні випадки, містить оперативну частину плану зниження аварій по ТЛЦ — 1.

Перелік ключових слів:

Валки, витягування, деформація, кантовка, кліть, коефіцієнт, лист, момент, окалина, обтискання, правка, розбивка, екран, різнотовщинність, різноширинність, сляби, стан, схема, зусилля, прокатування, піч, температура, рольганг.

Зміст

Вступ

1. Загальна частина

1.1 Призначення стану та сортамент

1.2 Характеристика обладнання та технологічного процесу

2. Спеціальна частина

3. Технологічна частина

3.1 Фабрикація сляба

3.2 Розрахунок режиму обтискань на кліті «Дуо» та «Кварто»

3.3 Розрахунок швидкісного режиму на кліті «Дуо»

3.4 Розрахунок швидкісного режиму на кліті «Кварто»

3.5 Визначення допустимих зусиль на валкі кліті «Дуо»

3.6 Визначення допустимих зусиль на валкі кліті «Кварто»

3.7 Визначення допустимого моменту при плющенні на кліті «Дуо»

3.8 Визначення допустимого моменту при плющенні на кліті «Кварто»

3.9 Розрахунок температурного режиму на кліті «Дуо»

3.10 Розрахунок температурного режиму на кліті «Кварто»

3.11 Розрахунок енергосилових параметрів при плющенні на кліті «Дуо»

3.12 Розрахунок енергосилових параметрів при плющенні на кліті «Кварто»

3.13 Перевірка двигуна кліті «Дуо» на нагрів

3.14 Перевірка двигуна кліті «Кварто» на нагрів

4. Механічна частина

4.1 Розрахунок валків кліті «Дуо» на міцність

5. Теплотехнічна частина

5.1 Розрахунок горіння палива

5.2 Розрахунок часу нагрівання металу

5.3 Розрахунок основних розмірів печі

6. Економічна частина

6.1 Розрахунок економічної ефективності від впровадження нового обладнання у листопрокатному виробництві

7. Охорона праці та навколишнього середовища

7.1 Аналіз небезпечних і шкідливих виробничих чинників на стані 2250

7.2 Заходи з техніки безпеки і труда

7.3 Виробнича санітарія

7.4 Заходи з пожежної безпеки

7.5 Заходи по захисту навколишнього середовища

8. Цивільна оборона Висновок Перелік посилань

Вступ

Листова продукція відноситься до числа найбільш економічних видів металопродукції, але за для того, щоб листова продукція стану 2250 ВАТ «АМК» була біль — менш конкурентоспроможною у зрівнянні з цією ж продукцією інших вітчизняних і зарубіжних станів треба на перший план поставити проблему економії металу та економії енерговитрат. При виробництві товстих листів утрати металу дорівнюють 17 — 20%. Оскільки приблизно половина з них (6 — 10%) — втрати на обрізь, тому саме цій статті та статті витрат на енергію повинна бути приділена сама пристальна увага.

Так як, електроенергія та паливо дуже дороге та кількість його у нашій країні обмежено, то їх треба використовувати раціонально.

У зв’язку з цим актуальність зменшення енерговитрат стає все більш значною.

Для зниження енерговитрат я пропоную слідуючи технічні рішення. встановити металевий трубчатий рекуператор, для підігріву повітря до 400 0С0 що в свою чергу дає можливість підвищити калориметричну температуру, температуру горіння палива, економія палива.

1. Загальна частина

1.1 Призначення товстолистового стану 2250

Стан 2250 призначений для виробництва листів 4 — 25 мм, вширшки від 1219 до 2000 мм, завдовжки від 2400 до 12 000 мм (при загальній довжені до 18 м) з кромкою обріза з вуглецевих, конструкційних, низьколегованих і легованих (зокрема неіржавіючих і інших спеціальних марок сталей). С тимчасовим опором розриву в холодному стані до 780 Н/мм2.

Заготівкою для виробництва листів є сляби товщиною від 110 до 250 мм, шириною 590 — 1250 мм і завдовжки 1200 — 1850 мм. При масі сляба від 0,6 до 3,8 т.

1.2 Устаткування і технологічний процес виробництва товстих листів в умовах товстолистового стану 2250

Сляб надходить на склад заготовок з блюмінгу 1250, де їх оглядають і якщо є дефекти, то їх зачищають, також видаляється окалина за допомогою різаків. Потім сляби зважують, проводять заміри і передають на завантажувальний рольганг, з якого за допомогою штовхача сляби завантажуються в методичну нагрівальну піч. У печах сляби гріють приблизно 1,5−2,5 год. до температури 1150−1250 С в залежності від їх розмірів та марок сталі. Процес нагріву для запобігання великого окалиноутворення ведуть форсовано згідно з інструкціями. Час нагріву залежить від виду посада, який буває холодним чи гарячим (температура слябів приблизно 400 С).

Виданий з печі сляб приймальним та робочим рольгангами переміщується до валків та задається в них при мінімальних обертах двигуна. Якщо сляб пересувається не за віссю рольганга, то він на ходу центрується однією з лінійок маніпуляторів.

Перші два пропуски робляться вздовж довжини сляба: при повздовжній прокатці для запобігання отримання вузьких кінців розкату сумарна витяжка повинна бути максимальною (не менш 15−20% від товщини сляба), при поперечній прокатці для отримання потрібної ширини розкату з припуском кромок, сумарні обтискування обмежуються довжиною сляба та потрібною шириною листа.

Сумарне обтискування в перших двох проходах розподіляється між ними таким чином, щоб забезпечити гарне взрихління та збив окалини.

Після протяжки сляб кантують на 90о за допомогою конічних роликів та правої лінійки маніпулятора для розбивки ширини при продольній прокатці, отримання ладанної товщини листа при поперечній прокатці.

Якщо довжина (ширина) перевищує задану більш ніж на 30 мм, то цей сляб повинен прокатуватися вздовж.

Величина припуску на бокову обрізь повинна бути від 80 до 140 мм. в залежності від товщини листа, схеми прокатки, ширини листа, товщини та ширини сляба.

Товщина підката, переданого на чистову кліть, залежить від рівномірного завантаження клітей та максимальної продуктивності стана.

Якщо розкат внаслідок великого зносу та прогину валків має хвилясті кромки та нерівні торці, то в цьому випадку: зменшується обтискування при розбивці ширини у останніх пропусках; застосовується прогладжування у відповідних пропусках при тому ж зазорі, що і у попередньому пропуску на 2- 4 мм більше; зменшується подача води на валки, не допускаючи нагрівання валків вище на 70 С.

Після чорнової кліті підкат передають на чистову кліть, де відбувається остаточне формування розкату.

З чистової кліті розкат передається на роликову правильну машину № 1, де вони підлягають правці. Правка розкатів засновується на знакоперемінному згинанні. Температура розкату при правці складає 700о. Якщо розкат потребує підвищення механічних властивостей, то його за допомогою шлеперів направляють до термічної роликової прохідної печі, а тонкі листи пересуваються далі тому, що в них відбувається самовідпуск. У термічній печі проводять відпуск та підігрів розкатів для повторної правки на роликовій правильній машині № 2. Після правки всі розкати надходять на інспекційні столи, де їх оглядають контролери ВТК, якщо виявляють дефекти, то розкати відправляють на доробітку, а якщо дефектів не виявлено, то розкати перевертають на другу сторону за допомогою пальців кантувачів, оглядають та передають на дільницю різання.

На стані 2250 використовують дискові ножиці для обрізання бокових кромок листа, що дозволяє отримати лист правильної форми з боків, після обрізання бокових кромок розкат передається на гільйотинні ножиці для обрізання передньої та задньої кінцівок полоси, та ріжуть на мірні довжини. Температура розкатів при порізці складає 250−300о С Після порізки листи надходять на стелажі видачі, де їх оглядають і якщо є дефекти, які можна усунути, то їх зачищають за допомогою машин з абразивними кругами. У разі, якщо є невиправні дефекти, листи відбраковуються.

Потім готові листи складаються в пачки та відвантажуються згідно замовлень.

Характеристика обладнання

Технічна характеристика штабелюючого столу: кількість -4 ., швидкість підйому -0,24 об./с, робоче зусилля -147 кН, максимальний робочий хід -1050 мм .

Технічна характеристика штовхача: кількість -4, типрейковий, робоча швидкість -0, 215об/с, робоче зусилля -15 кПа, максимальний робочий хід -3400 мм Технічна характеристика нагрівальних печей: типчотиризонна дворядна з нижнім обігрівом, торцевим завантаженням та видачею, довжина — 22 470 мм, ширина — 4500 мм, відстань між глісажними трубами -800 мм.

Печі опалюються сумішшю доменного та природного газів. Теплота згоряння 2250−2450 ккал/м3. Продуктивність печей -55 т/год на гарячому посаді та 33 т/год на холодному посаді.

Кількість пальників по зонах, шт :

томильна зона — 4;

— І верхня зварювальна зона — 5;

— ІІ верхня зварювальна зона — 4;

— нижня зварювальна зона — 6.

Технічна характеристика клітей приведена в таблиці 2.

Таблиця 1 — Характеристика клітей .

Чорнова двовалкова кліть має два двигуна постійного струму, швидкість обертання 0−23−32 об/хв., прискорення двигуна — 20 об/хв., а уповільнення — 30 об/хв.

Чистова чотиривалкова кліть має один двигун постійного струму, швидкість обертання 0−46−64 об / хв, прискорення двигуна -30 об/хв, а уповільнення -40 об/хв.

Технічна характеристика натискних приладів чорнової кліті: робоча довжина гвинта -1450 мм., діаметр — 355 мм., крок різьби 19,05 мм, швидкість підйому натискних гвинтів при установленому русі -12,12 мм/с. Привід через черв’ячну пару, з передатковим числом 15, від електродвигуна ДП-62, 46 кВт, 620 об/хв .

Технічна характеристика натискних приладів чистової кліті:

прокатка стан продукція кліть діаметр гвинта — 460 мм, крок різьби — 18 мм, швидкість підйому та зниження гвинтів при установленому русі -3,1 мм/с. Привід через черв’ячну пару 1:60, від електродвигуна типу ДПЛ-62; 45кВт; 620 об/хв.

Врівноважувальні прилади чистової клітини-гідравлічні.

Технічна характеристика валків приведена у таблиці 2.

Таблиця 2 — Технічна характеристика валків.

Технічна характеристика правильних машин приведена у таблиці 3.

Технічна характеристика маніпуляторів перед кліттю: кількість лінійок — 2; привід — гідравлічний; хід лінійки — 1200 мм; мінімальна відстань між лінійками — 1000 мм; максимальна — 3200 мм; довжина лінійки — 1600 мм.

Технічна характеристика маніпуляторів перед кліттю: кількість лінійок — 2; привід — гідравлічний; хід лінійки — 1000 мм; мінімальна відстань між лінійками — 1200 мм; максимальна — 2200 мм; довжина лінійки — 1600 мм, зусилля штовхання — 3000 кг.

Таблиця 3- Технічна характеристика правильних машин.

Технічна характеристика ножиць приведена у таблиці 4.

Технічна характеристика ланцюгового шлепера інспекторського столу: ширина — 12 900 мм; довжина — 19 000 мм; кількість ланцюгових доріжок — 10; відстань між доріжками -2000 мм; швидкість пересування ланцюгів — 0,8 м/с.

Технічна характеристика кантувача листів: час кантування одного листа — 17 с; кількість ричагів кантувача — 9 пар; відстань між ричагами — 2000 мм; довжина ричага — 1870 мм.

Технічна характеристика ланцюгового шлеперу перед піччю: довжина — 7500 мм, 10 доріжок, ширина — 19 000 мм, відстань між доріжками -200 мм, швидкість переміщення ланцюгів — 0,8 м/с, привід від електро двигуна типу МТ- 31-, 11 кВт.

Технічна характеристика роликового поду прохідної печі: 81 ролик з жаростійкої сталі 20Х25Н20С2, ДЕСТ- 5632 — 72, діаметр дисків роликів 450 мм, діаметр труби 245 мм, крок роликів 400 мм, довжина бочки ролика 2700 мм.

Таблиця 4- Технічна характеристика ножиць.

Прохідна роликова піч:

довжина робочого простору -32 480 мм;

ширина робочого простору -2470 мм;

матеріал кладкишамот;

кількість пальників низького тиску — 88;

— рекуператор голковий, чавунний, поверхня нагріву- 64 м², 128 труб;

паливо природно — доменна суміш.

2. Спеціальна частина

В умовах ринкової економіки стабільна робота підприємства залежить від конкурентоздатності продукції, випущеної підприємством. Конкурентоздатність продукції залежить від її якості, собівартості та рентабельності. Для зниження собівартості металопродукції насамперед потрібна заміна застарілих технологічних процесів на базі впровадження нового сучасного обладнання та ресурсозберігаючих технологій.

Шляхи зниження собівартості:

- Поліпшення використання сировини, палива, енергії, обладнання;

- Поліпшення використання виробничих потужностей;

- Підвищення якості продукції;

- Зріст продуктивності праці;

- Підвищення ступені використання відходів та побічної продукції;

- Удосконалення організації та керування.

Однією з найбільш важливих статей в собівартості металопродукції, є стаття «витрата енергоресурсів».

Для зменшення енерговитрат при прокатці існують такі методи:

1. Гарячий посад слябів вважається однією з найпоширеніших енергозберігаючих технологій, які використовуються при виробництві листового прокату. Підвищення температури слябів при посаді в печі на кожні 100 °C дозволяє зменшити витрату енергії приблизно на 80 — 120 МДж/т, в перерахунку на умовне паливо 3 — 4 кг/т.

2. У зв’язку з дефіцитом природного газу створена технологія прямої (транзитної) гарячого прокатки слябів на товстолистовому стані без нагріву в методичних печах.

3. Вживання тепловідбивних (ТОЕ) і теплоаккумулюючих (ТАЕ) екранів дозволяє понизити значення «Температурного клину», що приводить до вирівнювання структури по довжині смуги, рівномірності механічних властивостей, зниженню подовжньої різнотовщинності, і крім того, до збільшення температури прокатки (особливо в останніх проходах), дозволяє понизити зусилля прокатки, а значить і витрати електроенергії. В даний час вживання тепловідбивних екранів набуло поширення при гарячій прокатки чорних металів і сплавів. Доцільним представляється використовувати на стані гарячого прокатки тепловідбивних екранів, оскільки вони мають більшу швидкодію в порівнянні з теплоаккумулюючими екранами, для початку ефективної роботи яких потрібен певний час, необхідне для акумуляції тепла. Вживання тепловідбивних екранів дозволяє підвищити температуру кінця прокатки на 51 — 78 °C і понизити «температурний клин» по довжині гарячекатаної смуги на 15 — 28 °C (без урахування переднього і заднього кінців) залежно від умов деформації. Тепловідбивні екрани служать для підвищення температури кінця прокатки і зниженню перепаду температур по довжині розкату.

Розглянемо детальніше один з вищевикладених методів зменшення енерговитрат — використовування тепловідбивних екранів з метою економії енергоресурсів, зокрема електроенергії.

Рисунок 2.1 — Конструкція теплоізоляційного екрану Над рольгангом 1, по якому рухається гарячий метал 2 встановлюється екран, який виконаний з панелей 5, кожна з яких складається з набору горизонтальних тонкостінних труб 9, що фіксуються в панелях стрижням 10. Труби заповнені тепло ізолятором. Така конструкція разом з низькою тепловою інерційністю має здібність до значного термічного розширення без збільшення габаритів. Пластини закріплені на несучій конструкції 3, яка кріпиться за допомогою утримувача 4.

2.1 Тепловий екран при гарячій прокатці

Захисний тепловий екран використовується для збереження тепла в прокатуємому металі, включаючи устаткування для його примусового нагріву.

Зменшення енергетичних витрат досягається використовуванням гарячого товстолистового прокату як екран при гарячій обробці металу тиском.

Використовування як тепловий екран гарячого прокату — готовій продукції дозволяє усунути витрати на нагрів екрану і додаткового підігріву металу в технологічній лінії.

Використовування на листовому стані гарячої прокатці недокатів завтовшки 40 — 50 мм з температурою 900 °C як тепловий екран на проміжному рольгангу дозволяє збільшити температуру кінця прокатки на 30 — 35 °C.

Переваги використовування як тепловий екран гарячого прокату полягає у використовуванні негодящого тепла, акумульованого на масі металу.

Можливість використовування мостового крана прокатного цеху при реалізації методу не здорожить процес, оскільки додаткові підйоми використовуються практично тільки при ремонті станів і перевалюванні валків.

Недоліком таких екранів є використовування енергоємних нагрівачів і додаткові витрати на монтаж і експлуатацію.

З урахуванням таких недоліків теплових екранів є спосіб справжнього екранування екраном, що відображає, встановленим стаціонарно.

Таблиця 2.2 — Шляхи і способи економії енерговитрат.

2.2 Оцінка ефективності екранування гарячих слябів при їх транспортуванні

Дослідження проведені на стані 2800/1700 ЧерМК (який схожий на стан 2800 ВАТ АМК) за оцінкою ефективності екранування дають можливість використовувати рішення про упровадження екранування на стані 2800 АМК.

Над приймальним рольгангом біля печей, проміжному за печами і підводить перед чорновою кліттю встановлено тепловідбивні екрани загальною протяжністю 85 м.

Тепловідбивні екрани виготовлені з корозійностійкої (неіржавіючої) стали з полірованою поверхнею.

Як прилади для вимірювання температури металу на стані 2800/1700 ЧерМК використовували комплекти пірометричних перетворювачів АПІРС із записом температурних діаграм потенціометрами КСП 4.

Датчики температури встановлені над рольгангом безпосередньо перед і після ділянки екранування. Реєстрацію температури проводили на 620 слябах, частину з яких не піддавали екрануванню.

Технологія охолоджування розкату на ділянці екранування наступна. Сляб із швидкістю рольганга, що підводить V = 2 м/с переміщається до камери гидросбива окалини де немає екранів, після камери сляб прямує до чорнової кліті по ділянці екранування.

Визначення падіння температури на ділянці від печей до чорнової кліті без екранування згідно технологічної інструкції стану 2800 АМК:

Дt = tвыд — tпр.,

Де: tвыд — температура сляба при видачі його з печі, °С;

tпр — температура початку прокатки, °С.

Дt = 1250 — 1170 = 70 °C.

Згідно дослідженням проведеним на стані 2800/1700 ЧерМК з використанням екранів падіння температури зменшується і складає 50 °C.

Таким чином температура початку прокатки підвищується на 20 °C і складає 1200 °C. Я пропоную, не міняючи режим нагріву слябів в методичній печі, узяти початкову температуру прокатки 1200 °C. Таким чином, при прокатці з цією температурою зменшиться зусилля на деформацію, а отже, зменшиться і момент прокатки, а це в свою чергу зменшує витрату електроенергії на прокатку.

Проведемо розрахунок енергосилових параметрів моменту прокатки при температурі початку прокатки 1200 °C.

Визначимо різницю моментів прокатки при температурі 1180 °C і 1200 °C по формулі:

Таблиця 2.3 — Параметри режиму обжимань в кліті ДУО.

Таблиця 2.4 — Розрахунок енергосилових параметрів в кліті ДУО

Таблиця 2.5 — Результати розрахунку величин М2 · t в чернової кліті.

Таблиця 2.6 — Параметри режиму обтиснень в кліті КВАРТО.

Таблиця 2.7 — Результати розрахунку енергосилових параметрів прокатки в кліті КВАРТО

Таблиця 2.8 — Результати розрахунку величини М2 · t в чистовій кліті.

Таблиця 2.9 — Результати розрахунку ДМ в чорновій кліті.

Таблиця 2.10 — Результати розрахунку ДМ в чистовій кліті.

Визначаємо потужність:

де: Vв — середня швидкість плющення, м/з;

R — радіус валів, м; R1 = 0,575 м, R2 = 1,107 м.

Результати розрахунків зводимо в таблиці 2.11 і 2.12.

Таблиця 2.11 — Результати розрахунку потужності в чорновій кліті.

Таблиця 2.12 — Результати розрахунку потужності в чистовій кліті.

Визначаємо загальну потужність:

Визначаємо потужність на 1 тонну:

.

Визначаємо економію на одну тонну в годину:

.

Розрахунок економії повітря в печі:

Витрата повітря:

у другій зварювальній зоні - 17 500 м3/ч у томильній — 7000 м3/ч.

Визначаємо зменшення повітря в печі:

.

Ціна 1000 м³ повітря — 16,56 грн; 3721,6 м³ = 61,63 грн.

Визначаємо зниження собівартості на 1 тонну.

.

Розрахунок економії газу в печі:

Витрата газу:

у зварювальній зоні - 6750 м3/ч у томильній зоні - 2500 м3/ч.

У зварювальній зоні час нагріву сляба в печі зменшилося на 5 хвилин, тоді витрати газу зменшаться на:

у томильній зоні час нагріву зменшився на 19,4 хвилини, тоді витрата газу зменшиться на:

.

Загальне зниження витрати газу:

.

Визначаємо частки природного і доменного газу:

.

Ціна газу за 1000 м3:

Природного — 312 грн;

Доменного — 6,99 грн.

Визначаємо вартість газу:

.

Загальна економія склала 426 грн.

Визначаємо зниження собівартості продукції на 1 тонну:

3. Технологічна частина

У нашому випадку приймаємо прокатку сляба уздовж. Після видачі сляба з печі його задають у чорнову кліть «Дуо» і прокатують уздовж за 4 проходи для поліпшення форми розкату до отримання довжини не яка не перевершує 2650 мм тому, що довжина бочки 2800 мм. Після прокатки у довжину розкат кантують на 90° у горизонтальної площини рольгангом, який повертає, центрують маніпуляторами і задають у валки чорнової кліті для розбивки ширини.

Прокатав упоперек і отримав необхідну ширину, розкат знов повертають на 90° у горизонтальній площини і остаточно прокатують його до сприйманої товщини підкату, який видається з чорнової кліті в чистову.

Після чорнової кліті розкат передають у чистову реверсивну кліть «Кварто».

3.1 Фабрикація сляба

Визначаємо номінальну масу одного листа розмірами 16 Ч 1700 Ч 6000 мм.

(3.1)

де: H, D, L — відповідно товщина, ширина та довжина листа, мм г — щільність сталі, г = 7850 кг/м3.

З урахуванням можливостей стану та торцевої обрізі вибираємо двократний розкат.

Загальна маса двох листів

(3.2)

Визначаємо необхідну масу сляба:

де: Кф — фабрикацій ний коефіцієнт, Кф = 1,19

.

Обираємо геометричні розміри сляба. Ширину сляба приймаємо 1050 мм, а довжину 1600 мм.

Тоді товщину визначаємо по формулі:

(3.3)

де: Всл, Lсл — відповідно ширина і довжина сляба, мм.

.

Кінцеві розміри сляба: 230 Ч 1050 Ч 1600 мм.

3.2 Розрахунок режиму обтискань на кліті «Дуо».

Тому, що довжина бочки валів на кліті «Дуо» складає 2800 мм, то витягування сляба у довжину можливо до 2500 мм.

Тоді коефіцієнт витягування при прокатці сляба у перших проходах уздовжних складає:

(3.4)

Визначаємо товщину сляба після протяжки його у довжину:

(3.5)

Сумарне обтискання у поздовжніх проходах:

(3.6)

Визначаємо сумарний коефіцієнт витягування при розбивці ширини:

(3.7)

де, Враск = 1700 + 140 = 1840 мм.

140 мм — величина припуску на бічну обрізь.

.

Визначаємо товщину розкату після розбивці ширини:

(3.8)

Визначаємо сумарне обтискання при розбивці ширини:

(3.9)

Сумарне обтискання у уздовжних проходах з урахуванням товщини підкату рівній 60 мм:

(3.10)

Розподіляємо обтискання по проходам:

І прохід — Дh1 = 22 мм

ІІ прохід — Дh2 = 21 мм

ІІІ прохід — Дh3 = 20 мм

ІV прохід — Дh4 = 20 мм.

При розбивці ширини передбачаємо чотири похода, обтискання при цьому розподіляємо таким способом — спочатку передбачаємо більші обтискання, а в кінці менші.

V прохід — Дh5 = 17 мм,

VI прохід — Дh6 = 16 мм.

VII прохід — Дh7 = 16 мм,

VIII прохід — Дh8 = 14 мм.

Прокатку сляба до заданої товщини робимо за три прохода, останній прохід робимо з меншим обтисканням:

ІХ прохід — Дh9 = 10 мм, Х прохід — Дh10 = 8 мм, ХІ прохід — Дh11 = 6 мм.

Визначаємо коефіцієнти витягування та довжину розкату по проходам на кліті «Дуо»:

І прохід.

Дh1 = 22 мм

h1 = Н — Дh1, мм (3.11)

h1 = 230 — 22 = 208 мм.

(3.12)

(3.13)

ІІ прохід.

Дh2 = 21 мм

h2 = h1 — Дh2, мм

h2 = 208 — 21 = 187 мм.

ІІІ прохід.

Дh3 = 20 мм

h3 = h2 — Дh3, мм

h3 = 187 — 20 = 167 мм.

ІV прохід.

Дh4 = 20 мм

h4 = h3 — Дh4, мм

h4 = 167 — 20 = 147 мм.

Після четвертого прохода робимо кантівку на 90°.

V прохід.

Дh5 = 17 мм

h5 = h4 — Дh5, мм

h5 = 147 — 17 = 130 мм.

VІ прохід.

Дh6 = 16 мм

h6 = h5 — Дh6, мм

h6 = 130 — 16 = 114 мм.

VІІ прохід.

Дh7 = 16 мм

h7 = h6 — Дh7, мм

h7 = 114 — 16 = 98 мм.

VІІІ прохід.

Дh8 = 14 мм

h8 = h7 — Дh8, мм

h8 = 98 — 14 = 84 мм.

Після восьмого проходу робимо кантівку для поздовжньої прокатки до товщини 60 мм.

ІХ прохід.

Дh9 = 10 мм

h9 = h8 — Дh9, мм

h9 = 84 — 10 = 74 мм.

Х прохід.

Дh10 = 8 мм

h10 = h9 — Дh10, мм

h10 = 74 — 8 = 66 мм.

ХІ прохід.

Дh11 = 6 мм

h11 = h10 — Дh11, мм

h11 = 66 — 6 = 60 мм.

.

Отримані геометричні розміри розкату по проходам заносимо у таблицю 3.1.

Таблиця 3.1 — Розрахункові параметри прокатки у чернової кліті.

3.3 Розрахунок швідкістного режиму на кліті «Дуо»

Найбільш виробнича та менш стомлююча для оператора робота забезпечується при виконанні потрійної умови В. А. Тягунова.

(3.14)

де: tну — час встановлювання верхнього валка для слідую чого проходу, с;

tрд — час реверсування двигунів від моменту викиду розкату в попередньому проході до моменту захоплення даному проході, с;

tрр — час повернення розкату к валкам, с;

tх — час паузи між походами, с.

Час роботи натискного улаштування залежить від величини обтискання в наступному проході.

При час перемішування верхнього валка визначається по формулі:

.

При:

.

Час реверсування двигуна визначаємо по залежності:

(2.15)

де: щв — кутова швидкість валків при виході розкату в даному проході, рад/с;

е2 — кутове сповільнення валків, рад/с2;

щз — кутова швидкість валків при захопленні в наступному проході, рад/с;

е1 — кутове прискорення валків, рад/с2.

Час реверсування розкату залежить від швидкості прокатки — швидкості виходу розкату з валків і від направлення обертання роликів рольгангу. Якщо ролики рольгангу обертаються в напрямку руху розкату, то час реверсування розкату визначаємо по формулі:

(3.16)

де: Vв — швидкість виходу металу, м/с;

м — коефіцієнт тертя між полосою та роликами рольгангу, м = 0,2 ч 0,3;

g — прискорення сили важкості.

При викиді розкату на ролики, які обертаються назустріч, час реверсування розкату визначаємо за формулою:

(3.17)

І прохід.

Кутова швидкість валків при викиді розкату у І проході визначається по умові (3.14):

звідки .

Дh2 = 21 мм Так як

Задаємося кутовою швидкістю захоплення у ІІ проході: щз2 = 1,5 рад/с.

Тоді:

Час реверсування розкату визначаємо за формулою (3.17):

(3.18)

Задаємося кутовою швидкістю захоплення у І проході щз1 = 1,5 рад/с.

Визначаємо найбільшу кутову швидкість валків у І проході.

(3.19)

Час прискорення валків без металу:

(3.20)

Час прискорення валків з металом від номінальної кутової швидкості:

(2.21)

Час прискорення валків з металом від номінальної кутової швидкості до найбільшої у даному проході:

(2.22)

Час сповільнення валків з металом до кутової швидкості викиду у даному проході:

(2.23)

Час сповільнення валків до номінальної кутової швидкості:

(2.24)

Час до повної зупинки валків:

(2.25)

Машиний час прокатки:

(2.26)

Середня швидкість прокатки:

(2.27)

Розрахунок інших проходів робиться аналогічно.

Отримані результати розрахунку швідкістного режиму прокатки у кліті «Дуо» заносимо у таблицю 3.2.

Таблиця 3.2 — Розрахунок швідкістного режиму при прокатці у кліті «Дуо»

Машиний час прокатки — 15,711 113 сек Час пауз між проходами — 17,65 963 сек Час на установку рос твору між валками для прокатки наступного сляба — 4,21 сек Цикл прокатки = 37,58 076 сек.

3.4 Визначення допустимого моменту при прокатці на кліті «Дуо»

Визначаємо номінальний момент с урахуванням перевантажувального коефіцієнту:

(3.28)

.

Визначаємо динамічний момент головної лінії кліті «Дуо» при прискоренні двигуна:

(3.29)

Динамічній момент при гальмуванні двигуна:

(3.30)

де: m — маса елемента головної лінії, який обертається;

Dі - діаметр інерції цього елемента, Dі = 0,75 · D;

D — діаметр елемента головної лінії, який обертається;

е1, е2 — кутове прискорення та сповільнення елемента, який обертається.

Махова маса робочих валків: 2 · 0,31 · (0,7 · 1,15)2 = 0,389 МН · м2

Махова маса головок шпинделей: 2 · 0,026 · (0,7 · 1,05)2 = 0,056 МН · м2

Махова маса тіла шпинделя: 2 · 0,018 · (0,7 · 0,554)2 = 0,054 МН · м2

Махова маса муфт: 2 · 0,04 · (0,7 · 1,2)2 =0,067 МН · м2

Махова маса якоря двигуна: Дяк = 2 · 2,7 = 5,4 МН · м2

Загальний маховий момент інерції обертаючихся мас лінії приводу валків:

Динамічний момент при розгоні двигуна:

.

Динамічний момент при гальмуванні двигуна:

Максимальний момент двигуна при прокатці з номінальною кутовою швидкістю:

(3.31)

де: з — коефіцієнт корисної дії;

.

Максимальний момент двигуна при прокатці з найбільшою кутовою швидкістю:

(3.32)

де: и — відношення найбільшої кутової швидкості к номінальної:

(3.33)

.

3.5 Розрахунок енергосилових параметрів при прокатці на кліті «Дуо»

Повне зусилля прокатки:

(3.34)

де: Рср — середній удільний тиск, Н/мм2;

В — ширина розкату, мм;

L — довжина очагу деформації, мм.

(3.35)

де: уТ — опір деформації с урахуванням термомеханічних коефіцієнтів;

nу — коефіцієнт напруженого стану, який визначається в залежності від відношення довжини очагу деформації к середній товщині розкату;

nВ — коефіцієнт впливу ширини розкату на удільний тиск.

Для визначення опору деформації у діапазоні температур 1073 — 1573°К (800 — 1300°С) Л. В. Андреюком і Г. Г. Тюленевим пропонується емпірична формула:

(3.36)

де: S, a, b, c — коефіцієнти для розрахунку опору деформації.

(3.37)

При m > 2 nу = 0,75 ч 0,25

При m? 2 та m? 0,4 .

Коефіцієнт nВ залежить від параметрів «m» і «n»

При 0,4 < m < 2 і при 0,5 < n < 2 nВ = 1

При n > 5 nВ = 1,15

есередня ступінь деформації:

U — середня швидкість деформації, 1/сек.

.

V — середня швидкість прокатки, м/с.

І прохід.

Визначаємо довжину очага деформації:

(3.38)

Визначаємо швидкість деформації:

(3.39)

Визначаємо ступінь деформації:

(3.40)

Температура початку прокатки на кліті «Дуо» приймаємо на основі технологічної інструкції рівною 1453°К (1180°С).

Визначаємо параметри «m» і «n»

(3.41)

Так як 0,4 < m < 2 то

.

Визначаємо опір деформації:

Для сталі 3сп коефіцієнти дорівнюють:

S = 0,96; у0 = 90,7Н/мм2; а = 0,124, b = 0,167; -с = 2,54

.

Визначаємо середній удільний тиск:

Визначимо момент прокатки для двох двигунів:

(3.42)

де: ш — коефіцієнт прикладення зусилля ш = 0,45 ч 0,5

f — коефіцієнт тертя в підшипниках

f = 0,01 ч 0,02

Інші проходи розраховуємо аналогічно.

Результати розрахунку енергосилових параметрів прокатки заносимо у таблицю 3.3.

Таблиця 3.3 — Результати розрахунку енергосилових параметрів прокатки.

3.6 Перевірка приводних двигунів кліті «Дуо» на нагрів

Момент при прискоренні двигунів без металу:

(3.43)

де: Мдин1 — динамічний момент при розгоні системи, Мдин1 = 0,319 МН· м.

Мхх — момент холостого ходу Момент при прискорені валків з металом:

(3.44)

Момент при прокатці з постійною кутовою швидкістю:

(3.45)

Момент при сповільнені валків з металом:

(3.46)

де: Мпр — момент прокатки, Мдин2 — динамічний момент при сповільнені системи, Мдин2 = 0,639 МН· м.

Момент при зупинці валків:

(3.47)

Визначаємо моменти на окремих ділянках швидкісної діаграми по проходам:

І прохід.

ІІ прохід.

ІІІ прохід.

ІV прохід.

V прохід.

VІ прохід.

VІІ прохід.

VІІІ прохід.

ІХ прохід.

Х прохід.

ХІ прохід.

Визначення середньоквадратичного моменту для ділянок швидкісної діаграми.

Період часу при прискорені дорівнює:

(3.48)

тоді:

аналогічно для періоду гальмування с прискоренням:

(3.49)

І прохід.

ІІ прохід

ІІІ прохід

ІV прохід

V прохід

VІ прохід

VІІ прохід

VІІІ прохід.

ІХ прохід

Х прохід

ХІ прохід

Визначаємо суму квадратичних моментів для усіх проходів :

Визначаємо середньоквадратичний момент для прокатування одного сляба:

Результати розрахунку заносимо у таблицю 3.4.

Таблиця 3.4 ;

3.7 Розрахунок режиму обтискань на кліті «Кварто»

У кліть «Кварто» надходить підкат із кліті «Дуо» товщиною 60 мм. При прокатці у чистової кліті можлива прокатка з поргладжуючим проходом.

Прогладжування — це прокатка листа при зазорі між валками, рівним чи трохи більшим ніж у попередньому проході. Прогладжування зменшує різнотовщинність листа по перетину, усуває хвилястість по кромкам та придає більш ніж без нього точні розміри листа.

Розподіляємо обтискання по проходам.

І прохід — Дh1 = 13 мм

ІІ прохід — Дh2 = 10 мм

ІІІ прохід — Дh3 = 8 мм

ІV прохід — Дh4 = 6 мм.

V прохід — Дh5 = 4 мм,

VI прохід — Дh6 = 3 мм.

VII прохід — прогладжуючий.

Визначаємо коефіцієнти витягування та довжину розкату по проходам на кліті «Дуо»:

І прохід.

Дh1 = 13 мм

h1 = Н — Дh1, мм

h1 = 60 — 13 = 47 мм.

ІІ прохід.

Дh2 = 10 мм

h2 = h1 — Дh2, мм

h2 = 47 — 10 = 37 мм.

ІІІ прохід.

Дh3 = 8 мм

h3 = h2 — Дh3, мм

h3 = 37 — 8 = 29 мм.

ІV прохід.

Дh4 = 6 мм

h4 = h3 — Дh4, мм

h4 = 29 — 6 = 23 мм.

V прохід.

Дh5 = 4 мм

h5 = h4 — Дh5, мм

h5 = 23 — 4 = 19 мм.

VІ прохід.

Дh6 = 3 мм

h6 = h5 — Дh6, мм

h6 = 19 — 3 = 16 мм.

Одержані геометричні розміри розкату по проходам зводимо у таблицю 3.5.

Таблиця 3.5 — розрахунок параметрів прокатки у кліті «Кварто».

Таблиця 3.6 — Розрахунок швідкістного режиму при прокатці у кліті «Кварто»

Машиний час прокатки — 27,45 682 сек Час пауз між проходами — 4,453 032сек Час на установку рос твору між валками для прокатки наступного сляба — 1,987 679 сек Цикл прокатки = 33,89 753 сек.

3.8 Визначення допустимого моменту при прокатці на кліті «Кварто»

Визначаємо маси елементів головної лінії кліті «Кварто»:

Махова маса робочих валків: 2 · 0,156 · (0,7 · 0,75)2 = 0,086 МН · м2

Махова маса опорних валків: 2 · 0,442 · (0,7 · 1,3)2 = 0,732 МН · м2

Махова маса головок шпинделей: 4 · 0,442 · (0,7 · 0,75)2 = 0,487 МН м2

Махова маса тіла шпинделей: 2 · 0,15 · (0,7 · 0,48)2 = 0,034 МН м2

Махова маса кореної муфти: 0,06 · (0,7 · 2)2 =0,118 МН · м2

Махова маса шестерених валків: 2 · 0,14 · (0,7 · 1)2 = 0,137 МН · м2

Махова маса якоря двигуна: Дяк = 2,7 МН · м2

Загальний маховий момент інерції обертаючихся мас лінії приводу валків:

Динамічний момент головної лінії:

.

Максимальний момент двигуна з обліку перевантажувального коефіцієнту:

Максимальний момент двигуна при прокатці з найбільшою кутовою швидкістю:

де: и — відношення найбільшої кутової швидкості к номінальної:

з — коефіцієнт корисної дії:

з1 — ККД шестеренної кліті (0,92 ч 0,95)

з2 — ККД шпинделів (0,99)

.

Момент холостого ходу головної лінії кліті:

Таблиця 3.7- Результати розрахунку енергосилових параметрів прокатки.

3.9 Перевірка приводних двигунів кліті «Дуо» на нагрів

Визначаємо моменти на окремих ділянках швидкісної діаграми по проходам:

І прохід.

ІІ прохід

ІІІ прохід

ІV прохід

V прохід

VІ прохід

VІІ прохід

Визначення середньоквадратичного моменту для окремих проходів:

І прохід.

ІІ прохід

ІІІ прохід.

ІV прохід

V прохід

VІ прохід

VІІ прохід

Визначаємо суму квадратичних моментів для усіх проходів :

Визначаємо середньоквадратичний момент для прокатування одного сляба:

Таблиця 3.8;

4. Механічна частина

4.1 Розрахунок на міцність валків кліті «Дуо» листового стану

Валки листових станів виконують основну операцію — пластичну деформацію (обтиск) металу.

Технічна характеристика валків кліті «Дуо»:

- Номінальний діаметр валків — 1050 мм;

- Максимальний робочий раствор валків — 500 мм;

- Максимальна поступательна швидкість натискних гвинтів

- Робочий тиск мастила в гідравлічних циліндрах оттискнооу улаштування

- Тиск металу на валки — 19,91 МН;

- Довжина бочки — 2800 мм;

- Діаметр та довжина шійки валка — dш = 690 мм; lш = 855 мм;

- Діаметр натискного гвинта — 440 мм;

- Крок різьби — 24.

Рисунок 4.1 — Основні розміри валка.

Момент, що вигинає у центрі бочки валка (переріз І - І)

(4.1)

де: а — відстань між вісями натискних гвинтів, мм;

b — ширина листа, мм.

Напруження згину у перерізі І - І:

(4.2)

Коефіцієнт запасу міцності:

де: ув — межа міцності матеріала валків, ув = 700 ч 750МН.

Напруження згину в перетині ІІ - ІІ:

(4.3)

де: МзІІ - згинаючий момент у перерізі ІІ - ІІ

(4.4)

Напруження кручення у перерізі ІІ - ІІ:

(4.5)

.

Приведене напруження в перерізі ІІ - ІІ:

(4.6)

.

Коефіцієнт запасу міцності у перерізі ІІ - ІІ:

.

Розрахунок валкової системи «Дуо» на деформацію.

Визначаємо стрілу прогину:

Е = 2,1 · 105 МПа;

G = 0,8 · 105 МПа;

а = 3655 мм;

b = 2500 мм.

Визначаємо стрілу прогину по краям бочки:

Стріла прогину у краю листа:

Загальна стріла прогину:

.

Розрахунок напруження у приводному кінці у виду лопасті з проріззю:

Рисунок 4.2 — Приводний кінець валка.

В0 = 1050 мм; b1 = 260 мм; S = 280 мм;

х0 =160 мм; Х1 = 130 мм.

Рівнодіюча сила на бокову сторону лопасті:

(4.9)

Момент, що згинає у перерізі ІІІ - ІІІ:

(4.10)

де: х0 — крапка приложення

(4.11)

х1 — відстань від перерізу ІІІ - ІІІ до центру шарніру.

Момент кручення в перерізі ІІІ - ІІІ:

(4.12)

Напруження згибу в перерізі ІІІ - ІІІ:

(4.13)

Напруження кручення:

(4.14)

де: з — коефіцієнт залежний від В0/S, з = 0,95

.

4.2 Розрахунок станин на деформацію

Статичний момент перерізу складної форми визначається як сума статичних моментів простих частин перерізу.

Рисунок 4.3 — Розрахунковий переріз верхньої частини стійки.

Рисунок 4.4 — Розрахунковий переріз нижньої частини стійки.

Для перерізів не симетричної форми положення нейтральної лінії визначається як центр ваги с однією лінією симетрії.

Рисунок 4.5 — Розрахунковий переріз нижньої поперечини.

Рисунок 4.6 — Розрахунковий переріз верхньої поперечини.

Таблиця 4.1 — Розрахунок параметрів нижньої поперечини.