RU2028844C1 - Способ настройки валкового агрегата - Google Patents
Способ настройки валкового агрегата Download PDFInfo
- Publication number
- RU2028844C1 RU2028844C1 SU4861111A RU2028844C1 RU 2028844 C1 RU2028844 C1 RU 2028844C1 SU 4861111 A SU4861111 A SU 4861111A RU 2028844 C1 RU2028844 C1 RU 2028844C1
- Authority
- RU
- Russia
- Prior art keywords
- stand
- roll
- stands
- values
- pulling
- Prior art date
Links
Images
Landscapes
- Control Of Metal Rolling (AREA)
Abstract
Использование: при изготовлении сварных труб и кабельных оболочек. Сущность изобретения: определяют и регулируют значения тянущих усилий приводных валков клетей. При определении выбирают закрытую валковую клеть с максимальным тянущим усилием. Определяют разницу значений тянущих усилий между выбранной и остальными приводными клетями и ширины зон отставания и опережения контактной поверхности валков с трубной заготовкой по приведенной зависимости. При регулировке обеспечивают равенство тянущих усилий по приводным клетям, изменяя значения угловых скоростей по определенной зависимости. 9 ил., 6 табл.
Description
Изобретение относится к обработке металлов давлением, в частности к технологии изготовления сварных труб и кабельных оболочек.
Известен способ настройки валкового агрегата для изготовления сварных труб и кабельных оболочек, включающий формовку в приводных и неприводных калибрах с постепенно изменяющейся кривизной профиля трубной заготовки вдоль очага формовки, доформовку, осадку в сварочном калибре и редуцирование оболочки до заданных размеров, а также определение и регулировку значений тянущих усилий приводных валковых клетей.
К недостатком данного способа следует отнести неравномерное распределение деформации гиба и, как следствие, неравномерное распределение тянущих усилий в приводных калибрах валкового агрегата. Кроме этого, нет методики определения энергосиловых параметров. Это не позволяет обеспечить получение качественно сформованных труб и кабельных оболочек в линии валкового агрегата.
Целью изобретения является повышение качества готовых сварных труб и кабельных оболочек.
Это достигается тем, что согласно способу настройки валкового агрегата для изготовления сварных труб и кабельных оболочек, включающему формовку в приводных и неприводных калибрах с постепенно изменяющейся кривизной профиля трубной заготовки вдоль очага формовки, деформовку, осадку в сварочном калибре и редуцирование оболочки до заданных размеров, определение и регулировку значений тянущих усилий приводных клетей выбирают закрытую валковую клеть с максимальным тянущим усилием, определяют разницу значений тянущих усилий между выбранной и остальными приводными клетями и ширины зон отставания и опережения контактной поверхности валков с трубной заготовкой по зависимости:
B тi= где * - индекс верхнего (В) или индекс нижнего (Н) валка;
Foni*1 - контактная площадь опережения валка в i-ой клети, обеспечивающая заданное приращение величины тянущего усилия, Н.
B
Foni*1 - контактная площадь опережения валка в i-ой клети, обеспечивающая заданное приращение величины тянущего усилия, Н.
Fотi* - контактная площадь отставания валка в i-ой клети, обеспечивающая заданное приращение величины тянущего усилия, Н.
Li - суммарная длина входного и выходного участка контактного отпечатка в i-ой клети, мм;
Bs - ширина трубной заготовки, мм, и обеспечивают равенство тянущих усилий по приводным клетям изменением значений угловых скоростей по зависимости;
ω =
ω = где Vлин - линейная скорость движения полосы;
Rвi - радиус калибра верхнего валка в i-ой клети, мм,
Rнi - радиус калибра нижнего валка в i-ой клети, мм;
Bопi в - ширина зоны опережения в i-ой клети верхнего валка, мм;
Bотi н - ширина зоны отставания нижнего валка j-ой клети, мм;
Dдi в - диаметр по дну калибра верхнего валка i-ой клети, мм;
Dдi н - диаметр по дну калибра нижнего валка i-ой клети, мм.
Bs - ширина трубной заготовки, мм, и обеспечивают равенство тянущих усилий по приводным клетям изменением значений угловых скоростей по зависимости;
ω
ω
Rвi - радиус калибра верхнего валка в i-ой клети, мм,
Rнi - радиус калибра нижнего валка в i-ой клети, мм;
Bопi в - ширина зоны опережения в i-ой клети верхнего валка, мм;
Bотi н - ширина зоны отставания нижнего валка j-ой клети, мм;
Dдi в - диаметр по дну калибра верхнего валка i-ой клети, мм;
Dдi н - диаметр по дну калибра нижнего валка i-ой клети, мм.
На фиг. 1 приведены основные характеристики контактных площадей (по экспериментальным данным); на фиг. 2-4 - геометрические и кинематические параметры для верхнего и нижнего валков соответственно первой, третьей и пятой клетей формовочного стана; на фиг.5 - геометрические и кинематические параметры для валков первой клети калибровочного стана; на фиг.6 и 7 - схема нагрузки по приводным клетям (по способу-прототипу) агрегата АК10-35 на заводе "Москабель"; на фиг. 8 и 9 - схема настройки по предложенному способу того же агрегата АК 10-35 и оболочки диаметром 19х1 мм (алюминиевой).
Выбор закрытого валкового калибра с максимальным тянущим усилием, как уровня для изменения значений тянущих усилий других приводных калибров объясняется следующим: во-первых, закрытые клети имеют минимальную площадь контакта (охват заготовки инструментом только по наружной поверхности), что ограничивает тянущие возможности; во-вторых, выбирают клеть с максимальным значением тянущего усилия, так как для данной схемы и калибровки инструмента наиболее эффективно использованы активные силы трения именно на формовку трубной заготовки.
Уравнивание значений тянущих усилий по всем приводным клетям за счет изменения кинематических параметров валковых калибров позволит полностью исключить наличие участков подпора и натяжения, что повышает качество готовой сварной трубы или оболочки.
Уравновесив схему, необходимо настроить (изменить) угловые скорости вращения деформирующих валков, что позволит в дальнейшем без дополнительной коррекции реализовать предложенный способ, получить высокое качество кабельных оболочек (или труб) за счет уравновешенной приводной схемы изготовления.
Тянущее усилие в i-ой клети складывается из двух составляющих :составляющей гиба и кинематической составляющей:
Ттян i = Тг i + Тсин i (1) и находится по формуле:
T ян= BS·SТ·P - + K·P- F п+ F (2) где Вs - ширина полосы, мм;
Sт - толщина стенки трубы, мм;
Рs - сопротивление сдвига;
Ri - радиус калибра в i-ой клети, мм;
Ri-1 - радиуса калибра в (i-1)-ой клети, мм;
К - коэффициент трения по Прандтлю;
Fоп i - площадь зоны опережения в i-ой клети, мм2;
Fот i - площадь зоны отставания в i-ой клети, мм2.
Ттян i = Тг i + Тсин i (1) и находится по формуле:
T
Sт - толщина стенки трубы, мм;
Рs - сопротивление сдвига;
Ri - радиус калибра в i-ой клети, мм;
Ri-1 - радиуса калибра в (i-1)-ой клети, мм;
К - коэффициент трения по Прандтлю;
Fоп i - площадь зоны опережения в i-ой клети, мм2;
Fот i - площадь зоны отставания в i-ой клети, мм2.
Согласно предлагаемому способу, считаем
T = BS·PS· S - = const так как комплекс инструмента не меняют и, следовательно кривизна гиба (формовки) остается неизменной, тогда
Ттян i = Тг i + К(-Fоп i + Fот i), (3) где К = K˙Ps.
T
Ттян i = Тг i + К(-Fоп i + Fот i), (3) где К = K˙Ps.
Разницу значений тянущих усилий между выбранным в закрытой клети и остальными приводными клетями определяют по формуле:
ΔТi = TБ 3кл - Ттян i (4)
Корректировку значений тянущих усилий осуществляют за счет увеличения или уменьшения площади зоны отставания, т.е.
ΔТi = TБ 3кл - Ттян i (4)
Корректировку значений тянущих усилий осуществляют за счет увеличения или уменьшения площади зоны отставания, т.е.
ΔTi = ±K Fот i , (5) тогда значения скорректированных тянущих усилий определяются следующим образом:
Ттян скор.i = Ттян i ±ΔTi = Tг i + K(-Fоп i' + Fот i'), (6) где Fоп i' и Fот i' - площади опережения и отставания, обеспечивающие заданное приращение величины тянущего усилия.
Ттян скор.i = Ттян i ±ΔTi = Tг i + K(-Fоп i' + Fот i'), (6) где Fоп i' и Fот i' - площади опережения и отставания, обеспечивающие заданное приращение величины тянущего усилия.
Отсюда имеем
- F + F = (7)
Площадь зон опережения и отставания калибра в i-й клети складывается из суммы соответствующих зон по верхнему и нижнему валкам:
(8)
В сумме зоны опережения и отставания по соответствующему валку калибра не могут превышать полную площадь контакта формуемой полосы с валками:
(9)
Для простоты регулировки, считая Fоп ilв и Fот ilв известными и равными базовым значениям, находим Fот ilн и Fоп ilн.
- F
Площадь зон опережения и отставания калибра в i-й клети складывается из суммы соответствующих зон по верхнему и нижнему валкам:
(8)
В сумме зоны опережения и отставания по соответствующему валку калибра не могут превышать полную площадь контакта формуемой полосы с валками:
(9)
Для простоты регулировки, считая Fоп ilв и Fот ilв известными и равными базовым значениям, находим Fот ilн и Fоп ilн.
Согласно формулы (7, 8) получают
-F B- F H + F B + F H=
Поскольку приняли, что значения контактных площадей и их кинематические характеристики для верхнего валка неизменны и известны, получают
_F H + F H =
Получают систему уравнений:
(10) подставляя первое уравнение системы во второе, получают:
Зная Fоп ilн и Fот ilн находим соответствующие им ширины зон опережения и отставания по нижнему валку (Воп н и Вот н).
-F
Поскольку приняли, что значения контактных площадей и их кинематические характеристики для верхнего валка неизменны и известны, получают
_F
Получают систему уравнений:
(10) подставляя первое уравнение системы во второе, получают:
Зная Fоп ilн и Fот ilн находим соответствующие им ширины зон опережения и отставания по нижнему валку (Воп н и Вот н).
Согласно фиг.1 имеем систему уравнений:
(11) из первого уравнения системы (11)
ai= - 0,8 Li из третьего уравнения системы (11):
Воп iн = Bs - Bот iн .
(11) из первого уравнения системы (11)
ai= - 0,8 Li из третьего уравнения системы (11):
Воп iн = Bs - Bот iн .
Подставляя все это во второе уравнение системы, после преобразований получают:
(BS-B )
2F =0,2 Li+ (BS-B )
2F = 0,2 LiBs+ Bs- 0,2LiB - 2F
2Fоп iнВоп iн - 0,2LiBsBот iн - 2Fот iнBs + +0,2Li(Bот iн)2 +
2Fот iнBот iн = 0
0,2Li(Bот iн)2 + Вот iн(2Fоп iн - 0,2LiBs + +2Fот iн) - 2Fот iнВs = 0
Решая полученное квадратное уравнение относительно Bот iн получают:
D = (2Fоп iн - 0,2LiBs + 2Fот iн)2 + 4˙0,2Li˙2Fот iнBs = (2Fоп iн - 0,2LiBs + 2Fот iн)2 + 1,6LiFот iнBs.
(BS-B
2F
2F
2Fоп iнВоп iн - 0,2LiBsBот iн - 2Fот iнBs + +0,2Li(Bот iн)2 +
2Fот iнBот iн = 0
0,2Li(Bот iн)2 + Вот iн(2Fоп iн - 0,2LiBs + +2Fот iн) - 2Fот iнВs = 0
Решая полученное квадратное уравнение относительно Bот iн получают:
D = (2Fоп iн - 0,2LiBs + 2Fот iн)2 + 4˙0,2Li˙2Fот iнBs = (2Fоп iн - 0,2LiBs + 2Fот iн)2 + 1,6LiFот iнBs.
Таким образом
B =
Угол, ограничивающий половину ширины зоны отставания по нижнему валку (φ н отс), равен:
φ тс= arccos или φ тс= , что видно из фиг.1
arccos =
= cos
R = Rн+ R - Rнcos
D = 2R1 - cos + D
Угол φв оп, ограничивающий половину ширины зоны опережения по верхнему валку, равен:
φ п= arccos или φ п =
arccos =
Отсюда находим
R = RВ· cos _ RВ+ R
D = 2Rcos - 1+ D
Зная Dк в и Dк н, находим угловые скорости
ωB =
=
Сущность способа настройки валкового агрегата заключается в следующем.
B
Угол, ограничивающий половину ширины зоны отставания по нижнему валку (φ н отс), равен:
φ
arccos =
= cos
R
D
Угол φв оп, ограничивающий половину ширины зоны опережения по верхнему валку, равен:
φ
arccos =
Отсюда находим
R
D
Зная Dк в и Dк н, находим угловые скорости
ωB =
=
Сущность способа настройки валкового агрегата заключается в следующем.
Определяют габаритные размеры агрегата, количество приводных клетей, проводят анализ существующей калибровки валкового инструмента. Составляют таблицу калибровки. Затем с помощью тахометра замеряют частоту вращения валков деформирующих калибров. По данным измерений производят расчет кинематических и энергосиловых параметров: ω - угловая скорость вращения валка, Dк - катающий диаметр, Воп - ширина зоны опережения, Вот - ширина зоны отставания, Fоп - площадь зоны опережения, Fот - площадь зоны отставания, Ттян - суммарное тянущее усилие, Тг - усилие гибе, Ткин - кинематическая составляющая тянущего усилия.
В результате расчетов определяют полную картину приложения внешних усилий по заводскому (действующему или базовому) варианту, определяющих процесс гиба и транспортировки полосы (ленты) вдоль валковых калибров агрегата и выявляем участки принудительного подпора и натяжения.
Из полученной силовой схемы выбирают закрытый валковый калибр с максимальным тянущим усилием для данной схемы и калибровки агрегата. Затем уравнивают значения тянущих усилий по всем приводным валковым клетям изменением кинематических параметров валков, перераспределяя значения площадей опережения и отставания. Нужного положения катающего диаметра по валкам калибра добиваются, изменяя значения угловых скоростей привода валков.
П р и м е р. Схема формовки агрегата АК 10-35 "Москабель" для сварной алюминиевой кабельной оболочки диаметром 19х1 мм; Bs = 62 мм; Ps= 35 н/мм2. АК (агрегат кабельный) содержит в своем составе формовочный стан, имеющий шесть приводных клетей и пять вертикальных холостых, и калибровочный стан, состоящий из трех рабочих приводных клетей и двух вспомогательных (вертикальных) холостых клетей. Калибровка валков однорадиусная, геометрические параметры представлены в табл.1.
Проведен расчет кинематических и энергосиловых параметров АК 10-35 для средней скорости сварки Vлин = 35 м/мин. Данные экспериментальных измерений частоты вращения валков деформирующих калибров, выполненных тахометром ТЧ 10-Р при Vлин = 35 м/мин, сведены в табл.2.
Пример расчета кинематических параметров приведен для двух открытых горизонтальных клетей, одной эджерной и одной закрытой клети формовочного стана.
Клеть 1
nн = 122 об/мм; ωН= ; ωН= = 12,8 с-1
R = ; R = = 45,6 мм
Dк н = 91,2 мм
Как видно из фиг. 2а, вся площадь контакта формуемой полосы с нижним валком находится в зоне опережения, поскольку D1к н = 91,2 мм, что меньше величины D1д н = 100 мм.
nн = 122 об/мм; ωН= ; ωН= = 12,8 с-1
R
Dк н = 91,2 мм
Как видно из фиг. 2а, вся площадь контакта формуемой полосы с нижним валком находится в зоне опережения, поскольку D1к н = 91,2 мм, что меньше величины D1д н = 100 мм.
nк = 79 об/мм;
ωВ= = 8,27 c-1; R = = 70,5 мм
Вся площадь контакта верхнего валка с полосой находится в зоне опережения, т.к. D1к в = 141 мм меньше величины D1р в= 142 мм, что показано на фиг. 2б.
ωВ= = 8,27 c-1; R
Вся площадь контакта верхнего валка с полосой находится в зоне опережения, т.к. D1к в = 141 мм меньше величины D1р в= 142 мм, что показано на фиг. 2б.
Клеть 1-2
ω1-2= ; ω1-2= = 9,7 с-1
Клеть 3
nв = 75 об/мин;
ωВ= = 7,85 с-1; R = = 75,3 мм
D3к в = 150,6 мм, что больше величины D3р в = 104 мм, но меньше величины D3д в = =159 мм, следовательно существует две зоны по площади контакта верхнего валка - зона опережения и отставания (см.фиг.3а).
ω1-2= ; ω1-2= = 9,7 с-1
Клеть 3
nв = 75 об/мин;
ωВ= = 7,85 с-1; R
D3к в = 150,6 мм, что больше величины D3р в = 104 мм, но меньше величины D3д в = =159 мм, следовательно существует две зоны по площади контакта верхнего валка - зона опережения и отставания (см.фиг.3а).
Найдем протяженность этих зон.
φВ= arccos = 0,52 рад
Воп в = 2Rвφ в; Воп в = 2˙31,5˙0,52 = 32,9 мм
Вот в = Bs - Bоп в Вот в = 62 - 32,9 = 29,1 мм
n = 110 об/мм; ωн = 11,5 с-1; Rк н = 50,6
φН= arccos = 0/091 рад
Вот н = 6 мм, Воп н = 62 - 6 = 56 мм.
Воп в = 2Rвφ в; Воп в = 2˙31,5˙0,52 = 32,9 мм
Вот в = Bs - Bоп в Вот в = 62 - 32,9 = 29,1 мм
n = 110 об/мм; ωн = 11,5 с-1; Rк н = 50,6
φН= arccos = 0/091 рад
Вот н = 6 мм, Воп н = 62 - 6 = 56 мм.
Клеть 5
nв = 112,5 об/мм;
ωВ= = 11,8 с-1
R5к в = 49,5 мм; D5к в = 99 мм
Значение катающего диаметра верхнего валка меньше диаметра по реборде, но больше диаметра по дну калибра (Dsp в = =122,8 мм,Dд5 в = 98 мм), следовательно, существуют две зоны контакта (фиг.4а).
nв = 112,5 об/мм;
ωВ= = 11,8 с-1
R5к в = 49,5 мм; D5к в = 99 мм
Значение катающего диаметра верхнего валка меньше диаметра по реборде, но больше диаметра по дну калибра (Dsp в = =122,8 мм,Dд5 в = 98 мм), следовательно, существуют две зоны контакта (фиг.4а).
φВ= arccos = 0,28 рад
В5 кн = π Rн - 0,25˙2; Вкв 5 = π ˙ 12,6 - 0,25˙2 = 39 мм
Вкв = Вs - Вкн; Вкв 5 = 62 - 39 = 23 мм.
В5 кн = π Rн - 0,25˙2; Вкв 5 = π ˙ 12,6 - 0,25˙2 = 39 мм
Вкв = Вs - Вкн; Вкв 5 = 62 - 39 = 23 мм.
Вкв и Вкн - ширина зоны контакта трубной заготовки с верхним и нижним валком соответственно
Вот 5в = 2˙12,6 - 0,28 = 7,1 мм; Воп 5в = 23 - 7,1 = 15,9 мм
nн = 121 об/мин; ωн = 12,7 с-1; Rк н = 46 мм .
Вот 5в = 2˙12,6 - 0,28 = 7,1 мм; Воп 5в = 23 - 7,1 = 15,9 мм
nн = 121 об/мин; ωн = 12,7 с-1; Rк н = 46 мм .
Из фиг.4б видно, что вся площадь контакта по нижнему валку находится в зоне опережения, так как Dкs н = 92 мм меньше величины Dд 5н = 102 мм.
Пример расчета кинематических параметров калибровочного стана проведен для одной клети.
Клеть 1
nн = 190 об/мин;
ωн= = 19,9 с-1;
R = = 29,3 мм
Величина Dк н = 58,6 мм меньше величины Dд н = 111,2 мм, поэтому вся зона контакта нижнего валка с формуемой полосой находится в зоне опережения (фиг.5).
nн = 190 об/мин;
ωн= = 19,9 с-1;
R
Величина Dк н = 58,6 мм меньше величины Dд н = 111,2 мм, поэтому вся зона контакта нижнего валка с формуемой полосой находится в зоне опережения (фиг.5).
Поскольку Dк в = 51,1 мм меньше величины Dу в = 121,6 мм, то вся зона контакта верхнего валка с полосой находится в зоне опережения.
Расчеты для остальных клетей проводятся аналогично, результаты сведены в табл.3.
Расчет тянущих усилий при существующей схеме формовки
T = 62·1·35· + 35·0,001-368,3·2+0+0=
= 2170 - 0,035·736,6 = 7,75- 25,8= -18,05 M
T = 62·1·35 - + 35·0,001-591,5·2+0-0=
= 7,2-41,4 = -34,2 H
T = 2170 - + 0,035 (-718,4-501,3+79,5)+296,6=
= 9,5 +0,035 (-1219,7 + 376,1)= 9,5 - 29,5 = - 20 H
T = 2170 - + 0,035 (-969,06·2+070)= 9,9-67,8 =
= -57,9 H
T = 2170 - + 0,035 (-409-308,5+37,5+0) =7,8-23,8 =
= - 16 H
T = 2170 - + 0,035 (-300,3-285,9+0+0)= 2,2-20,6 =
= -18,4 H
На фиг. 5, 6 представлена силовая схема, полученная при реализации заводской калибровки (базового способа настройки). Неравномерность распределения тянущих усилий по клетям приводит к созданию опасных "неустойчивых" участков формовки, что может приводит к гофрообразованию.
T
= 2170 - 0,035·736,6 = 7,75- 25,8= -18,05 M
T
= 7,2-41,4 = -34,2 H
T
= 9,5 +0,035 (-1219,7 + 376,1)= 9,5 - 29,5 = - 20 H
T
= -57,9 H
T
= - 16 H
T
= -18,4 H
На фиг. 5, 6 представлена силовая схема, полученная при реализации заводской калибровки (базового способа настройки). Неравномерность распределения тянущих усилий по клетям приводит к созданию опасных "неустойчивых" участков формовки, что может приводит к гофрообразованию.
Между первой и второй клетью возникает дополнительное растяжение, приводящее на следующем участке 2-3 - к подпору, в результате чего возрастает нагрузка на оборудование, увеличивается износ инструмента, снижается стабильность процесса прохождения полосы.
Участок 3-4 - чрезмерное дополнительное растяжение, приводящее на участке между четвертой и пятой клетями к подпору, между пятой и шестой клетями возникает небольшое растяжение.
Такая схема при изготовлении кабельных оболочек приводила к периодическому гофрированию.
Недостатки являются результатом неравномерного распределения тянущих сил вдоль формовочного стана, что приводит к снижению качества сварных кабельных оболочек и соответственно к увеличению отходов ленты.
Для устранения недостатков уравнивают тянущие усилия по всем приводным клетям согласно предлагаемого способа.
Первоначально выбирают валковый калибр с оптимальным тянущим усилием для данной схемы и калибровки по специально разработанным критериям:
усилие должно быть выбрано в закрытым клетях, так как они имеют минимальную площадь контакта (охват только по наружной поверхности), что ограничивает тянущие возможности (Fнmin 6кл = 300,3 мм2);
выбирают клеть с максимальным значением тянущего усилия, так как для данной схемы и данного комплекта инструмента наиболее эффективно использованы активные силы трения именно на формовку (гиб) трубной заготовки (Ттян 6 = 18,4 Н).
усилие должно быть выбрано в закрытым клетях, так как они имеют минимальную площадь контакта (охват только по наружной поверхности), что ограничивает тянущие возможности (Fнmin 6кл = 300,3 мм2);
выбирают клеть с максимальным значением тянущего усилия, так как для данной схемы и данного комплекта инструмента наиболее эффективно использованы активные силы трения именно на формовку (гиб) трубной заготовки (Ттян 6 = 18,4 Н).
Из расчетов и схемы нагрузки видно, что данным критериям удовлетворяет шестой валковый калибр.
Сравнительный анализ тянущих усилий по приводным клетям представлен в табл.4.
Знак "минус" перед значением дополнительной Ткин, указывает на то, что оптимизированного тянущего усилия можно достигнуть, уменьшив существующее усилие на соответствующую величину, за счет увеличения площади отставания.
Тянущее усилие в 1-ой формовочной клети оставляем без изменений
Ттян 1кл ≈ Ттян 6кл (18,1H ≈ 18,46).
Ттян 1кл ≈ Ттян 6кл (18,1H ≈ 18,46).
Определяют разницу значений тянущих усилий между выбранным в качестве оптимального и усилием во 2-ой клети
ΔТ2кл = Ттян 6кл - Ттян 2кл -= -18,4 + 34,2 = 15,8Н
Согласно формулам (7, 8, 9) получают систему уравнений, при этом для простоты регулировки площади по нижнему валку считают заданными
-
Fот н = 161 мм2; Fоп н = 430,5 мм2; Fполн.2 = 591,5 мм2
=
Fот в = 591,5 - 526,7 = 64,8 мм2
Fоп в = 526,7 мм2; Fот2 в = 64,8 мм2
Находим величины зон по ширине контакта, при которых достигаются такие площади
B т= -2·526,7+0,2·10,6·62-2·64,8+(2·526,7-0,2·10,6·62-2·64,8)2+ 051,56+ 1105778,43+
Вот2 в = 8 мм; Воп2 в = 62 - 8 = 54 мм
B т=-2·430,5+0,2·10,6·62-2·161-(2·430,5-0,2·10,6·62+
210,6 =
Вот2 н = 18,3 мм; Воп н = 43,7 мм
Зная ширины зон отставания и опережения, находим катающие диаметры
D = 2·58,5cos - 1+ 159,5 = 147,3 мм
D = 2·601 - cos + 100 = 101/4 мм
Угловые скорости для новой силовой схемы
ωB= = 7,9 с-1 ; nВ= = 75,6 об/мм
ωН= = 11,5 с-1; hн = 110 об/мм
Уравняем тянущее усилие в 3-ей клети.
ΔТ2кл = Ттян 6кл - Ттян 2кл -= -18,4 + 34,2 = 15,8Н
Согласно формулам (7, 8, 9) получают систему уравнений, при этом для простоты регулировки площади по нижнему валку считают заданными
-
Fот н = 161 мм2; Fоп н = 430,5 мм2; Fполн.2 = 591,5 мм2
=
Fот в = 591,5 - 526,7 = 64,8 мм2
Fоп в = 526,7 мм2; Fот2 в = 64,8 мм2
Находим величины зон по ширине контакта, при которых достигаются такие площади
B
Вот2 в = 8 мм; Воп2 в = 62 - 8 = 54 мм
B
210,6 =
Вот2 н = 18,3 мм; Воп н = 43,7 мм
Зная ширины зон отставания и опережения, находим катающие диаметры
D
D
Угловые скорости для новой силовой схемы
ωB= = 7,9 с-1 ; nВ= = 75,6 об/мм
ωН= = 11,5 с-1; hн = 110 об/мм
Уравняем тянущее усилие в 3-ей клети.
Разница значений тянущих усилий между выбранным и усилием в 3-й клети равна
ΔТ3кл = Ттян 6кл - Ттян 3кл = -18,4 + 20 = 1,6 Н
Считая известными площади зон опережения и отставания по верхнему валку, находят Fоп нl и Fот нl из системы уравнений (10)
Fоп в' = 501,3 мм2; Fот в' = 296,6 мм2; Fполн.з = 797,9 мм2
F 3= - =
=398,95 - = 695,2 мм2
Fотз н' = 797,9 - 695,2 = 102,7 мм2
Находят ширины зон отставания и опережения
B т=-2·695,2+0,2·14,3·62-2·102,7+(2·695,2-0,2·14,3·62+
22)+114,3·102,7·62/2·0,2·14,3 = =
Воп н = 53 мм
B т=-2·501,3+0,2·14,3·62-2·296,6+(2·501,3-0,2·14,3·62+
232/2·0,2·14,3 =
Воп в = 37,3 мм
Находят катающие диаметры:
= - 159 = 138 мм
D = 2·331 - cos + 101 = 103/54 мм
ωB= = 8,5 с-1 nв = 81,2 об/мм
ωН= = 11,3 c-1 nн = 107,6 об/мм
Расчеты для остальных клетей проводятся аналогично. Результаты расчетов новой схемы сведены в табл.5.
ΔТ3кл = Ттян 6кл - Ттян 3кл = -18,4 + 20 = 1,6 Н
Считая известными площади зон опережения и отставания по верхнему валку, находят Fоп нl и Fот нl из системы уравнений (10)
Fоп в' = 501,3 мм2; Fот в' = 296,6 мм2; Fполн.з = 797,9 мм2
F
=398,95 - = 695,2 мм2
Fотз н' = 797,9 - 695,2 = 102,7 мм2
Находят ширины зон отставания и опережения
B
22)+114,3·102,7·62/2·0,2·14,3 = =
Воп н = 53 мм
B
232/2·0,2·14,3 =
Воп в = 37,3 мм
Находят катающие диаметры:
= - 159 = 138 мм
D
ωB= = 8,5 с-1 nв = 81,2 об/мм
ωН= = 11,3 c-1 nн = 107,6 об/мм
Расчеты для остальных клетей проводятся аналогично. Результаты расчетов новой схемы сведены в табл.5.
Расчет тянущих усилий при существующей схеме проводят для калибровочного стана
2·1·35 - + 35·0,001(-1152,1·2+0-0)= 1,2-40,3=
T н = 2170 - + 0,035·(-1088-1183,9+0-0)= -38,5 H
T н = 2170 - + 0,035(-532,5-616,4+0-0)= - 20,1 H
Анализ заводского варианта схемы нагрузки по приводным клетям АК 10-35, представленный на фиг. 5, 6 показывает, что из-за неравномерности тянущих усилий на участке между второй и третьей клетями калибровочного стана возникает подпор, что может привести к гофрообразованию, снижению качества готовой оболочки, проскальзыванию ленты в формовочном стане и др.
2·1·35 - + 35·0,001(-1152,1·2+0-0)= 1,2-40,3=
T
T
Анализ заводского варианта схемы нагрузки по приводным клетям АК 10-35, представленный на фиг. 5, 6 показывает, что из-за неравномерности тянущих усилий на участке между второй и третьей клетями калибровочного стана возникает подпор, что может привести к гофрообразованию, снижению качества готовой оболочки, проскальзыванию ленты в формовочном стане и др.
Уравняем тянущие усилия по клетям калибровочного стана. В качестве оптимального целесообразно выбрать клеть калибровочного стана с усилием, превышающим тянущее усилие формовочного стана, чтобы компенсировать сопротивление шовонаправляющей клети, сварочного узла, гратоснимателя и т.д. и обеспечить стабильную подачу готового кабеля в сварной оболочке для намотки на барабаны.
Этим требованиям удовлетворяет третья клеть калибровочного стана.
Проведенный анализ показывает (см.табл.6)
Знак "минус" перед величиной дополнительной Ткин указывает на то, что оптимизированное тянущее усилие можно получить, уменьшив существующее усилие на соответствующую величину за счет увеличения площади отставания.
Знак "минус" перед величиной дополнительной Ткин указывает на то, что оптимизированное тянущее усилие можно получить, уменьшив существующее усилие на соответствующую величину за счет увеличения площади отставания.
Уравнивание тянущих усилий по клетям калибровочного стана проводится аналогично формовочному.
Внедрение предложенного способа настройки валкового агрегата позволяет создать уравновешенную по приводным клетям силовую тянущую схему, т.е. исключить на межклетьевом расстоянии участков "подпора" и "натяжения". Это позволяет создать устойчивую схему непрерывной формовки, сварки, калибровки (редуцирования) и намотки готового кабеля. Эти выводы сделаны по результатам выпуска опытной партии.
Сравнительно со способом-прототипом качество кабеля (выход годного по сварной оболочки, оцениваемый по герметичности и по раздаче на конусе) улучшилось на 14-16%, отходы алюминиевой ленты снизились на 2,93%, потери рабочего времени на наладку технологического процесса на агрегате уменьшилось на 29,8%.
Claims (1)
- СПОСОБ НАСТРОЙКИ ВАЛКОВОГО АГРЕГАТА для изготовления сварных труб и кабельных оболочек, при котором осуществляют определение и регулировку значений тянущих усилий приводных валковых клетей, отличающийся тем, что, с целью повышения качества готового изделия, при определении устанавливают разницу значений тянущих усилий между указанным значением закрытой валковой клети с максимальным тянущим усилием и значениями тянущих остальными приводными клетями и ширины зон отставания и опережения контактной поверхности валков с трубной заготовкой по зависимости
где * - индекс верхнего (В) или индекс нижнего (Н) валков;
- контактная площадь опережения валков i-й клети, обеспечивающая заданное приращение величины тянущего усилия, Н;
- контактная площадь отставания валка в i-й клети, обеспечивающая заданное приращение величины тянущего усилия, Н;
Li - суммарная длина входного и выходного участков контактного отпечатка в i-й клети, мм;
Bs - ширина трубной заготовки, мм,
а при регулировке обеспечивают равенство тянущих усилий по приводным клетям, изменяя значения угловых скоростей по зависимости
где Vл и н - линейная скорость движения полосы;
Rв i - радиус калибра верхнего валка в i-й клети, мм;
Rн i - радиус калибра нижнего валка в i-й клети, мм;
B
B
D
D
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
SU4861111 RU2028844C1 (ru) | 1990-08-21 | 1990-08-21 | Способ настройки валкового агрегата |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
SU4861111 RU2028844C1 (ru) | 1990-08-21 | 1990-08-21 | Способ настройки валкового агрегата |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
RU2028844C1 true RU2028844C1 (ru) | 1995-02-20 |
Family
ID=21533157
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
SU4861111 RU2028844C1 (ru) | 1990-08-21 | 1990-08-21 | Способ настройки валкового агрегата |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
RU (1) | RU2028844C1 (ru) |
-
1990
- 1990-08-21 RU SU4861111 patent/RU2028844C1/ru active
Non-Patent Citations (1)
Title |
---|
Матвеев Ю.М. и Ваткин Я.Л. Калибровка инструмента трубных станков. Металлургия, 1970, с.399-404. * |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
US5533370A (en) | Tube rolling method and apparatus | |
EP3804871B1 (en) | Emulsion flow optimization method for suppressing vibration of continuous cold rolling mill | |
US5448901A (en) | Method for controlling axial shifting of rolls | |
US5548986A (en) | Method and apparatus for simultaneously forming at least four metal rounds | |
RU2028844C1 (ru) | Способ настройки валкового агрегата | |
US5809817A (en) | Optimum strip tension control system for rolling mills | |
JPS60148608A (ja) | 異周速圧延制御におけるセツトアツプ方法 | |
CA1156329A (en) | Setting of a multi-stand rolling-mill train for the cold rolling of metal strips | |
JPS5947602B2 (ja) | 帯鋼の圧延方法及びその装置 | |
JP4330094B2 (ja) | 多段圧延機における形状制御方法 | |
EP1063025B1 (en) | Method and apparatus for rolling a strip | |
RU2189875C2 (ru) | Устройство автоматического регулирования плоскостности полос | |
JP3887950B2 (ja) | 走間ロールクロス角・ロールベンド力変更方法及びその装置 | |
CA2321493C (en) | Tool design for tube cold pilgering | |
CN110991078A (zh) | 一种可降低轴向力的工作辊辊型设计方法 | |
SU764228A1 (ru) | Способ прокатки несимметричных двутавровых профилей | |
RU2019329C1 (ru) | Способ изготовления сварных труб и кабельных оболочек | |
CN114713637B (zh) | 一种热连轧冲击速降补偿系数计算方法及补偿方法 | |
RU2030227C1 (ru) | Клеть винтовой прокатки | |
SU1404127A1 (ru) | Прокатна клеть | |
SU1523201A1 (ru) | Способ прокатки труб на редукционном стане и технологический инструмент дл его осуществлени | |
JP2682356B2 (ja) | 鋼管の冷間圧延方法 | |
SU1242267A1 (ru) | Способ прокатки полос | |
SU995921A1 (ru) | Способ прокатки клиновидных профилей | |
JP2812213B2 (ja) | 管圧延方法 |