РАСЧЕТ ПАРАМЕТРОВ ЛИСТОГИБОЧНЫХ НЕСИММЕТРИЧНЫХ ТРЕХВАЛКОВЫХ ВАЛЬЦОВ ПРИ ПРОИЗВОДСТВЕ СТАЛЬНЫХ ТРУБ | Шинкин
1. Banabic D. (Ed.). Multiscale modeling in sheet metal forming. – Heidelberg: Springer, 2016. – 405 p.
2. Hingole R.S. Advances in metal forming. Expert system for metal forming. – Heidelberg: Springer, 2015. – 116 p.
3. Davim J.P. (Ed.). Materials Forming and Machining. Research and Development. – Woodhead Publishing, 2015. – 202 p.
4. Lenard J.G. (Ed.). Metal forming science and practice. – Oxford: Elsevier Science, 2002. – 378 p.
5. Hu J., Marciniak Z., Duncan J. Mechanics of sheet metal forming. – Oxford – Boston: Butterworth-Heinemann, 2002. – 211 p.
6. Calladine C.R. (Ed.). Plasticity for engineers. Theory and applications. – Woodhead Publishing, 2000. – 328 p.
7. Belsky S.M., Mazur I.P., Lezhnev S.N., Panin E.A. A two-zone model of browdening during rolling // Journal of Chemical Technology and Metallurgy. 2017. Vol. 52. No. 2.
P. 180 – 185.
8. Belskiy S., Mazur I., Lezhnev S., Panin E. Distribution of linear pressure of thin-sheet rolling across strip width // Journal of Chemical Technology and Metallurgy. 2016. Vol. 51. No. 4. P. 371 – 378.
9. Belskiy S.M., Yankova S., Chuprov V.B. etc. Temperature field of stripes under hot rolling // Journal of Chemical Technology and Metallurgy. 2015. Vol. 50. No. 6. P. 613 – 616.
10. Muhin U., Koinov T., Belskij S., Makarov E. Application of between-stand cooling in the production of hot-rolled strips // Journal of Chemical Technology and Metallurgy. 2014. Vol. 49. No. 1. P. 65 – 70.
11. Muhin U., Belskij S., Koinov T. Study on the influence of the antibending force of working rolls on the widening in hot rolling of thin sheet // Journal of Chemical Technology and Metallurgy. 2014. Vol. 49. No. 1. P. 77 – 81.
12. Muhin U., Koinov T., Belskij S., Makarov E. Simulation of accelera ted strip cooling on the hot rolling mill run-out roller table // Journal of Chemical Technology and Metallurgy.
2014. Vol. 49. No. 1. P. 60 – 64.
13. Belskiy S.M., Mazur S.I., Mukhin Y.A., Goncharov A.I. Influence of the cross section of hot-rolled steel on the flatness of cold-rolled strip // Steel in Translation. 2013. Vol. 43. No. 5. P. 313 – 316.
14. Belskiy S.M., Mukhin Y.A. Classifi cation of regulation principles for strip fl atness // Steel in Translation. 2009. Vol. 39. No. 11. P. 1012 – 1015.
15. Belskiy S.M., Mukhin Y.A. Hot strip rolling with local thickening // Steel in Translation. 2009. Vol. 39. No. 5. P. 420 – 424.
16. Belskiy S.M., Tret’yakov V.A., Baryshev V.V., Kudinov S.V. In vestigation of slab width formation in roughing group of broad strip mill // Steel in Translation. 1998. Vol. 28. No. 1. P. 32 – 39.
17. Коцарь С.Л., Третьяков В.А., Бельский С.М., Полякова Б.А., Савочкин А.Г. Экспериментальная проверка математических моделей прокатки с имитацией осевой сдвижки валков // Сталь. 1993. № 2. С. 53 – 55.
18. Shinkin V.N., Kolikov A.P. Simulation of the shaping of blanks for large-diameter pipe // Steel in Translation.
2011. Vol. 41. No. 1. P. 61 – 66.
19. Shinkin V.N., Kolikov A.P. Elastoplastic shaping of metal in an edge-bending press in the manufacture of large-diameter pipe // Steel in Translation. 2011. Vol. 41. No. 6. P. 528 – 531.
20. Shinkin V.N., Kolikov A.P. Engineering calculations for processes involved in the production of large-diameter pipes by the SMS Meer technology // Metallurgist. 2012. Vol. 55. No. 11-12. P. 833 – 840.
21. Shinkin V.N. The mathematical model of the thick steel sheet flattening on the twelve-roller sheet-straightening machine. Mas sage 1. Cur vature of sheet // CIS Iron and Steel Review. 2016. Vol. 12. P. 37 – 40.
22. Shinkin V.N. The mathematical model of the thick steel sheet flattening on the twelve-roller sheet-straightening machine. Massage 2. Forces and moments // CIS Iron and Steel Review. 2016. Vol. 12. P. 40 – 44.
23. Shinkin V.N. Geometry of steel sheet in a seven-roller straightening machine // Steel in Translation. 2016. Vol.
46. No. 11. P. 776 – 780.
24. Shinkin V.N. Preliminary straightening of thick steel sheet in a seven-roller machine // Steel in Translation. 2016. Vol. 46. No. 12. P. 836 – 840.
25. Il’ichev V.G., Zalavin Ya.E. Improving the roller shaping of largediameter pipe from strip // Steel in Translation. 2016. Vol. 46. No. 1. P. 54 – 57.
26. Yusupov V.S., Kolobov A.V., Akopyan K.E. etc. Improving the production of electrowelded straight-seam pipe. Part 2 // Steel in Translation. 2015. Vol. 45. No. 12. P. 975 – 977.
27. Yusupov V.S., Kolobov A.V., Akopyan K.E. etc. Improving the production of electrowelded straight-seam pipe. Part 1 // Steel in Translation. 2015. Vol. 45. No. 8. P. 598 – 604.
28. Klyukvin M.B., Ordin V.G., Matrosov Yu.I. etc. Change in X80 steel plate mechanical properties during pipe manufacture // Metallurgist. 2012. Vol. 56. No. 7-8. P. 591 – 596.
29. Shabalov I.P., Solov’ev D.M., Filippov G.A., Livanova O.V. Infl uence of UO shaping on the mechanical properties of largediameter electrowelded pipe // Steel in Translation.
2015. Vol. 45. No. 4. P. 287 – 292.
30. Manzhurin I.P., Sidorina E.A. Determination of the reduction in the thickness of strip during its shaping in the rolls of a roll-forming machine. Metallurgist // 2013. Vol. 56. No. 11-12. P. 941 – 945.
31. Punin V.I., Kokhan L.S., Morozov Yu.A. Reduction of the length of strip rolled on roll-forming machines // Metallurgist. 2013. Vol. 56. No. 11-12. P. 938 – 940.
32. Barabash A.V., Gavril’chenko E.Yu., Gribkov E.P., Markov O.E. Straightening of sheet with correction of waviness // Steel in Translation. 2014. Vol. 44. No. 12. P. 916 – 920.
33. Komkov N.A., Livanova O.V., Nikulin A.N., Filippov G.A. Manu facture of plane axisymmetric blanks by end rolling from round bar or thick-walled pipe // Steel in Translation. 2012. Vol. 42. No. 1. P. 73 – 77.
34. Mentyukov K.Yu., Bortsov A.N., Shabalov I.P., Mansyrev E.I. Study of the properties of the base metal of large-diameter pipes under alternating loading // Metallurgist.
2016. Vol. 60. No. 3-4. P. 397 – 404.
35. Shabalov I.P., Nastich S.Yu., Velikodnev V.Ya. etc. Eff ect of heating and deformation on properties of highly deformable pipe metal during cold bend manufacture // Metallurgist. 2017. Vol. 60. No. 9-10. P. 1070 – 1079.
Розрахунок радіуса згинання для 3-х валкового згинального верстата. Статті компанії «PSTech™ Ukraine
Визначаємо на яку величину слід опустити рухливий вал для того, щоб налаштувати радіус гнуття
Зменшуючи число прогонів заготовки до повного виготовлення готової деталі, ми збільшуємо продуктивність праці. Коли у роботу задіюються вальцювальний верстат трехвалковый або профилегибы, важливо точно знати кінцеве положення ролика (валка), розташованого по середині, щодо місця розташування крайніх валків. Чітке положення ролика дозволить здійснити згинання заготовки з потрібним значенням радіуса при меншій кількості проходів.
Нижче ми розглянемо теоретичний підхід до вышепоставленной задачі.
Слід зазначити, що даний метод на практиці не застосовувався, таким чином, про його результативності можна судити тільки теоретично. Незважаючи на це, є великий відсоток ймовірності, що гнуття металу з допомогою вальців трехвалковых або профилегиба за даною методикою буде здійснюватися за набагато менший час.
Найчастіше на практиці до того, як отримати готову деталь, положення рухомого ролика (валка) разом з числом проходом знаходиться «методом тику». По закінченню досить довгої відпрацювання техпроцесу, за допомогою пробного вироби, знаходиться координата розташування ролика (валка), розташованого в центрі. Далі, по знайденому значенню перебудовуються 3-х валкові вальці або профилегибы і виготовляється партія однотипних виробів.
Вищевикладений метод досить гарний у серійному виробництві, коли число однотипних деталей досить істотно. Але дрібносерійне або одиничне виробництво передбачає згинання листів різних товщин і радіусів, тут не можна допустити постійну перебудову обладнання, так як на це піде дуже багато цінного часу.
Занадто помітними дані втрати стають вчасно згинання довгих заготовок (7-10 метрів). Необхідно зробити один прохід, потім провести розміри, далі переналаштувати положення ролика і починати все заново. І такі операції повторюються не один раз!
Слід зазначити, що вальці або профилегиб поділяються на різні моделі, які відрізняються наявністю рухомого середнього або крайніх валів. Але для рішення нашої задачі модель обладнання не відіграє істотну роль.
Малюнок: розрахункова схема гнуття на 3-х валкових вальцях
Заготівля на першому етапі розташована на двох крайніх валках, з діаметром D. Центральний вал діаметр d опускається до торкання з поверхнею заготовки. Потім центральний вал опускають на розрахункову величину розміру H, проводиться пуск верстата, заготівля прокочується, метал згинається в результаті вальцювання отримаємо детаь радіуса R.
(½)
4. Але деталь з внутрішнім радіусом вигину R0 вийшла при опущеному верхньому валки на розмір Нрасч, а не Н0расч! Вважаємо поправку на зворотне пружинение х в мм
в Exel D12: =D9-D11 =3,5
Формула x = Нрасч — Н0расч
5. Так як радіуси R R0 мають близькі розміри, то можна з достатнім ступенем точності прийняти цю ж величину поправки x для визначення остаточного фактичного відстані H, на яку необхідно подати вниз верхній ролик (валок) для отримання на вальцованной деталі внутрішнього радіуса R.
6. Обчислюємо остаточну розрахункову вертикальну подачу верхнього ролика (валка) H мм з урахуванням пружинения
в Exel D13: =D9+D12 =48,9
формула H= Нрасч+x
Задача вирішена! Перша деталь з партії виготовлена за 2 проходи!
Знайдено розташування центрального вала.
Дані розрахунку:
1. Діаметр центрального вала – d в мм записуємо в Exel D3: 120
2. Діаметр опорних валів D в мм в Exel D4: 150
3.
Відстань між осями опорних в A в мм в Exel D5: 500
4. Товщина перерізу заготовки h , мм в Exel D6: 36
5. Очікуваний адиус вигину деталі R у мм в Exel D7: 600
Розрахунок може бути застосований тільки для 3-хвалковых верстатів з вертикальним підйомом бічних валків А=const
Якщо на вальцях верхній вал не рухливий, аподвижными є бічні і нижній вали, а тоді такому разі Розмір А=var —змінна, яка залежить від Н.
Потрібна інша формула для Нрасч.
3-валковая листогибочная машина: анализ нагрузки и расчет мощности (симметричная)
ВведениеПоскольку нагрузка на листогибочную машину велика, требования к прочности деталей высоки.
Кроме того, в связи с жесткой конкуренцией на рынке необходимо срочно снизить стоимость листовых валков, поэтому крайне важно спроектировать машину точно и надежно.
Для расчета конструкции вальцовочного станка сначала требуется силовой анализ вальцовочного станка, результатом которого являются исходные параметры конструкции каждой части вальцовочного станка.
Расчет приводной мощности системы главного привода является необходимым параметром для проектирования системы главного привода и выбора двигателя.
Таким образом, расчет силового анализа и приводной мощности листопрокатного станка очень важен для проектирования вальцегибочного станка.
В этом посте расчет силовых возможностей симметричного трехвалкового листогибочного станка является одним из методов, другие типы листопрокатных станков могут использовать его для справки.
Анализ силы 2.1 Максимальный крутящий момент, необходимый для прокатки цилиндраКогда листопрокатный станок работает, стальной лист должен быть закатан в стальную трубу.
В это время напряжение материала достигло предела текучести.
Следовательно, распределение изгибающего напряжения на сечении трубы показано под рисунком (b), а изгибающий момент М сечения равен:
В приведенной выше формуле
B, δ – Максимальная ширина и толщина листового проката (м)
σ s – Предел текучести материала (кН • м -2 )
Рис.1 Распределение напряжений при изгибе валка
При рассмотрении деформации материала имеется армирование, и для модификации уравнения (1) вводится коэффициент армирования К, а именно:
K = 1,10~1,25, когда результат для δ/R большой, берется наибольшее значение.
R – Радиус нейтрального слоя прокатываемого листа (м)
2.2 Силовое состояниеПри прокатке стального листа силовое состояние показано на рисунке ниже. В соответствии с балансом сил опорная сила F 2 на пластину валка может быть получена по формуле:
В приведенной выше формуле
θ – угол между линиями искажения OO 1 и OO 2,
α – Межцентровое расстояние нижнего ролика (м)
D мин.
– МИН -диаметр прокатывания пластин (M)
D 2 – Нижний диаметр ролика (M)
Fig.2 Процесс. толщина листа δ намного меньше минимального диаметра прокатной трубы, радиус R нейтрального слоя составляет около 0,5d мин , для упрощения расчета приведенное выше уравнение можно изменить на:
В соответствии с балансом сил сила давления F 1 , создаваемая верхним валком, действующая на прокатный лист, составляет:
Расчет мощности привода 3.1 Приводной момент нижнего валаНижний ролик листопрокатного станка является ведущим роликом, и приводной момент на нижнем ролике используется для преодоления момента деформации T n1 и момента трения T n2 .
В процессе прокатки стального листа деформационная способность, сохраненная в отрезке AB стального листа (см. рис. 1а и рис. 2), составляет 2 M θ , расчетное время составляет 2 θR/V ( V — скорость прокатки).
Отношение равно мощности момента деформации T n1 , а именно:
Следовательно,
Момент трения включает момент трения качения между верхним и нижним роликами и стальным листом, а также момент трения скольжения между шейкой ролика и втулкой вала, который можно рассчитать следующим образом:
В вышеуказанной формуле:
F -Коэффициент трения катания, возьмите F = 0,008M
μ -Коэффициент скользящего трений, Take μ = 0,05-0.1.1.1.10039 1 04104. 1 04. 1 04. 1 04.10039 1 1.10039 1 1.10039 1 1 1 1 1 1.10039 1 1 1 19 1 0 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1.10039 1 = 0,05-0.1. ,
d 2 – Диаметр верхнего и нижнего роликов (м)
D 1 , D 2 – Диаметр шейки верхнего и нижнего роликов (м)
Размер еще не указан в конструкции фаза, значение может принимать D i = 0,5d i (i=1, 2).
Момент привода нижнего ролика T равен сумме момента деформации T n1 и момента трения T n2 .
. (кН • м)
n 2 – Скорость вращения нижнего ролика (об • мин -1 ), n 2 =2 V /d 2 (V – скорость прокатки)
η – КПД трансмиссии, η=0,65-0,8
Мощность главного двигателя может быть получена из значение P .
Как рассчитать межосевое расстояние между верхним и нижним валками трехвалковой гибочной машины?
При производстве котлов и сосудов под давлением технология штамповки является одним из основных производственных процессов.
В процессе формовки прокатка цилиндрической секции является основным методом формовки.
В прокате много работы.
Большая часть процесса формовки выполняется на симметричном трехвалковом гибочном станке.
Однако, поскольку толщина и диаметр сечения цилиндра определяются в соответствии с различными условиями производственного процесса, существует довольно много спецификаций и разновидностей.
Точность кривизны после формовки зависит от параметра «Н» межосевого расстояния между верхним и нижним валками в конце прокатки.
Этот параметр обычно определяется по формуле (1).
Вроде бы эта формула не сложная, но для производителей из-за различных спецификаций и разновидностей секций цилиндров совокупная нагрузка тоже немалая.
Для того, чтобы было просто и легко определить значение «h» при различных условиях, в этой статье используются следующие два графических алгоритма.
Рис. 1 Схема конечного положения симметричного трехвалкового листогибочного станка
1. Графический алгоритм расчета параметра «H» по «номограмме вычисления квадратного корня из суммы квадратов»При задании листопрокатного станка определенного типа параметры a, r 1 и r 2 в приведенной выше формуле являются константами, только s и R 0 являются переменными.
Следовательно, когда определенный тип листогибочного станка используется для прокатки любой толщины и радиуса кривизны, соответствующий основной параметр «h» может быть получен с помощью следующего графического алгоритма.
Сначала устанавливается прямоугольная система координат с a в качестве ординаты и h в качестве абсциссы.
Затем выполняется следующий чертеж в системе координат (показана на рис. 2)
Должна пересечь OP = a на продольной оси, принять точку P за центр окружности и принять (R 0 + S + r 2 ) в качестве радиуса для создания положительной точки a на поперечной оси пересечения дуг.
Он должен взять точку a как центр круга, взять R 0 как радиус, а реверс как точка B на поперечной оси дуги.
Затем за центр окружности принимают точку В и за радиус пересечения дуги принимают R 1 и делают точку С в положительном направлении поперечной оси дуги.
Таким образом: OC = h.
Например,
Секции барабана с S = 20 мм и d = 2000 мм прокатывают на симметричном трехвалковом листогибочном станке 70×4000.
Чтобы рассчитать значение h.
По данным R 1 = 350 мм, R 2 = 330 мм, 2а = 800 мм.
Согласно алгоритму графика (приведен на рис. 2): h = 640 мм, что рассчитывается по формуле:
Абсолютная погрешность составляет всего 1 мм, что составляет 0,015% истинного значения, что достаточно точный.
Если (R + S + r) превратить в движущуюся линейку, это удобнее.
Рис. 2 Нормограмма для расчета «h»
2. Алгоритм графика для Расчет « H ” Определенного типа Symdmall Three Roller Plater Bonder Bnding Brinder Brinder Brinter Brinder Brinder Brinder Brinder Brinter Bonder. под разную толщину и радиус кривизны;Как известно выше, когда задан определенный тип гибочного станка, его параметры a, R 1 и R 2 фиксированы.
Затем, если построить кривую зависимости R 0 и h при разной толщине листа в системе координат r 0 -h, график общих точек R 0 и h стального листа разной толщины на этом типе прокатного станка можно получить.
Очень удобно получать значение основного параметра «h» секции барабана на листогибочном станке данного типа при всех различных условиях.
Ниже приведена общая схема симметричного трехвалкового листогибочного станка 70 × 4000.
Известны: r 1 = 350мм, r 2 = 330мм, a = 400мм
Итак:
Таблица 1 – таблица данных расчета и чертежа с интервалом s 2 мм.
Согласно практическому опыту, толщина прокатного станка обычно составляет 6 ≤ s ≤ 40 (мм).
Как правило, радиус сечения прокатного барабана составляет 400 ≤ R 0 ≤ 200 (мм).
Таким образом, этот диапазон используется в качестве диапазона расчетного чертежа.
Из таблицы 1 видно, что значение «n» в основном эквивалентно толщине листа s, когда листогибочный станок определенного типа используется для прокатки определенного количества R 0 .
Ошибка между фактическим значением и фактическим значением меньше 0,05 %.
Однако при изгибе медной пластины возникают как пластическая, так и упругая деформации.
Таким образом, после разгрузки произойдет некоторое упругое восстановление.
Следовательно, в реальном производстве значение должно быть немного меньше фактического значения.
Таким образом, если мы используем закон эквивалентного изменения двух, рисунок будет упрощен, а упругое пружинение после фактического изгиба может быть компенсировано.
При этом линию графика можно сократить, а значение «h», соответствующее любому S, можно определить при определенном R 0 .
Заключение
Первый алгоритм графа является универсальным, а второй – для определенного типа листогибочного станка, какой тип листогибочного станка соответствует специальному (к-Р 0 -S) график соточек.
Результаты использования двух графовых алгоритмов в обучении очень хороши и очень помогают учащимся.
В частности, последний метод имеет определенную практическую ценность.
