|
Реферат: Конструкции из дерева и пластмасс. Жилое здание из дерева в г.Купянск (Технология)
МІНІСТЕРСТВО ОСВІТИ ТА НАУКИ УКРАЇНИ
КІРОВОГРАДСЬКИЙ ДЕРЖАВНИЙ
ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ
Кафедра: «Будівельних, дорожніх машин та будівництва»
Курсова робота
з курсу «Конструкції з дерева і пластмаси»
Виконав: студент гр.ПБ-98-2
Свінцицький С.О..
Прийняв: к.т.н. доцент
Настоящий В.А.
Кіровоград 2001 р.
Вступ
Даний проект розроблено на основі завдання № 32 виданого кафедрою
“Будівельні, дорожні машини та будівництво”.
Призначення будівлі
Проектуєма будівля призначена для житлових цілей в м. Купянск.
Розрахункова частина
1 Розрахунок покрівлі
[pic]
[pic]
В якості огороджувальних конструкції покриття приймаємо дощато-цвяхові
щити з дошок третього сорту розміром в плані 2,0х1,5 м, які опирається на
нерозрізні спарені прогони з другого сорту деревини. По дощатим щитам
вкладають по шару рубероїда, утеплювач, асфальтова стяжка і троьохшаровий
рубероїдний килим.
В якості утеплювача приймаємо 2 шара мінераловатних плит товщиною по 5
см кожна з об’ємною массою ? =350 кг/м3.
Відповідно класу відповідальності будівлі призначаємо коєфіцієнт
надійності за призначенням ? n =0.95
1 Збір навантажень
При співвідношенні [pic] коефіцієнт надійності для снігового
навантаження складає ? f =1.4
Таблиця 1 – навантаження на 1 м2 горизантальной проекції покриття.
|№ |Вид навантаження |Нормативне|Коефіці|Розраху|
| | |навантажен|єнт |н-кове |
| | |ня кН/м |наванта|наван-т|
| | | |-ження |аження |
| | | |? f |кН/м |
|1. |Рулоний троьхшаровий килим |0.10 |1.3 |0.13 |
|2. |Асфальтна стяжка ? =1 см, S=1800 кг/м3 | | | |
| |[pic] |0.18 |1.3 |0.23 |
|3. |Мінераловатні плити ? =10 см, S=350 | | | |
| |кг/м3 |0.35 |1.3 |0.46 |
| |[pic] | | | |
|4. |Шар пароізоляції |0.03 |1.2 |0.04 |
|5. |Дошки робочого настилу ?=19 мм, | | | |
| |? =700 кг/м3 | | | |
| |[pic] |0.133 |1.1 |0.15 |
|6. |Продольні діогональні бруски |0.07 |1.1 |0.08 |
| Всього постійне навантаження |0.86 | |1.09 |
| Спарені прогони перерізом 2х4.0х17.5 |0.091 |1.1 |0.1 |
|Тимчасове навантаження – сніг | | | |
|[pic] |0.7 |1.4 |0.98 |
| Всього |1.62 | |2.13 |
Покрівельний щит розраховуємо, як двох прольотну нерозрізну балку.
2 Розрахунок на постійне і тимчасове снігове навантаження.
Розрахунковий опір згину і модуль пружності деревини берези третього
сорту з урахуванням коефіцієента умов роботи mв і коефіцієнта надійності по
призначенню ? n :
[pic]
[pic]
де [pic] - розрахунковий опір деревини.
Погоне навантаження на полосу щита шириною 1 м:
- нормативне
[pic]
- розрахункове
[pic]
Розрахунковий згинаючий момент:
[pic]
Момент опору і момент інерції полоси 1 м:
[pic]
[pic]
Напруження
[pic]
В зв’язку з малим напруженням зменьшуємо товщину дошок робочого
настилу до ( = 16 мм, після чого слідує що:
[pic] [pic]
Погоне навантаження становить:
- нормативне
[pic]
- розрахункове
[pic]
Згинаючий момент:
[pic]
Геометричні характеристики:
[pic]
[pic]
Напруження:
[pic]
[pic]
Потоншення далі не можливе.
Перевіряємо жорсткість:
[pic]
3 Розрахунок на зосереджений вантаж
PH=1 кН З коефіцієнтом надійності ? f =1.2 і постійне навантаження.
Розрахунковий згинаючий момент:
[pic]
В зв’язку з наявності в щиті розкісної підшивки, зосереджений вантаж
розподіляється на полосу настила шириною 0.5 м. Враховуючи це,
[pic]
Напруження
[pic]
[pic]
де mн =1.2 – коефіцієнт умов роботи при дії монтажного навантження.
4 Розрахунок прогона
При відстані між прогонами 1 м навантаження на 1 м прогона:
- нормативне
[pic]
- розрахункове
[pic]
Розрахунковий згинаючий момент на опорах нерозрізного прогона
прольотом 4.5 м
[pic]
Потрібний момент опору
[pic]
де [pic] - для деревини береза другого сорту
Приймаємо прогон з двох дошок перерізом 40х175 мм, для якого:
[pic]
[pic]
Напруження:
[pic]
Відносний прогин
[pic]
5 Розрахунок стику прогона
Стик дошок прогона розташовують в розбіжку на відстані 0.21L выд осі
опор.
Для сполучення двох дошок між собою приймаємо цвях діаметром 4 мм
і довжиною 120 мм.
Несуча спроможність одного цвяха для однозрізних сполучень:
[pic]
[pic]
[pic]
де [pic]
Розрахункова несуча спроможність [pic]
Необхідна кількість цвяхів з кожного боку стика
[pic]
Приймаємо 6 штук.
2 Розрахунок кроквяної балки
Проектуємо клеефанерну балку з плоскими стінками з березової клееної
фанери марки ФСФ. Уклон верхнього пояса балки приймаємо i=1:10. Верхній
пояс проектуємо з дошок берези третього сорту перерізом 169х33 мм (після
остружки дошок 175х40 мм) з пропилами, нижній з таких же дошок другого
сорту. Переріз балки приймаємо коробчатий з трьома фанерними стінками
товщиною 9 мм кожна.
1 Навантаження на балку
Навантаження на один кв.метр горизонтальної проекції від захисних
конструкцій покриття і покрівлі.
[pic], [pic]
Нормативне снігове навантаження
[pic]
де (=1 – коефіцієнт переходу від снігового навантаження на поверхні землі
до навантаження по покритті.
Власна вага балки
[pic]
де kвв – коефіцієнт власної ваги балки
[pic]
Розрахункове снігове навантаження
[pic] де [pic]
при [pic]
Погонне навантаження на балку:
- нормативне
[pic]
- розрахункове
[pic]
де a – крок несучих конструкцій.
2 Конструктивний розрахунок
Висоту поперечного перерізу балки в середині прольота – приймаємо:
h=152.5 см, що відповідає стандартної ширині фанерного листа.
При уклоні покрівлі i=1:10 висота перерізу на опорі буде
[pic]
Потрібна ширина перерізу балки визначається з виразу:
[pic]
де [pic]- розрахунковий опір клеєної деревини берези другого сорту розтягу
вздовж волокон.
Приймаємо пояса балки з двох дошок з занальною шириною [pic]. Тоді
загальна ширина балки [pic]
Розрахунковими перерізами балки будуть перерізи з координатами:
[pic] де [pic]
- розрахунок по нормальним напруженням і на стійкість фанерної
стінки;
x2 = 1.1 м (відстань від опори до першого стика)
- розрахунок фанерних стінок по головним напруженням;
x3 = 0.55 м (відстань від осі опори до середини первої панелі балки)
- розрахунок фанерної стінки на стійкість
x4 = 0 (опорний переріз)
- розрахунок на зріз фанерної стінки і на сколювання між поясом і
стінкою
x5 = l/2 – розрахунок по деформаціям
Для цих перерізів обчислюються:
- згинаючий момент і поперечна сила
[pic] [pic]
- висота перерізу, відстань між центрами поясів, висота стіни в
просвіті
[pic] [pic] [pic]
- приведені до фанери геометр. хар-ки
а) момент інерції
[pic]
де [pic] - коефіцієнт приведення
kф – коефіцієнт, який враховує підвищення модуля пружності фанери при згині
в площині листа.
б) момент опору
[pic]
в) статичний момент площі на рівні внутрішньої кромки
[pic]
Для перерізу [pic]
де [pic], маємо
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic][pic]
[pic]
Для іншіх перерізів всі необхідні параметри обчислюють аналогічно.
Результати обчислень зведені в табл.2
Таблиця 2.
|№ |коор|Зусилля |Висота перерізу, |Приведені до фанери |
|пере|-дин| |см |геометричні характеристики |
|-різ|ата | | | |
|у |x, м| | | |
| | |M, |Q, |hx |hx( |hcт |Iпр, |Wпр, см3|Sпр, см3|
| | |кН(м |кН | | | |см4 | | |
|1. |4.6 |163.9|13.5 |138.5|121.6|104.7|1366245 |19729 |9054 |
|2. |1.1 |57.7 |47.2 |103.5|86.6 |69.7 |641647 |12399 |6448 |
|3. |0.55|30.3 |52.5 |98 |81.1 |64.2 |556324 |11354 |6038 |
|4. |0 |- |57.8 |92.5 |75.6 |58.7 |478128 |- |5629 |
|5. |6.0 |- |- |152.5|135.6|118.7|1752650 |- |- |
Перевірка напружень
Переріз 1
а) розтягуючі напруження і нижньому поясі
[pic]
б) розтягуючі напруження в фанернії стінці:
[pic]
де [pic] - разрохун-ковий опір фанери розтягу вздовж волокон зовнішніх
шарів.
mф = 0.8 – коефіцієнт, який враховує зниження розрахункового опору фанери,
стикованої на вус при роботі його на згин в площині листа.
в) напруження стиску в верхньому поясі
При розкріпленні верхнього поясу з площини панелями покриття через 1.5 м
гнучкість:
[pic]
коефіцієнт поздовжнього згину:
[pic]
Напруження:
[pic]
де [pic] - розрахунковий опір деревини берези третього сорту стиску вздовж
волокон.
Перевірка стійкості фанерної стінки.
Відстань між ребрами в просвіті a=130 см. Висота фанерної стінки
hст=104.7. Так, як [pic], необхідна перевірка стійкості.
При [pic] по графікам для фанери знаходимо ku; k(=3.5
Нормальні і дотичні напруження в фанерній стінці на рівні внутрішньої
кромки поясів:
[pic]
[pic]
[pic] - стійкість забезпечена
Переріз 2
В зоні першого від опори стика фанерних листів перевіряємо стінки на
дію головних розтягуючих напружень. Нормальні і дотичні напруження в даній
стінці на рівні внутрішньої кромки розтянутого пояса
[pic]
[pic]
Головне напруження розтягу
[pic]
де [pic]
[pic]- розрахунковий опір фанери розтягу під кутом до напряму волокон
зовнішніх шарів при
[pic]
Переріз 3
Перевіряємо стійкість фанерних стінок в опорній панелі. Відстань між
ребрами жорсткості в просвіті а0 = 100 см, висота факерної
стінки hст = 64.2 см
Так як [pic], то потрібна перевірка стійкості.
При [pic] находимо ku = 19, k( = 3.4
Нормальні і дотичні напруження в фанерній стінці на рівні внутрішній
кромкі поясів.
[pic]
[pic]
[pic] - стійкість забезпечена.
Переріз 4
а) Напруження зрізу в фанерній стінці на рівні нейтральної осі.
[pic]
де [pic] - розрахунковий опір фанери зрізу перпендикулярно площині листа.
б) Напруження сколювання по вертикальним швам між поясами і стінкою
[pic]
де [pic] - розрахунковий опір фанери сколюванню в площині листа поперек
волокон зовнішніх шарів.
Переріз 5
Прогин клеєфанерної балки в середині прольота визначаємо згідно
[pic]
де [pic]
[pic]
[pic] - модуль пружності фанери
[pic] - коефіцієнт, який враховує вплив дотичних напружень на прогин
[pic] [pic]
[pic] - коефіцієнт, який враховує зміність перерізу по висоті.
Відносний прогин балки
[pic]
3 Розрахунок опорного вузла балки
Опорна реакція балки передається на два вклеєні стержні. Необхідна
довжина частини стержня, що заправляється:
[pic]
де [pic] - розра-хунковий опір сколюванню. n – кількість стержнів, що
вклеються. Приймаємо lH = 15 см.
4 Розрахунок колон будівлі
Приймаємо клеєні колони прямокутного перерізу висотою 9 м з деревини
берези другого сорту.
1 Навантаження на колону
Постійний розрахунковий тиск на колону від покриття
[pic]де Рпокр, Рвв – навантаження на 1 м2 горизонтальнлї проекції від
захисних конструкцій покриття і власної ваги балки.
Тимчасове снігове навантаження
[pic]
Тимчасове навантаження від стінового огородження
[pic]
де Рст – навантаження від 1 м2 стінового огородження.
Вітрове навантаження на колони:
- ліву
[pic]
[pic]
- праву
[pic]
[pic]
де W0 = 0.30 кН/м2 швидкістний тиск вітру для району будівництва.
k – крефіцієнт, що враховує зміну вітрового тиску на висоті.
с1, с3 – аеродінамічний коефіцієнт
(f = 1.4 – коефіцієнт надійності по вітровому навантаженню
h0 – висота стін вище відмітки колон.
Ширину перерізу колон приймаємо b = 16 см
Необхідну висоту перерізу визначаємо з виразу:
[pic]
[pic]
де [pic]
[pic]
[pic] - розрахунковий опір стисканню вздовж волокон деревини берези
другого сорту.
Приймаємо h = 62.7 см (19 шарів по 33 мм)
Навантаження від власної ваги колони
[pic]
де [pic] кН/м3 – об’ємна вага деревини.
[pic] - коефіцієнт надійності по навантаженню від власної ваги.
Рама являється один раз статично невизначеною системою. За зайву
невідому приймаємо поздовжнє зусилля x в ригелі визначаємо його окремо від
кожного виду навантаження.
[pic]
де [pic]
hn – товщина панелі стінового огородження
[pic][pic]
[pic]
Внутрішні зусилля в заправленні колон.
Згинаючі моменти
[pic]
[pic]
де [pic] - коефіцієнт поєднання двох тимчасових навантажень – снігового і
вітрового.
Поперечні сили
[pic]
[pic]
Поздовжні сили
[pic]
Розрахункове значення зусиль
[pic] [pic] [pic]
2 Конструктивний розрахунок
Розрахунковим перерізом буде переріз ослаблений отворами під болти
для кріплення сталевих накладок dб =16 мм.
Геометричні характеристики розрахункового перерізу
площа: [pic] [pic]
момент опору
[pic]
де 0.8 – коефіцієнт, що враховує ослаблення в розрахунковому перерізі
Гнучкість колони в площині згину
[pic]
де ( - умова закріплення.
Коефіцієнт
[pic]
Напруження в поперечному перерізі
[pic]
Сколюючі напруження в клеєному шві
[pic]
де [pic] - розрахунковий опір сколюванню при згині клеєних елементів.
Перевіряємо стійкість площинної форми деформування.
Гнучкість із площини згину
[pic]
коефіцієнт поздовжнього згину
[pic]
де[pic] - коефіцієнт підтримуючої дії закріплень по розтягнутому від дії
моменту ребру.
Коефіцієнт [pic]
де [pic]
kф – коефіцієнт, що залежить від форми епюри згинаючих елементів.
Так як ( м, ( у – більше одиниці, стійкість площиної форми
деформування забезпечена.
5 Розрахунок анкерного кріплення
Розрахунок анкерних болтів виконуємо за максимальним розтягуючим
моментом. Зусилля при дії постійного навантаження з коефіцієнтом надійності
[pic] замість [pic] і вітровому навантаженні
Поздовжня сила
Згинаючий момент
де
Напруження на поверхні фундаменту
Розміри ділянок епюри напружень
де S – відстань від грані колони до вісі анкерного болта.
Зусилля розтягування в анкерних болтах
Необхідна площа перерізу болта із сталі Вст3 кл2
де
- розрахунковий опір фундаментних болтів розтягуванню;
ma = 0.85 – коефіцієнт, що враховує нерівномірність навантаження болтів.
Приймаємо анкерні болти діаметром 22 мм і Авп = 3.8 см2
Необхідна кількість двух різних болтів діаметром 18 мм, що приєднують
сталеві накладки до колони.
де Троз – розрахункова несуча спроможність одного зрізу (болта), що
визначається як найменьше із значень
Приймаємо шість болтів
Металеві елементи приймаємо із сталі ВСт3 пс товщиною 8 мм. Вважаючи
на очевидний запас міцності їх розрахунок не виконуємо.
Захист від гниття і займання
Дії, направленні на забезпеченнія довговічності та пожарної безпеки
дерев’яних конструкцій ділеться на два вида: конструктивні та хімічні.
Конструктивні дії передбочають використання сухих пиломатеріалів для
виготовлення конструкцій, устрою гідроізоляції від грунтової води, захист
конструкції від атмосферних осадків та ін. (захист від гниття);
проектування конструкції масивного поперечного перерізу без пустот та
виступів, добра остружка поверхні (захист від возгорання).
Наряду з конструктивними діями, необхідно застосовувати хімічні
засоби захисту конструкції від гниття та возгорання.
Деякі з них зводяться в табл.3
Таблиця 3
|Конструкції та їх |Заходи захистной обробки |Засіб |
|елементи | | |
| | | |
|Несущі конструкції: |Окраска вологозахистними |Пентафталева емаль |
|клеєні |матеріалами |ПФ-115, |
| | |порхлорвінілові фарби|
| | |11ХВО |
|неклеєні |Пропитка розчином антиперена| |
| |(50кг/м3) та антисептика |3% розчин |
|Огороджуючі |(2.5…3.6 кг/м3) |фтористогонатрія, 20%|
|конструкції, деталі | |розчин сульфата |
|каркаса, та |Поверхнева обробка |аммонія |
|внутрішні поверхні |комбінованими розчинами | |
|обшивок |солей |3% розчин фтористого |
| | |натрія, 20% розчин |
|3. Места | |сульфата аммонія |
|соприкасання клеєних| | |
|елементів з бетоном,|Нанесення паст антисептичних| |
|камнем, металом |після чого с нанесенням | |
| |гідроізоляції рулоними |Паста антисептична на|
| |матеріалами |латексі марки 200 |
Література
Настоящий В.А., Яцун В.В., Лізунков О.В. Методичні вказівки до
практичних розрахунків з дисципліни “Будівельні конструкції” розділ
“Дерев’яні конструкції” для студентів спеціальності 7.092101 Кіровоград.
РВЛ КДТУ. 2000. 47 с.
1. СНиП-25-30 Деревянные конструкции. Нормы проектирования. Госстрой СССР –
М.: Стройиздат 1982 – 65 с.
2. СниП 201.07-85 Нагрузки и воздействия М.: Госстрой СССР, 1988 – 35 с.
3. Клименко В.З. Проектування дерев’яних конструкцій. Київ. 1993. 120 с.
4. Конструкции из дерева и пластмасс. Типовая программа и методические
указания по курсу и выполнение курсового проекта./ Н.Т.Андрейко,
Ю.А.Бедржицкий, А.Е.Соган и др. Полтава. Полт.ИСИ.1989.70с.
Зміст
1. Вступ 2
2. Призначення будівлі 2
3. Розрахункова частина 2
3.1. Розрахунок покрівлі 2
3.1.1. Збір навантажень 4
3.1.2. Розрахунок на постійне і тимчасове снігове навантаження. 5
3.1.3. Розрахунок на зосереджений вантаж 6
3.1.4. Розрахунок прогона 7
3.1.5. Розрахунок стику прогона 8
3.2. Розрахунок кроквяної балки 9
3.2.1. Навантаження на балку 9
3.2.2. Конструктивний розрахунок 10
3.3. Розрахунок опорного вузла балки 16
3.4. Розрахунок колон будівлі 17
3.4.1. Навантаження на колону 17
3.4.2. Конструктивний розрахунок 19
3.5. Розрахунок анкерного кріплення 21
4. Захист від гниття і займання 23
5. Література 25
-----------------------
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
[pic]
Реферат на тему: Конструкция и усовершенствование технического обслуживания тянущих валков
Тема: Конструкция и усовершенствование технического обслуживания
тянущих валков.
(Design and maintenance improvements of withdrawal rolls at
Inland’s No. 1 slab caster)
План
Введение
- Типы валков……………………………………………………… 4
1.1 Исследование разных типов
валков...............................................6
- Поверхностное напряжение и усталость валков...........................10
2.1 Температура
подпятника.................................................................1
2
- Конструкция
валка…………………................................................15
3.1 Строение
подпятника..................................................................
.....17
- Переход на валок с осевым отвертием из высоколегированного
сплава....................................................................
..............................20
-
Summary...................................................................
..........................24
-
Cловарь...................................................................
...........................26
Введение
Непрерывные преобразования в сталелитейной промышленности послужили
причиной того, что сталевары обратили внимание на технологию,
которая до недавнего времени учитывалась при изготовлении
слитков.
Отливка стальных плит началась в декабре 1972 года. По
предварительному плану было намечено произвести 1.2 миллиона тонн
плит за год. В настоящее время, приблизительно, в 2 раза больший
вес затрачивается по плану на дальнейшее увеличение количества
продукции.
Данный реферат исследует результаты двух главных проблем, которые
свойственны системе тянущих валок: валок и причины поломки
валкового опорного моста.
1. Типы верхних тянущих валков.
Поскольку в США техническое оборудование имеет способность к
усовершенствованию, приходиться уделять серьезное внимание верхним
тянущим валкам. Данные валки подпирают плиту с тем, чтобы сохранить
параллельность поперечного сечения в течение периода затвердевания.
Они функционируют даже при чрезвычайно высокой температуре
окружающей среды, при брызгах воды, вызывающей коррозию, и при
высокой механической загруженности. Таким образом, идеальность
плиты для верхних опорных валков зависит от прочной сердцевины и
поверхности, которая будет устойчива к износу, усталости и
коррозии.
Разработка плиты для верхних опорных валков – это своеобразный
компромисс между увеличением диаметра опорного валка с целью
повышения его жесткости и снижением высоты с целью уменьшения
выпуклости. Данная дилемма становится сложнее для решения, так как
в настоящее время существует тенденция повышения продуктивности
посредством увеличения выпуска продукции.
Увеличение производства продукции ведет к утончению оболочки
верхнего опорного валка, и вследствие – к большей
предрасположенности к изгибу. Это условия, наряду с небольшим
охлаждением некоторых сортов стали, существенно повышает
температуру работы валка, что, в свою очередь, повышает риск
выхода валка из строя.
На рис. 1 показано три типа тянущих валков, использованных при
изготовлении плит для роликов. Первый тип тянущих валков называют
четырёхсоставными верхними опорными валками. Каждый верхний валок
состоит из четырёх компонентов. Верхний валок данного типа
охлаждается изнутри и состоит из двух концов без буртика,
внутреннего и внешнего бандажа валка, которые находятся в плотном
контакте.
Второй тип тянущих валков называется сплошные верхние опорные
валки. Каждый нижних валок является сплошным, охлаждается снаружи
водяным коллектором, который направляет поток воды на поверхность
валка.
Третий тип тянущих валков, который заменяет как четырёхсоставные
верхние опорные валка, так и сплошные верхние опорные валки,
называется верхними опорными валками с осевым отверстием.
В 1983 году работники сванзанской инженерной ассоциации
протестировали 3 типа тянущих валков диаметром 17,5 мм. Было
исследовано работу сплошных верхних опорных валков,
четырёхсоставных верхних опорных валков и верхних опорных валков с
осевым отверстием при совершении 350 оборотов в минуту. Для
подсчёта распределения температуры каждого типа тянущих валков,
включая подпятник и корпус была использована ассиметричная модель
на основе метода конечных элементов. Цель анализа имела два
направления:
- определить температуру радиального профиля при вращении вала.
- определить температуру в районе вращения верхнего опорного валка.
Модель на основе метода конечных элементов в основном состоит из
рассчёта половинного валка. Типичные модели проектирования всех
трёх типов тянущих валков показаны на рис. 2. Тепло контакта с
прокатной поверхностью создаёт радиальный перепад температур
вблизи поверхности валка. Исходя из радиальных профильных данных,
был определён уровень деформации верхнего опорного валка и его
усталость.
Термический анализ – это типичные результаты, полученные при
исследовании различных типов валков. На рис. 3 показаны результаты
исследования разных типов валков.
На рис. 3А показана зависимость температуры поверхности сплошного
основания валка от угла вращения при 11 и 77 оборотах. Валок,
охлажденный сжатым воздухом и брызгами воды, меняет краевой угол
плиты на 5 ?.
На рис. 3В показана зависимость температуры поверхности
четырёхсоставного верхнего опорного валка от угла вращения при 28
оборотах. Температура поверхности достигает более 1300? F.
Воздушное охлаждение снижает температуру поверхности до 1000?F.
На рис. 3С представлена зависимость температуры поверхности валка с
осевым отверстием от угла вращения при 108 оборотах. Температура
поверхности валка достигает 1300?F при контакте с плитой, и, после
того, как вращение завершено, уменьшается приблизительно до
1150?F.
Средний и переменный уровень напряжения для всех трёх типов валков
был подсчитан на основе эпюры распределения температур при
определенном числе оборотов. Средний и переменный уровень
напряжения оказался довольно высоким, чтобы вызвать усталостное
разрушение поверхности валка уже после нескольких циклов работы.
Температура подпятника валка, охлаждаемого изнутри, остаётся
неизменно на несколько градусов выше температуры охлаждающей воды.
После семи циклов, температура зоны вращения сплошных валков
достигает 350?F и продолжает расти.
Когда по термическим результатам подсчитали поверхностную
деформацию, было выявлено, что сплошные валки, охлаждаемые снаружи,
имеют наибольший уровень деформации, и поэтому, самый высокий
уровень повреждения за каждый цикл. Этого можно было ожидать, так
как монолитный валок хуже охлаждается водой и имеет более тесный
контакт с плитой.
Из двух валков, охлаждаемых изнутри, верхние опорные валки с
осевым отверстием, в отношении уровня повреждения при проходе
одного цикла, являются лучшими чем четырёхсоставные верхние
опорные валки. Поскольку верхние опорные валки с осевым отверстием
имеет большую инерцию, они характеризуются наименьшим напряжением
при изгибе.
Меры улучшения верхнего опорного валка:
- Производить валок из материала, который имеет более высокий
предел текучести и выносливости (усталости) чем сталь марки 8620.
- Охлаждать валок изнутри теплой водой.
2. Поверхностное напряжение и усталость.
Для подсчета предельного поверхностного напряжения был
подсчитан эпюр распределения температур для всех трёх типов валков,
полученный путем анализа конечных элементов за период обычного
вращения. Подсчитанные уровни изменения напряжения можно считать
выразительными отображениями относительного повреждения для каждого
из 3-х основных типов тянущих валков.
Особенно важен показатель напряжения. Минусовый показатель
определяется сжимающим напряжением. Это можно наглядно
представить, рассматривая валок, где средняя температура 100?F, а
температура поверхности - 1000?F. При данных условиях, холодное
ядро валка предохраняет поверхность от радиального расширения и
поэтому, поверхность работает на сжатие. Обратный эффект
наблюдается у валка, средняя температура которого выше температуры
поверхности. Поверхность работает на растяжение, напряжение имеет
положительный характер. Напряжения, действующие на поверхность
валка, при каждом обороте меняются, и создают полный цикл
напряжения.
Сталь марки 8620 имеет предел текучести Sy,
приблизительно 130 тысяч фунтов на квадратный дюйм. Анализ
характеристики усталостной прочности для марки стали 8620
показывает, что усталостное разрушение произойдёт за 1 млн. циклов
с напряжением при изгибе приблизительно 81 тысячу фунтов на
квадратный дюйм. Данная информация является исходным пунктом в
создание модифицированной диаграммы Гудмана.
Типичная диаграмма Гудмана была создала для трёх типов
валков (рис.4).
Три внешних вершины треугольника соответствуют пределу текучести Sy
для марки стали 8620. Напряжение при изгибе соответствует
усталостному разрушению за 1 млн. циклов, 81 тысяча фунтов на
квадратный дюйм была нанесена на ординату и спроектирована на
отрицательную линию среднего напряжения. Переменное и средние
напряжение затем было нанесено для 3-х основных типов валков в
точках 1 и 2. Точка 1 представляет начало отливки, тогда как точка
2 – конец, когда было достигнуто тепловое равновесие. Верхние
опорные валка с осевым отверстием и сплошные 4-х составные верхние
опорные валки, сделанные из стали марки 8620, никогда не достигали
зоны низкой повреждения. Только сплошные валки вступают в зону
низкого повреждения, достигая теплового равновесия.
Исходя из данных условий, можно прийти к следующим
заключениям:
- в идеале, уровень напряжения должен оставаться в пределах
Гудманской зоны низкого повреждения при отливке.
- только сплошные валки достигают низкой зоны повреждения при
достижении теплового равновесия.
- поверхностное напряжение четырёхсоставных верхних опорных
валков и верхних опорных валков с осевым отверстием, с оборотной
водой, которая охлаждает центр крена, остаётся в зоне сжатия.
Среднее напряжение остается высоким.
Если бы валки изготовляли из сплава, который имеет предел
текучести выше стали марки 8620, то диаграмма Гудмана имела бы
более обширную зону низкого повреждения и могла бы уменьшить
повреждение при каждом цикле, продлив срок службы валка.
2.1 Температура подпятника. Для того, чтобы определить играет
ли температура главную роль в разрушение в результате потери
прочности при смятии, и, соответственно, в разрушении перевалков
валков, была организована специальная программа. Данная программа
измеряла температуру упорной колодки и гнезда подшипника. Был
смоделирован термоэлемент для того, чтобы заменить торцевую крышку
болта на типичный валок, диаметром 17,5 мм. Термоэлемент был
создан подпружиненным с целью обеспечения контакта между верхним
термоэлементом и концом болтового отверстия.
Температура измерялась приблизительно на расстоянии 13/4 дюйма от
наружной поверхности подушки валка и приблизительно на расстоянии
2-х дюймов от наружной поверхности обоймы подшипника. Для
получения температурных данных был использован пирометр полного
излучения, направленный на наружную поверхность подушек валков.
Заключительная скомпонованная информация показана на табл.1
Табл. 1 Отношение между расположением тянущих валков и
температурой подпятника.
Температура подпятника, ?F
Среднее значение
Максимальное
Сечение валка После 7 плавок После 14 плавок
значение
после 14 плавок
Криволинейное
Сечение (44-45)
Верхний валок 138 172
220
Нижний валок 136 163
220
Прямое сечение
(56-71)
Верхний валок 114 158
200
Нижний валок 128 180
205
Прямое сечение
(72-84)
Верхний валок 126 216
240
Нижний валок 147 300
380
Заданное вытягивание заготовки в разной степени влияет на ширину
плиты. Нижние валки, находящиеся в отрезке от 72 до 84 (рис.5) ,
являются самыми горячими. Причина этого - недостаточная система
охлаждения водяными брызгами нижних валков. (Валки охлаждались
внешним путем, приблизительно 20 галлонов воды в минуту).
Область уплотнения подшипника представляет самый большой
интерес. Температура на внешней обойме подшипника превышает 300?F,
тогда как возле уплотнения подшипника была зафиксирована
температура в 350-400?F, которая позднее была проверена методом
конечных элементов. Уплотнение подшипника имеет более высокую
температуру, которая доходит до 225?F. Поэтому, достигнув
температуры 350?F и больше, уплотнение подшипника разрушается и
подпятник подвергается водному загрязнению.
3. Конструкция валка.
Исходя из вышеперечесленных результатов описанных
исследований, была одобрена конструкция валка с осевым
отверстим как для верхних, так и для нижних валков, которые
изготовляются из ранее использовавшейся высоколегированной
стали марки 8620.
Заключение о среднем сроке службы для разных типов
валков, включая валок с осевым отверстием из высоколегированного
сплава, основывалось на 15-летнем исследовании валков. Данные
результаты отображены на рис.6
Данные, отображенные на рис.6, показывают средний тоннаж
продукции до того, как валки выходят из строя. Здесь показана
диаграмма общих поломок валков за период 5 лет.
Средний срок службы валка для типичного 4-составного
(пустотелого) валка составляет приблизительно 425,000 тонн.
Средний срок службы сплошного валка, сделанного из стали марки 8620
составляет 500,000 тонн; срок службы высоколегированного валка с
осевым отверстием превышает 1.2 миллиона тонн.
Дополнительные причины, которые обусловили переход на
высоколегированный валок с осевым отверстием:
- Применение как верхних валков, так и нижних ( в отличие от
четырёхсоставных валков, которые используются только с верхними
валками).
-Сложность инвентаря для внутренней и внешней центробежно-литой
муфты, концов без буртиков и т.д., необходимого для создания
четырёх-составного валка.
- Первоначальная стоимость высоколегированного валка с осевым
отверстием на 30% меньше по сравнению как с четырёхсоставным
валком, так и со сплошным валком, сделанным из стали марки 8620.
По сравнению с валками с осевым отверстием, 80% поломок
валков и всего 50% тоннажа выплавки соответствуют двум типам
четырёхсоставных валков.
В 1988 году, количество поломок валков уменьшилось на 90%
по сравнению с 1981 годом.
Было проведено исследование, целью которого являлось
определение уровня увеличения трещин от нагревания в новых
высоколегированных валках с осевым отверстием. Для исследования
было отобрано 20 валков. Валки были изъяты из литейных машин.
Исходя из результатов исследования, можно создать программу,
которая могла бы предопределять глубину трещин в валках и
устанавливать возможные методы реконструкции, которые позволили бы
снизить цены и время восстановления оборудования.
3.1 Строение Подпятника. Подшипники качения со сферическими
роликами обычно используются при вытягивании заготовки. Когда
данные подшипники стали использоваться при высоких температурах и в
среде с системой водянного охлаждения и накала, возникли проблемы в
сравнительно ранние сроки.
На рис.7 показана типичная схема подшипников качения со
сферическими роликами. В положении 52 сделан полный анализ тянущего
валка (Рис.5).
Действующие силы:
- Вес плиты (Fп - 6700 фунтов);
- Ферростатическое давление, оказываемое на жидкое ядро (Fф -
134,000 фунтов);
- Вес валка (Fв - 6100 фунтов);
- Тяговое усилие, вызываемое крутящим моментом, который создается
приводным электродвигателем (Fэ - 21,000 фунтов);
- Сила сжатия, присутствующая между подпятником и корпусом (Fс -
2500 фунтов);
Силы, действующие на валок, показаны на рис.8 следующие:
1) горизонтальная:
Fг= Fэ=2100 фунтов= 10.5 тонн
2) вертикальная
Fв= Fп + Fф+Fв=146,800 фунтов= 73.4 тонн
3) сила сжатия
Fc=2500 фунтов= 1.25 тонн
На рис.5 изображен тянущий валок. Каждый верхний валок
содержит два сферических подшипника на каждом конце, каждый нижний
валок содержит сферический и вторичный подшипник на каждом конце.
Было обнаружено, что 65% всех поломок подшипников происходит на
криволинейной секции конвейера. Кроме того, 60% поломок в
криволинейной секции происходит на нижних валках и 40% поломок
наблюдается у подшипников, диаметр которых 15,5 дюймов. Поскольку
валки с диаметром 15,5 дюймов составляют 15% от общего числа
тянущих валков, именно они являются причиной поломок 40%
подшипников.
В октябре 1981 была установлена первая партия
протестированных валков, имеющие позиции с 52 до 55. Результаты
показали, что срок службы валков увеличился вдвое по сравнению со
сферическими подшипниками.
В 1981 году у валков, имеющих позицию с 52 по 54,
наблюдались сбои в работе (15 подшипников в месяц). Эта
характеристика наблюдалось у 112 вышедших из строя подшипников за
один миллион плавок. В 1988 году заранее прогнозировали объем
вышедших из строя валков с целью заблаговременного устранения или
ремонта. За 6 месяцев было насчитано 2 миллиона вышедших из строя
валков.
Другим фактором, повлиявшим на переход на валок, имеющий
позиции с 52 по 54, является цена консистентной смазки. Такой валок
необходимо смазывать раз в месяц, тогда как подшипник качения со
сферическими роликами требуется смазывать каждый 10 минут на
протяжении 24-х часов. Таким образом, цена консистентной смазки
снижается на 90%.
Преимущество валков данного типа – уменьшение цены ремонта
шейки валка. Опыт показал, что стоимость ремонта шейки валка можно
снизить даже после разрушения в результате потери прочности при
смятии на 20%. Переход на конический роликоподшипник дал
возможность уменьшить расходы путем повышение срока службы
подшипника, уменьшения интервалов подачи консистентной смазки, цены
на сборку валка и стоимость ремонта шейки валка.
4.Переход на валок с осевым отверстием из высоколегированного
сплава.
Эффективность работы на протяжении 15 лет показана на рис.9.
Выход из строя валков достиг вершины в 1981 году в количество 130
валков в год, и впоследствии уменьшился значительно низкого уровня
в 1986 году. Разрушения в результате потери прочности при смятии
показаны на рис. 10. Разрушения постепенно достигали уровня 140
валков в год в 1981 году. Вместе с тем, выход валков из строя и
разрушения в результате потери прочности при смятии содействовали
около 270 перевалков валков в 1981 году. Общие количество выхода из
строя валков намечалось уменьшить на 10% в 1988, учитывая 90-
процентное уменьшение в 1981 году. С 1981 года разрушения в
результате потери прочности удалось уменьшить на 57%.
Производство сляба литейной машины за 15-летним период
показано на рис.11. Оно увеличилось на 22% в 1986 году по сравнению
с 1981. Данное увеличение приписуется переходу на 100-процентое
использование верхних валков с
осевым отверстием из высоколегированного сплава.
Тестирование валков. В 1974 году была совершена попытка
установить компьютеризированный проект слежения с целью контроля за
тянущими валками. Целью являлось собрать и проанализировать
информацию для того, чтобы определить рабочие характеристики валка.
Попытка оказалась безуспешной, но все же продолжали собирать
значительное количество данных.
В июле 1982 году была совершена другая попытка установить
проект слежения за валками, который имел дополнительные цели. Для
определение оптимального материала для производства валков была
использована новая система слежения. Проект заработал в январе 1983
года. Для того чтобы информация была доступна широкому кругу
людей был выбран центральный язык для сортировки данных.
Система наблюдения за валками обеспечила основу для
улучшения рабочих характеристик верхних опорных валков путем
создания необходимой информации для принятия оптимальных решений,
касающихся технического обслуживания валков и их задач. Данные
предоставляли информации о текущем состоянии валка, динамику валка
в каждой из 160-ти позиции и перевалков валков. Данные привели в
следующим выгодам:
- Уменьшился парк запасных валков при использование надежных
валков. Закупка валков была снижена на 75% посредством
применения валков с осевым отверстием из высоколегированного
сплава.
- Уменьшилось время простоя валков. При использование надежных
валков, снизился уровень поломок валков.
- Закупки валков основывались на годовой динамике валков. Были
осуществлены улучшения верхних опорных валков.
- Собранная информации и организованное время существенно
уменьшились.
После одобрения валков с осевым отверстием из
высоколегированного сплава и конического роликоподшипника, стало
возможным развитие программы предохранительного технического
обслуживания, основанного на следующей информации:
- Минимальный срок службы валка в криволинейной секции – 6
месяцев.
- Большинство поломок валков происходят в нижних отделах.
- Срок службы валка в прямой секции в три раза больше чем в
криволинейной секции.
- Вероятность выхода из строя нового верхнего валка с осевым
отверстием из высоколегированного сплава в верхней позиции
равняется нулю.С того момента как 100% валков стали
производиться из высоколегированного сплава и в 100% литейных
машин стали использовать конические роликоподшипники, польза от
этой предохранительной программы разительно.
Summary
We have compared three types of withdrawal rolls and found
out that the most efficient type is the high-alloy gun-drilled
roll. The advantages associated with the conversion to the high-
alloy gun-drilled roll are as follows:
- application in both top and bottom roll positions (compared with
the 4-piece roll which could only be used in top roll
positions);
- elimination of inventory for inner and outer certifugally cast
sleeves, stub ends, etc, required to construct the 4-piece roll.
- initial cost of high-alloy gun drilled roll is 30% less compared
to either the 4-piece or solid grade 8620 rolls.
- maintain roll bearing temperatures at least 250?F coller than
externally cooled solid bottom rolls.
In comparison with the high-alloy gun-drilled roll, the two
types of 4-piece rolls represents 80% of the roll failures with
only 50% of the cast tonnage.
High reliability has been achieved by adopting a high-
alloy, gun-drilled internally water-cooled roll design, special
type bearings and a computerized roll tracking system that forms
an integral part of a preventive maintenance program.
Adoption of a high-alloy, gun-drilled roll design
resulted in an increase in service life from approximately
425,000 cast tons for a 4-piece hollow roll used previously, to
more than 1.2 million tons together with a 90% reduction in
overall roll failures.
The life of this type bearings is twice as long as that
of spherical bearings. In 1988, a bearing failure rate of
approximately 36 per million tons cast represents a reduction
of 66% over 1981 levels. Additional benefits of this type
bearing include a significant reduction in greasing requirements
and lower build-up and journal repair costs.
The roll tracking program has led to a reduction in roll
inventory, reduced caster downtime and provided a basis for
making more efficient roll purchasing decisions as well as
establishment of the preventive maintenance program.
Словарь
withdrawal rolls – тянущии валки
bearing seal – роликовая опора качения
withdrawal of section – вытягивание заготовки
high-alloy gun-drilled roll – валок с осевым отверстием из
высоколегированного сплава
top roll – верхний валок
bottom roll – нижний валок
4-piece roll – четырёхсоставной валок
4-piece caster roll – четырёхсоставной верхний опорный валок
4-piece hollow roll – четырёхсоставной пустотелый валок
elimination of inventory – сложность инвентаря
stub end -конец без буртика
inner sleeve – внутренний бандаж валка
outer sleeve – внешний бандаж валка
solid caster roll – сплошной верхний опорный валок
gun-drilled caster roll – верхний опорный валок с осевым отверстием
grade 8620 steel – сталь марки 8620
high-alloy – высоколегированный сплав
radiation pyrometer – радиоционный пирометр
finite element analysis – расчёт методом конечных элементов
fatigue damage – усталостное повреждение
strain – деформация
endurance limit – предел выносливости (усталости)
yield limit – предел текучести
application – применение, использование
grease – консистентная смазка
tapered roller bearing – конический роликоподшипник
fire crack – трещина от нагрева, “огневая” трещина
centrifugally cast rolls – центробежно-литой чугунный прокатный
валок
spherical roll bearing – подшипник качения со сферическими
роликами, сферический роликоподшипник
drive motor – приводной электродвигатель
initial cost – первоначальная стоимость
cast tonnage – тоннаж выплавки
caster – литейная машина
roll life – срок службы валка
gpm – галлон
temperature profiles – профиль температур, температурная кривая
journal repair cost – стоимость ремонта шейки валка
сurved section – криволинейное сечение
straight section – прямое сечение
hollow caster roll – пустотелый верхний опорный валок
solid roll – сплошной валок
hollow roll – пустотелый валок
rotation angle – угол вращения
revolution – оборот
ksi – тысяча фунтов на квадратный дюйм
-----------------------
[pic]
-----------------------
24
| |
