6

Cap.I. INTRODUCERE

1.1.Utilaje metalurgice: definiţii, clasificări

Realizarea proceselor ce se desfăşoară în secţiile metalurgice se face cu diferite utilaje

şi agregate ce se constituie în instalaţii complexe care sunt, în permanenţă, modernizate prin mecanizare şi automatizare.

Instalaţia reprezintă un ansamblu de construcţii de maşini, utilaje, mecanisme, aparatură, ş.a. montate în scopul executării unei anumite funcţiuni sau operaţii în procesul de producţie.

Maşinile sunt sisteme tehnice alcătuite din organe de maşini şi mecanisme care execută mişcări relative, determinate, pentru:

-transformarea energiei dintr-o formă de în alta (dintre care una este energie mecanică) (maşinile de forţă);

-realizarea unui lucru mecanic util (maşinile de lucru). Maşinile de forţă se clasifică în: -motoare, care transformă energia dintr-o anumită formă în energie mecanică: motoare hidraulice, termice, electrice, eoliene, sonice, atomice,…; -generatoare, care transformă energia mecanică în altă formă de energie: generatoare hidraulice, termice, eoliene,…;

Tranformarea energiei mecanice în lucru mecanic util de către maşina de lucru se realizează prin:

-schimbarea formei şi a dimensiunii obiectului: maşinile tehnologice (ex. caja de laminare);

-schimbarea poziţiei obiectului: maşini de ridicat şi transportat; -înlucuirea activităţii intelectuale a omului: maşinile cibernetice; -controlarea activităţii altor maşini: maşinile de conducere şi control.

Sursele de energie cu care sunt alimentate maşinile de forţă pot fi de natură: termică, hidraulică, eoliană, ş.a.

Utilajul reprezintă ansamblul maşinilor, aparatelor, instrumentelor, dispozitivelor şi accesoriilor care execută anumite lucrări sau realizează diferite procese tehnologice.

După operaţiile pe care le efectuează, utilajele metalurgice din secţiile de prelucrări metalurgice pot fi împărţite în:

-utilaje tehnologice specifice cum sunt cajele de laminor, ciocanele de forjare, presele hidraulice, ş.a. care au rolul principal în cadrul tehnologiilor utilizate, acela de a deforma plastic materialul;

-utilaje tehnologice pentru prelucrarea şi finisarea produselor deformate plastic: maşini de îndreptat, foarfece,…;

-utilaje care se utilizează la manipularea şi transportul materialului cum sunt: căile cu role, manipulatoarele de forjare, macaralele cu cleşti. Pentru putea funcţiona, utilajele şi maşinile de lucru sunt cuplate, direct sau indirect (prin intermediul transmisiilor) la maşinile de forţă care sunt alimentate de la diferite surse de energie (figura 1.1).

7

MA INI - CLASIFICARE, LEG TURIŞ Ă

MAŞINI DE FORŢĂ

MAŞINI DE LUCRUDE UZ GENERAL

MAŞINI DE LUCRUDE UZ SPECIFIC

TRANSMISIE

directă

indirectă

TIPURI DETRANSMISII

MF ML

TMF ML

G MMF ML

MF ML

MF ML

MF ML

A

B

C

D

E

F

TRANSMISIE

-curele-lanţuri-roţi dinţate-roţi cu fricţiune

-Grup Ward Leonard-prin tiristoare

-Hidrostatică

ă-Hidrodinamic

PNEUMATICĂ

B

C

D

E

F

MECANICĂ:

ELECTRICĂ:

HIDRAULICĂ:

MAŞINI DE FORŢĂ

MOTOARE:-hidraulice-termice-electrice-sonice-atomice-eoliene

GENERATOARE:-hidraulice-termice-eoliene

MAŞINI DE LUCRUDE UZ GENERAL

MAŞINI DE LUCRUDE UZ SPECIFIC

POMPE:-volumice-cinetice

COMPRESOARE:-volumice-cinetice

VENTILATOARE

-MAŞINI UNELTE-UTILAJE DECONSTRUCŢII-MAŞINI DE RIDICAT ŞIDE TRANSPORTAT-MAŞINI AUTO-MAŞINI AGRICOLE-UTLIAJE TEHNOLOGICE: -ind. petrolieră -ind. minieră -ind. metalurgică

-ind. chimică -ind. alimentară

Fig.1.1. Maşini: clasificare, legături, exemple.

8

1.2. Proiectarea şi realizarea utilajelor metalurgice din secţiile de prelucrări metalurgice

Instalaţiile din sectoarele de laminare, forjare, trefilare sunt obiective industriale de

mare amploare, cu ciclu lung de realizare, investiţiile fiind costisitoare iar amortizarea cheltuielilor de durată.

Alegerea unui anumit tip de instalaţie de laminare, de exemplu, este foarte dificilă deoarece aceasta presupune:

-integrarea instalaţiei într-un proces complex de producţie atât pe verticală (furnale, oţelării, secţii de laminare din aval şi amonte) cât şi pe orizontală (instalaţii care utilizează aceaşi materie primă dar care realizează alte tipuri de produse);

-optimizarea investiţiilor, corelată cu optimizarea producţiei relizate (o investiţie optimă la un anumit moment poate conduce la consumuri (de materie primă, materiale, energie) mari - după o anumită perioadă de timp.

Realizarea unui utilaj pentru secţiile de prelucrare plastică presupune parcurgerea următoarelor etape:

-elaborarea temei de proiectare; -elaborarea proiectului tehnic, a specificaţiilor pentru subansamble şi piese; -elaborarea specificaţiilor pentru acţionări (electrice, pneumatice, hidraulice), ungere,

ventilaţie, răcire; -elaborarea detaliilor de execuţie; -fabricarea utilajului; -transport la beneficiar; -montarea utilajului şi a instalaţiilor aferente; -probe de funcţionare (mers în gol, în sarcină), probe tehnologice pe maşini, pe

instalaţii şi, în final, pe ansamblul laminorului; -probe de recepţie, probe de performanţe. Observaţii: toate etapele presupun şi operaţii de remaniere şi optimizări. Una din caracteristicile cele mai importante în proiectarea şi realizarea unor utilaje

tehnologice destinate sectoarelor de prelucrări plastice o constituie regimul de unicat al acestora, sau, cel mult, într-un număr redus, fiecare suportând modificări specifice ansamblului în care va fi instalat.

În cazul proiectării se utilizează metode raţionale de lucru şi de organizare în toate formele: planificare, pregătire, execuţie.

9

Cap.IV UTILAJE TEHNOLOGICE SPECIFICE INSTALAŢIILOR DE

LAMINARE PENTRU PRODUSE PLATE

4.1.Linii de laminare

Pentru laminarea şi prelucarea fiecărei grupe de produse plate (sleburi, tablă groasă, bandă la cald, bandă la rece) există mai multe tipuri de laminoare (tabel 4.1), în funcţie de produsul finit, modul în care se execută operaţiile de deformare plastică, ş.a. Pentru caracterizarea laminoarelor se utilizează următorii parametri de bază: -capacitatea de producţie anuală:

∑=

Π⋅=n

1iira FG [t/an] (4.1)

în care: Fr este fondul real de timp al laminorului, în ore/an; iΠ - productivitatea laminorului pentru sortimentul i de laminat, în t/oră; n - numărul de sortimente din producţia laminorului. -randamentul laminării, funcţie de consumul specific de material metalic, qm:

m

l q1

=η [t semifabricat/t laminat] (4.2)

Ultimul parametru exprimă eficacitatea laminării sub aspectul consumului de material

metalic, parametru important în aprecierea indicatorilor tehnico-economici ai laminorului.

Tabel 4.1. Tipuri de laminoare pentru produse plate

Laminor Materie primă Produs finit Utilaje şi agregate principale

Slebing lingouri -masa: 25-30t

sleburi -secţiune: (100÷600)x (400÷2300) mm -lungime: max 15 m

-cajă duo universală reversibilă cu: -cilindri orizontali: Φ1100-1400 mm -cilindri verticali: Φ900-1200 mm -Flam=3x104N. -cuptoare adânci: 200t capaciate. -foarfece cu cuţite paralele:Ft.max=4x104N

Tablă groasă

sleburi sau brame t.c. -secţiune: (60÷600)x (1000÷2300) mm -lung:max7,5m

table -grosime:4-200mm -lăţime: max.5000mm -lungime:max.60m.

-cajă cuarto degrosoare reversibilă cu: -cilindri de lucru: Φ1000-1200 mm -cilindri de sprijin: Φ1800-2200 mm -Flam=1x105 N. -cajă verticală cu: -cilindri verticali: Φmax1100mm -Flam=1x104 N. -cajă cuarto finisoare reversibilă cu: -cil de lucru: Φ1000-1200 mm -cil de sprijin: Φ1800-2200 mm -Flam=1x105 N. -cuptoare cu propulsie: 100t capaciate. -foarfece cu cuţit înclinat:Ft.max=1,5x104N -căi cu role; -paturi de răcire şi transport.

10

Bandă la cald

sleburi sau brame t.c. -secţiune: (60÷600)x (1000÷2300) mm -lung:max7,5m

bandă în rulouri -grosime:1-20mm -lăţime: 700-2200mm -greutate rulou:max45t

degrosor: -caje duo cu: -cilindri: Φ1100-1350 mm -Flam=2x105 N. -cajă verticală cu: -cilindri verticali: Φ900x1150mm -Flam=3x104 N. -caje cuarto cu: -cil de lucru: Φ800-1250 mm -cil de sprijin: Φ1200-1700 mm -Flam=1x105 N. finisor: -7caje cuarto cu: -cil de lucru: Φ700-800 mm -cil de sprijin: Φ1200-1600 mm -Flam=3x104 N. -cuptoare cu propulsie: 100t capaciate; -linie de răcire dicrijată; -căi cu role; -ruloare; -răsturnătoare, de rulouri; -transportoare de rulouri.

Bandă la rece

bandă laminată la cald în rulouri

-bandă în rulouri cu: -grosime:0,2-2mm -lăţime: max2250mm -bandă fâşii, pachete

-instalaţie continuă de decapare; -laminor tandem cu 5 caje cuarto cu: -cil de lucru: Φ1500-1650 mm -cil de sprijin: Φ1400-1700 mm -Flam=4x104 N. -cuptoare tip clopot pentru tratament; -laminor dresare cu 2-3caje cuarto tandem; -foarfece de tăiere cu cuţit înclinat; -foarfece de fâşieire cu cuţite disc; -ruloare, deruloare.

Obs. În funcţie de componenţa liniei de degroşare laminoarele de bandă la cald pot fi: -dicontinue: având 4-7 caje degrosoare nereversibile + 1cajă universală reversibilă; -semicontinue: cu 1 cajă degrosoare reversibile + 1cajă universală reversibilă; -trei sferturi continue: 1cajă universală reversibilă + 1-3 caje degrosoare nereversibile + 1cajă universală reversibilă.

În figura 4.1 se prezintă fluxul utilajelor dintr-un laminor de bandă la cald.

V0 D D D D D D0 1 2 3 4 5

CP4 CP3 CP2 CP1 FVF F F F F F F1 2 3 4 5 6 7

P2 P3 P4 P5 P6P1

Zona de răcire

FinisorDegrosor

Cuptoare cu propulsie pentru incalzire

Ruloare

CP5

max.2

5%

40÷5

0%

15÷3

0%

36÷4

5%

20÷3

5%

32÷4

0%

28÷3

5%

25÷4

0%

24÷3

0%

30÷4

5%

20÷2

5%

35÷5

0%

10÷1

2%

1250°C 1250°C 1250°C 1250°C 1250°C

Tsl>850°CTrul=500÷550°C 550÷600°C 600÷650°C 650÷700°C

R1 R2 R3

Fig.4.1. Linie de laminare laminor de bandă la cald.

Principalele utilaje pe care le cuprinde un laminor de bandă la cald şi utilizarea acestora:

11

-împingător de brame: serveşte la deplasarea transversală a câte unei brame din stiva de pe stivuitor pe calea cu role de alimentare a cuptoarelor sau de pe calea cu role pe transportorul de brame; -destivuitor de brame: pentru alimentarea cuptoarelor laminorului; sunt amplasat între îmbingătorul de brame şi calea cu role; -opritor de capăt: serveşte la oprirea bramelor la capătul căii cu role de alimentare a cuptoarelor; -maşina dublă de împins brame în cuptor: pentru încărcarea şi deplasarea bramelor în cuptorul cu propulsie, inclusiv la golirea cuptorului de bramele false; -maşina dublă de extras brame din cuptor: serveşte la extragerea bramelor din cuptorul cu propulsie şi depunerea lor pe calea cu role de alimentare a cajei degrosoare. -căi cu role: laminorul este prevăzut cu o serie de căi cu role care au rolul de a transporta bramele şi laminatele între diferite utilaje pentru realizarea operaţiilor aferente procesului de laminare; -caja verticală de refulare: refularea bramelor şi spargerea ţunderului, fiind prima cajă a trenului degrosor; -caja verticală de degroşare: reducerea grosimii bramelor şi spargerea ţunderului, -cajele universale degrosoare: la reducerea grosimii bramelor şi la corectarea, prin refulare, a lăţimii lor; -împingător de semilaminate: serveşte la evacuarea semilaminatelor de pe calea cu role, fiind amplasat de-a lungul căii cu role. -foarfece de şutare: debitarea capătului din faţă şi a cozii benzii în scopul îmbunătăţirii condiţiilor de prindere în trenul finisor, respectiv, a prinderii şi evacuării benzii în/din rulor,

-instalaţiile de desţunderizare cu role şi hidraulică: desţunderizarea laminatelor care intră în trenul finisor; -cajele cuarto finisoare: reducerea grosimii semilaminatului; -rulorul: serveşte la înfăşurarea benzilor în rulouri; -răsturnător de rulouri: răsturnarea rulourilor şi depunerea lor pe transportorul de rulouri; -transportor de rulouri: evacuarea şi transportul rulourilor din laminorul de benzi la cald.

În figura 4.2 se prezintă fluxul utilajelor dintr-un laminor de tablă groasă.

2 8 10 9 13 14 12 19 20 22 12

25

1 3 4 5 6 11 12 15 17 16 18 23 12 20 21

24 Fig.4.2. Linie de laminare tablă groasă.

Semifabricatele (brame turnate continuu sau sleburi) sunt încălzite în cuptoarele cu

propulsie 1 unde sunt împinse cu împingătoarele 2 şi de unde sunt extrase cu extractoarele 3. În faţa cuptoarelor, semifabricatele sunt aduse pe o cale cu role de alimentare a cuptoarelor cu propulsie. După încălzire la o temperatură superioară intervalului optim de deformare plastică,

12

semifabricatele sunt evacuate din cuptor pe o cale cu role de alimentare a liniei de laminare şi supuse unei desţunderizări cu apă sub presiune la instalaţia 4. Laminarea se face pe un grup de caje de degroşare, 5, compus din două caje: una verticală (pentru refulare) şi alta cuarto orizontală (pentru reducerea grosimii). După degroşare, se continuă laminarea la caja cuarto finisoare, 6. Urmărirea funcţionării utilajelor şi a instalaţiilor liniei de laminare se face din sala maşinilor, 7. Fluxul de laminare se desparte, în funcţie de grosimea tablei, deoarece diferă utilajele şi agregatele utilizate pentru prelucrare: -tabla cu grosime mai mare de 40 mm este transferată cu transbordorul 8 într-un sector în care este îndreptată cu presa 9 şi debitată cu maşinile oxygaz 10; -tabla cu grosime mai mică de 40 mm este debitată (tăierea capetelor şi debitare la multiplu de lungime) la foarfecele 11, apoi transferată cu transbordorul 12 la maşina de îndreptare la cald 13, la cuptorul de normalizare 14 sau la cuptorul de călire 17, funcţie de operaţiile la care este supusă în continuare.

Pe aceste fluxuri se mai află: paturi de răcire, 14, instalaţie de răcire cu apă, 16, cuptorul de revenire 18, pentru continuarea operaţiilor de prelucrare. După debitarea marginilor cu foarfecele 19 şi debitarea probelor pentru încercările de laborator, tabla este supusă controlului aspectual pe ambele feţe, la standul 20, răsturnarea acestora făcându-se, în general, cu răsturnătoare cu braţe. După remanirea defectelor superficiale, cu maşini de polizat pe paturile 22, se aplică încă o îndreptare, la rece, cu maşina 23, după care, tablele sunt stivuite cu stivuitoarele 24 în depozitul 25, unde manipularea se face transbordorul 12 şi cu podurile rulante tip portal, 21.

4.2.Caje de laminare şi echipamente specifice

Cajele de laminare sunt utilaje complexe având rolul principal în cadrul unui laminor: realizează deformarea plastică a materialului.

În condiţiile în care sunt o multitudine de factori care trebuie luaţi în consideraţie la proiectarea şi constucţia unei caje (tipul şi calitatea laminorului, tehnologia utilizată, modul de realizare a deformării; productivitate,…), există o mare diversitate de tipuri şi soluţii constructive de caje, ceea ce face ca şi clasificarea acestora pe grupe distincte să fie dificil de realizat.

4.2.1.Clasificarea cajelor de laminare

Cajele pot fi clasificate după mai multe criterii: -numărul de cilindri: duo, trio, cuarto, sexto, policilindrice; -modul de aşezare a cilindrilor: orizontale, verticale, universale, policilindrice de tip

închis, planetare ; -operaţia efectuată: degrosoare, finisoare, de refulare, universale, de dresare; -sensul de laminare: reversibile, nereversibile. 4.2.2.Principii constructive şi funcţionale ale cajelor de laminare

a.Caje orizontale

Caje duo Cajele duo sunt utilaje principale de laminare cu doi cilindri orizontali, calibraţi sau

netezi, aşezaţi în acelaşi plan vertical (figura 4.3). Cajele duo se folosesc la laminoarele degrosoare, bluminguri şi slebinguri, la laminoarele de tablă şi de benzi. Construcţia cajelor duo diferă funcţie de utilizare.

13

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

4

1

2

3

Fig.4.3. Cajă duo orizontală: 1-şurub de presiune pentru mecanismul de poziţionare; 2-lagăr; 3-element de prindere pentru acţionare; 4-cilindrul inferior; 5-placă de bază; 6-traversă inferioară; 7-coloană; 8-cilindrul superior; 9-portlagăr; 10-traversă superioară.

Fig.4.4. Cajă trio: 1-cilindrul superior; 2-cilindrul intermediar; 3-cilindrul inferior; 4-cadrul cajei; 5-mecanism de poziţionare cu şurub şi piuliţă de presiune.

Caje trio

Cajele trio cu cilindri orizontali au cei trei cilindri situaţi în acelaşi plan vertical (figura 4.4).

Domeniu de utilizare: laminoare pentru producerea semifabricatelor, a tablelor groase şi mijlocii.

Există două soluţii constructive: -cajele pentru fabricarea semifabricatelor (figura 4.5,a) care au trei cilindri acţionaţi,

de diametre egale (cilindrii exteriori se rotesc în acelaşi sens de rotaţie iar cel mijlociu, în sens invers);

-cajele pentru fabricarea tablei (trio Lauth- figura 4.5,b) au cilindrul mijlociu de diametru mai mic decât cei exteriori şi neantrenat; antrenarea acestuia se realizează prin frecarea cu materialul şi cu cilindrul superior, pe care se sprijină.

14

a. b.

Fig.4.5. Modul de laminare şi de antrenare la cajele trio pentru semifabricate (a.) şi trio Lauth pentru table (b.).

Aceste caje sunt nereversibile dar pot realiza laminarea în cele două sensuri prin intermediul meselor basculante (figura 4.6) care au rolul de a ridica şi de a coborâ laminatul pentru a putea fi deformat între cilindrul superior şi cel mijlociu, respectiv, între cel mijlociu şi cel inferior.

2

34

5

6

7

1

8

Fig.4.6. Masă basculantă cu ridicare peralelă: 1-arbore motor; 2-tije, 3-bielă; 4-pârghie; 5-tijă de ridicare;

6-contragreutate; 7-masă de ridicare; 8- cajă de laminare. Caje cuarto

Cajele cuarto cu cilindri orizontali au patru cilindri aşezaţi suprapus, în acelaşi plan vertical (figura 4.7.).

Domenii de utilizare: intră în componenţa laminoarelor de tablă groasă, de bandă laminată la cald sau la rece, ca şi caje individuale (reversibile) sau în tandem (nereversibile) pentru reducere, dresare,…

Cilindri interiori, de diametru mai mic, sunt cilindri de lucru între care are loc deformarea plastică a materialului.

Cilindri exteriori, de diametru mai mare, au rol de sprijin pentru cilindri de lucru. Prin utilizarea cilindrilor de lucru de diametru mic se reduc forţele de laminare, însă,

pentru a reduce încovoierea cilindrului de lucru se impune sprijinirea acestora pe cilindrii de sprijin care au rolul de reduce efortul de laminare.

15

1

2

3

4

5

67

1

2

8

9

10

Fig.4.7. Cajă cuarto: 1-cilindri de lucru; 2-cilindri de sprijin; 3-lagăre; 4-portlagăre; 5-cadrul cajei (8-traversa inferioară; 9-travesa superioară; 10-coloană); 6-mesdoză; 7-mecanism de poziţionare.

Exprimând forţa de laminare cu relaţia:

hRbpF mlam Δ= [N] (4.3)

în care: mp este presiunea specifică medie, în N/m2; b - lăţimea laminatului, în m; cl - lungimea arcului de contact, în m; R - raza cilindrului de lucru, în m; hΔ - reducerea grosimii, în m.

rezultă că forţa de laminare este o funcţie de diametrul cilindruluide lucru:

)D(fFlam = (4.4)

Exprimând grosimea minimă a laminatului (în cazul se faţă: banda laminată la cald într-un tren finisor, cu tracţiune în bandă) cu relaţia (N.Stone):

( )E

RD88,3h t2,0p

minσ−μ

= [m] (4.5)

în care: μ este coeficientul de frecare bandă-cilindru; D - diametrul cilindtului de lucru, în m; 2,0pR -limita de curgere, în N/m2;

tσ - tensiunea în bandă, în N/m2; E - modulul de elasticitate pentru materialul cilindrului de lucru, în N/m2.

16

Rezultă că grosimea minimă a laminorului depinde de diametrul cilindrilor de lucru. În anumite condiţii, determinate, (ex.cilindrii de oţel):

D2000

1hmin ≅ (4.6)

Practic, limita tehnică este de, aproximativ, 1/1000D. Exprimând, cu o relaţie aproximativă, coeficientul de elasticitate al unei caje:

K = 0,3D103 (4.7)

rezultă că elasticitatea unei caje depinde de diametrul cilindrului de lucru:

K = f(D) (4.8)

Din relaţiile 4.2., 4.4. şi 4.6. putem face următoarele consideraţii: -pentru a obţine o grosime minimă cât mai mică şi pentru a reduce forţele de laminare,

se impune utilizarea unor cilindri de laminare de diametru cât mai mic; -cu cât diametrul cilindrului de lucru este mai mic cu atât elasticitatea cajei se măreşte,

ajungâdu-se, la un moment dat, ca deformarea elastică a cilindrului de lucru să fie mai mare decât deformarea plastică a laminatului (încovoierea cilindrului depăşeşte reducerea aplicată laminatului);

-încovoierea pronunţată a cilindrilor de lucru, mai ales pentru rapoarte D/L mici, poate conduce chiar la ruperea cilindrilor.

Având în vedere aceste consideraţii, putem concluziona: -se impune reducerea diametrului cilindrilor de lucru, în special la cajele finisoare,

cajele utilizate pentru laminarea produselor plate cu grosimi mici, mai ales, în condiţii de toleranţe la grosimi restrânse, a materialelor cu rezistenţă mare la deformare;

-pentru a prelua efortul de laminare şi pentru a reduce încovoierea cilindrilor de lucru se impune sprijinirea acestora pe cilindri (de sprijin) de diametru mai mare;

Se justifică, astfel, realizarea unor construcţii, unele complexe, cu diverse soluţii constructive care sunt orientate în două direcţii principale:

-construcţii care previn încovoierea pronunţată a cilindrilor de lucru (sprijinirea laterală a cilindrilor, aşezarea cilindrilor în plane diferite);

-construcţii care permit utilizarea unor cilindri de lucru de diametru foarte mic (caje policindrice, caje planetare) care se utilizează, mai ales, pentru laminarea la rece a benzilor şi mai rar, a tablelor.

Faţă de cajele duo sau trio, cajele cuarto au următoarele avantaje: -rigiditate mai mare, datorită diametrului mare al cilindrilor se sprijin, ceea ce asigură

laminarea cu toleranţe restrânse la grosime; -rezistenţă mare la încovoiere datorită faptului că o mare parte din efortul de laminare

este preluat de cilindrii de sprijin; se poate, astfel, mări reducerea pe trecere, asigurând creşterea productivităţii;

-există posibilitatea terminării procesului de laminare la temperatură ridicată; în acest fel, presiunile medii specifice sunt mai mici, deci reducerile pot fi mari la aceeaşi valoare maximă admisibilă a forţelor şi a momentelor de laminare; de asemenea, laminarea într-un timp mai scurt pentru o încălzire a semifabricatelor la o temperatură mai scăzută are influenţe pozitive prin reducerea consumului de combustibil;

-posibilitatea de diferenţiere a tipurilor de cilindri de lucru, respectiv, de sprijin, în raport cu funcţiile lor, şi anume:

-cilindrii de lucru se execută cu un diametru relativ mic şi cu rezistenţă mare la uzură ceea ce permite laminarea unor produse plate cu grosime mică şi un consum redus de cilindri;

17

-cilindrii de sprijin se execută cu un diametru mare şi cu rezistenţă mare la încovoiere obţinându-se, astfel, o rigiditate ridicată şi posibilitatea aplicării unor reduceri mari.

Acţionarea cajelor cuarto se face, de obicei, prin intermediul cilindrilor de lucru însă, în unele cazuri (exemplu: diametrul mic al cilindrului de lucru), se acţionează cilindrii de sprijin. Construcţii speciale de caje cuarto

-cajele cuarto cu cilindru dezaxaţi (figura 4.8,a) au cilindrii de lucru de diametru mic, aşezaţi în plane diferite, decalate faţă de planul axelor de sprijin;

-cajele cuarto cu cilindri de sprijin laterali (figura 4.8,b) au cilindri de lucru de diametru mic, aşezaţi în acelaşi plan vertical, decalat faţă de cel al cilindrilor de sprijin; sprijinirea laterală se face cu un cilindru intermediar şi un arbore de sprijin cu rulmenţi aşezaţi pe o grindă.

1

23

4

5

1

2

7 6 5

a. b. Fig.4.8. Schemă de principiu a unor construcţii speciale de caje cuarto: a.cajă cuarto cu cilindri dezaxaţi

b.cajă cuarto cu sprijin lateral: 1-cilindri de sprijin acţionaţi; 2-cilindri de lucru; 3-piesă de sprijinire a cilindrilor de lucru; 4-bloc de sprijinire lateral; 5-laminat; 6-rolă intermediară; 7-arbore de sprijin (cu rulmenţi).

Caje sexto

Cajele sexto cu cilindri orizontali (caje Taylor) au şase cilindri aşezaţi în acelaşi plan vertical (figura 4.9,a). Pentru diminuarea ondulaţiilor ce apar, deseori, la laminarea benzilor subţiri se utilizează caje Taylor cu cinci cilindri (figura 4.9,b).

Clindrii de lucru au diametre diferite iar acţionarea se face prin intermediul cilindrilor intermediari. În caz particular (figura 4.9.b), se renunţă la cilindrul de lucru inferior, rolul acestuia fiind preluat de cilindrul intermediar.

Cajele sexto orizontale derivă dintr-o cajă cuarto obişnuită, la care se adaugă doi cilindri intermediari. Cilindrii intermediari pot fi daplasaţi axial (figura 4.10) în direcţii opuse astfel încât capetele să fie poziţionate conform cu lăţimea benzii.

18

123

4

2

3

1

43

a. b. Fig. 4.9. Caje Taylor: a.cu şase cilindri; b.cu cinci cilindri: 1-cilindri de sprijin; 2-cilindri intermediari

(deplasabili pe orizontală), 3-cilindri de lucru; 4-laminat. În acest mod cilindrii de lucru sunt eliberaţi de contactul cu cilindrii de sprijin în afara

lăţimii benzii, ca şi de influenţa momentului de încovoiere rezultat din presarea cilindrilor de sprijin pe toată lungimea cilindrilor de lucru.

Funcţie de poziţia cilindrilor intermediari este posibil să se micşoreze încărcarea cilindrilor de lucru datorită forţei de laminare şi să se mărească efectul de contracurbare al sistemului de control al bombamentului, reducându-se forţa necesară (până la, aproximativ, de 16 ori, faţă de un laminor cuarto). În general acţionarea se face prin intermediul cilindrilor intermediari.

1

2

3

Fig. 4.10. Deplasarea axială relativă a cilindrilor cajelor sexto: 1-cilindri de sprijin; 2-cilindri intermediari; 3-cilindri de lucru.

b. Caje verticale

Cajele verticale sunt numai tip duo (figura 4.11).

19

1

2

3

4

5

6

7

Fig.4.11. Cajă cu cilindri verticali: 1-motor acţionare cilindri de laminare; 2-motor acţionare mecanism de reglare a poziţiei la linia de laminare; 3-coloane cadru; 4-cilindri de laminare; 5-nivel pardoseală hală;

6-cajă de angrenare; 7-mecanism de angrenare cu roţi dinţate conice.

Domenii de utilizare: reducerea lăţimii semifabricatelor, desţunderizare la laminoarele de benzi late la cald, refulare (prelucrarea marginilor) la laminoarele de tablă groasă şi de benzi. Se impune prelucrarea marginilor bramelor cu grosimi şi laturi mari (160×2000; 200×3000 mm2) şi a celor din oţeluri aliate (în special inoxidabile) pentru evitarea apariţiei crăpăturilor pe margini.

c. Caje universale

Cajele universale au în componenţă un stand duo cu cilindri verticali şi un stand duo sau cuarto cu cilindri orizontali. Cilindrii verticali pot fi montaţi în cadre comune cu cei orizontali sau în cadre separate, formând, practic, un tandem de caje distincte.

Cilindrii cajei universale sunt aşezaţi în lagărele cu rulmenţi conici pe două sau patru rânduri sau rulmenţi oscilanţi.

d. Caje policilindrice de tip închis

Aceste tipuri de caje formează o familie de caje care au cilindri orizontali aşezaţi în

forma literei “X” în combinaţiile : -cajele cu 6 cilindri: 1+2 (figura 4.12 a); -cajele cu 12 cilindri: 1+2+3 (figura 4.12 b); -cajele cu 20 cilindri: 1+2+3+4 (figura 4.12 c). Aceste construcţii permit utilizarea unor cilindri de lucru de diametre mai mici decât

cei ai cajelor prezentate anterior, realizându-se o reducere mai mare la o trecere şi o grosime finală a laminatului mai mică. În plus, prezintă avantajul că pot lamina benzi din aliaje cu rezistenţă mare la deformare (oţeluri aliate, aliaje fier-nichel…) având şi posibilitatea de a realiza benzi cu un raport grosime/lăţime de până la 1/4000.

20

a. b. c. Fig. 4.12. Modul de aşezare a cilindrilor la cajele policilindrice de tip închis:

a.cu 6 cilindri; b.cu 12 cilindri; c.cu 20 cilindri. Construcţia cajei de tip închis, cu cadru monobloc, permite realizarea unei rigidităţi

mai mari, comparativ cu cea a cajelor cuarto. De asemenea, aceste caje dispun de mecanisme de ajustare a bombamentului cilindrului care stabilesc profilul transversal al deschiderii dintre cilindri, contribuind, astfel, la îmbunătăţirea planeităţii benzii.

Cilindrii de lucru aşezaţi în poziţie centrală sunt antrenaţi prin frecare, fiind sprijiniţi pe arbori cu rulmenţi de sprijin sau pe cilindri intermediari şi, apoi, rulmenţi de sprijin, montaţi pe arbori cu reazeme multiple, aşezate într-un bloc masiv, rigid.

Acţionarea se face, în general, prin intermediul a patru cilindri (intermediari) de sprijin.

e. Caje planetare

Cajele planetare au 18, 20, 24, 26 cilindri de lucru de diametru foarte mic ce se rotesc,

sprijinindu-se pe un cilindru de diametru, relativ, mare. Domenii de utilizare: laminarea la cald a semifabricatelor pentru obţinerea de bandă.

Pot efectua reduceri mari, având avantajul că, în cazul cuplării cu instalaţii de turnare continuă pot lamina brame de lungime, practic, infinită.

Caracteristicele laminării planetare:

-reducerea totală, hΔ , este descompusă într-o sumă de reduceri parţiale:

∑Δ=Δn

1ihh (4.9)

cilindrii de lucru ajungând, prin rotaţie, câte doi în acelaşi plan vertical (inclusiv cu

cilindrii de sprijin); -gradul de reducere fiind foarte mare, temperatura la ieşirea din laminor este mai mare

decât cea de la intrare datorită consumului de energie pentru deformarea plastică (cca. 40 kWh/tonă de oţel);

-antrenarea laminatului între cilindrii cajei planetare se realizează cu ajutorul a 1-2 perechi de cilindri aşezaţi în faţa acesteia;

-deformarea materialului se realizează concomitent cu 2-3 perechi de cilindri de lucru; -menţinerea unei viteze de laminare (viteza relativă între cilindri şi produs) ridicată şi

cvasi-independentă de viteza de intrare a materialului; aceasta este obţinută prin descompunerea contactului metalului cald cu un cilindru cu axă fixă, caracteristică laminării clasice, într-o multitudine de contacte elementare cu un ansamblu de cilindri la care axele descriu traiectorii inchise (în general circulare);

-laminarea planetară limitează contactul termic şi mecanic dintre metalul cald şi cilindri, ceea ce permite:

21

-realizarea într-o singură operaţie de deformare a unei reduceri foarte mari a grosimii (peste 90% în loc de maxim 50% pe o cajă clasică de laminare);

-de a admite viteze de intrare foarte scăzute în laminor (până la a opri produsul, faţă de minim 5m/min în laminarea clasică);

-timpul de contact între material şi cilindri este foarte scurt. -în general, furnizează un produs ce prezintă o uşoară variaţie longitudinală a

grosimii. Caja planetară Sendzimir este formată din cilindri de lucru de diametru foarte mic ce

se sprijină pe doi cilindri de sprijin, acţionaţi, pe circumferinţa cărora se rostogolesc, în nişte colivii, cilindrii de lucru planetari. În figura 4.13 este arătat modul în care se face reducerea la un laminor planetar.

Deoarece perechile de cilindri planetari trec succesiv cu viteză, relativ, mare pentru a asigura deformarea, suprafaţa benzii rezultate nu este perfect plană, dezavantaj care este eliminat la cajele planetare de tip Platzer (figura 4.14). Aceste caje au două seturi de role (cilindri) planetare suprapuse, cilindrii de lucru fiind aşezaţi pe cilindrii intermediari care se reazemă pe doi cilindri de sprijin staţionari, de construcţie robustă. Cele două perechi de cilindri sunt aşezate în colivii concentrice care se rotesc în sensul laminării (cilindri de lucru se rotesc în sens opus laminării iar cei intermediari în sensul laminării, prin frecarea de cilindrii staţionari). Pentru a păstra cilindrii de lucru intermediari şi cei de sprijin în poziţie paralelă cu axa şi la distanţă constantă, fusurile lor sunt aşezate în lagăre montate în lăcaşuri laterale practicate în colivii.

1

2

3

4

5

6

7

8

Fig.4.13. Deformarea plastică la caja planetară tip Sendzimir.

Fig.4.14. Schema de principiu a unei caje planetare cu cilindri de sprijin staţionari: 1-cilindri de lucru; 2-cilindri intermediari; 3-cilindri staţionari de sprijin; 4-pană; 5-laminat; 6-colivie antrenantă pentru cilindrii superiori de lucru; 7-role de alimentare; 8-colivie pentru cilindrii intermediari din grupul inferior.

Porţiunea plată din zona de deformare permite perechilor cilindrilor de lucru să se

deplaseze paralel pe o anumita distanţă, ceea ce conduce la realizarea unui laminat cu suprafeţele plane.

Deoarece deformarea se face simultan cu 2-3 perechi de cilindri, care se deplasează cu viteze diferite, pentru evitarea alunecărilor, cilindrii intermediari sunt prevăzuţi cu bucşe libere ajustate în caneluri practicate în cilindrii de sprijin. În aceste condiţii cilindrii de lucru pot să se rotească pe bramă la orice viteză, necesară fluxului de material alimentat, reducând frecările (deci şi uzura) şi puterea necesară.

22

a. b.

Fig. 4.15. Schema constructivă a unor caje planetare: a.caja Daido; b.caja Rollcast. Există şi alte construcţii de caje planetare, caja Daido (figura 4.15,a) care are un

cilindru clasic şi unul de tip planetar, caja Rollcast (figura 4.15,b) la care forţa de laminare este, practic, forţa centrifugă dată de rotaţia cu viteză mare a 4 sau 6 cilindri planetari; la această construcţie, cilindrii de sprijin sunt utilizaţi pentru reazem numai în timpul staţionării. Prezintă avantajul unei simplităţi constructive faţă de celelalte tipuri de caje planetare.

4.2.3.Construcţia cajelor de laminare

Caja de laminare este un sistem complex (figurile 4.16, 4.17), având multe componente care, prin acţionare comună, realizează funcţia de bază într-un laminor: deformarea materialului. În componenţa unei caje de laminare intră:

-elemente constructive: cadrul cajei, portlagăre, lagăre de sprijin pentru cilindri, cilindri de laminare;

-mecanisme: de acţionare a cilindrilor, de poziţionare a cilindrilor; de echilibrare a unor elemente componente;

-dispozitive auxiliare: de schimbare a cilindrilor; de răcire şi de ungere, de conducere şi ghidare a laminatului la intrarea şi ieşirea din cajă.

Fig. 4.16. Elementele componente principale şi montarea acestora la o cajă orizontală.

23

12

345

6

7

8

9

10

Fig. 4.17: Elemente componente ale unei caje cuarto de laminare. 1-mecanism de poziţionare; 2-şurub de

presiune; 3-coloană; 4-cilindri de sprijin; 5-cilindri de lucru; 6-lagăre-portlagăre cilindru superior de sprijin; 7- lagăre-portlagăre cilindru superior de lucru; 8-traveră inferioară; 9-placă de bază;

10-fus cilindru inferior de lucru (spre acţionare).

a. Caje şi plăci de bază

Din punct de vedere al tipurilor de cadre de caje, diferenţiem: -cadre pentru caje orizontale; -cadre pentru caje policilindrice de tip închis; -cadre pentru caje planetare.

Cadrele reprezintă scheletul de rezistenţă al unei caje, având rolul de a prelua efortul

de deformare a materialului. Condiţiile impuse unui cadru de cajă sunt: -rigiditate mare atât la solicitări statice cât şi la cele dinamice; -alungire – în sarcină – minimă; -formă constructivă cât mai simplă care să asigure: greutatea minimă, accesibilitate

pentru schimbarea rapidă a cilindrilor, întreţinere uşoară,...

Rigiditatea cajelor de laminare Cilindrii de laminare acţionează cu o anumită forţă – forţa de laminare – asupra

laminatului. Acesteia i se opune o forţă de sens contrar care apasă asupra cilindrilor şi, implicit, a cajei, forţă datorată rezistenţei la deformare a laminatului (figura 4.18).

Cu cât rezistenţa la deformare este mai mare (material mai rece, oţeluluri mai bogate în elemente de aliere) cu atât forţa dezvolatată asupra cilindrilor este mai mare.

Sub acţiunea acestei forţe, caja lucrează ca un resort, deformându-se aproximativ proporţional cu forţa.

Presiunea exercitată de laminat asupra cilindrilor variază din cauza unor neuniformităţi ale materialului (abateri de grosime din laminări anterioare sau din cauza unor variaţii ale rezistenţei la deformare care pot fi produse de neomogenităţi termice sau structurale, excentrităţi ale cilindrilor de laminare, ş.a.).

24

Fig.4.18. Deformarea elastică a cilindrilor de lucru şi de sprijin la o cajă cuarto, în timpul laminării.

Variaţia acstei presiuni modifică distanţa dintre cilindri pe parcursul deformării, având implicaţii negative aupra preciziei dimensionale a produsului finit.

Determinarea deformaţiei cajelor este necesară pentru a putea calcula profilul cilindrilor şi pentru a poziţiona cilindrii în cajă, astfel încât, să se obţină un laminat cu un profil corespunzător. În acest scop, se realizează un model cu resoarte elastice care reprezintă comportarea cajei sub acţiunea forţelor de laminare. Modelul diferă de la o cajă la alta, funcţie de elementele componente sau de tipul cajei (cu sau fără cadru, cu sau fără pretensionare).

s0 h

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Fig.4.19. Modelul de comportare a unei caje cuarto nepretensionate, sub acţiunea forţelor de laminare şi a momentelor produse de acestea.

În figura 4.19, deformaţia elementelor consideratate, reprezintă:

1-încovoiere traversă superioară; 2-compresiune şurub şi piuliţă presiune; 3-compresiune lagăre şi portlagăre cilindri superiori; 4-încovoiere cilindri de lucru şi de sprijin;

25

5-aplatizare cilindri superiori de lucru; 6-încovoiere coloană cadre; 7-aplatizare cilindri inferiori de lucru; 8-încovoiere cilindri de lucru şi de sprijin inferiori; 9-compresiune elemente intermediare; 10-încovoiere traversă inferioară.

Deformaţia totală )λ este considerată ca având trei componente principale: - Δ c – încovoierea cilindrilor de lucru; - Δ l1 – deformaţia coloanelor cadrului; - Δ l – deformaţia însumată a celorlalte elemente.

În general, proporţiile sunt:

⎩⎨⎧

Δ≈ΔΔ≈Δ

1

1l10cl23l

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

−−

−−

cilindri%58lagare%8

epozitionardesistemul%22cajeicadrul%12

(4.10)

Cea mai importantă deformaţie o reprezintă încovoierea cilindrilor (în mod normal

≈ 60% din deformaţia totală) care variază – în principal – funcţie de raportul dintre lungimea şi diametrul tăbliei cilindrilor de lucru:

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

≈ΔΔ

⇒=

≈ΔΔ

⇒=

24lc5,2

DL

4,8lc1

DL

1

1 (4.11)

Deformaţia elastică totală a ansamblului unei caje este dată de relaţia:

∑ Δ+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+Δ=λΔ c

IaK

EAlF

3

ii

i (4.12)

în care: F este forţa de separare a cilindrilor, în N ;

FΔ - variaţia acestei forţe în timpul trecerii materialului printre cilindri, în N; ii A,l - lungimea, respectiv, aria suprafeţelor elementelor (elemente de reglare a

poziţiei cilindrilor, traverse, coloane, …), în m; iE - modulul de elasticitate al materialului din care este confecţionat elementul

respectiv, în N/m2; Δ c - deformaţia însumată a cilindrilor, în m; a - lungimea traversei cadrului, în m; I - modulul de inerţie al secţiunii traversei cadrului, în m4; K - constantă de material, în N/m2.

Deformaţia elastică a unei caje variază cu forţa de laminare. Se poate calcula – în

funcţie de deformaţia elastică totală ( λΔ ) şi de forţa de laminare (FL) – rigiditatea cajei C (sau modulul static de rigiditate, M):

λΔ== LF

MC [MN/mm] ; [C ≈ 1 ÷ 10] (4.13)

26

Pentru a studia rigiditatea cajei (eventual pentru a cunoaşte cât mai exact cedajul cajei) se întocmesc diagrame forţă – reducere grosime care cuprind curbele de rigiditate ale cajei şi ale materialului ce se deformează.

F [M

N]

L

h [mm]

AI

A

1

2

3

s0

ds0

hI1 h1

dh1

FIL

FL

h0

Fig.4.20. Diagrama efort-deformaţie: A, A’ – puncte de lucru (de funcţionare; FL, FL’ – forţa de laminare;

s0 – deschiderea (distanţa dintre cilindri) la mersul în gol; h0 – grosimea laminatului la intrarea în cajă;

h1, h1’– grosimea laminatului la ieşirea din cajă; ds0 – variaţia de poziţionare; '

11 h,h ΔΔ – variaţii de grosime.

Diagramele diferă funcţie de tipul cajei şi al laminatului (figura 4.20): 1-curba de rigiditate caracteristică unei caje mai rigide; 2-curba de rigiditate caracteristică unei caje mai elastice; 3-curba de rigiditate caracteristică laminatului.

Conform relaţiei lui Sims, grosimea materialului la ieşirea din cajă este:

L

L01 C

FSh += (4.14)

în care: CL este modulul de rigiditate al cajei.

Metode de creştere a rigidităţii unei caje

Rigiditatea unei caje este funcţie de lungimile şi suprafeţele elementelor prin care se transmit forţele de laminare. Problema rigidităţii se pune în mod diferit funcţie de tipul cajei şi, mai exact, de cerinţele impuse laminatului. Problema este mai acută la cajele finisoare (LBC, profile) şi, în special, la laminoarele la rece, la grosimi finale foarte mici. La aceste caje, un cedaj mare poate conduce la abateri dimensionale nepermise şi la un profil necorespunzător al laminatelor.

Din relaţia deformării totale elastice (4.12), rezultă:

C =

cI

aKEA

lF

FF3

ii

i

LL

Δ+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+

⋅Δ

=λΔ

(4.15)

Relaţia 4.12 ne conduce la posibilitatea deducerii metodelor de creştere a regidităţii

cajelor:

a) C = f(Ai , I) (4.16)

27

Pentru a mări rigiditatea unei caje uzual ar fi să se mărească suprafeţele coloanelor cadrului şi momentele de inerţie a traverselor, metodă care conduce, însă, la creşterea greutăţii cajei, cu consecinţe negative asupra preţului de fabricaţie, construcţie, consum energetic.

b) C = f'

3i a1;

l1

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ (4.17)

Rezultă, astfel, o altă metodă care ar consta în scurtarea lungimii fluxului forţelor, prin

construcţii speciale, cum ar fi caja fără cadru (figura 4.21)

1

2

3

Fig.4.21. Caja fără cadru – schemă constructivă: 1-coloane filetate; 2-mecanism de poziţionare; 3-portlagăre. O astfel de construcţie presupune exitenţa unor coloane filetate, acţionate (rotite) de un

mecanism de poziţionare. În portlagăre sunt fixate nişte piuliţe de presiune care transformă mişcarea de rotaţie a coloanelor în mişcare de deplasare sus-jos a portlagărelor şi, implicit, a lagărelor cu cilindrii de laminare.

Dezavntajul construcţiei constă în faptul că nu se poate utiliza decât la laminoarele la care sunt forţe mici de laminare (laminoare de sârmă, profile uşoare).

c) C = f ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

ΔF1 (4.18)

O altă metodă constă în pretensionarea cajelor. Aceasta presupune cuprinderea în

construcţia cajelor a unor sisteme (electromecanice, hidraulice sau combinate) care să introducă o tensiune suplimentară în cajă.

Caje pretensionate Pretensionarea cajelor se realizează prin introducerea în sistemul de forţe ce

acţionează într-o cajă a unei forţe care are rolul de a mări rigiditatea şi de a o menţine în anumite limite.

Din relaţia forţelor din coloanele cadrului:

28

F = FL+FP (4.19)

în care: F este forţa din coloanele cadrului, în N; FL - forţa de laminare, în N; FP - forţa de pretensionare; în N.

Rezultă două metode de pretensionare: -metoda 1: se menţine constantă forţa din coloane (F = const.), variaţiile forţelor de

laminare ()FL) ce apar în timpul deformării materialului fiind sesizate şi compensate imediat prin variaţii ale forţelor de pretensionare ()Fp);

-metoda 2: se menţine constantă Fp şi se variază F. Considerăm diagrama efort-deformaţie (figura 4.22) pentru laminarea cu o cajă

pretensionată prin metoda 1. F

[MN

]L

h [mm]

A

s0

−Δs0

FL

+Δs0

h1

−Δh1 +Δh1

h0

−Δh0 +Δh0

A2

A1

FP

(+ΔF )P

F−ΔFL

(−ΔF )P+ΔFL

Fig.4.22. Diagrama efort-deformaţie pentru o cajă pretensionată.

Din relaţia lui Sims rezultă grosimea benzii la ieşirea din cajă:

P

P

L

L01 C

FCFSh −+= (4.20)

în care: 1/CL este constanta de elsticitate a cilindrilor sub efortul încovoierii şi aplatizării;

1/CP - constanta de elasticitate a pieselor de pretensionare; FL, FP - forţa de laminare, respectiv, de pretensionare, în N.

Când banda iese cu grosimea mai mică:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+=−=−

P

1P

L

1L0

P

P

L

L01 C

FCFS

CF

CFShhhΔ (4.21)

Rezultă:

( )L

L

P

PC

FCF

hΔ−

+Δ

=Δ− (4.22)

29

dar, pentru F = const.: LP FF Δ=Δ± μ şi Lp C

1C1

C1

+= (constanta de elasticitate a sistemului

de caje); rezultă:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+Δ=Δ−

LPP C

1C1Fh ⇒ ( ) ( )

C1Fh PΔ+=Δ− (4.23)

Sau, când banda iese cu grosimea mai mare:

( ) ( )C1Fh PΔ−=Δ+ (4.24)

Concluzie: în cazul metodei 1 se stabileşte o relaţie de proporţionalitate între variaţia

grosimii materialului şi variaţia necesară forţei de pretensionare astfel încât, prin varierea controlată a forţei de pretensionare în funcţie de variaţiile nedorite ale forţelor de laminare, să se obţină o grosime cât mai uniformă. Construcţii realizate

C=F /FLPL

PFF S P M

p

1

2

3

4

5 6

Şî ă

uruburin portlag re

Cuplaj

Motor

Fig.4.23. Schema de construcţie şi comandă a cajei pretensionate: 1, 3-presdoze; 2-cilindru hidraulic pentru poziţionare; 4-cilindru hidraulic pentru pretensionare; 5-element de calcul; 6-rezervor de fluid hidraulic; S-servoventil de comandă; P-pompă; M-motor.

Fig.4.24. Sistemul de stabilire a poziţiei cilindrilor la caja pretensionată.

Aceste caje se folosesc în special când este necesară o mai mare precizie dimensională

(exemplu: laminarea la rece a benzilor şi a profilelor în toleranţe restrânse). Prin pretensionare rigiditatea cajei poate creşte cu 50%. Pretensionarea se realizează prin tracţiune sau comprimare. Există mai multe tipuri

constructive, în funcţie de modul de pretensionare, locul în care se aplică forţele de pretensionare, elementele de pretensionare (cilindri hidraulici, pene, ş.a.),…

Astfel, de exemplu, la o cajă pentru bandă laminată la cald (figura 4.23) poziţionarea cilindrilor se face cu ajutorul a patru şuruburi de presiune montate în portlagărele cilindrului superior de sprijin, care presează, prin intermediul unor presdoze, pe portlagărele cilindrului de sprijin inferior, iar pretensionarea se face prin intermediul a doi cilindri hidraulici, amplasaţi între portlagărele cilindrului de sprijin inferior şi cadrul cajei.

30

Sistemul de acţionare a şuruburilor este sincronizat pentru ca reglarea să permită deplasarea paralelă a cilindrilor (figura 4.24). Cadrele pentru cajele orizontale

Cajele orizontale au două cadre dispuse la capetele cilindrilor. Clasificarea cadrelor: -monobloc: (figura 4.25) turnate dintr-o bucată, sub forma unui cadru închis, cu tălpi

la partea inferioară, pentru prinderea de plăcile de bază; -asamblate din bucăţi: două coloane şi două traverse, asamblate cu 8 tiranţi orizontali;

forţa de laminare se transmite de la traverse la coloane prin umerii suprafeţelor de îmbinare.

Fig. 4.25. Cadru de cajă de tip monobloc. Cadrele asamblate din bucăţi sunt de tip inchis sau de tip deschis. Proiectarea cajelor presupune luarea unor măsuri speciale de siguranţă în privinţa

efectelor dinamice ce apar la preluarea şocurilor la prinderea laminatului precum şi în privinţa rigidităţii. În zona de sprijin a portlagărelor, fereastra cadrelor este prevăzută cu plăci din oţel rezistent la uzură.

Uzinarea cadrelor pune probleme deosebite din cauza gabaritului mare (până la 450 t), combinat cu precizii ridicate de prelucrare.

Jocurile dintre portlagăre şi fereastra cadrului trebuie să fie, pe de o parte cât mai mici, pentru a asigura precizia de laminare şi reducerea şocurilor iar pe de altă parte, cât mai mari, pentru a se asigura montajul şi a se evita blocarea lagărelor în timpul funcţionării din cauza diferenţelor de temperatură şi a încovoierii coloanelor cadrului.

Cadrele se toarnă din oţel OT 50 sau T 20 M14, cu Rm = 5x108-6x108 N/m2, A5=12-16%, şi conţinut de carbon sub 0,35%, pentru creşterea sudabilităţii.

Plăcile de bază (figura 4.26) servesc la susţinerea cadrelor cajei; se execută din fontă sau oţel turnat, în general, dintr-o bucată (4-6 m).

31

Fig.4.26. Placă de bază.

Prinderea cadrelor de plăcile de bază se face cu şuruburi cu pas fin, solicitate la

întindere. Între cele două plăci de bază ale unei caje se montează traverse metalice pentru rigidizare.

Dimensionarea cadrelor de cajă se face în funcţie de: forţa maximă de laminare; dimensiunile portlagărelor; diametrelor tăbliei cilindrilor; cursele de poziţionare; condiţiile de rezistenţă şi de rigiditate impuse de programul de laminare.

Calculul şi verificarea la rezistenţă a cadrelor se poate face prin mai multe metode (analitic, grafo – analitic, metoda elementului finit), adaptate pentru cadrele de tip închis, respectiv, deschis.

Calculul cadrelor de tip închis

Cadrele de tip închis se calculează la forţa verticală maximă care acţionează în timpul laminării asupra fusului cilindrilor şi care se transmite asupra cadrelor prin portlagăre. Forţele orizontale care acţionează – în momentul prinderii – se neglijează, având valori, relativ, mici.

Asupra fiecărui cadru acţionează forţele F, pe direcţia axei acestuia. Cosiderăm – pentru început – forma cadrului oarecare, dar simetrică în raport cu axa verticală, secţionat cu un plan care trece prin mijlocul traverselor (I-I) (figura 4.27,a).

În această secţiune, asupra fiecărei jumătăţi a cadrului vor acţiona forţa F/2 şi momentul static nedeterminat M1.

Pentru determinarea momentului M1 se utilizează două metode:

-prima metodă: se consideră cadrul tăiat la colţuri, obţinându-se patru grinzi separate, sprijinite la capete. Pentru a ţine seama de influenţa colţurilor rigide de îmbinare a coloanelor cu traversele, se introduce în reazeme momentul M2, obţinându-se un moment static determinat. Din egalitatea deformaţiilor unghiulare ct θ=θ se calculează valoarea momentului (figura 4.27,b).

32

I

I xM1

Mxy

θt

θc

M1 M2

M2

M2

a. b.

Fig.4.27. Scheme pentru calculul cadrele de tip închis.

-a doua metodă are la bază energia potenţială a deformării elastice a cadrului şi teoria lui Catigliano.

Unghiul de rotire al secţiunii I-I, în cazul unei încărcări egale pe cele două jumătăţi ale cadrului este:

0dxMM

IEM

1

x

x

x =∂∂

⋅⋅

=θ ∫ (4.25)

xM = 1MY2F

− (4.26)

dar 1M

MY2F

MM

1

1

1

x −=∂

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −∂

=∂∂ (4.27)

⇒

∫

∫∫∫

∫∫

=⇒=⇒

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −=θ⇒=

⋅−=θ

x

x1

x1

x

x1x

x

x

IdxIdxY

2FM

IdxM

IdxY

2F

0IdxMY

2F0dIE

M

(4.28)

Dar, pentru a putea calcula valoarea lui M1 trebuie să exprimăm pe I funcţie de x, deci

trebuie să considerăm cazuri concrete (particulare). Frecvent (figura 4.28), pentru un cadru cu secţiune dreptunghiulară, cu momente de

inerţie deferite pentru coloane şi treverse:

33

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

=−

⎩⎨⎧

=−

coloaneloralinertiedemomentulIsi2lI:coloanepentru

)erioarainftraversa(I)erioarasuptraversa(I

sixy:traversepentru

21

3

1

A1

A3

I1

I2

I3

l1

l2A2

I2A2

M1M2

M0

Fig.4.28. Elemente de calcul pentru cadrele de tip închis.

3

1

2

2

1

13

1

2

2

1

1

112/

0

2/

03021

2/l

0 0

2/

03

1

211

I2l

Il

I2l

I4l

Il

I4l

4FlM

l ldx

I1l

dxI1dx

I1

l lxdx

I1dx

2l

I1xdx

I1

2FM

1 12

2 1

++

++=⇒

++

++

=

∫ ∫∫

∫ ∫ ∫ (4.29)

Dar ⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

++

++−=−=⇒=

3

1

2

2

1

13

1

2

2

1

1

1102

10

I2l

Il

I2l

I4l

Il

I4l

14

FlMMM2l

2FM (4.30)

în care: l1, l2 sunt lungimile traverselor şi coloanelor pe fibrele neutre.

Pentru cadrul dreptughiurilar, având traverse cu momente de inerţie egale (I1 = I3):

2

2

1

12

2

1

1

11

Il

Il

Il

I2l

4FlM

+

+= ;

1

2

2

11

2

ll

II1

18

FlM+

= (4.31)

Momentele M1 şi M2 introduc în coloane şi traverse nişte eforturi (tensiuni de întindere, tracţiune sau compresiune).

34

1.Coloane:

Tensiunea maximă în coloane va fi în fibrele interioare ale coloanei, solicitată la tracţiune şi încovoiere. Fiecare coloană este întinsă de forţa F/2, care conduce la efortul:

2

c A2F

=σ′ (4.32)

şi încovoiată de momentul M2, care conduce la efortul:

2

2c W

M=σ ′′ (4.33)

rezultă că, în fibrele interioare, dinspre fereastră, ambele eforturi sunt de întindere şi se adună, astfel înât, efortul maxim va fi:

2

2

2ccmax.c W

MA2F

+=σ ′′+σ′=σ (4.34)

în care: A2 este aria suprafeţei coloanei, în m2;

W2 - modulul de rezistenţă al coloanei: 6hbW

22

⋅=

2.Traverse: Momentul încovoietor M1 va produce un effort maxim la mijlocul traversei:

1

1

1

maxt.max W

MW

M==σ (4.35)

3.Verificare:

Ambele eforturi t.maxc.max si σσ nu trebuie să depăşească efortul maxim admisibil:

p

maxaamax sc

R:unde

⋅=σσ≤σ (4.36)

în care: Rmax este rezistenţa maximă la rupere, în N/m2; c - coeficient dinamic la oboseală; sp - coeficient de siguranţă la ruperea la oboseală.

Deformaţia cadrelor se compune din: -alungirea coloanelor, datorată întinderii cu forţa Y :

2

2l AE2

lY⋅⋅

=δ (4.37)

în care: E este modulul de elasticitate transversal, în N/m2.

-săgeata de încărcare a traversei, solicitată de forţa Y şi de momentul M0:

1

10

1

31'

t IE8lM

IE48lY

⋅⋅

−⋅

⋅=δ (4.38)

35

-deformaţia traversei produsă de forţele transversale:

1

1't AG4

lY⋅⋅

=δ (4.39)

în care: G este modulul de elasticitate longitudinal, N/m2.

Rezultă alungirea totală a cadrului, pe axa ferestrei:

( )''t'tc 2 δ+δ+δ=δ (4.40)

În general, valoarea alungirii maxime a cadrului trebuie menţinută în limitele: -pentru cajele de laminare la cald: 0,6 – 1 mm ; -pentru cajele de laminare la rece: 0,3 – 0,5 mm.

Cadre pentru caje verticale: Cajele cu cilindri verticali au cadre orizontale, cu o construcţie asemănătoare preselor hidraulice, formate din două plăci orizontale, legate între ele cu patru coloane. Asamblarea celor şase bucăţi se face cu patru tiranţi pretensionaţi care trec prin găurile centrale ale coloanelor.

Cadre pentru caje policilindrice de tip închis:

7

8

910111213

6

54321

Fig.4.29. Cajă policilindrică de tip închis: 1-cadru; 2-cilindri de lucru; 3-cilindri de sprijin; 4-mecanism de reglare a distanţei dintre cilindri; 5-mecanism de reglare a curburii cilindrilor; 6-mecanism de poziţionare iniţală; 7-lagărele cilindrilor de sprijin; 8-cilindri intermediari primari; 9-cilindri de sprijin inferiori; 10-mecanism de reglare a liniei de laminare; 11-cilindri intermediari secundari; 12-cilindri intermediari acţionaţi; 13-ghidaj de intrare.

36

Fig.4.30. Aşezarea, funcţiunile şi modul de reglare al cilindrilor cajei cu 20 cilindri: 1-cremalieră superioară; 2-cremalieră inferioară; 3-ansamblu de sprijin; 4-cilindri intermediari primari; 5-cilindri intermediari secundari;

6-cilindri de lucru. Cajele policilindrice (figura 4.29) au cadrele tip monobloc, în interiorul căreia sunt amplasaţi cilindrii, cu toate echipamentele şi macanismele componente sau din două bucăţi, în variantele constructive:

-cadrul format din două bucăţi aşezate una peste cealaltă, asamblate prin două articulaţii la un capăt şi doi tiranţi articulaţi la partea inferioară la celălalt capăt (pentru caje mici cu tăblia cilindrilor de max 600 mm).

-cadrul format din două bucăţi care se asamblează prin patru coloane verticale, coloanele au capătul inferior fixat într-o piuliţă aflată sub cadrul inferior într-o roată melcată.

Fig.4.31. Forţele în caja policilindrică cu 20 cilindri.

Forţele care lucrează asupra cilindrilor la diferitele niveluri, în timpul laminării, sunt arătate în figura 4.31 şi în tabelul 4.2.

Tabel 4.2 Forţele ce acţionează în caja cu policilindrică cu 20 cilindri

37

Localizarea forţei de contact între cilindri Mărimea forţei Unghiul de acţiune

Cilindri de lucru cu sprijin primar F1 = 0,658 F Θ1 = 40º30’ Sprijin primar-sprijin acţionare F2 = 0,531 F Θ2 = 59º30’ Sprijin primar-sprijin central F3 = 0,233 F Θ3 = 23º10’ Sprijin acţionare rulmenţi arbore A F4 = 0,502 F Θ4 = 78º20’ Sprijin acţionare rulmenţi arbore B F5 = 0,173 F Θ5 = 5º30’ Sprijin central – rulmenţi arbore D F6 = 0,281 F Θ6 = 40º30’ Rulmenţi – arbore B F7 = 0,420 F Θ7 = 20º50’

Pentru a putea evidenţia rigiditatea cajei în cadru tip bloc de construcţie închisă, în tabelul 4.3 se prezintă repartiţia deformărilor unei caje de acest tip comparativ cu cele ale unei caje cuarto.

Tabel 4.3. Repartiţia comparativă a deformărilor pentru o cajă policilindrică şi o cajă cuarto

Cajă policilindrică Cajă cuarto

Deformaţia Deformaţia Denumire

[%] Denumire

[%]

Cadru monobloc 3,6 Cadre 14,8

Arbore rulmenţi 6,5 Încovoiere cilindru 20,1

Suporţi arbore 4,5 Elemente comprimate 32,3

Echipament de reglaj poziţional 1,1 Şuruburi 3,7

Contact cilindri 84,3 Contact cilindri 19,3

- - Alte părţi 9,8

Coeficientul de elasticitate al unei caje policilindrice cu 20 de cilindri poate fi exprimat, aproximativ, prin relaţia:

Dln27,056,0

LK+

= (4.41)

în care: L este lungimea tăbliei cilindrilor de lucru, în mm;

D - diametrul exterior al rulmenţilor de sprijin, în mm. Reducerea maximă care se poate obţine fără să apară urme de alunecare între cilindri şi material poate fi exprimată prin relaţia:

38

( ) ( )R

RhTR

TT2R

hTR

TT22h

0

12,0p

f212

0

12,0p

f212max ⋅

⎪⎪

⎭

⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

η⋅−−μ⋅μ+

⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

η⋅−−μ=Δ (4.42)

Dacă se cunoaşte valoarea maxhΔ se poate obţine coeficientul de frecare :

( )2

0

1f21

maxmax

2

hTR

TThhR41

⎪⎪⎭

⎪⎪⎬

⎫

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

−

η⋅−+Δ⋅

Δ=μ (4.43)

în care: h0 este grosimea la intrare, în mm;

T1 - tracţiunea la intrare, pe unitatea de lăţime a benzii, în daN/mm; T2 - tracţiunea la ieşire, pe unitatea de lăţime a benzii, în daN/mm; Rp0,2 - limita de curgere, în daN/mm2; ηf - eficienţa deformaţiei; R - raza cilindrilor de lucru, în mm.

Cadre pentru caje planetare: cajele planetare au cadrele de mai mari dimensiuni deoarece încorporează, pe lângă cajele planetare propriu-zise şi 1-2 perechi de role de împingere a materialului între cilindri.

b.Cilindrii de laminare

Cilindrii de laminare reprezintă scula deformatoare propriu-zisă în procesul de laminare, fiind, peintre cele mai scumpe piese de exploatare ale laminoarelor.

Intrând în contact direct cu materialul şi preluând efortul de deformare, cilindrii sunt supuşi unor condiţii de grele lucru (temperatură, presiune, frecare).

Pentru a rezista solicitărilor multiple şi complexe la care sunt supuşi, cerinţele impuse cilindrilor sunt :

-rezistenţă la solicitări dinamice şi statice, la uzură în condiţii de durabilitate, la temperatură, uneori, ridicată.

În plus, trebuie să asigure prinderea satisfăcătoare a laminatului şi o suprafaţă convenabilă.

Unele din condiţiile impuse sunt mai dificil de realizat; astfel, în condiţiile în care rezistenţa mecanică şi rezistenţa la şoc sunt în contradicţie cu rezistenţa la uzură, se impune un compromis care se face în funcţie de specificul laminatului produs.

Clasificarea cilindrilor de laminare

a. În funcţie de materialele utilizate şi proprietăţile acestora: 1.Cilindri din fontă obişnuită: se toarnă în forme din argilă şi folosesc ca material

fonta cenuşie cu o structură perlitică care poate fi aliată cu Cr, Ni, Mo. Aceşti cilindri sunt cei mai ieftini, au o bună rezistenţă la şoc mecanic şi se folosesc,

în general, la obţinerea cilindrilor semiduri cu tăblie netedă. 2.Cilindri din fontă dură: se toarnă în forme metalice. Suprafaţa este din fontă albă, iar

miezul din fontă cenuşie cu o structură densă şi fină. Între miez şi suprafaţă este o zonă de trecere având în structură grafit, perlită şi cementită. Folosirea celor două tipuri de fontă

39

conferă cilindrilor o duritate mare la suprafaţă (60-70 Sh) sau chiar 80 Sh (când fonta este aliată cu 4-5% Ni) precum şi o rezistenţă bună la încovoiere.

3. Cilindri din oţel nealiat sau aliat cu Cr, Ni, Mo. Pot fi obţinuţi prin forjare sau turnare; cei forjaţi sunt caracterizaţi printr-o tenacitate

superioară. După o durificare prin călire pot fi utilizaţi cu bune rezultate ca cilindri pentru

laminare la rece. Cilindrii turnaţi au un conţinut de C cuprins într-o plajă destul de largă; creşterea

conţinutului de carbon presupune scăderea rezistenţei mecanice şi a alungirii, respectiv, creşterea durităţii şi, implicit, a rezistenţei la uzură.

4.Cilindri din carbură de wolfram în stare presată şi sinterizată sunt folosiţi, mai ales, ca cilindri-disc în blocuri finisoare pentru sârmă unde regimul de lucru este îngreunat de vitezele mari de laminare. Carbura de wolfram conferă cilindrilor durităţi mari şi durabilitate deosebită.

Pentru obţinerea unor caracteristici mecanice bune, prin îmbinarea durităţii superioare suprafeţei cu tenacitatea miezului, cilindrii se fabrică, mai ales, în combinaţii:

-cămaşa: fontă înalt aliată; miezul: fontă cenuşie; -cămaşa: fontă cenuşie înalt aliată ; miezul: oţel carbon; -cămaşa: oţel aliat; miezul: oţel carbon.

b.În funcţie de duritate

Duritatea cilindrilor presupune rezistenţă la uzură, exfoliere, deformare,...

Clasificarea în funcţie de duritate şi utilizarea tipurilor de cilindri este redată în tabelul 4.4.

Tabel 4.4.Clasificarea şi utilizarea tipurilor de cilindri în funcţie de duritate

Duritate Nr.crt. Tip cilindru [Sh] Utilizare

1 moi 25-35 laminoare degrosoare, de profile grele

2 semiduri 35-60 laminoare de profile mijlocii şi uşoare, laminoare de tablă

3 duri 60-85 caje finisoare, de profile mici, mijlocii, tablă subţire

4 extra duri 85- 100 caje de laminare la rece, pentru sârmă

c.În funcţie de forma tăbliei

În funcţie de forma tăbliei, tipul de produse la care se folosesc cilindrii sunt: -cilindrică – pentru laminarea produselor plate (figura 4.32); -profilată – pentru laminarea profilelor; -tronconică, bitronconică – pentru ţevi; -disc – pentru sârmă,…

Fişele unor tipuri de cilindri în care sunt înregistrate principalele caracteristici şi

utilizări sunt redate în anexe I-III: -utilizare; -compoziţie chimică;

-caracteristici structurale; -caracteristici mecanice;

40

1 23

4

1 2

a. b. Fig. 4.32. Cilindri de laminare cu tăblia cilindrică, având ca elemente de prindere: a. rozetă; b.paletă.

1-tăblie; 2-fus; 3-rozetă; 4-paletă cu degajare.

Dimensionarea cilindrilor de laminere (figura 4.33)

L

Lt

Dt

d f

lfl

d

Fig. 4.33. Elemente de dimensionare ale unui cilindru de laminare: Lt-lungimea tăbliei; Dt-diametrul tăbliei; lf-lungimea fusului; df-diametrul fusului; l-lungimea rozetei; d-diametrul rozetei.

a) Tăblia cilindrilor

Diametrul tăbliei cilindrilor de laminare trebuie să asigure o bună rezistenţă mecanică

şi o săgeată de încovoiere corespunzătoare. Deoarece forţa de laminare este direct proporţională cu diametrul tăbliei cilindrilor de lucru, există tendinţa de a asigura diametru cât mai mic, limita fiind dată, însă, de încovoiere.

Condiţia de prindere este dată de relaţia:

2sin2

hcos1h

Dp2

max

p

maxl α

Δ=

α−Δ

≥ (4.44)

în care: lD este diametrul cilindrului de lucru, în m; maxhΔ - reducerea maximă, în m; pα - unghiul de prindere, în grade:

pα =

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⎩⎨⎧

−−

⎩⎨⎧ −

.2724:profile;3523:blumunguri

caldlaareminla

.10:uzaticilindricu;43:slefuiticilindricu

recelaareminla

Lungimea tăbliei se stabileşte în funcţie de lăţimea maximă a tablei (semifabricatului)

de laminat, cu condiţia ca săgeata să fie minimă, ceea ce conduce la adoptarea de raporturi L/D raţionale:

41

⎩⎨⎧

⎩⎨⎧

−−

⎪⎩

⎪⎨

⎧

−−

−

.5,20,1:sprijindecilindrii;45,2:lucrudecilindrii

cuartocaje

8,22,2:groasatabladeduocaje2,25,1:subtiretabladeduocaje

7,22,2:rosoaredegduocaje

Diametrele cilindrilor de lucru se aleg în baza următoarelor considerente: -la laminarea cu cilindri din fontă şi oţel şlefuiţi unghiul maxim de prindere este de 16-180;

-pentru mărirea reducerilor este necesară creşterea diametrelor cilindrilor de lucru; -creşterea diametrelor cilindrilor de lucru, chiar cu păstrarea reducerilor absolute şi a vitezelor de laminare, duce la creşterea presiunii totale a metalului pe cilindri şi a momentului de laminare din cauza măririi suprafeţei de contact dintre semilaminat şi cilindri precum şi a braţului forţei; -diametrul minim al cilindrilor se determină din condiţia de rezistenţă a tăbliei, a fusurilor, a elementului de prindere; -raportul dintre diametrul cilindrilor de lucru şi a cilindrilor de sprijin, de exemplu la un trenul finisor LBC:

-Dl/Ds = 0,47 când diametrul cilindrilor de lucru este minim şi a cilindrilor de sprijin este maxim, respectiv, -Dl/Ds = 0,53 când diametrul cilindrilor de lucru este maxim şi a cilindrilor de sprijin este minim;

-raportul dintre diametrul cilindrului de sprijin şi lungimea tăbliei caracterizează rezistenţa cilindrului la încovoiere, deci, capacitatea cajelor de a lamina cu diferenţe de grosime, pe lăţimea benzii, cât mai mici; Dimensiunile de bază sunt diametrul nominal şi lungimea tăbliei. Diametrul trebuie să asigure rezistenţă mecanică, săgeata admisibilă, valoarea minimă pentru prindere. Alegerea diametrului cilindrilor se realizează pe baza unor calcule care includ: calculul de rezistenţă, calculul săgeţii cilindrilor ţinîndu-se cont de tensiunile interne, deformarea cilindrilor, … În funcţie de condiţiile de laminare (dimensiuni bramă, dimensiuni bandă, calităţi de oţel laminate,…) se vor calcula: lungimea tăbliei cilindrilor şi diametrul acesteia, lungimea şi diametrul fusului, dimensiunile elementelor de prindere (paletă,..). După verificarea la rezistenţă a elementelor componente se adoptă valorile corespunzătoare. Pregătirea cilindrilor de lucru şi de sprijin pentru laminare cât şi corecta exploatare determină obţinerea laminatelor de calitate, reducând timpul opririlor accidentale şi mărind durata de lucru a cilindrilor.

După eliminarea unei cantităţi de material, cilindrii se uzează neuniform (de obicei capătă o cavitate) ceea ce impune o şlefuire, pentru a readuce bombamentul cilindrului la forma iniţială. Această operaţie se poate face în anumite limite de 3-4% din diametru – la laminarea la rece şi 10-12% la bluminguri, slebinguri.

La ieşirea din aceste limite este necesară o reîncărcare cu sudură. Durabilitatea cilindrilor de lucru şi de sprijin este, în general, destul de mare, consumul specific de cilindri pe total bandă laminată la un LBC, de exemplu, fiind programat între 1,6 şi 2 kg/t de material, funcţie de materialul care se laminează. Creşterea consumului de cilindri pe tona de material laminat se datorează scoaterii premature din uz a cilindrilor, în principal din cauza exfolierii tăbliilor cilindrilor de lucru şi de sprijin şi a ruperii cilindrilor de lucru (mai ales cei din fontă de la trenul finisor).

42

Analiza datelor de exploatare arată că ruperile la tăblia cilindrilor au loc perpendicular pe axă sau sub un unghi cu axa de cca. 20-250. Exfolierile cilindrilor de lucru reprezintă cca. 40-45% din totalul consumului de cilindri; ruperile fusurilor şi a paletelor de cuplare a cilindrilor reprezintă cca. 30-35%. Din totalul cilindrilor de sprijin scoşi prematur din uz, cca. 80% reprezintă exfolieri. Ruperea tăbliei cilindrilor de lucru şi de sprijin se datorează tensiunilor termice create în timpul exploatării, a tensiunilor interne reziduale provenite din procesul de fabricaţie şi, mai ales, a supraîncărcărilor, peste limita de rezistenţă a materialului cilindrilor. Ruperea fusurilor şi a paletelor de cuplare, în majoritatea cazurilor, se datorează faptului că efortul admisibil depăşeşte rezistenţa la încovoiere a cilindrilor, a defectelor de turnare sau a gripării fusurilor din cauza blocării lagărelor cu rulmenţi. Exfolierile, crăpăturile şi plasele de fisuri pe tăblia cilindrilor sunt cauzate, în mod curent, de un regim necorespunzător de încălzire şi răcire cu apă a cilindrilor, a suprasolicitărilor locale, pe anumite porţiuni a tăbliei, cât şi a tensiunilor interne reziduale apărute la fabricarea cilindrilor. În tabelul 4.5 sunt redate, schematic, principalele tipuri de deteriorări a cilindrilor şi cauzele care au determinat scoaterea acetora din funcţiune. Tabel 4.5. Principalele cauze şi moduri de defectare a cilindrilor de laminare

Tip defect Formă Cauze

-tensiuni termice sau tensiuni reziduale în materialul cilindrilor ruperea tăbliei

cilindrilor

-suprasolicitări locale

-depăşirea efortului admisibil la torsiune ruperea fusului

cilindrului

-blocarea rulmenţilor şi griparea fusului

-presiuni locale exfolieri ale

tăbliei cilindrilor

-tensiuni reziduale

reţea de fisuri

-supraîncălzire locală sau răcire rapidă cu apă; -aşezarea cilindrului cald, după turnare, pe un suport rece;

crăpături pe tăblie

-supraîncălziri locale

În mod curent, în cilindrii de laminare acţionează: -tensiuni termice, din cauza neunifomităţilor de încălzire a tăbliei cilindrilor;

-eforturi care apar ca rezultat al contactului dintre cilindrii de lucru şi cei de sprijin; -eforturi ca rezultat al încovoierii cilindrilor de lucru; -tensiuni reziduale rămase din procesul de fabricaţie a cilindrilor. Analizând aceşti factori, în contextul pocesului de laminare, se pot trage următoarele concluzii:

43

-după schimbarea cilindrilor de lucru, din cauza contactului cu materialul, tăblia cilindrilor începe să se încălzească; timpul de încălzire a cilindrilor şi unifomizarea temperaturii pe toată secţiunea cilindrului depinde de lăţimea, lungimea şi temperatura materialului, calitatea materialului din care este confecţionat cilindrul, temperatura apei de răcire, ritmul de laminare; -încălzirea cilindrilor începe de la suprafaţa tăbliei, propagându-se, în timp, spre centru; în cazul unui regim intensiv de încălzire se pot produce diferenţe mari între temperatura crustei şi a miezului tăbliei cilindrului, ceea ce generează tensiuni termice care pot conduce la rupere, în momentul depăşirii rezistenţei admisibile; -în situaţia în care se reduce ritmul de laminare sau se opreşte laminarea din cauza unor deranjamente, în cilindrii de laminare apar tensiuni care, în momentul reînceperii laminării se suprapun peste tensiunile de încovoire şi cele de contact dintre cilindrii de lucru şi cei de spijin, apărând exfolierile sau, chiar, ruperea cilindrilor; -pentru a preîntâmpina apariţia acestor tensiuni este necesar să se acorde o atenţie deosebită încălzirii şi răcirii cilindrilor în timpul lucrului; -în timpul laminării, tăblia cilindrilor este răcită cu apă; cantitatea de apă de răcire a tăbliei cilindrilor trebuie să asigure o temperatură a suprafeţei tăbliei cilindrilor de maxim 800C iar temperatura acumulată de cilindri, la trecerea materialului ce se laminează, să fie cedată apei de răcire; -temperatura optimă a apei de răcire trebuie să fie de 20-240C; la temperaturi de 10-150C se manifestă o creştere a numărului de exfolieri şi ruperi ale cilindrilor de lucru iar la temperaturi mai mari a apei de răcire (peste 300C) este greu să se asigure temperatura necesară cilindrilor; Presiunea apei de răcire a cilindrilor este cuprinsă între 4 şi 10 atmosfere. Cantitatea totală de apă ce trebuie asigurată cilindrilor trenului finisor trebuie să fie de 4500-5000 m3/h. În afara tensiunilor termice mai produc exfolieri şi ruperi ale cilindrilor şi tensiunile de contact dintre cilindrii de lucru şi cei de sprijin. Presiunile locale ridicate, pe suprafaţa cilindrilor, ca rezultat al contactului dintre cilindrii de sprijin şi cei de lucru sunt amplificate odată cu uzura cilindrilor; cu creşterea uzurii, contactul dintre cilindrii de lucru şi cei de sprijin se face pe o zonă restrânsă a tăbliei, ceea ce măreşte presiunea pe cilindri. (figura 4.34).

zona de contact

banda

uzura cilindrilor de lucru

Fig.4.34. Zona de contact între cilindrii de lucru şi cilindrii de sprijin când uzura este avansată. În aceste condiţii se impune ca un ciclu de laminare să fie astfel realizat încât să nu se producă uzuri mari.

Pentru ca uzura cilindrilor de lucru să nu influenţeze prea mult asupra profilului benzii laminate, în sensul creşterii diferenţei de grosime, pe lăţimea materialului odată cu creşterea uzurii, la întocmirea unui ciclu corect de laminare se vor avea în vedere următoarele:

-la începutul unui ciclu de laminare se laminează câteva şarje înguste pentru încălzirea cilindrilor; -se laminează, apoi, benzile cele mai late;

44

-pe măsură ce se uzează cilindrii de lucru se vor lamina benzi tot mai înguste şi mai groase. Grafic, un model de ciclu de laminare, ţinând cont de lăţimea benzilor ce se laminează este redat în figura 4.35.

0

100908070605040302010

7501550

Lung

imea

ben

zii,

km

Lăţimea benzii, mm Fig.4.35. Forma unui ciclu corect de laminare pentru un laminor de bandă lată la cald. După terminarea unui ciclu de laminare se schimbă cilindrii de lucru uzaţi cu alţii noi, rectificaţi. După un număr de cca. 30 de schimbări a cilindrilor de lucru se înlocuiesc şi cilindrii de sprijin cu alţii rectificaţi. Cilindrii uzaţi se restrunjesc şi se rectifică din nou suprafaţa acestora, îndepărtându-se un strat care are grosimea funcţie de gradul de ecruisare a suprafeţei tăbliei cilindrilor. După fiecare schimbare a cilindrilor de lucru sau după opriri a procesului de laminare, cilindrii trebuie încălziţi cu material cu lăţime mică, la început (de regulă cu lăţimea de cca. 1000 mm), după care se trece rapid la lăţimea cea mai mare. Ritmul de laminare, la începutul ciclului, este foarte mic, urmând să crească treptat până la ritmul normal. Astfel, în prima oră după schimbarea cilindrilor, se laminează numai jumătate din producţia orară din cursul laminării ciclului respectiv.

b) Fusul cilindrilor

Diametrul se stabileşte constructiv, în funcţie de diametrul tăbliei şi destinaţia cajelor: d = (0,55-0,75)D

Lungimea fusului se stabileşte contructiv, în funcţie de diametrul fusului şi destinaţia

cajelor: l = (0,8-1,0)d (4.45)

Calculul de rezistenţă a cilindrilor (fig. 4.36)

45

L

aa/2

F

Mt

Mî

b/2α

Mr M sin r α

M cos r α

A

A

D1

a. b. Fig. 4.36. Scheme pentru calculul de rezistenţă a cilindrilor: a.tăblie; b. paletă cu orificiu: Mî-momentul

încovoietor; Mt-momentul de torsiune; Mr-momentul total rezistent, orientat după înclinarea barei de cuplare.

a.Tăblia cilindrilor Cosiderăm un cilindru cu tăblia netedă, din oţel, solicitat de forţa F, care acţionează pe

mijlocul tăbliei. Sarcina exercitată de aceasta este uniform distribuită pe distanţa b (lăţimea semifabricatului) ceea ce determină un moment încovoietor Mî şi un moment de torsiune Mt:

-Mî.max (în cazul cel mai defavorabil) este la mijlocul tăbliei:

4aFM max.î

⋅= (4.46)

-Mt este proporţional cu momentul de laminare:

Mt = (0,6-0,8)Mlam. (4.47)

-Tensiunea normală (dată de Mî):

c.î

max.ic W

M=σ (4.48)

în care: Wî.c – modulul de rezistenţă al secţiunii tăbliei cilindrilor la încovoiere:

Wî.c = 32D3π (4.49)

-Efortul tangenţial (dat de Mt):

ciWtM

c⋅

=τ (4.50)

în care: Wt.c este modulul de rezistenţă al secţiunii tăbliei cilindrului la torsiune (modulul de rezistenţă polar):

16

3DW c.t

π= (4.51)

Rezultă efortul admisibil pe cilindru şi condiţia de rezistenţă:

46

σ≤τ+σ=σ ac2c32cech (4.52) b.Fusul se verifică la încovoiere şi torsiune:

-momentul de încovoiere:

Mîf = 4Fl (4.53)

-torsiunea (efortul) la încovoiere:

32dW;......

WM 3

f.if.i

f.if

π==σ (4.54)

-momentul de torsiune este dat de momentul total rezistent aplicat prin bara de

cuplare. Ex.: pentru o cajă cu acţionarea ambilor cilindri de lucru:

nom

nomrf.t n2

P9550MM

η⋅== (4.55)

în care. Pnom este puterea nominală a motorului, în Nm; nnom - viteza de rotaţie nominală a motorului, în rot/min; η - randamentul total al mecanismului.

-efortul tangenţial:

16dW...;.........

WM 3

f.tf.t

f.tf

π==τ (4.56)

σ≤σ+σ=σ f.a2f.ef32

f.eff.ech (4.57) c.Elemente de prindere (figura 4.36):

-rozete; -palete: -cu orificiu; -cu degajare.

Ex. de calcul: paleta cu orificiu (figura 4.36,b).

Componentele momentului total rezistent care solicită secţiunea periculoasă la încovoiere şi torsiune sunt:

.cosMM rt α= (4.58) α= sinMM ri

-efortul efectiv în secţiunea periculoasă:

6tDW;.....

WsinM 2

11p.i

p.i

rp =

α=σ (4.59)

în care. D1 este lăţimea paletei, în m; t1 - grosimea paletei, în m.

47

31p.t

p.t

rp tkW;.......

WcosM

⋅=α

=τ (4.60)

în care k este o funcţie de lăţimea şi grosimea paletei; se determină din diagrame şi are valori cuprinse între 0 şi 1.

-verificare:

σ≤τ+σ=σ p.a2p32pp.ech (4.61) în care: σ p.a este efortul admisibil al materialului din care este confecţionat elementul de

prindere. Săgeata de încovoiere elastică a cilindrilor

Săgeata de încovoiere elastică a cilindrilor trebuie calculată şi controlată, având o mare influenţă asupra preciziei dimensionale şi a secţiunii laminatului.

Săgeata totală se calculează cu teorema lui Castigliano:

21 fff += (4.62)

în care: 1f este săgeata datorată momentelor încovoietoare:

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛++−

⋅= 1

dDl8BLB4L8

DE8,18

Ff

43323

4lam

1 (4.63)

2f săgeata datorată forţelor tăietoare:

=2f⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛+−

⋅π= 1

dDl

2BL

DG

Ff

4

4lam

1 (4.64)

În cazul cajelor care au cilindru de sprijin se consideră presiunea de contact uniform

distribuită pe toată lungimea tăbliei. În funcţie de profilul cilindrelor, distingem:

-ambii cilindrii (de lucru şi de sprijin) au profil cilindric:

ls ff = şi ll

ss

lam

sIEIE

FF

⋅⋅

= (4.65)

în care: sf este săgeata cilindrului de sprijin, în m; lf - săgeata cilindrului de lucru, în m; sF - forţa preluată de cilindru de sprijin, în N; lamF - forţa de laminare, în N; sE ( lE ) - modulul de elasticitate al materialului cilindrului de sprijin (lucru), în

2mN ;

sI ( lI ) - moment de inerţie al cilindrului de sprijin (lucru), în 4m .

48

-când cilindrul de lucru este convex iar cel de sprijin, cilindric:

ls f2f = şi ll

ss

lam

sIEIE

2FF

⋅⋅

= (4.66)

-când cilindrul de lucru este cilindric iar cel de sprijin, convex:

0fl = ; 21s fff += şi lams FF = (4.67)

Exemplu: calibrarea cilindrilor cajelor de laminare dintr-un laminor de bandă la cald Calibrarea cilindrilor cajelor de laminare pentru laminoarele de bandă lată la cald presupune ca profilul atribuit tăbliilor acestora, în urma şlefuirii, să asigure, în cazul ideal, o deschidere între cilindri cu generatoarele paralele. Pentru calculul calibrării trebuie să se cunoască, în prealabil, factorii care influenţează profilul cilindrilor în timpul laminării: forma tăbliei cilindrilor, forma iniţială a benzii, deformarea cilindrilor în timpul laminării (datorată presiunii materialului, căldurii transmise cilindrilor de către laminat), ş.a.

Profilarea cilindrilor prin şlefuire trebuie să compenseze inegalităţile de deformare pe lungimea tăbliei cilindrilor, cauzate de factorii enumeraţi.

Profilul iniţial al cilindrilor, la montarea în cajă, este:

f = 2fl + 2fst + um - (2Δtl + Δts + δ) (4.68)

în care:δ este diferenţa de grosime între mijlocul şi marginea benzii; fl - săgeata de încovoiere a cilindrului de lucru datorată comprimării elastice a

cilindrilor de lucru la contactul cu cilindrii de sprijin, înmm; fst - săgeata de încovoiere a cilindrilor de sprijin, în mm; um - valoarea uzurii medii a cilindrilor de sprijin în momentul montării cilindrilor de lucru în cajă, în mm; Δtl - dilatarea termică a cilindrilor de lucru, în mm; Δts - dilatarea termică a cilindrilor de sprijin, în mm. Săgeata de încovoiere a cilindrilor de lucru cauzată de comprimarea elastică a cilindrului de lucru la contactul cu cilindrul de sprijin

În timpul laminării, materialul va exercita o presiune asupra cilindrilor care va produce atât încovoierea cilindrilor de lucru cât şi a celor de sprijin.

Deoarece presiunea pe cilindrii de lucru este neuniformă şi datorită faptului că lăţimea benzii este mai mică decât lungimea tăbliei cilindrului, se va produce o deformare a cilindrilor de lucru la contactul cu cei de sprijin.

49

F

l/2l/2

flus

fsI

LL+l = a

l l

fsfs

1

fsf

Fig. 4.37. Schema de calcul a deformaţiilor într-un sistem de cilindri pentru o cajă cuarto. Această deformare este mai mare la mijloc decât la marginea tăbliei. În principiu, la

calculul încovoierii, nu interesază atât valoarea totală a deformării, cât, mai ales, diferenţa între mijlocul şi marginea cilindrilor, ceea ce reprezintă tocmai săgeata suplimentară de încovoiere a cilindrilor de lucru, notată cu fl, determinabilă cu relaţia:

fl = F (b-KB/L).10-5 (4.69) în care: F este forţa de laminare, în N; b,K - coeficienţi care se pot lua din nomograme în funcţie de rapoartele s/l ΔΔ şi

s/L Δ B/L - raportul dintre lăţimea şi lungimea tăbliei cilindrilor.

Săgeata de încovoiere a cilindrilor de lucru, la contactul acestora cu cilindrii de sprijin, se poate calcula funcţie de lăţimea benzii şi forţa de laminare (figura 4.37). Săgeata de încovoiere a cilindrilor de sprijin Săgeata de încovoiere a cilindrilor de sprijin este dată de relaţiile:

fs = fs1 + fs2 ; ( )4s2

4l1

3s

DEDE8,18Faf

+

μ= (4.70)

în care: fs1 este săgeata de încovoiere datorată momentului încovoietor, în mm; fs2 - săgeata de încovoiere datorată forţelor tăietoare, în mm. μ - coeficient funcţie de raportul B/a; a - distanţa între axele şuruburilor de presiune, în mm; E1,E2 - modulul de elasticitate pentru cilindrii de lucru, respectiv, de sprijin, în N/mm2. Cu această relaţie se poate calcula săgeata de încovoiere a cilindrilor între mijloc şi axa şuruburilor de presiune. La laminarea pentru obţinerea unei benzi cu profil corespunzător prezintă interes săgeata între mijlocul şi marginea tăbliei şi între mijlocul şi marginea benzii. Săgeata de încovoiere a cilindrilor datorată momentului încovoietor şi a forţei tăietoare se calculează cu relaţia:

50

aLf

lLLff ssst ⋅=+

⋅= (4.71) în care: L este lungimea tăbliei (L=1700mm); L/a=0,58.

Săgeata de încovoiere a cilindrilor între marginea şi mijlocul tăbliei cilindrilor este:

abff ssb ⋅= (4.72)

în care: b/a este raportul dintre lăţimea benzii şi distanţa dintre şuruburile de presiune. Calculând cu această relaţie săgeata de încovoiere a cilindrilor pentru valorile corespunzătoare unei caje din laminorul de bandă la cald se obţin relaţii în funcţie de lăţimea benzii şi forţa de laminare:

6st10

00117,058,086,6f ⋅⋅= ; F

ab

1000117,0f 6sb ⋅⋅μ⋅= (4.73)

Uzura cilindrilor de lucru

În timpul lucrului, cilindrii de lucru şi de sprijin se uzează. Cilindrii de sprijin se schimbă mai rar decât cei de lucru şi, de aceea, după un număr de schimbări a cilindrilor de lucru, trebuie să se ţină cont, la calculul preofilului, de acestă uzură.

F1 F2 F3 F4 F5 F6

0,16

0,15

0,14

0,13

0,12

0,11

0,10

Caja de laminare

Uzu

ra, m

m

Fig.4.38. Uzura medie a cilindrilor de sprijin la LBC la un ciclu de 75000t (curba 1), respectiv, de 100000 t (curba 2).

În cazul LBC uzura medie a cilindrilor de sprijin este destul de mică şi, de multe ori, la laminarea unei cantităţi mari de bandă pe un ciclu al cilindrilor de lucru, contactul dintre aceştia şi cilindrii de sprijin se face numai pe margini, uzura fiind mai mică la mijloc decât la margini.

În general, uzura medie a cilindrilor de sprijin poate fi considerată, conform graficului din figura 4.38, între 0,1 şi 0,15 mm.

Dilatarea termică a cilindrilor În timpul laminării cilindrii se deformează. În urma creşterii temperaturii tăbliei

cilindrilor rezultă o dilatare termică care, în cazul în care repartizarea temperaturii este neuniformă, produce variaţii ale grosimii benzii.

Repartizarea temperaturii depinde de:

51

-transmiterea căldurii prin conductibilitate de la material la tăblie şi transformarea lucrului mecanic de deformare în căldură; -căldura preluată de apa de răcire de la cilindri; -pierderi de căldură prin fusurile cilindrilor la lagărele şi cadrele cajei. -pierderi de căldură prin radiaţie.

Calculul efectelor acestor factori se poate face numai aproximativ, din cauza dificultăţilor de exprimare matematică a acestora.

Totuşi, se poate concluziona că, temperatura tăbliei cilindrilor depinde de gradul de reducere, timpul de contact între material şi cilindri, temperatura materialului laminat, cantitatea şi temperatura apei de răcire.

Săgeata cilindrilor rezultată în urma dilatării termice este:

( )2

ttDt il

−⋅α=Δ (4.74)

Δtl = α.R(t-ti) ; sau ( )2

ttD i−⋅α (4.75)

în care: α este coeficientul de dilatare termică liniară a materialului; R,D - raza, respectiv diametrul cilindrilor, în mm; t - temperatura într-un punct oarecare pe tăblia cilindrilor, în 0C; ti - temperatura la capătul tăbliei cilindrilor, în 0C.

Mărimea săgeţii datorată dilatării termice se poate modifica printr-o răcire corespunzătoare. Condiţia ideală de laminare este realizată când căldura pierdută prin răcire este egală cu cea câştigată prin deformare şi prin contactul cu materialul.

Temperatura cilindrilor ajunge la 50-700C - la un ritm ridicat de laminare, însă, diferenţa de temperatură între mijloc şi margine, cea care influenţează asupra profilului benzii, este cuprinsă între 8 şi 300C.

Diferenţa de grosime între mijlocul şi marginea benzii pe lăţime

În cursul laminării la cald a benzilor se observă că secţiunea transversală nu este întotdeauna perfect dreptunghiulară, având, în general, o formă convexă, uneori concavă şi, foarte rar, dreptunghiulară. Alegerea unei secţiuni transversale corecte a materialului care se laminează are importanţă deosebită la laminarea benzilor la trecerea de la o cajă la alta a trenului finisor la cald cât şi asupra produsului ce urmează a fi laminat, ulterior, la rece. În asemenea cazuri, o săgeată necorespunzătoare a tăbliei cilindrilor, înaintea sau după trecerea respectivă, are ca efect o formă a secţiunii transversale a produsului laminat neadecvată pentru trecerile următoare, putând produce deranjamente în funcţionarea laminorului.

În cazul materialului mai gros la mijloc (figura 4.39,a), forţa de laminare F fiind perpendiculară pe suprafaţa materialului laminat, componenta orizontala FH a acestei forţe va fi îndreptată înspre planul de simetrie M-N. Dacă pe parcursul laminării, din diferite motive, planul central al benzii se va deplasa faţă de planul MN, aceste componente vor avea tendinţa să readucă banda în poziţia ei iniţială.

În cazul formelor convexe orice deplasare a materialului faţă de planul central al cilindrilor va mări forţele laterale, care vor fi cu atât mai ridicate cu cât deplasarea va fi mai pronunţată şi va avea tendinţa de a muta materialul spre marginile cilindrilor.

Din acest motiv banda se laminează, în general, cu o mică convexitate a secţiunii transversale. Alegerea secţiunii transversale corecte a materialului este importantă: săgeata necorespunzătoare produce deranjamente în funcţionarea laminorului şi conferă o formă neadecvată laminatului. Forma cea mai bună a secţiunii benzii este cea din figura 4.39,b. fiind şi forma cea mai des utilizată în practica laminării.

52

În cazul laminării benzilor în trenul continuu convexitatea materialului trebuie să crească continuu de la ultima cajă spre prima.

F/2 F/2

M

N

M

N

FH F

H

FNFN

a b Fig. 4.39. Forţele ce acţionează asupra materialului în timpul laminării.

Datorită tendinţei de ondulare a benzii (din cauza reducerii grosimii) banda trebuie să

fie repartizată uniform pe întreaga lăţime a secţiunii la fiecare trecere şi diferenţa de grosime dintre mijlocul şi marginea secţiunii benzii (bombarea sau convexitatea) va creşte de la ultima la prima trecere, conform relaţiei:

76

in76n h

h

−−δ=δ (4.76)

în care: δn este diferenţa de grosime între mijlocul şi marginea benzii la trecerea n, în mm; δ6-7 - diferenţa de grosime între mijlocul şi marginea benzii la ultima tercere, în mm; hn - grosimea benzii la trecerea n, în mm; h6-7 - grosimea benzii la ultima trecere, în mm.

Forma secţiunii benzii depinde, în primul rând, de forma deschiderii între cilindri în timpul trecerii şi de profilul iniţial al materialului. Determinarea săgeţii de rectificare a cilindrilor de laminare Obţinerea profilului necesar al cilindrilor se realizează prin rectificarea lor corespunzătoare după schimbarea din cauza uzurii. Profilul cilindrilor poate fi utilizat ca un factor eficace pentru asigurarea variaţiilor optime de grosime pe lăţime a benzii în cazul în care sunt satisfăcute următoarele condiţii: -se asigură o repartizare uniformă a temperaturii pe lungimea tăbliei cilindrilor; -se asigură menţinerea unei temperaturi constante a tăbliei cilindrilor; -apa de răcire este reglată pentru a prelua întreaga cantitate de căldură care tinde să mărească temperatura de regim a cilindrilor; -cilindrii se schimbă imediat atunci când uzura lor face să nu se mai asigure toleranţele admise la bandă.

53

F1 F2 F3 F4 F5 F6

5101520253035

Tem

pera

tura

, [ C

] 0

Caja de laminare a

3,0

2,5

2,0

1,5

1,0

0,5

0F1 F2 F3 F4 F5 F6

Caja de laminare

Dife

renţ

a de

tem

pera

tură

, C0

b

Fig.4.40. Diferenţa de temperatură între mijlocul şi marginea tăbliei: a. cilindri de lucru; b.cilindrii de sprijin.

c.Lagărele şi portlagărele cilindrilor de laminare

Ansamblul lagăr-portlagăr are rol în sprijinirea şi ghidarea cilindrilor, preluarea efortului de laminare şi transmiterea acestuia la sistemul de poziţionare şi la cadrul cajei.

Condiţiile de lucru foarte grele (forţe, presiuni şi viteze mari, funcţionare în regim continuu cu şocuri, în condiţii de temperatură ridicată, umezeală, oxizi) impun cerinţe speciale pentru lagărele cilindrilor din laminoare:

-posibilitatea preluării unor sarcini mari; -rezistenţă mare la uzură; -rezistenţă la temperatură ridicată; -durabilitate mare; -siguranţă în funcţionare; -întreţinere, montare/demontare uşoare.

Lagărele utilizate la cajele laminoarelor de produse plate sunt, în general, de tip inchis: -cu frecare lichidă (cu ungere hidrodinamică) tip Morgoil, Electrosila, Sack-Mesta… -cu rulmenţi.

Lagăre cu frecare lichidă

Acest tip de lagăr foloseşte ca suprafaţă de alunecare suprafaţa cilindrică exterioară a unei bucşe cu alezaj conic ce se fixează pe fusul conic al cilindrului cu o pană.

Lagărele Morgoil (figura 4.41) se utilizează, mai ales, la cilindrii de sprijin, la laminoarele cu viteză mare de laminare (LBC, LBR).

Lagărele Morgoil se execută în 3 serii de dimensiuni caracterizate prin raportul dl (l-lungimea bucşei cuzinet; d-diametrul suprafeţei de alunecare):

6,0dl = ; 72,0dl = ; 90,0dl = .

54

1234

56

7 8 9

Fig. 4.41. Lagăr cu frecare lichidă Morgoil: 1-fusul cilindrului; 2-pană; 3-bucşă conică fus; 4-bucşă cilindrică cuzinet; 5-bucşă portrulment; 6-piuliţă cu bordură şi umăr; 7-inel; 8- bucşă filetată; 9-flanşă cu prag.

Lagărele cu rulmenţi Acest tip de lagăre este din ce în ce mai des utilizat, înlocuind lagărele cu filtru de ulei,

datorită unor avantaje precum: simplitate constructivă şi de montaj, accesibilitate, ungere-întreţinere uşoară, posibilitatea de a porni sub sarcină.

Ca dezavantaje menţionăm: uzură mai mare din cauza unui coeficient de frecare mai mare, gabarit (diametrul exterior) mai mare, capacitate redusă de a face faţă şocurilor (solicitărilor dinamice).

Tipuri de rulmenţi folosiţi în construcţii de lagăre pentru caje: -rulmenţi sferici cu role butoiaş; -rulmenţi cu role cilindrice (cu frecare mai mică); -rulmenţi cu role conice. În figura 4.42 se prezintă un lagăr cu rulmenţi cu role conice: rulmentul 1 este fixat,

prin presare, pe fusul cilindrului, 2; pentru fixarea axială a rulmentului se utilizează bucşe (3,

55

4) şi piuliţa 5 iar pe portlagărse fixează cu capace (6, 7). Pentru etanşare se utilizează inele (8).

254 9 1 8

36

7

Fig.4.42. Lagăr cu rulmenţi cu role conice pe patru rânduri: 1-rulment; 2-fusul cilindrului; 3, 4-bucşe; 5-rulmenţi conici; 6,7-capace; 8-inel de etanşare.

Portlagăre Portlagărele sunt piese masive în care se montează lagărele, având rolul de a transmite

eforturile de laminare la cadre. Portlagărele trebuie să fie autocentrabile pentru a evita aşezarea oblică a lagărelor. Portlagărele superioare se sprijină pe suprafeţele sferice ale şuruburilor de presiune iar cele inferioare - pe reazeme rotunjite.

chb

haa

b b

De

Fig.4.43. Portlagăr.

d.Mecanisme de reglare a poziţiei cilindrilor

Pentru ca procesul de laminare să decurgă normal (mai ales în condiţiile obţinerii de produse plate subţiri, cu toleranţe restrânse) este necesar ca cilindrii să ocupe o poziţie bine determinată şi stabilă în cajă.

De aceea cajele sunt prevăzute cu unele mecanisme şi dispozitive precum: -mecanisme pentru poziţionarea cilindrilor; -mecanisme de influenţare a profilului (bombamentului) cilindrilor; -dispozitive pentru echilibrarea cilindrilor.

56

Poziţionarea cilindrilor

Cilindrii sunt poziţionaţi în două etape: -poziţionarea auxiliară: la schimbarea cilindrilor, înainte de a începe laminarea se

face o poziţionare auxiliară, prin reglaje pentru centrarea laminatului; poziţionarea auxiliară se realizează în mod pasiv, prin introducerea unor plăci de compensare în canalele dintre portlagăre;

-poziţionarea de lucru: se face în timpul laminării, prin deplasarea relativă a cilindrilor de lucru, în scopul obţinerii dimensiunilor dorite pentru laminat; poziţionarea de lucru se face în mod activ, între treceri, pentru a realiza distanţa corespunzătoare între cilindrii şi în timpul laminării, pentru a învinge rezistenţa materialului la deformare.

Pentru modificarea poziţiei cilindrilor se utilizează mecanisme cu acţionare electromecanică, hidraulică sau combinate.

Mecanisme de poziţionare acţionate electromecanic

Cele mai utilizate mecanisme de poziţionare, cele cu acţionare electromecanică, sunt de tip şurub-piuliţă de presiune (figura 4.44).

Şurubul de presiune acţionează, prin intermediul unei piese de siguranţă, asupra portlagărelor. Pentru poziţionarea unui cilindru sunt prevăzute două mecanisme identice care acţionează, fiecare, asupra unui portlagăr. Cele două mecanisme sunt sprijinite în cadrele cajei, putând fi acţionate: -sincron, pentru deplasarea plan-paralelă a cilindrului, sau -independent, pentru reglarea paralelismului dintre cilindrul mobil şi cel fix.

DR

12

3

4

5

Fig.4.44. Sistem de poziţionare cu acţionare electromecanică: 1-motor electric de curent continuu 2-angrenaj melc-roată melcată; 3-şurub de presiune; 4-piuliţă fixată în traversa superioară; 5-mesdoză pentru măsurarea forţei de laminare; DR-dispozitiv de reglare.

Avantaje: stabilitate, ireversibilitatea poziţionării, semnalizarea precisă a poziţiei;

viteză mare de lucru. Dezavantaje: randament mecanic mic, inerţie mare. Viteza de poziţionare trebuie să fie: -mare la caje cu curse lungi ale cilindrilor (exemplu caje degrosoare);

57

-mică la caje cu curse scurte ale cilindrilor (exemplu: caje pentru laminarea de bandă la rece, unde se impune o precizie mare).

Construcţia unui mecanism de poziţionare cu acţionare electromecanică (figura 4.45) cuprinde:

-motoare electrice, în general, de curent continuu (cu inerţie cât mai mică) care trebuie să asigure reversare, frânare, accelerare, precizie la oprire;

-reductoare: cilindrice, melcate, combinate; -dispozitive de sincronizare: mecanice sau electrice; -frâne electromagnetice, pentru a compensa insuficienţa autofrânării. Pentru calculul şi dimensionarea mecanismelor de poziţionare, datele de bază sunt

forţa de laminare şi viteza de poziţionare.

1 2 3 4 5 6 7

89

10 11

12

Fig.4.45. Mecanism de poziţionare pentru cajă degrosoare dintr-un laminor de bandă la cald: 1-tahogenerator; 2-cuplaj elastic; 3-motor electric; 4-cuplaj cu fr’nă; 5-reductor; 6-rulmenţi;

7-cuplaj electromagnetic; 8,9-reductor melc-roată melcată; 10-selsin; 11-comandoaparat. Astfel, la mecanismul electromecanic cu şurub şi piuliţă de presiune se calculează: -diametrul şurubului, luând în consideraţie compresiunea la care acesta este supus:

a

si

F4d

σ⋅π= [ ]m (4.77)

în care: id este diametrul interior al filetului, în mm; sF - forţa maximă care apasă asupra şurubului, în N;

aσ - rezistenţa admisibilă a materialului şurubului, în 2m/N ;

-momentul necesar rotirii şurubului la coborâre (figura 4.46):

( )⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ ϕ+α⋅+⋅μ= tg

2d

3d

FM mssss [ ]Nm (4.78)

în care: sμ este coeficientul de frecare între piesa de sprijin şi portlagăr; md - diametrul mediu al filetului, în m; sd - diametrul suprafeţei sferice de sprijin, în m;

58

α - unghiul de înclinare al filetului, în grade; ϕ - unghiul de frecare în filet, în grade.

dm

α

rs

Fs

Fig.4.46. Schema de calcul a momentului necesar rotirii şurubului: 1-filet; 2-capul sferic; 3-piesă de siguranţa; 4-portlagăr.

-momentul static necesar acţionării:

t

sst i

MM

η⋅= [ ]Nm (4.79)

în care: i este raportul de reducere al reductorului;

tη - randamentul total al transmisiei.

-puterea necesară motorului pentru acţionare:

9550nM

P mst ⋅= [ ]kW (4.80)

în care nm este viteza de rotaţie a motorului, în minrot .

Mecanismele de poziţionare cu acţionare hidraulică Mecanismele de poziţionare cu acţionare hidraulică au cilindrii hidraulici care

acţionează (direct sau indirect) asupra portlagărelor. Aceste mecanisme au viteze superioare celor electromecanice, randament mare, inerţie

mică, protecţie simplă impotriva suprasolicitării. Se utilizează, în general, la cajele pentru table şi benzi.

Poziţionarea hidraulică se poate face direct sau indirect, prin intermediul unor pene de poziţionare montate între traversa superioară şi portlagărul cilindrului superior de sprijin.

În cadrul poziţionării directe, elementul de calcul calculează, în funcţie de valorile impuse pentru poziţie, forţă,… valorile măsurate (presiunea din cilindrul hidraulic de poziţionare), valoarea presiunii, cu care, pompa, prin intermediul servoventilului, modifică presiunea din cilindrul hidraulic de poziţionare.

59

Masurarea grosimiila iesire

Semnal de presiune

Servo-valva

Pompe

Motor

Duritate : K

Viteza : v

Retur pozitie

Strangere

Semnal de pozitie analogic

Fig.4.47. Mecanism de poziţionare cu acţionare hidraulică directă.

În construcţia unui mecanism de poziţionare cu acţionare hidraulică (figura 4.48) intră

un multiplicator de forţă, la care, deplasarea pistonului mic este comandată de un angrenaj melcat cu un pinion cuplat la un motor electric de cuplu constant.

123

4

5

6

7 8

91011

12

Fig.4.48. Schema constructivă a unui mecanism de poziţionare cu acţionare hidraulică: 1-şurub; 2-angrenaj melcat; 3-motor electric; 4-multiplicator hidraulic; 5-cilindru de sprijin; 6-cuplaj electromagnetic; 7-cilindru hidraulic de poziţionare; 8-pompă hidraulică; 9-rezervor; 10-servoventil; 11-ceas indicator de presiune; 12-servovalvă (supapă de sens); 13-robinet.

Instalaţia electronică de comandă a mecanismului de poziţionare comandă servoventilul sau motorul electric, bazându-se pe semnalele date de aparatele de măsură pentru poziţia pistonului în cilindru şi presiunea fluidului hidraulic.

Mecanismele de poziţionare cu acţionare combinată

60

Mecanismele de poziţionare cu acţionare combinată implică mai multe soluţii

constructive, de exemplu: acţionare hidraulică indirectă-mecanică (se acţionează, prin intermediul unui cilindru hidraulic, asupra unui mecanism şurub-piuliţă de presiune).

e.Dispozitive de echilibrare a cilindrilor de laminare

Dispozitivele de echilibrare au rolul de a echilibra greutatea pieselor în mişcare

(cilindri, portlagăre,…) pentru a contracara jocurile şi a evita şocurile asupra şuruburilor de presiune.

Aceste solicitări dinamice sunt cauzate şi de intrarea/ieşirea bruscă a materialului între/dintre cilindrii de lucru, când rezultanta forţelor care solicită piesele mobile îşi schimbă brusc sensul. La cajele cuarto, cilindrii de sprijin sunt liberi, neacţionaţi, fiind antrenaţi prin frecarea de cilindrii de lucru acţionaţi. Laminarea se poate face în condiţii bune când construcţia ansamblului cajei asigură un contact permanent între cilindrii de lucru şi cei de sprijin, ceea ce este important, mai ales, la cilindrii superiori şi la reversarea sensului de rotaţie a motorului.

În cazul în care acest contact nu este asigurat, forţele de laminare sunt transmise numai cilindrilor de lucru, având drept consecinţe ieşirea laminatului din toleranţele la grosime sau chiar, ruperea cilindrilor.

În general,echilibrarea se face pe cale hidraulică, datorită avantajelor acestei metode (gabarit redus, inerţie mică, comandă simplă,…).

Soluţia constructivă cea mai utilizată pentru echilibrarea cilindrilor pe cale hidraulică (figura 4.49) presupune amplasarea unui cilindru hidraulic la partea superioară, pentru ridicarea portlagărului cilindrului superior prin intermediul unui leagăn articulat.

1

2

3

Fig.4.49. Echilibrarea hidraulică a cilindrilor de laminare: 1-traversă de susţinere a portlagărelor;

2-cilindru hidraulic tip plunjer; 3-balansier.

f.Metode şi dispozitive de reglare a profilului cilindrilor de laminare

Forma secţiunii transversale a laminatului este în funcţie de profilul cilindrilor de

lucru care suferă o modificare semnificativă în timpul laminării. Când forţa pe lagăr depăşeşte domeniul de presiuni al deformării, cilindrii de sprijin se

încovoaie iar cilindrii de lucru se situează astfel încât se schimbă repartiţia presiunii între cilindrii de lucru şi cei de sprijin, suma presiunilor rămânând constantă.

Generatoarele cilindrilor în contact cu materialul nu sunt drepte paralele, deformaţiile variază funcţie de forţa de laminare, viteza de laminare, lăţimea benzii, starea materialului.

61

Secţiunea transversală a laminatului trebuie să aibă, uneori, o uşoară convexitate, pentru o mai bună centrare pe axa laminorului, sau, la laminarea la rece, trebuie ca profilul să fie adoptat benzii laminate anterior (la cald) deoarece, altfel apar alungiri inegale ale fibrelor longitudinale vecine care se manifestă sub forma unor ondulaţii ale mijlocului sau marginilor benzii; alteori profilul trebuie să aibă generatoarele drepte şi paralele (ex: banda de oţel pentru tole de transformator).

Realizarea profilului necesar al generatoarelor cilindrilor de lucru se poate face prin două tipuri de metode: pasive şi active.

Metodele pasive sunt: -reducerea deformaţiei (încovoierii) cilindrilor de lucru prin introducerea unor cilindri

de sprijin mai rigizi; -compensarea deformaţiei din încovoiere prin utilizarea unor cilindri cu tăblia profilată

(generatoare parabolice) cu bombament convex (pozitiv) sau, mai rar, concav (negativ); profilarea mecanică se obţine prin rectificarea cilindrilor, valoarea bombamentului (diferenţa dintre diametrul la mijlocul, respective marginea tăbliei cilindrului) variază între 0,05mm şi 0,5mm, funcţie de dimensiunile cilindrului şi ale laminatului. Pentru fiecare cajă sunt necesare cel puţin 3-4 seturi de cilindri de schimb, rectificaţi la diferite valori ale bombamentului pentru laminarea benzilor cu diferite lăţimi.

Metodele pasive au dezavantajul că nu se pot adapta la variaţia parametrilor (schimbarea forţei de laminare, a lăţimii benzii,…) în cursul procesului de laminare. Ele permit doar variaţii ale bombamentului în trepte mari, prin schimbarea cilindrilor în pauzele de laminare.

Metodele active dau posibilitatea modificării fără salturi (variaţie continuă) a bombamentului cilindrilor în timpul desfăşurării procesului de laminare fără schimbarea cilindrilor.

Metodele active sunt: -reglajul pe cale termică: se bazează pe crearea unor diferenţe de temperatură de-a

lungul tăbliei cilindrilor, ceea ce produce dilatări inegale, modificând forma generatoarelor. Reglajul se realizează prin încălzire diferenţiată (la cajele uscate cu radianţi sau cu

flacără) sau prin răcire diferenţiată (la cajele umede prin variaţia debitului de apă de răcire care trece prin duzele de stropire, amplasate de-a lungul tabliei).

a b c Fig.4.50. Reglajul hidromecanic al bombamentului cilindrilor: a. pozitiv, direct; b. negativ, direct;

c. neutru, indirect. Reglajul pe calea termică este uşor de realizat, dar nu se obţine decât un control lent şi

grosier al bombamentului şi, în plus, duce la deteriorarea prematură a suprafeţei cilindrilor. Reglajul hidromecanic prin încovoiere controlată a cilindrilor (figura 4.50) se bazează

pe introducerea unor forţe suplimentare pentru producerea unor incovoieri ce se suprapun peste cele obţinute in mod normal.

Soluţii tehnologice pentru îmbunătăţirea formei şi micşorarea abaterilor

dimensionale

62

Forma ideală a secţiunii - transversale şi longitudinale - a produselor plate (benzi, table) este cea rectangulară. Prin procesul de laminare încă nu s-a obţinut această formă, dar s-au pus în practică mai multe metode pentru apropierea de forma ideală.

În secţiunea transversală abaterea de la forma rectangulară – bombamentul (C) - a fost definit ca diferenţa dintre grosimea benzii în zona centrală şi grosimea benzii măsurată la 50 mm de margine şi se calculează cu relaţia:

( ) ( )2

hhhC D50S50

c+

−= (4.81) în care:hC este grosimea benzii în zona centrală; ( ) ( )D50S50 h,h - grosimea benzii măsurată la 50 mm de la margine, stânga, respectiv dreapta.

În secţiunea longitudinală abaterile de la forma ideală ( )A se raportează la grosimea nominală a benzii şi se calculează cu relaţia:

ih

hA in

∑−= (4.82)

în care: nh este grosimea nominală (impusă); ih - grosimea benzii măsurată în diverse puncte pe aceeaşi direcţie longitudinală.

Limitele admisibile pentru bombament şi abaterea de la grosimea nominală se

stabilesc prin norme specifice. În România aceste limite sunt impuse prin STAS 9236 - 88 şi au valorile din tabelul 4.6.

Tabel 4.6. Limitele admisibile pentru bombament şi abaterea de la grosimea nominală

Lăţime bandă Grosimea nominală 1000 - 1200 mm 1200 - 1500 mm [mm] abateri admise

3,0 - 4,0 ± 0,23 ± 0,25 4,0 - 5,0 ± 0,25 ± 0,27 5,0 - 6,0 ± 0,27 ± 0,28 6,0 - 8,0 ± 0,28 ± 0,29 8,0 - 10,0 ± 0,32 ± 0,33 10,0 - 12,0 ± 0,35 ± 0,36

bombament max. 0,1 mm 0,12 mm

Planeitatea benzii este definită ca raportul dintre diferenţa de lungime obţinută prin relaxarea benzii ondulate ( )lll rel −=Δ şi lungimea iniţială a benzii ( )l şi se calculează cu relaţia:

5max 10l

lP ⋅

Δ=

În scopul ameliorării acestor caracteristici s-au dezvoltat mai multe procedee. Dintre acestea cu o arie de aplicabilitate mare sunt: Contracurbarea cilindrilor

63

Sistemul de contracurbare a cilindrilor a fost aplicat pentru prima oară în 1960, la o cajă cuarto reversibilă (cu cilindri de ∅660/∅1450 x 3660 mm), folosită pentru laminarea aluminiului. Forţele de contracurbare maxime, aplicate pe fusurile cilindrilor de sprijin, erau de 4,5 kN, iar braţul pârghiei de 1270 mm.

În figura 4.51.a. este prezentată schema de deformare a cilindrilor de sprijin datorită forţelor de laminare şi a celor de contracurbare, în figura 4.51.b. reducerea solicitării la încovoiere a cilindrilor de sprijin în urma contracurbării.

y

x

P2

P2

P2

P2

0

0

P

P

h hw

w

Db

Db

x

x

y

y

F

F

F

F

F

F

F

F

x

y

a a

(1)

(2)

(3)

F

+F +F

PF

P2

P2

a. b. Fig. 4.51. a. Schema de deformare a cilindrilor de sprijin datorită forţelor de laminare şi a celor de contracurbare;

b. Reducerea solicitării la încovoiere a cilindrilor de sprijin în urma contracurbării

Sub acţiunea forţei de laminare cilindrii suferă o încovoiere, săgeata putând fi calculată cu relaţia:

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+⋅+−

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛+⋅+==δ

222b

2b

b

2

bx

516

bx

bD

bh

512

538

bD

2bh

5241

EI384pb5x2y2

(4.83) În relaţia 4.83 am notat: δ - săgeata totală a cilindrilor;

bPp = - forţa de laminare raportată la unitatea de lăţime, în N/m;

b - lăţimea benzii, în m; bD - diametrul cilindrilor de sprijin, în m; bI - momentul de inerţie al cilindrilor de sprijin, în m4; E - modulul de elasticitate al materialului cilindrilor de sprijin, în N/m2;

64

h - distanţa de la marginea benzii la mijlocul lagărului, în m; x - distanţa de la axa cajei la un punct oarecare de pe cilindru, în m; y - încovoierea cilindrilor de sprijin în orice punct x, în m.

Deformarea cilindrilor în urma contracurbării ( )Δ rezultă din relaţia:

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−==Δ

2

b

2

bx41

EI8Fabx2y2 ......... (4.84)

în care: F este forţa de contracurbare a cilindrilor de sprijin; a - braţul de pârghie al forţei F .

Efectul contracurbării asupra încovoierii cilindrilor de sprijin şi asupra deschiderii

dintre cilindrii de lucru este prezentat în figura 4.52.

F

DbDn

F

FF

a l(1)

(2)

(4)

(3)

a)

b)

ah0

s1

s1

s2

h0

w

nΔ ree

e

w

w

ΔΔ

Δ

Δ

Δ

Fig. 4.52. Efectul contracurbării asupra cilindrilor de sprijin şi calibrului nesolicitat. Componentele săgeţii de încovoiere a cilindrilor de sprijin în urma acţiunii

contracurbării se determină cu relaţiile:

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛+=Δ

n

20

b

01n I

hI

hE2

Fa......................................... (4.85)

( )b

22re EI8

blFa −=Δ .................................................. (4.86)

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛+

+−=Δ

n

0

b

0122

e Ih

4I

h4blE8

Fa........... (4.87)

b

2w EI8

Faw=Δ ............................................................... (4.88)

în care: nΔ este săgeata la marginea tăbliei cilindrului în raport cu centrul lagărului, în m;

reΔ - săgeata la marginea benzii în raport cu marginea tăbliei cilindrului;

eΔ - săgeata la marginea benzii în raport cu centrul lagărului;

wΔ - săgeata la mijlocul benzii în raport cu marginea benzii;

65

nb I,I - momentul de inerţie al tăbliei, respectiv al fusului cilindrului. Săgeata wΔ reprezintă o variaţie parabolică a calibrului nesolicitat pe o distanţă

corespunzătoare lăţimii benzii; modificarea medie a calibrului va fi de 2/3 wΔ . Bombamentul benzii după laminarea într-o cajă ( )PΔ este funcţie de bombamentul

înainte de intrarea în cajă ( )0PΔ , săgeata cilindrilor (datorită rectificării, uzurii, dilatării - cΔ ), încovoierea cilindrilor de sprijin datorită forţei de laminare ( )KP , adică:

c0 KPPP Δ−+Δ=Δ .......................... (4.89)

În cazul contracurbării cilindrilor de sprijin se are în vedere efectul acesteia ( )wΔ , prin relaţia:

wc0 PKPP Δ−Δ−′+′Δ=′Δ .............. (4.90) De la instalarea primului sistem de contracurbare a cilindrilor şi până în 1970 metoda

era adoptată la 20 instalaţii de laminare, iar laminoarele din generaţia a III-a au preluat, aproape fără excepţie, această soluţie tehnică.

Metoda a fost perfecţionată continuu şi au apărut mai multe variante, respectiv: contracurbarea cilindrilor de sprijin; contracurbarea cilindrilor de lucru; contracurbarea mixtă.

Prin aplicarea metodei s-a reuşit coborârea nivelului bombamentului la 0,015 mm. Aplicată la un laminor prevăzut cu instalaţie de reglaj de grosime (AGC) micşorează de cca. 6 ori timpul de răspuns al acesteia.

În Japonia, Ishikawajima - Harima Industries a dezvoltat metoda şi a instalat, la Kimitsu, sistemul cu “dublă contracurbare”, a cărui capacitate de reglare se prezintă în figura 4.53. Pe lângă productivităţile ridicate cele mai noi laminoare de tablă groasă se caracterizează prin faptul că au fost prevăzute cu cele mai noi perfecţionări în scopul realizării unor produse de calitate superioară.

Un accent deosebit se pune pe asigurarea unor toleranţe strânse la grosime pe lăţimea şi lungimea tablei, în care scop cajele cele mai moderne au o rigiditate foarte mare (determinată de diametrul mare al cilindrilor de sprijin şi greutatea ridicată a cadrelor), sunt prevăzute echipamente pentru reglarea automată a grosimii în timpul laminării (prin sistemul "gagemeter" - AGC), cu dispozitive de contracurbare a cilindrilor (figurile 4.54-4.56) şi instalaţii de măsurare a grosimii pentru asigurarea unui profil transversal cât mai corespunzător al tablei.

cilindrude sprijin

cilindrude sprijin

cilindrude lucru

cilindrude lucru

350 275

(a)

0 2 4 6 8 10

50

100

150

200

250

7809351243780

1545935

1243

1545

lăţim

e ba

ndă

Grosimea benzii (mm)(b)

Cap

acita

tea

de c

ontro

l a b

omba

julu

i (m

m)

Fig. 4.53. Dubla contracurbare a cilindrilor: a-principiu; b-efect: contracurbare simplă la cajele F1 - F6; dubla contracurbare la cajele F1 - F6; 1,2 - cilindri de lucru, respectiv, de sprijin.

66

Fig.4.54. Abaterea la grosime cu şi fără sistemul AGC. a.

1

2

3

F FP

b. Fig. 4.55. Reducerea solicitării la încovoiere a

cilindrilor de sprijin în urma contracurbării: - momentul de încovoiere datorită forţei de încovoiere, F; -momentul de încovoiere datorită contracurbării, M; -momentul de încovoiere datorită forţei de laminare şi contracurbării.

Fig. 4.56. Solicitările cilindrilor de sprijin şi de lucru în timpul laminării: a. încovoierea cilindrilor

de lucru; b. încovoierea cilindrilor de sprijin.

Avantajele principale ale controlului încovoierii cilindrilor de sprijin prin intermediul

dispozitivului de contracurbare sunt următoarele: - posibilitatea de a modifica săgeata cilindrilor, în funcţie de sortiment (lăţimea

materialului, compoziţia chimică, schema de laminare, etc.) eliminând astfel deseori necesitatea schimbării cilindrilor;

- posibilitatea de a modifica săgeata cilindrilor în timpul laminării, în scopul controlului planeităţii şi profilului materialului laminat;

- posibilitatea de a stabili un profil corect al cilindrilor reci (imediat după schimbare), indiferent de sortimentul laminat;

- posibilitatea de a compensa uzura cilindrilor, mărirea cantităţii laminate între două schimbări şi reducerea consumului de cilindri (atât de lucru, cât şi de sprijin);

- micşorarea solicitărilor de încovoiere în cilindrii de sprijin (atât pe tăblie, cât şi pe fus), datorită efectului de contracurbare;

- posibilitatea reducerii diametrului cilindrilor de sprijin, datorită micşorării variaţiilor săgeţii în timpul laminării, în special în cazul reglării automate a grosimii;

- posibilitatea folosirii contracurbării pentru sisteme rapide de reglare automată a grosimii, având ca rezultat toleranţe foarte strânse la grosime.

67

Cilindri cu bombament variabil

O altă metodă de reglare a bombamentului a dezvoltat Sumitomo, Japonia, construind un cilindru cu bombament variabil: între miezul turnat şi cămaşa, aplicată prin fretare, există o cameră în care se introduce ulei la presiune foarte mare (până la 700 bar); peretele exterior al cilindrului se deplasează faţă de axă şi influenţează forma benzii - figura 4.57.

Presiunea în cilindru se reglează în funcţie de lăţimea benzii. Sistemul permite reglarea bombamentului în gama 0 ÷ 130 μm şi se poate aplica şi la cilindri de lucru. Variaţia profilului transversal al benzii, în funcţie de presiunea între componentele cilindrului, se prezintă în figura 4.58.

miez

cămaşă fretată

presiune excesivă presiune corectă presiune insuficientă

de la pompahidraulică

Fig. 4.57. Cilindru de sprijin cu bombament variabil.

800

-300

-200

-100

0

presiune 500 kg/cm2

presiune 400 kg/cm2

presiune 300 kg/cm2

Lăţime bandă [mm]

Dife

renţ

a de

gro

sim

e [

m]

μ

0 800

Fig. 4.58. Variaţia profilului transversal al benzii în funcţie de presiunea între componentele cilindrului de sprijin.

Cilindri pentru controlul total al bombamentului

Firma Clecim, Franţa a perfectat şi a instalat (Pechiney) primul sistem de reglare a bombamentului şi planeităţii utilizând un cilindru de sprijin superior la care, pe un miez staţionar se roteşte o bucşă de lucru. În miezul fix, de-a lungul generatoarei de contact cu

68

cilindrul de lucru, sunt montate 5 ÷ 9 pistoane hidraulice care apasă, prin intermediul unor patine, bucşa exterioară (în contact cu cilindrul de lucru). Între patină şi bucşă se formează un film de ulei care nu se întrerupe la presiune ridicată (280 ÷ 315 bar). Pistoanele hidraulice pot fi acţionate independent. Ele apasă bucşa - antrenată de cilindrul de lucru - cu forţe diferite pe lungimea tăbliei, putându-i da, practic, orice profil. Profilul cilindrului de sprijin astfel obţinut se transmite, indirect, laminatului - figurile 4.59. şi 4.60.

Căptuşeală

CilindruhidraulicFilm de ulei

Corp static Bucşă

Servo-valvă

1,5

1,0

-0,5

0,5

-1,0

0

-1,5 -1 -0,5

25 ms

0,5 1 1,50[t/mm]

[t/m

m]

Fig. 4.59. Cilindrul pentru controlul total al bombamentului - secţiune: 1-miez; 2-bucşă; 3-patină; 4-film de ulei; 5-talpă; 6-piston.

Fig. 4.60. Posibilităţile de reglare a bombamentului oferite de “cilindrul pentru controlul total al bombamentului”.

Deplasarea axială a cilindrilor

69

HCWdeplasare 0-70 mm

a)

HCMdeplasare 0-340 mm

b)

Bom

baju

l la

25 m

m d

e m

argi

nea

benz

ii [m

m]

-150

-100

toatecajeleHCW

F4-F6HCM

F3-F6HCM F1-F6

HCMc)

-50

0

50

100

150

Fig. 4.61. Deplasarea axială a cilindrilor: a. principiu (cajă cuarto); b. idem, cajă sexto; c. bombamentul. Un alt sistem de reglare a bombamentului prin deplasarea laterală a cilindrilor (Hitachi,

Japonia) este acela la care cilindri de lucru, cu marginile şanfrenate, efectuează deplasări de 70 ÷ 100 mm (sistemul HCW).

Soluţia elimină contactul direct între cilindri de lucru şi distribuie mai uniform forţele pe lungimea zonei de contact cu metalul de deformat.

Următorul pas în dezvoltarea metodei a fost introducerea cilindrilor intermediari cu deplasare axială, caja de laminare devenind cajă sexto, iar posibilităţile de reglaj fiind mult îmbunătăţite (sistemul HCM) - figura 4.61.

Sistemul de deplasare axială a cilindrilor impune deplasări până la 340 mm şi complică mult construcţia cajei în partea dinspre motoarele de acţionare.

Totuşi s-a dovedit mai eficient decât sistemul de contracurbare şi, în Japonia, sunt trei variante de aplicare, cea de a treia fiind deplasarea axială combinată a cilindrilor de lucru şi intermediari (HCWM), prin care se reduce deplasarea axială la 150 ÷ 180 mm. Reglajul continuu al bombamentului Un sistem original şi mult mai eficient (SMS, Germania), constă în deplasări axiale mici (max. 100 mm) a unor cilindri cu calibraj în formă de “S” (figura 4.62). Acest sistem (CVC - “Continous Variable Crowns”), uşor de aplicat şi cu posibilităţi de reglaj mult mai largi (figura 4.63), este superior realizărilor anterioare. În prezent constituie un obiectiv major pentru modernizări.

70

bombaj pozitiv

bombaj negativ

Gama de reglaj: -100 … +400 mm

2250

Deplasarea [mm]

0,275-100 100

φ 760

Reg

laju

l pro

filul

ui(m

m)

Deplasarea (mm)-0,1

0,1

0,2

0,3

0,4

-100 -50 50 100

Fig. 4.62. Principiul sistemului de reglaj continuu al bombamentului şi exemplu de aplicaţie pentru un laminor de

bandă la cald.

Fig. 4.63. Posibilităţile de reglaj ale sistemului CVC.

Sistemul CVC poate fi instalat în mai multe variante constructive: CVC2 - cajă duo; CVC4 - cajă cuarto cu cilindri de lucru calibraţi şi, eventual, cu sprijin lateral (pe ambele părţi dacă este reversibilă); CVC6 - cajă sexto, cu 6 variante posibile - figura 4.64.

T T TT T TT TT T TT T T

T T TT T TT TT T TT T T

CVC 2 CVC 4 CVC 4HS CVC 6 CVC 6HS

cilindru antrenatcilindru cu calibraj “S”

Fig. 4.64. Variante ale sistemului CVC pentru reglarea bombamentului.

Răcirea diferenţiată a cilindrilor de lucru

Încălzire prin contactÎncălzire prin căldura de deformare

Încălzireprin radiaţie Încălzire

prin radiaţie

A B C D E A

AB

C

D

E

Răcire în bazinRăcire în bazin

Răcire prinevaporare

Răcirecu jet

de apă

Tem

pera

tura

[C

]o

Tm = 60...100 Co

Răcirecu jet

de apă

Încălzire prin frecarecu cilindrul de sprijin

Fig. 4.65. Schemă privind evoluţia temperaturii unui punct de pe generatoare, la o rotaţie completă a cilindrului.

În diagrama de temperatură a cilindrilor care lucrează la cald se observă încălziri şi răciri bruşte la contactul cu laminatul, respectiv apa de răcire (figura 4.65)

71

Dacă admitem că bombamentul cilindrului provocat de temperatură are o formă asemănătoare cu evoluţia temperaturii cilindrului, atunci putem influenţa profilul acţionând asupra sistemului de răcire a cilindrilor. Prin modificarea intensităţii de răcire pe lungimea tăbliei cilindrului, se poate modifica bombamentul benzii (figura 4.66).

Tem

pera

tura

[C

]o

Bom

baju

l [m

m]

50

0,095

100

0,10

b

1

2

b - lăţimea benziil - lungimea tăbliei cilindrului

fr - săgeata obţinută prin schimbarea distribuţiei apei de răcire

1 - răcire “lată”2 - răcire “îngustă”

Δ

l

ΔT1

Δfr

ΔT2

Fig. 4.66. Schemă privind controlul bombamentului prin distribuţia dirijată a apei de răcire pe lungimea tăbliei cilindrului de lucru.

Laminarea cu viteze diferite

O metodă uşor de aplicat (Muroran, Nippon Steel) are la bază tehnologia de laminare

asimetrică: laminarea cu viteze diferite. Procedeul, prin care se modifică distribuţia forţelor de frecare în focarul de

deformare, face să scadă cu până la 50 % forţele de laminare şi produce o diminuare a bombamentului cu 3 ÷ 5 μm.

r

R

5 10 15 20 250

20

40

60

80

100

120 convenţional 330 / 330

cu diametre diferite200 / 330

30% reducere

Distanţa de la axa verticală [mm]

Pres

iune

a [k

gf/m

m]2

φ φ

φ φ

.

Fig. 4.67. Redistribuirea forţelor de frecare şi modificarea presiunii în focarul de deformare la laminarea asimetrică.

Distribuţia forţelor de frecare, influenţa asupra presiunii în focarul de deformare,

precum şi influenţa procedeului asupra bombamentului benzii sunt cele din figurile 4.68. şi 4.69.

Când diferenţa de viteză se poate obţine variind viteza motoarelor de antrenare puterea la motorul superior va coborî spre valoarea zero. Dacă diferenţa de viteză nu o putem

72

obţine decât utilizând cilindri de diametre diferite, cilindrul superior nu este acţionat (este antrenat de material).

1

100 200 300 400

2

3

4

5

6

7

Distanţa de la marginea benzii [mm]

convenţional

50% reducere

30% reducere

cilindri cudiametre diferite

Aba

tere

a la

gro

sim

e [•1

0 m

m]

-3

.

0300 200 100 0 100 200 300

300

300

300

300

300

contracurbarepozitivă

contracurbarenegativă

domeniuladmis

Bom

baju

l ben

zii

Deplasarea (mm)

Fig. 4.68. Influenţa procedeului de laminare asimetrică asupra bombamentului benzii. Fig. 4.69. Domeniul de reglaj pentru sistemul UPC.

Sistemul de control universal al profilului

Tabel 4.7. Comparaţie între principalele sisteme de control al bombamentului cilindrilor de laminare

Sistemul control

bombament Parametrul variabil

Valoare maximă

parametru

Capacitatea de control a

bombamentului (μm)

Cost investiţie

contracurbare cilindri de

sprijin forţa de contracurbare 890 kN 45 scăzut

deplasarea cilindrilor de lucru

100 mm

HCW şi contracurbare

cilindri de lucru forţa de contracurbare 623 kN

43 mare

deplasarea cilindrilor intermediari

340 mm

HCM şi contracurbare

cilindri de lucru forţa de contracurbare 448 kN

96 f. mare

cilindri încrucişaţi unghi de încrucişare 5 grade 54 f. mare

CVC deplasare cilindri de lucru 75 mm 100 mare

presiune ulei 68 MPa VC şi contracurbare

cilindri de lucru forţa de contracurbare 890 kN

53 mediu

presiune ulei 27-30 MPa DSR şi contracurbare

cilindri de lucru forţa de contracurbare 6583 kN

193 f. mare

Sistemul CVC (“Continous Variable Crown”) combinat cu sistemul de contracurbare a

cilindrilor asigură controlul universal al profilului benzii - UPC (“Universal Profile Control”) - în domenii largi (figura 4.69). Se utilizează cilindri de lucru cu profil în formă de “trabuc” şi contracurbarea, cu forţe relativ scăzute, a acestora. Deşi a fost instalat numai la câteva

73

laminoare, gama de reglaj pe care o poate realiza îi dă mari şanse de a cuceri producătorii de benzi laminate la cald.

Sunt multe metode de a realiza un control eficient al formei benzii laminate la cald. În alegerea uneia dintre metode rolul hotărâtor îl au posibilităţile de reglaj ale sistemului şi cheltuielile cu instalarea lui. În tabelul 4.7. se prezintă comparaţia metodelor larg acceptate, pe principiul celor două criterii.

g.Mecanisme pentru schimbarea cilindrilor Schimbarea cilindrilor conduce la scaderea timpului efectiv de lucru şi, deci, la

scrăderea productivităţii.

Fig.4.70. Cârlig în formă de “C” pentru extragerea cilindrului din cajă: 1-cârligul podului rulant; 2-grindă verticală; 3-structură de rezistenţă; 4-mufă; 5-cilindru.

Ţinând cont de faptul că cilindrii se schimbă, uneori la 2-4 ore, mecanismele pentru

schimbarea cilindrilor trebuie să realizeze această operaţie într-un mod eficient (manoperă cât mai redusă şi timp cât mai scurt).

În funcţie de tipul laminorului (respectiv, a cajei de laminare) există mai multe soluţii constructive:

-mecanism cu dispozitiv suspendat (cârlig in formă de “C”) (figura 4.70); -mecanism cu cărucior, pe role sau cu sanie.

Cilindrii se scot lateral, pe partea opusă acţionării. La cajele aflate în tandem se

utilizează platforme comune, cilindrii scoţându-se împreună. h.Mecanisme şi sisteme de acţionare a cajelor de laminare

Acţionarea cajelor de laminare presupune transmiterea cuplului şi a mişcării de rotaţie

de la motor la cilindrii de lucru pe un lanţ cinematic ce cuprinde, în general: motor, cuplaj, reductor, cuplaj principal, cajă de angrenare, bare de cuplare, cilindri de lucru.

În alegerea modului de acţionare a unei caje de laminare trebuie să se ţină seama de doi parametri principali:

-momente mari (2x4 MNm la laminarea tablei); -viteze mari (30 sm la laminarea benzilor). De asemenea trebuie avut în vedere tipul de cajă (orizontală sau verticală). Sistemele cele mai utilizate pentru cajele cu cilindri orizontali sunt prezentate în figura

4.71. Cajele orizontale pentru profile au actionari de tip clasic (I), la fel cajele pentru

produse plate - table sau benzi - de dimensiuni mici. La viteze mari cajele laminoarelor de benzi se acţionează prin transmisii de tipul II sau, mai des, de tipul III. Cajele laminoarelor

74

degrosoare –slebing – utilizează varianta V, ca şi unele caje ale laminoarelor de benzi la rece. Unele laminoare de profile mici au cajele finisoare acţionate conform variantelor VI sau VII. La varianta VI cilindrul inferior este acţionat prin motor, cuplaj, reductor, bară de cuplare; cilindrul superior este antrenat prin frecare sau printr-o bară de cuplare acţionată iar la varianta VII cilindrul inferior este acţionat de un mic motor pentru menţinerea vitezei, cu un cuplaj de alunecare.

La cajele verticale pentru laminare de produse plate şi la caja verticală a laminorului slebing universal se folosesc variantele I, II, III şi V. La cajele verticale pentru laminoare de ţagle se folosesc acţionări de tipul IV.

Ca tipuri de acţionare pentru cajele cu cilindri verticali se utilizează (figura 4.72): varianta I-cu acţionare pe sus; varianta II-idem dar cu transmisia prin cutii cu roţi conice mobile; varianta III-idem dar cu o parte din reductor amplasat pe cajă şi cu transmisie prin cutii cu roţi conice fixe; varianta IV-cu acţionare pe sus, motor şi reductor pe sol; varianta V-cu acţionare pe sus, cu motoare cu ax vertical amplasate pe cajă; varianta VII-cu acţionare pe la partea de jos. Acţionările pot avea şi două motoare în tandem cuplate pe acelaşi ax, două motoare în paralel acţionând prin pinioane aceeaşi roata dinţată sau două motoare acţionând independent direct cilindrii cu sincronizare electrică,tip twin-drive (acţionare geamănă).

Utilizarea mai multor motoare este justificată de necesitatea reducerii momentului propriu de inerţie la laminoare cu viteză mare sau de divizare a puterii de acţionare, uneori foarte mare (de exemplu la caja duo a slebingului universal până la 2x 6 000 kW).

Elemente componente ale sistemului de acţionare Motoarele utilizate pentru acţionarea cajelor sunt electrice, în general de curent

continuu (pentru utilizarea vitezelor şi a momentelor variabile). În cazul acţionărilor directe (acţionări geamăne) se utilizează motoare cu viteză de

rotaţie joasă, cu gabarit foarte mare. Pentru reducerea momentelor de giraţie se cuplează două sau trei motoare în serie.

Reductoare, cutii de viteză Cajele de laminare primesc momentul de la motoarele electrice de acţionare la viteza

de rotaţie necesară în raport cu diametrul cilindrilor şi viteza de laminare. Un număr relativ redus de acţionari se face prin cuplare directă a motoarelor cu cilindrii (de exemplu, laminoarele slebing şi cele pentru tablă groasă, acţionari cu viteză mică şi cupluri foarte mari, precum şi unele caje din laminoarele tandem cu caje cuarto pentru benzi subţiri laminate la rece cu acţionari de mare viteză). Acţionarea directă se poate realiza cu motoare de viteză de rotaţie joasă, care au gabarit mare. Pentru reducerea momentului de giraţie se prevad, pe acelaşi ax, două motoare sau se cuplează două sau trei motoare în serie. Acţionarea prin reductor sau cutie de viteză permite utilizarea unor motoare cu viteză de rotaţie ridicată, măreşte însă momentul de giraţie la axul motorului. Acţionarea directă cu sincronizare electrică permite utilizarea de cilindri cu diametre inegale, până la circa 5%. Reductoarele acţionărilor de laminare pot fi cutii cu roţi dinţate cilindrice pentru toate cajele cu cilindri orizontali de laminare) şi combinate cu roţi conice (pentru cajele cu cilindri de laminare verticali).

75

Fig.4.71. Sisteme de acţionare pentru caje cu cilindrii orizontali

Fig.4.72. Sisteme de acţionare pentru caje cu cilindrii verticali

Cutiile de roţi dintate pot fi şi amplificatoare de viteză, de exemplu în cazul

acţionării ultimelor două sau trei caje ale laminoarelor tandem cu cinci şi şase caje cuarto pentru laminarea la rece a tablelor din oţel. Aceste reductoare au una sau două intrări, corespunzatoare motoarelor şi o ieşire, care este legată printr-un cuplaj cu caja de antrenare.

Altă grupă de reductoare sunt reductoarele combinate cu caja de angrenare. La acestea, ultima treaptă este reprezentată de doi cilindri dinţaţi, ale caror fusuri sunt cuplate prin bare de cuplare cu cilindrii cajei. Pentru obţinerea mai multor viteze de rotaţie la ieşirea din reductor se face transmisia de la motor la caja de angrenare prin cutia de viteze. Se aleg două, cel mult trei viteze de ieşire, determinate de obşinerea unei game suficient de largi pentru realizarea regimurilor de laminare dorite. Pentru o acţionare geamană se utilizează un reductor dublu la una din cajele unui laminor tandem la rece cu cinci caje cuarto.

76

De exemplu, acţionarea cilindrilor de lucru se face de la două motoare având, fiecare, 3000 kW, cu viteza de rotaţie n=0-250/750 rot/min iar reductorul are raport de reducere i=1,4054. Caracteristicile reductoarelor pentru acţionarea laminoarelor sunt: -construcţie compactă (grad mare de umplere a spaţiului din carcasă); roţi cu lăţime mare, dantură înclinată sau în V; module, relativ, mici în raport cu diametrul; dinţii cementaţi, căliţi, rectificaţi; precizie de execuţie ridicată; -carcase de construcţie, mai ales, sudată sau combinată, cu pereţii dubli; roţi cu coroana dinţată sudată pe două diafragme; pene înclinate sau tangenţiale; arbori din oţel aliat; capace de lagăre separate de capotă; capotă sudată, fixată cu, relativ, puţine buloane dar cu protecţie pentru etanşare; -ungerea abundentă prin stropire cu ulei recirculat, lagăre cu rulmenţi, dar şi cu alunecare; ungerea rulmenţilor comună cu a roţii; -capota prevazută cu ferestre pentru supravegherea ungerii şi angrenării, eventual cu iluminat interior; -rulmenţii oscilanţi cu role butoi sau dublu conici pot fi aşezaţi în casete sau direct în carcasă; la dantura în V axele se autoconcentrează faţă de arborele intermediar sau cel de ieşire, fixat axial într-un lagăr. Pentru reducerea dimensiunilor şi a greutăţii reductoarelor se acţionează pe două căi: la angrenaje-utilizarea de oţeluri aliate pentru arbori şi cementarea şi călirea dinţilor iar la carcase-construcţii sudate. Din cercetările efectuate asupra comportării roţilor dinţate confecţionate din diferite oţeluri, cu diferite tratamente termice, rezultă: -oţelurile cementate şi călite au un coeficient de rezistenţă la uzura de 4, faţă de 1,30 la roţile din fontă maleabilă şi de 2,20 la roţile din oţel cu crom, tratate termic; -uzura la oţelurile cu 0,60-0,70%C este de 14,65 unităţi, faţă de 0,10 unităţi la oţeluri cu 1,20-1,40%C; un pinion din oţel cu 0,47%C călit prin inducţie la 56 HRC prezintă pitting după 100x106 cicluri, la 13500 daN/cm2 presiune de contact, în timp ce acelaşi pinion, confecţionat din oţel slab aliat, cementat şi călit la 62HRC, după 100x106 cicluri la 15600 daN/cm2 nu prezintă piting; -la călirea în apă se obţine o adâncime a stratului dur de 1,5 ori mai mare faţă de călirea în ulei ; -prin trecerea de la oţeluri normalizate sau îmbunătăţite la oţeluri cementate călite superficial se obţine o reducere a lăţimii de 45-47%, iar în diametru de 28-32%. Acţionarea superioară a unei caje cu cilindrii verticali pentru un laminor de semifabricate cuprinde o transmisie cu roţi cilindrice şi doi cilindri de angrenare, în interiorul cărora se deplaseaza barele de cuplare.

Cajele de angrenare sunt elemente ale transmisiei pentru acţionarea în comun a cilindrilor unei caje. Mişcarea se transmite de la motorul de acţionare la unul dintre cilindrii dinţaţi.

Angrenarea are raportul і = 1, pentru sincronizarea vitezei cilindrilor de laminare; în unele cazuri, reductoarele şi cajele de angrenare sunt incluse într-un singur corp.

Pentru obţinerea mai multor trepte de viteze de rotaţie la ieşirea din reductor se face transmisia de la motor la caja de angrenare printr-o cutie de viteze.

77

Fig.4.73. Cajă de angrenare.

Cuplaje Factorii care caracterizează cuplajele sunt momentul şi viteza de rotaţie transmise. Cele mai utilizate cuplaje în acţionările utilajelor metalurgice (figura 4.74) sunt: fixe (rigide), articulate, elastice, de amortizare, de siguranţă.

În funcţie de locul ocupat în schema de acţionare şi de rolul lor, cuplajele trebuie să îndeplinească anumite condiţii,ceea ce conduce la următoarea clasificare:

-cuplaje rigide: cuplează părţi separate ale arborelui de transmisie de la motor la cajă, când distanţa dintre acestea este prea mare;

-cuplaje articulate: intră, în general, în componenţa barelor de cuplare şi au rolul de a transmite mişcarea de rotaţie;

-cuplaj articulat cu dinţi (figura 4.74.a) se compune din două bucşe dinţate cu dinţi în profil de evolventă şi două semicuplaje unite între ele prin buloane.

Avantaje: simple, transmit momente de torsiune mari (3x10 6 N), cu unghiuri de dezaxare de 1-2°. Se utilizează la transmiterea mişcării de la motor la caje de angrenare, de la motor la reductor.

-cuplaj articulat cu bile (figura 4.74.b): articulaţia este constituită dintr-un manşon cu dinţi interiori şi un butuc sferic cu dinţi exteriori. Între dinţii butucului şi cei ai manşonului sunt aşezate bile prin care se face transmisia forţelor tangenţiale, rezultatedin momentul de acţionare. Datorită frecării de rostogolire, mai mică decât frecarea de alunecare care apare la cuplajele cu dinţi, se reduc eforturile axiale şi momentele de frecare (100:1). Se utilizează la transmisii mari şi mijlocii cu unghiuri mari de înclinare (până la 20°.

-cuplaje elastice (exemplu: cu arc-Bibby-figura 4.74.c, cu bolţuri) utilizate între motor şi reductor.

-cuplaje de amortizare (cuplaje principale): cu caneluri, cu cruci) utilizate între cilindrul dinţat, antrenat, al cajei de angrenare şi reductor (sau motor)

-cuplaje de siguranţă: au rol de protecţie; în cazul depăşirii sarcinilor normale la arborele antrenat, acestea se decuplează (de exemplu: la cuplajele cu bolţuri se foarfecă bolţurile la depăşirea momentului de torsiune). Se instalează pe cuplajele principale.

-cuplaje de debraiere: sunt mai rar utilizate la caje datorită faptului că laminoarele au o transmisie individuală, pornirea şi oprirea realizându-se direct cu motorul de acţionare. Se întâlnesc, însă, la acţionarea unor mecanisme componente (mecanisme de deplasare a cilindrilor, cuplaje cu fricţiune (exemplu: electromagnetic) la alte utilaje (maşini duble de împins brame în cuptoarele cu propulsie, foarfece …).

78

a.

b. c.

Fig.4.74. Tipuri de cuplaje: a. articulat cu dinţi; b.articulat cu bile; c.elastic cu arc.

Cuplajele fixe au construcţia determinată de diametrul butucului şi de numărul şi

dimensiunea bolţurilor, care se aleg corespunzător momentului de transmis. Se alege de preferinţă un numar mare de bolţuri. Cuplul se transmite prin frecarea dintre flanşe. Bolţurile sunt prevazute cu ajustaj de alunecare. Capetele bolţurilor şi piuliţele pot fi aparente sau îngropate. Flanşa are umăr de centrare iar arborele liber trebuie să permită deplasarea axială pentru demontare. Articulaţiile universale, cardanice şi cu bile se utilizează numai la bare de cuplare. Cuplajele cu dinţi sunt utilizate între motor şi reductor, între reductor şi caja de angrenare şi sub formă de cuplaje prelungite la bare de cuplare, pentru antrenarea cilindrilor. Cuplajele articulate cu dinţi sunt cele mai utilizate pentru transmisia de la motor la reductor şi la caja de angrenare. În ultimul timp, se utilizează foarte mult bare de cuplare dinţate pentru laminoare mari cu viteze ridicate de laminare. Iniţial, s-au folosit la laminoare de dresare dar, mai recent, barele de cuplare dintaţe au devenit echipament standard pentru laminoare la rece. Cuplajele dinţate permit dezaxări limitate ale unghiului dintre axe α ≤ 0030’ în cazul dinţilor drepti ăi α ≤ 1030’ în cazul dinţilor curbaţi. Cuplajele cu dinţi curbi, construite de firme specializate, prescriu normal ± α ≤ 10, pentru construcţii speciale maximum 1030’ şi la cerere maximum 20. La barele de cuplare speciale se pote ajunge, în gol, la maximum 30

(Tacke K.G. Maschinenfabrik Rheine, Germania.). Constructorii americani (American Gear, Ajax) ajung la unghiuri de 60 cu sciderea corespunzatoare a cuplului ce se poate transmite.

Dintre factorii caracteristici: cuplu, viteză şi dezaxare, ultimul are cea mai mare importanţă asupra duratei de viaţă afectând menţinerea ungerii şi viteza de alunecare între dinţi. Dinţii cuplajului pot fi: drepţi, prelucraţi unghiular, curbaţi, curbi sau cu profil variabil, respectiv bombaţi. Dinţii drepţi se folosesc pentru nealinieri mici, la eforturi scăzute. Dinţii tăiaţi unghiular sunt mai subţiri la capete decât la centru şi corespund numai pentru o

79

valoare dată a dezaxării. Prelucrarea pe o traiectorie circulară produce un dinte corespunzator unei game de dezaxări însă grosimea variabilă a dintelui nu asigură un contact prea bun al acestuia. Ulterior s-a constatat că, contactul dinţilor (şi, din acest motiv, filmul de ulei) este afectat direct de curbura utilizată. Pentru ameliorare, dinţii se prelucrează cu curbura variabilă de alungul feţei lor. Cea mai recentă formă a dintelui are curbura variabilă, care pastrează constant dreaptă linia pasului de angrenare, în timp ce se curbează numai flancul dintelui. Aceasta permite ca, independent de inclinarea axei butucului faţă de axa manşonului, dinţii în contact să aibă acelaşi profil în secţiune, corespunzător datelor danturii iar, prin aceasta, se asigură contactul maxim. Pentru transmiterea de momente mari, butucii dinţaţi se montează pe arbori prin fretare. Pe fusurile cilindrilor de laminare se montează manşoane dinţate pe arbori cu suprafeţe plate sau pene plate din oţel aliat, tratat termic. La construcţii mai recente se utilizează pene cu o faă plată şi alta semicirculară, care însă nu pot lucra la viteze prea mari şi la acţionari cu accelerări şi frânări rapide. Pentru evitarea jocurilor se utilizează asamblarea cu o pană plată simplă şi o pană plată înclinată sau cu două pene plate, care se împănează prin deplasarea cilindrului.

O problemă pusă de cuplaje, la schimbarea cilindrilor, o reprezintă înclinarea manşonului, datorită greutăţii proprii după scoaterea cilindrului. Aceasta se poate rezolva printr-un resort aşezat în arbore, care apasă asupra unei piese din manşonul dinţat şi-l menţine aliniat.

Pentru funcţionare în condiţii bune şi asigurarea unei durate lungi de funcţionare este necesar să se asigure o ungere eficientă. Uleiul trebuie să aibă viscozitate ridicată şi capacitate portantă superioară, obtinuta prin aditivi, pentru presiuni de contact foarte înalte.

Momentele de calcul se aleg mărite faţă de momentele nominale ale acţionărilor, datorită posibilităţii de apariţie a şocurilor şi a supraîncărcării motoarelor. Astfel, la laminoare reversibile Mcalcul = (2,5-3)Mn şi la laminoare nereversibile Mcalcul = (1,5-2,0)Mn.

Arborii se confecţionează din oţel carbon sau slab aliat. Dinţii trebuie să suporte şocuri continue şi încărcari ciclice şi, de aceea, pe lângă o geometrie corectă suprafeţele în contact trebuie să aibă duritate ridicată. După unii constructori (Ajax, S.U.A.) dinţii trebuie să aibă după calire prin inducţie HRC 55-60; călirea se face dinte cu dinte. Duritatea dinţilor manşonului poate fi cu 5-10 unităţi mai mică decât cei ai butucului.

Rezultate bune se obţin prin utilizare de componente din oţel aliat, tratat termic după unul din procedeele prezentate mai înainte. Oţelurile cele mai indicate sunt oţeluri crom-molibden sau nichel-crom-molibden, călite şi revenite la duritatea dorită.

Butucul dinţat se centrează în manşon pe vârfurile dinţilor. Pentru a permite înclinarea, vârfurile se prelucrează după o sferă cu centrul pe axa cuplajului.

Etanşeitatea pune probleme dificile şi trebuie facută cu cea mai mare atenţie. Utilizarea manletelor de rotaţie cu buză de etanşare satisface condiţiile dar uzurile se produc, relativ, repede. Cele mai bune rezultate s-au obţinut cu etanşări metalice de tip piston. Pentru condiţii grele din punct de vedere al umidităţii, impurităţilor etc. se prevede, suplimentar, un segment elicoidal metalic, cu contractare.

Pentru o constucţie judicioasă trebuie reţinute recomandările următoare: dinţii trebuie sa fie prelucraţi curbaţi, în formă de butoiaş; este avantajos un număr mai mare de dinţi cu modul mai mic; dinţii trebuie sa fie caliţi superficial sau prin alta metodă; jocul lor trebuie să fie mic.

Cuplaje cu dinţi frontali. Pentru cuplarea cajelor cu schimbare rapidă se utilizează un cuplaj cu cu dinţi frontali, taiaţi radial. Capetele de arbore ale cilindrilor dinţati poartă manşoane dotate cu o semicuplă în formă de flanşă cu dinţi şi cu dorn cu con. Cilindrii montaţi în cajă au montaţi pe fus manşoane cu cealaltă semicuplă cu dinţi, care are în mijloc o gaură. Semicupla de pe cilindri este prevazută cu caneluri şi se poate deplasa axial apasând un arc elicoidal. Când caja este deplasată spre poziţia de funcţionare dornurile semicuplajelor de

80

pe barele de cuplare întra în găurile semicuplelor de pe cilindri, facilitând cuplarea. Dacă dinţii nu intră direct în golurile celeilalte semicuple, arcurile se comprimă. Prin rotirea arborilor acţionaţi dinţii intră în goluri şi cuplajele sunt menţinut strânse de arcuri.

O construcţie asemănătoare este aceea în care centrarea premergatoare cuplării se face prin con exterior.

Un alt cuplaj rapid este acela în care dinţtii sunt aşezaţi pe un con. Butucul cu dinţii conici la exterior este aşezat pe pastilele unei articulaţii universale, ale cărei palete constituie elementul terminal al barei de cuplare. Pentru menţinerea în poziţie corectă de cuplare se înşurubează o capsulă cu un arc elicoidal. Manşoanele cu dinţi interiori se aşează pe fusul cilindrului. La apropierea cajei, cuplarea se face automat.

Cuplajele elastice. Se folosesc în general pentru acţionari secundare. În trecut, alături de alte tipuri de culaje, erau folosite şi pentru acţionările principale. Prezintă interes cuplajul cu arc, Bibby, la care se aşează o lamă continuă, ondulată, între dinţii radiali profilaţi, tăiaţi pe periferia celor două cuplaje. În timpul acţionării, funcţie de cuplul de transmis, cele două semicuplaje se aşează unul faţă de celalalt, cu un decalaj corespunzător încăarcării lamelor, fiecare lamă deformându-se prin încovoiere, ca o grindă în consolă sprijinită pe un reazem curb. Diametrul exterior D = (4-5)d, în care d este diametrul fusului arborelui.

De asemenea, se utilizează cuplaje cu falci şi elemente intermediare elastice din cauciuc sau textolit. Se execută cuplaje cu 4 sau 6 fălci, aşezate ca dinţi frontali pe faţa unei flanşe. Între fălcile vecine ale semicuplajelor se instalează elemente elastice. Este necesar să se utilizeze cauciuc cu duritate ridicată.

Cuplajul cu bile. Este construit de DEMAG (Germania) şi se foloseşte cu rezultate bune pentru transmisii de acţionări mijlocii şi mari, cu unghiuri de înclinare până la 200 între motor şi reductor sau între caja de angrenare şi cilindri. Articulaţia este constituită, în principal, dintr-un manşon cu dinţi interiori şi un butuc sferic cu dinţi drepţi, radial exteriori. Între dinţii butucului şi dinţii manşonului sunt aşezate bile prin care se face transmisia forţelor tangenţtiale rezultate din momentul de acţionare. În timpul funcţionării sub un unghi α colivia cu bile se aşează sub un unghi α/2, fiind deplasată într-o poziţie comandată de trei bolţuri care au un capat articulat pe butuc şi un capăt articulat pe manşon. Colivia bilelor, formată din două inele se aşează în poziţia determinată de bolţuri. Datorită frecării de rostogolire, mult mai mică decât frecarea de alunecare ce apare între dinţii unui cuplaj dinţat, eforturile axiale şi momentele de frecare se reduc în raport de 1:100 faţă de cuplajul cu dinţi. Numărul de bile este de 15, diametrul bilelor circa ¼ din diametrul arborelui d, diametrul de amplasare este de pâna la 2d, diametrul sferei butucului circa 1,65 d.

Bare de cuplare Rolul barelor de cuplare este acela de a transmite mişcarea (momente şi viteze de

rotaţie) de la fusurile cilindrilor dinţaţi ai cajei de angrenare (sau de la motorul electric) la fusurile cilindrilor antrenaţi ai cajelor de laminare. În funcţie de tipul cajei, momentul este transmis sub diferite unghiuri, pentru a putea poziţiona cilindrii în diverse faze ale laminării. Aceasta presupune ca bara de cuplare să aibă la capete articulaţii care să permită transmisia sub diferite unghiuri.

Cele mai utilizate tipuri de bare de cuplare în acţionările metalurgice sunt: cu dinţi, universale, cardanice, cu bile, cu treflă.

Parametrii principali care caracterizează barele de cuplare sunt:

-capacitatea de transmisie a mişcării:

3DM

=λ [ ]3mMNm (4.91)

81

în care: M este momentul maxim transmis, în Nm; D - diametrul barei de cuplare, în 3m .

-unghiul dezaxării sub care se transmite mişcarea de rotaţie. Pentru diverse laminoare λ necesar are valorile: -300-700 (reversibile mari, la cald); -250-1200 (benzi la cald); -150-300 (benzi la rece); -100-250 (sârmă şi profile mici). Diversele construcţii de bare au urmatoarele λ posibile: -270-430 (universale cu paletă); -100-200 (cu dinţi); -350-1100 (cardanice speciale); -100-200 (cardanice pentru utilaje). Bare de cuplare cu dinţi sunt foarte răspândite în ultima perioadă datorită robusteţei şi

simplităţii sale în exploatare; este derivat din cuplajul cu dinţi. Procedeul cel mai uzual constă în a aşeza butucii dinţati pe fusurile unei bare de cuplare, în timp ce manşoanele cu dantura interioară se fixează pe fusul cilindrului de laminare şi respectiv al cilindrului dinţat. Uneori, în locul unei bare intermediare se utilizează o prelungire tubulară. Pentru reducerea consumului de piese de uzură elementele angrenării se fac din piese detaşabile asamblate, de obicei, prin caneluri.

O bară de cuplare cu dinţi care se poate decupla are un capăt normal iar capătul decuplabil este inversat, adică are manşonul cu dinţi interiori pe bara de cuplare tubulară. Butucul este aşezat pe o bucşa în trepte care stă pe rulmenţi pe un capat de ax, fixat de fusul arborelui. Pe fusul arborelui se gaseşte o bucşa cu caneluri exterioare. Bucsa în trepte şi bucşa de pe arbore sunt legate printr-un manşon parţial canelat, care se poate deplasa axial. Prin deplasare se face decuplare.

Menţinerea în poziţie coaxială a manşonului, care se montează pe fusul cilindrului şi evitarea deplasării axiale a barei de cuplare, se realizează cu un dorn cu cap sferic, apăsat de un arc pe o placă a manşonului, la un capăt al barei de cuplare. La celălalt capăt, bara de cuplare se sprijină pe un reazem sferic.

Fixarea manşonului dinţat pe fusul cilindrului pentru transmiterea momentului se face, mai ales, cu pene plate.

Bare de cuplare cu treflă (rozetă) şi manşon. Se utilizează la acţionările în care se transmit cupluri mari sub unghiuri de dezaxare mici (1-2°): caje la care cursa de lucru a cilindrilor variază în limite restrânse.

Bare de cuplare cardanice. Se utilizează la acţionările la care se transmit cupluri mici sub unghiuri de dezaxare mari (15-30°): caje mici la care distanţa dintre axele cilindrilor de lucru variază în limite mari. Cuplajul cardanic a început sa fie utilizat pentru acţionări de laminoare numai în ultimii ani. Alături de avantajul de a putea transmite mişcarea de rotaţie sub un unghi important, teoretic până la 400, cuplajul prezintă şi unele dezavantaje ca: necesitatea unei ungeri eficiente şi capacitatea, relativ, restrânsă de a transmite momente mari. De asemenea, cuplajele trebuie să fie asociate câte două, iar arborii legaţi prin aceste cuplaje trebuie sa fie paraleli, pentru a se compensa fluctuaţiile vitezei unghiulare. Dacă un arbore are viteza unghiulară ω1 constantă, al doilea arbore are viteza unghiulară ω2, variabilă, calculabilă cu relaţiile:

ω2=αϕϕ

αω 21

21

21 coscossincos

⋅+, (4.92)

82

ω2=ω1cosα; ω2max=α

ωcos

1 , (4.93)

în care: α este unghiul de înclinare între cei doi arbori cuplaţi. Gradul de regularitate este:

.cossin 2

2

min2max2

αα

ωωω

δ =−

=med

(4.94)

Acceleraţia unghiulară:

( )221

2

211

121

212sincos1

cossincossin2

sincos1cos

α⋅ϕ−

α⋅α⋅ϕ⋅ϕω+

α⋅ϕ−

α⋅ε=ε (4.95)

αα

⋅ω

=ε2cosv2sin

4

221

max2 (4.96)

Acceleraţia unghiulară duce la solicitări suplimentare prin apariţia unui moment dinamic Md, care are valoarea maximă:

Mdmax =J εmax, (4.97) ca urmare, în articulaţii apare o forţă:

Fd=Md/D (4.98) în care: J este momentul de inerţie al maselor legate de axul cuplat;

D - diametrul centrelor articulatiilor crucii.

Pentru evitarea variaţiei vitezei unghiulare se folosesc câte două articulaţii.

Notând:

121 costgtg αϕ=ϕ (4.99)

232 costgtg αϕ=ϕ (4.100) de unde rezultă:

2

121 cos

costgtgαα

ϕ=ϕ (4.101)

Daca 12 α±=α , atunci 12 tgtg ϕ=ϕ şi mişcarea celor două axe este uniformă. Unghiul α maxim utilizat este 300, practic adoptându-se maximum 15-200. Pentru ca

un cuplaj cardanic sa fie robust este necesar ca cepurile sa aibă diametru cât mai mare iar diametrul articulaţiei sa fie cât mai mare. Din contră, însă, articulaţia de diametru mare nu este dorită din numeroase motive: gabarit, moment de inerţie etc. Apropierea lagărelor celor două fălci delimitează unghiul maxim propriu unui anumit cuplaj. Prin micşorarea acestui spaţiu şi limitarea unghiului, de exemplu la100 se obţin cuplaje mai robuste, cu grad suficient de mobilitate pentru utilizare în laminoare. Dimensiunile reduse ale lagărelor articulaţiilor cu ace, puse direct pe fusuri în corpul de lagăr, dau posibilitatea unor fusuri mai robuste şi a unor articulaţii mai reduse ca gabarit.

83

Elementul cel mai solicitat este fusul. Considerând, pentru simplificare, numai încovoierea, calculul efortului se face cu frelaţia:

( )41

40

0

dd

dhF32

−π

⋅⋅⋅=σ , (4.102)

în care: F este forţa ce apasă pe fus, în N;

H - distanţa de aplicare a forţei, în m; d0 - diametrul fusului crucii, în m; d1 - diametrul gauririi de ungere, în m.

Întrucât se poate neglija d1

4 faţă de d04, relaţia practică de calcul devine:

30

32d

hF⋅

⋅⋅=

πσ (4.103)

Forţa de acţionare în articulaţiile furcii este orientată cu direcţia în planul de rotire a fusurilor. R este rezistenţa la rotire, care se găseşte în planul de rotire a fusurilor furcii antrenate. Rezultanta celor două forţe este o forţă axială T, perpendiculară pe F şi paralelă cu axa arborelui de antrenare, care încarcă suplimentar lagărele furcii, furca însăşi şi lagărele arborelui respectiv. Acest moment secundar variază de două ori pe ciclu de la zero la maximum. Valoarea maximă a momentului secundar este:

α⋅= tgMMmax (4.104) Din analiza constructivă, de calcul şi de exploatare a cuplajelor cardanice s-au tras urmatoarele concluzii: -cuplajele cardanice sunt superioare cu dinţi pentru înclinaţii mai mari de 1030’; -înclinarea maximă de lucru este de 150; -pentru un cuplaj bine construit, problemele constructive şi de exploatare sunt concentrate la nivelul lagărelor fusurilor crucii; -momentul admisibil se micşoreaza când creşte unghiul de înclinare; -cuplajele cardanice lucrează la fel de bine în poziţie verticală ca şi orizontală; -bara de cuplare intermediară trebuie să fie telescopică, mufa, montată pe unul din arborii principali, trebuie să fie glisantă pentru cazul când transmisia are diferite unghiuri de lucru; -volumul lucrărilor de întreţinere este egal cu cel al oricărui lagăr cu rulmenţi; -limitele de temperatura se refera numai la mentinerea lubrifierii; -în general, articulaţiile cuplajelor cardanice nu trebuie protejate printr-o capsulare specială.

Bare de cuplare universale. Transmiterea mişcarii de rotaţie la cilindrii cajei se face

prin bare de cuplare care fac legătura de la fusurile cilindrilor dintaţi ai cajei de angrenare sau de la motoarele electrice, în cazul acţionării gemene. Deoarece, în timpul laminarii, distanţa între cilindri variază, barele de cuplare transmit momentul sub diferite unghiuri. Cilindrul inferior ramâne cu axul fix în cajă dar, datorită restrujirilor, se aşează la diferite niveluri. Cilindrul superior este poziţionat de şuruburile de presiune şi laminează la distanţe diferite faţă de cilindrul inferior.

În aceste condiţii, este necesar ca barele de cuplare să aibe, la capete, articulaţii care să permită transmiterea mişcării sub anumite unghiuri.

Tipurile de articulaţii utilizate pentru cajele laminoarelor sunt: articulaţii universale; cuplaje cu dinti; cuplaje cardanice; cuplaje sferice cu bile.

84

Cel mai raspindit tip, până în prezent, este bara de cuplare cu articulaţie universală formată dintr-o paletă şi ofurcă, între care sunt aşezaţi doi cuzineţi semicilindrici menţinuţi în poziţie faţă de paletă printr-un bolţ. Barele cu articulaţii universale se utilizeazî pentru toate tipurile de laminoare, pentru momente medii (15-20 ⋅ 103 daNm) până la foarte mari (400⋅103 daNm) şi pentru viteze de rotaţie de la medii (200-900 rot/min) la mici (25-30 rot/min). Utilizare largă au la cajele slebing şi slebing universal, degrosoare de toate tipurile, caje pentru laminarea de profile grele şi profile mijlocii, caje pentru laminoare de tabla groasă, caje pentru laminoare de benzi la cald, etc.

Calitatea principală a articulaţiilor universale este posibilitatea de transmitere a cuplurilor mari sub un unghi destul de important, până la 7-80, comportarea lor fiind comparabilă cu a articulaţiilor cardanice. În cazul cajelor pentru laminoare slebing, la care cursa cilindrului superior este mare, până la 2000 mm iar cuplarea cilindrilor se face direct la arborii motoarelor (actionarea geamană) bara cilindrului inferior, fix în timpul laminării se aşează cu înclinare mai mică, sub linia orizontului. Bara cilindrului superior se face cu înclinare în sus la poziţia inferioară a cilindrului, pentru ca, prin ridicare în poziţia maximă, îmbinarea să fie în jos, divizind astfel înclinarea barei de cuplare faţă de orizontală.

Din înclinarea maximă a barei se alege lungimea astfel încât unghiul să fie în limite admisibile.

Relaţia aproximativă este:

α=

tgaL (4.105)

în care a este diferenţa de înălţime între poziţiile extreme ale capetelor barei de cuplare; α - unghiul înclinarii admisibile. În practică se adoptă următoarele măsuri: -paleta articulaţiei, prelucrată într-un manşon, se montează pe cilindrul de laminare şi, respectiv, pe cilindrul dinţat sau pe fusul motorului; -furca este construită în bara de cuplare sau dintr-o piesa separată, montată pe bara de cuplare; -articulaţia dinspre cilindru cu diametru minim al acestuia, obţinut prin restrunjiri, în care scop, uneori, furca se face cu profil tronconic la exterior; -articulaţia dinspre acţionare se face mai robustă, cu 10-20% mai mare decât articulaţia dinspre cilindri; -furcile, respectiv paletele se aşeaza în acelaşi plan; -paleta dinspre cilindru este cu tăietura deschisă.

Fig.4.75. Bară de cuplare universală.

Barele de cuplare universale sunt cel mai des utilizate în acţionările laminoarelor

având avantajul că pot transmite:

85

-cupluri medii (2x10 5 Nm) foarte mari (40x10 5 Nm); -viteze de rotaţii medii (200-900 minrot ) mici (20-30 minrot ); -sub unghiuri de dezaxare până la 7-8°.

Fig.4.76. Echilibrarea cu arcuri a barelor de cuplare universale. Aceste caracteristici recomandă barele de cuplare universale acţionării majorităţii

tipurilor de caje de laminare, de la cajele laminoarelor de semifabricate, tablă groasă, până la cajele laminoarelor de bandă la cald sau la rece.

Barele de cuplare universale au în componenţă (figura 4.75): -paleta articulaţiei, montată pe cilindrul de laminare (sau cilindrul cajei de angrenare); -furca, prelucrată în bara de cuplare sau într-o piesă distinctă, montată pe aceasta; -cuzineţii semicilindrici menţinuţi în poziţie faţă de palete şi furcă prin intermediul

bolţului. Din cauza greutăţilor mari, în articulaţii, în lagărele cilindrilor cajei de laminare,

respectiv, de angrenare, apar frecări care pot conduce la uzura rapidă a cuzineţilor şi a articulaţiilor.

Pentru a se reduce această influenţă nefavorabilă, barele de cuplare se echilibrează cu arcuri, cu greutăţi sau hidraulic (figura 4.76).

Calculul barelor de cuplare universale -Calculul paletei: se face cu relaţiile prezentate la calculul de rezistenţă pentru cilindrii

de laminare. -Calculul furcii: se consideră bara de cuplare înclinată, transmiţând un moment M

(figura 4.77).

86

Fig.4.77. Elemente de calcul pentru furca barei de cuplare universale

-Datorită momentului M, pe fiecare braţ al furcii acţionează forţa F, rezultantă a presiunii pe suprafaţa furcii:

1

1b2M3F

3bF

2M

==>⋅= [ ]N (4.106)

în care: 31b este punctual de aplicare al forţei F (distanţa faţă de axa articulaţiei).

-forţa F este înclinată, determinând eforturi de torsiune şi de încovoiere;

-momentul 2M se descompune în:

-momentul de torsiune M1 perpendicular pe secţiune:

( )β+α== cos2MMM t1 (4.107)

-momentul de încovoiere faţă de axa y-y:

( )β+α== sin2mmm 2iyy (4.108)

rezultă solicitarea faţă de axa y-y:

yy

yyyy W

M=σ (4.109)

87

în care yyW este modulul de rezistenţă al secţiunii faţă de axa y-y,în 3m .

-momentul de încovoiere faţă de axa x-x este:

( ) ( )α+α=α⋅α+=⋅= sinycosxFcostgyxFxFM 1111xx (4.110)

rezultă solicitarea corespunzătoare:

xx

xxxx W

M=σ (4.111)

în care xxW este modulul de rezistenţăal secţiunii fată de axa x-x, în m3.

-tensiunile maxime se află în punctele extreme faţă de planul median:

( )β+α⋅= sinFN (4.112)

rezultă solicitarea corespunzătoare:

SN

N =σ (4.113) în care: S este suprafaţa secţiunii II-II, în m2.

-tensiunea de răsucire maximă (în punctual 0):

0t

t0 W

M=τ (4.114)

în care: 0tW este momentul de rezistenţă la răsucitor pentru punctual 0,în secţiunea II-II.

-eforturile în punctele A şi B sunt:

NyyxxBA σ+σ+σ=σ=σ (4.115)

-efortul în punctul 0 este:

( ) 22Nxx0 3τ+σ+σ=σ (4.116)

4.3.Ghidaje la caje Ghidajele aferente cajelor de laminare sunt dispozitive care au rolul de a conduce

semifabricatul sau laminatul la intrarea şi ieşirea din cajă, realizând următoarele operaţii: -poziţionarea corectă a laminatului la intrarea în cajă (centrat, pe axa cajei); -răsturnarea sau rotirea laminatului între trecerile de laminare; -introducerea de tensiune în bandă. În cadrul laminoarelor de produse plate, principalele tipuri de ghidaje utilizate sunt: -la laminoarele slebing: manipulator-răsturnător; ghidaje sub formă de plăci; -la laminoarele de tablă groasă şi de bandă la cald: manipulator cu lineale de ghidare

laterale, buclator cu rolă pentru trenul finisor; -la laminoarele de bandă la rece: buclator cu rolă; presă de bandă; ghidaj cu role

pentru bandă la rece.

88

4.3.1.Răsturnătoare Răsturnătoarele au rolul de a răsturna lingourile, de a întoarce semifabricatele sau de a

întoarce tablele pentru verificarea aspectului pe ambele feţe. S-au realizat tipuri constructive distincte: -cu cârlige-pentru lingouri; -cu braţe-pentru tablă groasă. Un răsturnător cu cârlige pentru lingouri (figura 4.78) realizează răsturnarea lingoului

prin rotirea acestuia (faţă de punctual A), cu ajutorul unui cârlig.

A

1

2 3 4

Fig.4.78. Structura cinematică a unui răsturnător cu cârlige cu reductor melcat: 1-cârlig; 2-pârghie; 3-mecanism bielă-manivelă; 4-angrenaj melc-roată melcată; 5-motor.

Pentru calculul puterii motorului necesar acţionării se utilizează forţa de răsturnare

rezultată din ecuaţia de momente faţă de punctual A:

2GFaF

2aG l

rrl ==>⋅=⋅ [ ]N (4.117) în care: Gl este greutatea lingoului, în N;

a - latura lingoului, în m; rF - forţa de răsturnare, în N.

Puterea necesară acţionării răsturnătorului:

t3

rr

10

vFP

η

⋅= [ ]kW (4.118)

în care: rv este viteza de ridicare, în sm ; tη - randamentul total al mecanismului. 4.3.2.Manipulator cu lineale de ghidare laterale Aceste manipulatoare (figura 4.79) au rolul de a centra laminatul pe axa verticală a

cajei la introducerea acestuia pentru deformare, şi, eventual, dacă acesta prezintă o curbură (pe lungime), de a-l îndrepta.

89

1

2

3

4 5

6

7

8

910

1112

Fig.4.79. Manipulator cu lineale de ghidare, cu acţionare laterală: 1-ghidaje; 2-plăci de uzură; 3-tije de acţionare; 4-manşon de protecţie; 4-lineale; 5-pinioane pentru acţionarea cremalierelor;

6-reductoare; 7-motoare; 8-limitatoare de cursă; 9-dispozitiv de prindere elastică; 10-ghidaje articulate; 11-cale cu role; 12-cilindru de lucru din cajă.

Semifabricatul este poziţionat cu linealele de ghidare şi îndreptat. Linealele,

solidarizate cu tijele de acţionare, sunt acţionate prin mecanisme tip pinion-cremalieră de la un grup de antrenare (motor, reductor, cuplaj).

Pentru calculul puterii necesare acţionării manipulatorului se calculează forţa de împingere a tijelor care trebuie să învingă rezistenţa la înaintare prin frecarea semifabricatului de role şi să realizeze îndreptarea laminatului:

frin FFF += [ ]N (4.119)

în care: inF este forţa de îndreptare care se calculează pe baza momentului de încovoiere:

LSR4

FSR4

LFM 2,0pin2,0p

ini

⋅==>⋅=

⋅= [ ]N (4.120)

în care: L este lungimea aproximativă a laminatului, în m;

S - momentul static al secţiunii laminatului, în 3m ; 2,0pR -limita de curgere a materialului laminatului, în 2mN .

frF - forţa de frecare dintre semifabricat şi role:

ssfr GF ⋅μ= [ ]N (4.121)

în care: sμ este coeficient de frecare semifabricat-role; sG - greutatea semifabricatului, în N.

Puterea necesară acţionării manipulatorului:

90

t310

vFPη⋅

⋅= [ ]kW (4.122)

în care: v este viteza de deplasare a linealelor, în sm ;

tη - randamentul total al mecanismului.

4.3.3.Buclatoare cu rolă Buclatoarele cu rolă au rolul de a introduce în bandă, o tensiune de întindere necesară

conducerii axiale corecte şi deplasării uniforme în trenul finisor din laminoarele de bandă la cald.

Tensiunea în bandă trebuie să admită valori cuprinse într-un interval, astfel încât: -limita inferioară este dată de posibilitatea suprapunerii benzii între caje, cu blocarea

laminorului; -limita superioară este dată de pericolul subţierii sau chiar a ruperii benzii, ceea ce

conduce tot la blocarea laminorului. Acţionarea buclatorului, de tip electromecanic, se face prin intermediul unui arbore pe

care este montată o rolă care creează tensiuna în bandă. Calculul tensiunii în bandă (figura 4.80): -forţa de tracţiune:

δ⋅= cosRFt [ ]N (4.123)

-momentul motor:

δ⋅⋅==>⋅= cosrRMrFM t (4.124)

rezultă că rezultanta forţelor de tracţiune în bandă este:

δ⋅=

cosrMR (4.125)

- tensiunea în bandă:

δ⋅γ+β

⋅==>

γ+β=

cos2

sinr

MT

2sin

RT (4.126)

1 2

3 4

a.

91

5 6

b.

Fig.4.80. Buclator cu rolă cu acţionare electromagnetică pentru un laminor de bandă la cald: a.schema constructivă; b.mecanismul de acţionare: 1-caja n; 2-caja n+1; 3-braţul buclatorului; 4-rolă;

5-motor electric; 6-aparat de comandă a reglajului vitezei.

TT

RFt

D

ca

hγβ

α

Fig.4.81. Schema de calcul a tensiunii într-un buclator cu rolă dintr-un laminor de bandă la cald. În figura 4.81 şi în relaţiile de mai sus am notat:

α este unghiul braţului buclatorului, în grade; γβ, - unghiurile pe care le face banda la ieşirea din caja n, respectiv la întoarcerea în

caja n+1 faţă de linia de laminare, în grade; a,c - distanţe, în m; D - distanţe între axele cajelor de laminare, în m; r - lungimea braţului buclatorului, în m; h - înălţimea la care este plasată rola buclatorului faţă de linia de laminare, în m.

Din relaţia 4.125 rezultă că, pentru menţinerea unei tensiuni constante în bandă se

reglează valoarea momentului motor M ceea ce se realizează tehnic, prin modificarea intensităţii curentului motorului printr-un element de comandă cu funcţiune dependentă de poziţia unghiulară.

92

4.3.4.Ghidaje cu role Ghidajul cu role (figura 4.82) se utilizează la cajele laminoarelor de bandă la cald şi la

rece pentru conducerea şi controlul procesului de laminare la cajele finisoare.

Fig.4.82. Schema constructivă a unui ghidaj cu role pentru bandă la cald, instalat după ultima cajă finisoare.

Ghidajele sunt laterale sunt, în general, de tip cu reglare şi retragere acţionate electromagnetic.

Utilajul constă în mese cu ghidaje laterale, amplasate în faţa şi în spatele fiecărei caje. Fiecare masă are două ghidaje legate, fiecare, de câte o piuliţă; acestea sunt acţionate de un şurub comun cu filet stânga-dreapta care este pus în mişcare de un grup motor reductor, pe care se montează aparatura electrică de reglare şi de poziţionare. 4.4.Instalaţii şi metode pentru controlul temperaturii laminatelor

Căderea de temperatură este dependentă de viteza de intrare în trenul finisor (dintr-un laminor de bandă la cald), de lungimea “prizei” şi de grosimea laminatului şi poate ajunge la 120 oC (figura 4.83).

93

800

T [ C]o

850

900

950

1000

1050

ultima cajădegrosisoare foarfecă

lungimea prizei

capătul anterior

capătul posterior

F1 F7trenul finisor

1100

Fig. 4.83. Evoluţia temperaturii pe lungimea “prizei” şi a temperaturii de sfârşit de laminare. Deşi după ultima cajă degrosoare - indiferent de soluţia constructivă adoptată -

temperatura este aproximativ constantă pe lungimea semilaminatului “priză”, temperatura la intrarea în prima cajă finisoare scade continuu pe măsură ce laminatul avansează, scădere provocată de pierderile de căldură prin radiaţie şi convecţie în atmosferă şi prin conductibilitate la contactul cu rolele de transport.

În cazul laminorului convenţional căderea de temperatură pe lungimea semifabricatului “priză” se poate calcula cu suficientă precizie din:

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡−⎟

⎠

⎞⎜⎝

⎛⋅⋅⋅

=−=Δ 74100T

G166,0FZ4TTT

45D

P1F5DP (4.127)

în care: PTΔ este căderea de temperatură de la ieşirea din ultima cajă degrosoare (D5) până la intrarea în prima cajă finisoare (F1); 5DT - temperatura la ieşirea din ultima cajă degrosoare D5, în K; 1FT - temperatura la intrarea în prima cajã finisoare F1; F - suprafaţa de radiaţie, în m2:

( )PP blF ⋅= ; GP - greutatea “prizei”, în kg:

( )PP hFG ⋅⋅γ= ; Z - timpul de transport, în h:

( )[ ]P1F l,vfZ = ; hP, bP, lP - dimensiunile “prizei”; vF1 - viteza de înfilare la caja F1, m/s.

Aceasta diferenţă de temperatură determină condiţii de laminare evolutive pe lungimea laminatului (în principal forţe de laminare continuu crescătoare). 4.4.1.Instalaţii şi metode pentru reducere pierderilor de căldură

Accelerarea trenului finisor

Una din soluţiile pentru diminuarea acestei diferenţe de temperatură a fost accelerarea trenului finisor după “prinderea” laminatului în ultima cajă finisoare (adoptată încă de la generaţia a II-a). Valoarea acceleraţiei se determină prin relaţii matematice, în funcţie de temperatura la intrarea în trenul finisor, grosimea şi lungimea “prizei”, condiţiile impuse fiind temperatura la ieşirea din trenul finisor şi puterea motoarelor de antrenare.

94

Căderea de temperatură la intrarea în prima cajă finisoare (F1) se poate determina cu relaţia lui Tiagunov pentru regim accelerat , aplicabilă în cazul laminoarelor continue:

ΔTT v v a l

a hD F F F P

F P=

−⋅

+ + ⋅ ⋅⋅

5 1 12400

162

(4.128)

în care: vF1 este viteza de înfilare la caja F1, în m/s; aF - acceleraţia aplicată trenului finisor, în m/s2; TF1 - temperatura capătului anterior al “prizei” la intrarea în caja F1, în 0C; hP - grosimea “prizei”, în mm; lP - lungimea “prizei”, în m.

Evoluţia temperaturii pe lungimea prizei şi a temperaturii de sfârşit de laminare când se accelerează trenul finisor se prezintă în figura 4.84.

800

T [ C]o

850

900

950

1000

1050

ultima cajădegrosisoare foarfecă

lungimea prizei

capătul anterior

capătul posterior

F1 F7trenul finisor

1100

Fig. 4.84. Evoluţia temperaturii pe lungimea “prizei” şi a temperaturii de sfârşit de laminare când se accelerează

trenul finisor. Panouri de acoperire (termoizolante sau de radiaţie)

O alternativă, mai ieftină, faţă de sistemul coilbox, cu rezultate similare, o constituie

inovaţia adusă de Encomech Engeneering Services, Anglia, care (1982) a pus în funcţiune la laminorul semicontinuu de 2030 mm de la Lakenby, British Steel, sistemul Encopanel: o construcţie metalică compartimentată, care acoperă calea cu role de aşteptare şi este placată cu materiale puternic reflectorizante (la faţa dinspre laminat). Fiecare tronson are posibilitatea de ridicare la verticală şi coborâre rapidă, pentru a evita contactul accidental cu capătul laminatului.

Influenţa sistemului asupra evoluţiei temperaturii la intrarea în prima cajă finisoare se prezintă în figura 2.11. Pe lângă reducerea consumului de energie în grupul finisor de până la 21% şi reducerea temperaturii de încălzire cu 50 ÷ 60 0C, sistemul asigură o temperatură de sfârşit de laminare uniformă pe lungimea benzii.

95

0

1045

1000

800

1080cu panouri

fără panouri

Tem

pera

tura

(C

)o

Timpul (lungimea prizei)

Fig. 4.85. Evoluţia temperaturii semilaminatului “priză” la intrarea în prima cajă finisoare.

Creşterea vitezei de intrare în trenul finisor

Reducerea timpului de aşteptare în faţa trenului finisor cu 5 ÷ 7 sec (4 ÷ 6 %) şi,

implicit, a pierderilor de căldură, se poate obţine prin creşterea vitezei de intrare în acesta. Metoda şi efectele aplicării acesteia sunt prezentate schematic în figura 4.86.

F1

F1

F7

Vite

za

Tim

pul (

s)

foarfeca

foarfeca

metoda convenţională Δt

role detransfer

VtVd Vi

Vl

t = timp minim de tăiere

1

capătul posterioral benzii anterioare

Fig. 4.86. Creşterea vitezei de intrare în trenul finisor: vt - viteza de transfer; vd - viteza de debitare; vF1 -

viteza de intrare în trenul finisor; vl - viteza de laminare (F1).

Eliminarea “dungilor negre” (skid marks).

În timpul deplasării slebului în cuptorul de încălzire el rămâne în contact permanent (cuptor cu propulsie) sau periodic (cuptor cu cadre mobile) cu glisiera cuptorului. Contactul cu glisiera generează în sleb o zonă insuficient încălzită - “dunga neagră”. Diferenţa de temperatură în această zonă poate ajunge la 40 ÷ 50 0C şi determină comportare diferită în procesul de deformare plastică. Profilul termic după ultima cajă degrosoare al semilaminatului încălzit într-un cuptor cu propulsie cu 4 glisiere se redă în figura 4.87.

Soluţiile prezentate mai sus rezolvă corespunzător căderea de temperatură pe lungimea laminatului, dar nu pot ameliora, decât în mică măsură, căderea de temperatură zonală produsă de glisierele cuptorului de încălzire.

96

1000

1050

1100

TD ( C)5o

Lungimea prizei (m)

Fig. 4..87. Variaţia temperaturii pe lungimea “prizei” provocată de contactul cu glisierele.

Pentru diminuarea defectului (urmei lăsată de glisiere) s-au adoptat soluţii variate, dintre care mai reuşite au fost şinele ADAPT şi glisierele încălzite. Sistemul “cu şine ADAPT” foloseşte efectul depărtării pe verticală a metalului de încălzit faţă de glisiera răcită cu apă, prin interpunerea unor piese din materiale refractare (oţel, aliaje, materiale ceramice). Evoluţia temperaturii slebului în zona de sprijin pe glisiera clasică şi pe şina ADAPT se prezintă în figura 4.88.

1250 Co

1215 Co

1245 Co

1225 Co

1235 Co

300...400

sleb

glisiere decalatet = 18...20 CΔ o

glisiera cu şine ADAPTt = 20...30 CΔ o

glisiera clasicăt = 40...50 CΔ o

zona egalizare zona încălzire

1230 Co

1240 Co

Fig. 4.88. Schemă privind defectul de “dungă neagră” la utilizarea a două tipuri de glisiere.

plăci deglisare

elementede încălzire vatră

sleb

Timp [s]

glisiere:nr.1 nr.2 nr.3 nr.4 nr.5 nr.6

Tem

pera

tura

[C

]o

20 Co

Fig. 4.89. Schema de principiu a sistemului de

încălzire a glisierelor (IRSID).

Fig. 4.90. Diminuarea defectului “dungă neagră” obţinută

prin încălzirea glisierelor.

Sistemul “cu glisiere încălzite” (IRSID, Franţa) modifică esenţial vatra de egalizare: în vatră se creează un număr de canale acoperite cu plăci din carbură de siliciu (cu rezistenţa la uzură la temperaturi ridicate), în care sunt instalate elemente de încălzire prin efect Joule

97

(Inconel 601) - figura 4.89. Prin încălzirea plăcilor la cca. 710 0C diferenţa de temperatură la glisieră s-a redus de la 35 ÷ 40 0C la 10 ÷ 12 0C (figura 4.90.).

Sistemul “cu încălzire la ieşirea din cuptor”

La Linz (Voest Alpine, Austria), pe calea cu role de evacuare aferentă cuptorului de încălzire, s-a montat o instalaţie de încălzire prin inducţie magnetică a slebului în zonele afectate de contactul cu glisiera. După o menţinere de cca. 40 s, se elimină o diferenţă de temperatură de 40 0C (figura 4.91).

inductor răcit cu apă

sleb

rolă de transport

t = 40...50 CΔ o

t < 5 CΔ o

fără încălzireprin inducţie

cu încălzireprin inducţie

Lungimea slebului

Tem

pera

tura

[C

]o

Tem

pera

tura

[C

]o

Fig. 4.91. Eliminarea defectului “dungă neagră” prin încălzirea zonelor de contact cu glisiera într-o instalaţie cu inducţie - montată în calea cu role la evacuarea din cuptor (Voest Alpine).

Încălzirea marginilor

Rulourile din oţeluri inoxidabile, cele aliate cu Si şi chiar oţelurile cu conţinut scăzut

de carbon, datorită răcirii accentuate a marginilor, îşi pierd plasticitatea şi, deseori, prezintă defecte marginale caracteristice (rupturi).

Tem

pera

tura

[C

]o

inductor

840

150...200

1060

cu încălzire

fără încălzire

Lăţimea benzii [mm]

semilaminatul

Fig. 4.92. Instalaţie pentru încălzirea marginilor şi efectul asupra temperaturii semilaminatului “priză”.

Pentru eliminarea defectelor de margine (tipice pentru condiţiile de pierdere a

plasticităţii la temperaturi scăzute) s-a imaginat o instalaţie pentru încălzirea marginilor, prin inducţie magnetică (Usinor Sacilor, Franţa) - amplasată la ieşirea din cuptorul de reîncălzire - sau cu arzătoare (US Steel, SUA) - amplasată înaintea foarfecii de capete. Efectele amplasării unei astfel de instalaţii în apropierea foarfecii de capete sunt prezentate în figura 4.92.

4.4.2.Instalaţii de răcire a laminatelor

98

Multitudinea de soluţii tehnice, din care o parte au fost prezentate, au permis un control mai sever al parametrilor de laminare, dintre care, hotărâtori pentru garantarea obţinerii proprietăţilor fizico-mecanice sunt:

- temperatura de sfârşit de laminare; - viteza de răcire; - temperatura de înfăşurare. Utilizând soluţiile tehnice: coilbox; panourile radiante; încălzirea marginilor slebului

la ieşirea din cuptor sau ale benzii înainte de intrarea în trenul finisor; alegerea corectă a regimului de accelerare şi a vitezei de înfilare în trenul finisor; aplicarea răcirii între caje etc., laminorul modern poate realiza temperatura de sfârşit de laminare impusă de marca de oţel şi uniformă pe direcţiile principale ale laminatului, deşi în faţa trenului finisor temperatura variază accentuat. Tehnologia de răcire a benzii după ieşirea din ultima cajă finisoare este determinantă în obţinerea proprietăţilor fizico-mecanice dorite. Încă de la generaţia a II-a de laminoare s-a impus sistemul de răcire cu jeturi laminare. Deşi au fost concepute sisteme noi (ex. sistemul cu “perdea de apă”), se preferă sistemul cu jeturi (laminare pentru răcirea “de sus” şi cu duze pentru răcirea “de jos”), mai sigur în exploatare. Flexibilitatea instalaţiei de răcire a crescut prin divizarea în tronsoane independente - care lucrează sau nu în funcţie de debitul de metal şi de diferenţa de temperatură ce trebuie să o asigure. Diferite firme constructoare au dezvoltat propriile sisteme, complet automatizate. Un sistem de răcire deosebit de eficient (“cu reacţie inversă” - Hoogovens, Olanda), este format din două grupuri de jeturi între care a fost plasat un punct de măsurare a temperaturii; în baza acestei măsurători se corectează temperatura benzii prin impunerea condiţiilor de lucru celui de al doilea grup de jeturi (figura 4.93).

Tsl

F7

Reacţie directă, funcţie de Tsl, v, hReacţie inversă, funcţie de Ti

Tisus - jeturi laminare

jos - stropire cu duze

Fig. 4.93. Sistemul de răcire “cu reacţie inversă”: Tsl - temperatura de sfârşit de laminare; Ti - temperatură intermediară; v - viteza benzii la ieşirea din trenul finisor; h - grosimea benzii.

Un nou sistem de răcire a fost realizat (Kobe Steel la Kakogawa, Japonia) utilizând

duze multiple, submersibile etc., mai eficiente decât cele clasice (figurile 4.94 şi 4.95).

Tabel 4.8.Caracteristicile sistemului de răcire cu duze multiple, submersibile Capacitatea de pompare 5 x 3000 m3/h

Capacitatea tancului superior 450 m3 jeturi laminare - sus 412 Număr de puncte de distribuţie duze - jos 302 şirul 1 - 9 90 / 90 m3/h⋅m2 Debitul specific de apă sus/jos şirul 10 - 26 60 / 60 m3/h⋅m2

99

A

A

B

B

C

C

0,010

25

50

75

0,05 0,1 0,2 0,3Presiune duză [Mpa]

Duză convenţională Duze multiple Duză submersibilă

Vite

za d

e ră

cire

[C

/s]

o

Viteză de laminare: 6,0 m/sGrosime: 3,0 mmTemperatură: 750 - 800 Co

Curgere laminară

AConvenţional Zonă densă

de răcireJeturi laminare

multiple

BC

Temperatura A B C550 - 600 Co

550 - 600 Co

750 - 800 Co

750 - 800 Co

0Debit specific apă [m /min•m ]3 2

50

100

150

Vite

za d

e ră

cire

[C

/s]

o

0,5 1,0 1,5

Înălţimea duzei: 1,0 mViteză de laminare: 6,0 m/sDiametru duză: 15 mmGrosime: 3,0 mm

Fig.4.94. Viteza de răcire (0C/s) realizată cu diferite tipuri de duze plasate la faţa inferioară a benzii.

Fig. 4.95. Viteza de răcire (0C/s) realizată cu diferite tipuri de jeturi laminare plasate la faţa superioară a

benzii.

sus jos

F71

Rezervor suspendat

9 10 24 25 26Jeturi laminare prin ţeviJet laminar prin ţevi

dispuse densTermometru

P P P P PP Rezervor

Duze multiple Duze multiple

Canal evacuare ţunder

Groapă de ţunder

Canal evacuare ţunder

Turnrăcire

Pompe

Înfăşurătorînchis

Înfăşurător

Fig. 4.96. Aşezarea echipamentului de răcire în linia de laminare (Kakogawa, Kobe Steel).

Multiplele îmbunătăţiri aduse instalaţiei de răcire dirijată au permis extinderea gamei calitative a laminoarelor de bandă lată la cald.

Astfel, benzile din oţeluri cu rezistenţă ridicată pentru conducte petroliere de mari dimensiuni, oţeluri inoxidabile, oţeluri cu conţinut ridicat de Si, oţeluri rezistente la abraziune, oţeluri pentru recipiente sub presiune, cu tehnologii de răcire foarte diverse, se pot fabrica, alături de cele din oţel carbon, pe acelaşi laminor. Tipurile de tratamente termice pe care le poate realiza o instalaţie de răcire modernă sunt prezentate în figura 4.97, unde curbele reprezintă: 1- laminare controlată cu răcire în aer; 2 - tratament termomecanic cu răcire în aer; 3 - tratament termomecanic cu răcire accelerată sub Ar3; 4 - tratament termomecanic şi temperare.

100

Ar3

1 2 3 4

Ar1

Fig. 4.97. Procedee de tratament termic realizabile cu instalaţia de răcire dirijată a benzii.

Pentru a obţine o suprafaţă cât mai bună, s-au prevăzut construcţii perfecţionate de

cuptoare, dispozitive eficace de desţunderizare şi utilaje de construcţie specială pentru ajustaj. În ceea ce priveşte tăierea tablelor, o perfecţionare importantă reprezintă agregatul combinat, compus dintr-un foarfece dublu de margini şi un foarfece de divizare, aşezate la o distanţă mică între ele. Acest utilaj, realizat prima dată de firma Moeller & Neumann are o productivitate ridicată şi asigură o calitate bună a tablelor.

Laminoarele moderne sunt prevăzute cu agregate complexe de tratament termic, care permit extinderea sortimentului de table şi obţinerea unor caracteristici mecanice ridicate.

Un progres important în acest domeniu reprezintă dispozitivul continuu de călire cu role RAC (figura 4.98).

apa

Fig.4.98. Dispozitiv continuu de călire cu role.

Răcirea este realizată de o peliculă de apă care circulă cu viteză mare (2÷3 m/s) între laminat şi maşină. Viteza de răcire în centru variază între 120÷30°C/s pentru tablele cu o grosime cuprinsă între 10÷30 mm.

Se ating viteze de răcire maxim admise la călirea cu apă. Această călire în linie se poate combina cu o laminare controlată care asigură dimensiunea grăuntelui austenitic pentru o capacitate de călire mai bună. Se obţine, astfel (figura 4.99), o creştere importantă a limitei de curgere şi se pot atinge valori de 690 N/mm2 cu un procent de carbon echivalent de 0,4 %. În aceste condiţii se economisesc la maxim elementele de aliere costisitoare şi austenitizarea, consumatoare de energie.

Una din cele mai importante cerinţe cărora trebuie să le facă faţă laminoarele moderne de tablă groasă o constituie laminarea controlată a tablelor groase.

101

Călire si revenire

Laminare controlată

Normalizare

Re[N/mm ]2

800

700

600

500

400

300

Grosimea tablei: 15-20 mm

Stropitor superior

Stropitor inferior

Aer

ApăVentilator aspiraţie

Colector aer umed

Fig.4.989. Procedeul de răcire accelerată (RAC) comparat cu laminarea controlată şi normalizarea.

Fig.4.100. Schema de funcţionare a sistemului de răcire cu apă pulverizată.

In ţările dezvoltate industrial o pondere importantă a producţiei este realizată conform

acestei tehnologii. De exemplu, în Franţa, prin metoda de laminare controlată se obţine 25÷35 % din

producţia totală de tablă groasă. Tehnologia de laminare controlată necesită o menţinere exactă a regimurilor de

temperatură şi de deformare în procesul de laminare, ceea ce duce la cheltuieli mari pentru conducerea şi pentru controlul procesului, la necesitatea echipării laminoarelor cu aparatură de precizie pentru măsurare şi reglare şi cu anumite sisteme de comandă automată a procesului de producţie, cu utilizarea calculatoarelor electronice şi a microprocesoarelor .

Eficienţa ridicată şi controlul sistemului de răcire are o mare importanţă din considerente metalurgice, legate de tipul răcirii şi temperaturile de răcire.

Răcirea laminatelor cu apă pulverizată (figura 4.100) este mai rar aplicată în ultimul timp, din cauza eficienţei scăzute şi a consumului mare de energie (figura 4.101).

Răcirea cu ecrane de apă este preferată datorită următoarelor avantaje: -răcire uniformă pe grosimea tablei; -consum specific de apă scăzut la o eficienţă superioară a răcirii; -întreţinere uşoară.

regim de temperaturiridicate

răcire laminarăcu ecrane de apă

răcire laminarăcu tuburi “U”

regim de temperaturijoase

răcire cu apăpulverizată

Fig.4.101. Eficienţa sistemelor de răcire.

Pornind de la cerinţele tehnologiei de laminare controlată, laminoarele de tablă groasă

trebuie să dispună de:

102

-cuptoare multizonale pentru încălzirea rapidă şi uniformă a sleburilor; -două sau mai multe caje rezistente şi rigide, cu dispozitive de acţionare puternice a

cilindrilor; -dispozitiv de contracurbare a cilindrilor în caja finisoare; -distanţă suficientă intre caje pentru a asigura răcirea semifabricatelor în aer sau pentru

amplasarea unor dispozitive speciale pentru răcirea acestora; -transportoare cu role de lucru şi de alimentare, cu dispozitive pentru balansarea semifabricatului în perioada de menţinere;

-dispozitiv pentru scoaterea semifabricatului din fluxul tehnologic principal pe timpul pauzelor;

-cilindri de lucru de calitate superioară, cu bandaje din oţel înalt aliat cu crom. 4.5.Instalaţii de desţunderizare a laminatelor Pentru curăţarea materialului care se laminează se utilizează o deţunderizare mecanică şi o desţunderizare hidraulică, ale căror efecte se combină pentru obţinerea unui semifabricat cât mai curat. Desţunderizarea mecanică se realizează, în special, cu ajutorul cajelor de desţunderizre degrosoare şi cu ajutorul instalaţiei cu role din faţa trenului finisor (la laminoarele de bandă la cald)irea cu apă a metalului, la o presiune ridicată, pe cajele orizontale, de sus în jos.

sens de laminare

1

2

34

5

67

8

910

11

12

13

14 15

16

Fig. 4.102. Instalaţie de desţunderizare hidraulică aferentă unui laminor de bandă la cald: 1-desţunderizare cajă universală; 2distribuitor cu piston; 3-supapă de reţinere; 4-ventil de închidere; 5-rezervor hidropneumatic; 6-compresor; 7-aparat măsură nivel: 8-manometre; 9-distribuitor; 10-electromagneţi; 11-supapă automată; 12-desţunderizare caje degrosoare; 13-pompă centrifugă, 14-desţunderizator cu role; 15-desţunderizator caje finisoare; 16-conductă alimentare apă.

Stropirea se face cu nişte duze speciale, montate pe colectoare, amplasate în cutii sau staţii de stropire care se instalează în faţa fiecărei caje degrosoare, la instalaţia de desţunderizare cu role şi în spatele cajelor finisoare (figura 4.102). În total, la un laminor de bandă la cald, de exemplu, există 11 rânduri de colectoare superioare şi inferioare.

103

Apa de mare presiune este produsă de o staţie, amplasată în subsolul dintre cajele degrosoare. Subsolul este alimentat de la gospodăria cu apă a laminorului. Colectoarele cu diuze sunt comandate de distribuitoare hidropneumatice cu piston, cu viteză reglabilă de deschidere. Colectoarele sunt împărţite într-un tronson central şi două laterale, astfel că, atunci când se laminează benzi înguste (sub 1200mm) nu stropesc decât diuzele centrale, realizându-se economie de apă şi de energie electrică. Comanda lăţimii de stropire se face cu ventile, comandate de la distanţă. Diuzele de la staţia de stropire a cajei verticale au un debit de cca. 2 l/s fiecare iar restul diuzelor din laminor de 1cca. 35l/s fiecare.

Cap.5.UTILAJELE TEHNOLOGICE ALE SECŢIILOR DE LAMINARE

5.1. Utilaje de tăiere Utilajele de tăiere se utilizează la îndepărtarea zonelor de capăt a semifabricatelor şi a

produselor finite, a mărfurilor, tablelor şi a benzilor, debitarea la lungime a acestora precum şi la debitarea probelor.

Utilajele de tăiere se clasifică în funcţie de tipul şi dimensiunile materialului, de scopul în care se folosesc:

-foarfece; -ferăstraie; -utilaje(metode) speciale - cu flacără oxiacetilenică; - cu plasmă.

5.1.1.Foarfece Foarfecele constituie o categorie de utilaje folosite, mai ales, în secţiile de laminoare

pentru tăierea, la cald sau la rece, a metalelor în timpul procesului de fabricaţie sau în ajustaje. Există mai multe criterii de clasificare a foarfecelor: -după forma cuţitului: - cu muchii paralele; - cu muchii inclinate; - disc; -după starea de mişcare a materialului:- staţionare; - volante (mobile); -după felul acţionării: - cu acţionare electromecanică; - hidraulică; -după tipul operaţiei executate: - şutare capete; - tăiere transversală; - debitare margini; - fâşiere; -după amplasarea cuţitelor faţă de batiu: - tip închis (cuţitele sunt amplasate între

montanţii maşinii); - tip deschis (cuţitele sunt amplasate de o

parte a batiului).

În fig 5.1 se prezintă schemele proceselor de tăiere la principalele tipuri de foarfece stationare.

104

α

Fig .5.1. Schema poziţiei cuţitelor la foarfecele staţionare. Foarfecele staţionare se utilizeză, în funcţie de tipul cuţitelor, la: -foarfecele cu cuţite cu muchii paralele: tăierea transversală a laminatelor cu grosimi

mari, în general, la cald: blumuri, sleburi, brame, ţagle, profile, table groase, profile finite (când cuţitele sunt fasonate după profil);

-foarfece cu cuţite cu muchii înclinate: tăierea transversală a laminatelor cu grosimi mai mici, la cald sau la rece: table, benzi;

-foarfece cu cuţite disc: tăierea marginilor tablelor şi benzilor, fâşierea benzilor de grosime mică.

Foarfecele volante se utilizează la tăierea transversală, la cald sau la rece, a laminatelor în mişcarea: benzi, profile…

a.Foarfece staţionare cu cuţite cu muchii paralele

Muchiile tăietoare a cuţitelor acestor tipuri de foarfece sunt paralele între ele, cel mai des utilizate fiind cele ascuţite la 900.

x

b

h α

h

hcos α

z/2

FT

TFa c

Fig.5.2. Schema procesului de tăiere la foarfecele cu cuţite paralele.

Procesul de tăiere se desfăşoara în doua faze: -în prima fază: cuţitele pătrund în material; acesta se deformează, la început elastic, în

continuare plastic, apoi se încovoaie şi începe să fisureze. Explicarea fenomenului: la pătrunderea cuţitelor în material, acesta începe să se

rotească datorită cuplului forţelor de tăiere (F) de pe suprafaţa cuţitelor: aF ⋅ . Rotirea semifabricatului determină apariţia unei forţe de reacţiune (T) pe feţele laterale

care determină, la randul lor, un cuplu de semn contrar: cT ⋅ .

105

12

α

j

3 21

2 3 31

1

Fig. 5.3. Schema modului de tăiere la foarfece cu cuţite cu muchii paralele: 1-zonă de tăiere; 2-zonă de deformare elastică; 3-zonă de rupere prin forfecare.

Rotirea semifabricatului are loc până la echilibrarea celor 2 cupluri:

cTaF ⋅=⋅ (5.1)

ceea ce se întamplă pentru un unghi α de cca.10-20 grade; înălţimea de pătrundere a cuţitelor, corespunzatoare unghiului maxim (α), este notată cu τ.

-în faza a doua are loc ruperea materialului prin forfecare. Explicarea fenomenului: la creşterea, în continuare, a forţelor aplicate cuţitelor, efortul

unitar în secţiunea de tăiere atinge valoarea rezistenţei la forfecare a materialului care se rupe pe restul secţiunii. Construcţia foarfecelor staţionare cu cuţite cu muchii paralele

Tăierea poate avea loc: -de sus în jos, - prin coborârea cuţitului superior (cuţitul superior mobil, cel inferior

fix); -de jos în sus: - cuţitul superior fix, cel inferior mobil. - ambele cuţite mobile. Din analiza procesului de tăiere, care poate fi considerat un proces complex de

forfecare, încovoiere şi întindere, pentru a realiza o bună tăietură, fără bavuri şi suprapuneri de material au rezultat diferite forme de cuţite. De asemenea se iau în considerare unele măsuri în privinţa jocului dintre cuţite, unghiul adecvat de tăiere şi forma muchiei.

Astfel, de exemplu, la proiectarea şi reglarea foarfecelor, trebuie avut în vedere că: -un joc mic produce o uzură rapidă a cuţitelor şi o suprafaţă neregulată a tăieturii; -un joc mare conduce la tocirea rapidă a muchiilor, precum şi la ruperea materialului

după direcţia propagării fisurii. Parametrii cuţitelor cu muchiile paralele sunt: -unghiul de ascuţire, β, care influenţează calitatea tăieturii şi forţa de tăiere. -unghiul de degajare, γ, care influenţează frecarea dintre cuţit şi material.

γ

ββ

β β

β β

Fig.5.4. Parametrii constructivi şi forme de cuţite.

106

Forma constructivă a acestor foarfece diferă în funcţie de tipul materialului, tipul acţionării şi modul în care se deplasează cuţitele (cu tăiere de sus în jos, cu tăiere de jos în sus sau simultan).

Foarfecele pentru tăierea semifabricatelor, de tip închis (cu cuţitele amplasate între montanţii maşinii) cu acţionare electromecanică, pe la partea superioară, prin intermediul unui arbore excentric liber-flotant, cu ambele cuţite mobile este prezentat în figura 5.5.

Foarfecele are cuţitul superior aşezat pe o manivelă a arborelui iar cuţitul inferior este suspendat pe biele articulate, pe o altă manivelă a aceluiaşi arbore.

Forţele de tăiere se închid între cele două cuţite prin intermediul bielelor articulate pe arborele excentric. Cuţitul inferior se deplasează în ghidaje plasate în cuţitul superior. Acţionarea este electromecanică, conţinând motoare de acţionare, frâne, reductoare, transformarea mişcării de rotaţie în mişcare de translaţie realizându-se cu mecanisme bielă-manivelă. Pentru echilibrare se utilizează mecanisme cu contragreutăţi. Pentru fixarea semifabricatului în timpul tăierii şi pentru a micşora unghiul de rotire a acestuia se utilizează un sabot de presare, fixat elastic de cuţitul superior.

1

2

6

7

89107

3

45

Fig.5.5. Schema cinematică a unui foarfece staţionar cu cuţite paralele pentru tăierea semifabricatelor: 1-cuţit inferior mobil; 2-cuţit superior mobil; 3-arbore cu două manivele; 4-biela cuţitului inferior; 5-biela cuţitului superior; 6-biela dispozitivului de apăsare; 7-echilibrări; 8-frână; 9-motor; 10-reductoare.

Lungimea de tăiere se obţine prin deplasarea unui opritor. Foarfecele este dotat cu o

masă basculantă pentru preluarea zonei debitate. Calculul foarfecelor cu cuţite cu muchii paralele

Principalele caracteristici tehnologice ale foarfecelor sunt: forţa de tăiere, lucrul mecanic de tăiere şi puterea necesară motorului de acţionare.

Forţa de tăiere pe suprafaţa cuţitului este: F = p b x [N] (5.2)

în care : p este efortul specific, în N/m2;

b - lăţimea semifabricatului, în m; x - abcisa de pătrundere a cuţitului în material, în m. La echilibru, cele două unghiuri sunt egale:

F a = T c şi x =a, zcos

hc −α

= (5.3)

107

în care: z este adâncimea la pătrunderea cuţitelor, în m.

Rezultă:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

α=⋅ z

coshTxF (5.4)

Considerăm ca presiunea este aceeaşi pe feţele cuţitelor:

zbT

zbFp

⋅=

⋅= (5.5)

dar: TtgFhztg =α⇒=α (5.6)

Din relaţiile (5.4) şi (5.5) rezultă:

z = h tgα sinα (5.7)

Deoarece α este foarte mic:

sinα ≅ tgα => hztg =α zhx ⋅= (5.8)

Forţa de tăiere devine:

zhpbF ⋅= (5.9)

Relaţia (5.9) arată o dependenţă parabolică F = f(z) faţă de variaţia teoretică dată de

reprezentarea parabolică (curba 1, figura 5.6).

F

z

Fmax

zmax

1

2

Fig.5.6. Dependenţa F = f(z): 1- curba teoretică; 2 – curba reală. În realitate (curba 2, figura 5.6), valoarea forţei creşte numai până la o valoare F =

Fmax corespunzatoare valorii de pătrundere a cuţitelor în material z = zmax, când se atinge rezistenţa la forfecare a secţiunii verticale; pe măsura forfecării forţa scade foarte repede, tăierea producându-se înainte ca, cursa cuţitului să atingă grosimea materialului.

Forţa maximă de tăiere se calculează cu relaţia:

Fmax.= A τr [N] (5.10) în care: A este secţiunea verticală de tăiere, în m2 ;

108

τr - efortul unitar de rupere prin forfecare, în N/m2.

Calculul efortului unitar de rupere τr al unui material pentru care nu este determinată o diagramă τ = f(ε) se poate face în funcţie de un material de referinţă pentru care se cunosc τr ret şi σ r ref, cu relaţia:

ref.r

r

ref.r

rσ

σ=

ττ (5.11)

în care τr (τr ref) reprezintă efortul unitar de rupere prin forfecare, pentru materialul de tăiat (respectiv, cel de referinţă), în N/m2;

σr (σr ref) – rezistenţa la rupere pentru materialul de tăiat (respectiv, cel de referinţă), în N/m2.

Lucrul mecanic de tăiere se calculează cu relaţia:

∫ τ⋅=maxz

0rdzAL [Nm] (5.12)

în care: zmax este adancimea maximă de pătrundere a cuţitelor în material, în m.

Dar:

hz

r =ε => z = ε h ⇒ dz = hdε (5.13)

în care: εr este adâncimea relativă de pătrundere a cuţitelor, în %; h - grosimea materialului, în m.

Rezultă:

∫ ∫ε ε

ετ⋅=ε⋅=r r

0 0r dhAdhAL (5.14)

Notând: ∫ε

ετ=ρr

0r d

în care: ρ este lucrul mecanic specific de tăiere, în Nm/m3 care reprezintă suprafaţa de sub curba τ = f(ε) (figura 5.7).

0 0,1 0,2 03 0,4

10203040

ε, [%]

τ, [d

aN/m

m]2

0 0,2 0,4 0,6 0,8

2468

ε, [%]

τ, [d

aN/m

m]2

1

2

a. b.

Fig.5.7. Dependenţa τ = f(ε) pentru oţelul OL37: a. la rece; b. la cald: 1-la 7700C; 2-la 11500C.

109

Rezultă:

ρ⋅⋅= hAL [Nm] (5.15)

Puterea necesară acţionării foarfecelui:

tt3 t

110

LP ⋅η⋅

= [kW] (5.16)

în care: tt este timpul de tăiere, impus tehnologic (tt = 2- 15 s);

ηt - randamentul mecanic de acţionare a foarfecelui.

Foarfece staţionare cu cuţite cu muchii înclinate Procesul de tăiere

În acest caz tăierea are loc între două cuţite, dintre care cel inferior este drept iar cel

superior înclinat cu un unghi de max. 2-5 grade.

α

dxxb

h

cz

F

I

II

III

x

qx

Fig.5.8. Schema procesului de tăiere la foarfecele cu cuţite cu muchii înclinate. Spre deosebire de foarfecele cu cuţite cu muchii paralele, la acest tip de foarfece,

tăierea are loc pe toată secţiunea laminatului, cursa cuţitului superior mobil, fiind mai mare. Scade însă forţa necesară tăierii deoarece cuţitul atacă progresiv secţiunea materialului.

Construcţia foarfecelor staţionare cu cuţite cu muchii înclinate

Tăierea poate avea loc în două moduri: -tăiere de sus în jos: cuţitul superior mobil; -tăiere de jos în sus: cuţitul inferior mobil.

3 1

2

4

5

6

b.

110

a. Fig.5.9. Scheme constructive de foarfece cu cuţite înclinate: a.cu acţionare mecanică: 1-ambreiaj; 2-volant; 3-frână; b.cu acţionare hidraulică: 4-cilindru hidraulic; 5-pârghii de deplasare a cuţitului

inferior; 6-cuţit inferior mobil.

Din punct de vedere al acţionării cuţitului mobil distingem două tipuri de foarfece: -cu acţionare electromecanică cu mecanism biela-manivelă; -cu acţionare hidraulică. Foarfecele cu acţionare electromecanică poate avea sistemul de acţionare la nivelul

solului (figura 5.9) sau pe batiu.

Foarfecele cu muchie înclinată, cu cuţitul superior mobil, cu acţionare electromecanică (figura 5.9,a) are cuţitul inferior fix iar cel superior mobil, fiind acţionat de un mecanism care cuprinde: motor (în general, asincron cu funcţionare continuă), arbore cotit, ambreiaj cu fricţiune montat pe arborele de ieşire al reductorului. Pentru frânare se utilizează frâna, montată pe arborele cotit, pe arborele motor fiind montat un volant.

Mecanismul biela-manivelă este cel care asigură deplasarea verticală a cuţitului. Calculul foafecelor cu cuţit superior cu muchie înclinată Forţa de tăiere pe suprafaţa cuţitului

F = A τ [N] (5.17) în care: A este aria secţiunii materialului, în m2;

τ - efortul de tăiere, în N/m2.

Pentru o suprafaţă elementară h dx:

d Fx = τ Ax = τ h dx = qx dx (5.18)

în care: qx este efortul unitar de tăiere pe lungimea cuţitului.

Adâncimea relativă de pătrundere a cuţitelor:

htgx

hz α⋅

==ε ⇒ ε⋅α

=tg

hx ⇒ ε⋅α

= dtg

hdx (5.19)

în care: τ este adâncimea de pătrundere a cuţitelor, în m; h - grosimea laminatului, în m.

Integrand relaţia (5.25) şi înlocuind, rezultă forţa de tăiere:

∫∫∫∫ε

ετα

=εα

⋅⋅τ=⋅⋅τ==0

2z

0

z

0

z

0x d

tghd

tghhdxhdxqF (5.20)

Notăm cu: ∫ ετ=ρz

0d

în care: ρ este lucrul mecanic specific de tăiere, în Nm/m3.

Forţa maximă de tăiere:

111

ρ⋅α

=tghF

2max [N] (5.21)

în care: h este grosimea laminatului, în m;

α - unghiul de înclinare a cuţitului superior, în grade.

Lucrul mecanic de tăiere

ρ⋅⋅= hAL [Nm] (5.22) în care: A este aria secţiunii laminatului, în m2.

Puterea motorului de acţionare:

tt3 t

110

LP ⋅η⋅

= [kW] (5.23)

în care: tt este timpul de tăiere, în s.

ηt - randamentul mecanismului. c.Foarfece staţionare cu cuţite disc

Procesul de tăiere

Caracteristic alegerii acestui mod de tăiere o constituie faptul ca tăierea este continuă şi are loc între două discuri care se rotesc în sens contrar deplasării materialului. Limitarea grosimii de tăiere se datorează unghiului de prindere a materialului între discuri, care nu depaseşte 10-15 grade.

Procesul de tăiere este asemănător celui de la foarfece cu cuţit superior cu muchie înclinată.

Tăierea se face progresiv, pe masura pătrunderii cuţitelor în material.

α

α

AB

CD

axF

dx

s

x

qx

α vt

vp

Fig.5.10. Schema procesului de tăiere la foarfecele cu cuţite disc. Secţiunea de rezistenţă carese opune tăierii este trapezul ABCD (figura 5.10) deoarece

grosimea h a tablei este mică, arcele fiind asimilate cu coardele respective.

Forţa de tăiere

112

Efortul elementar de tăiere este:

dFx = qx dx = τ h dx (5.24) în care: qx este forţa de tăiere elementară pe unitatea de lungime în proiecţia orizontală, în N/m;

h - grosimea materialului, în m; τ - efortul de tăiere, în N/m2. Adancimea relativă de tăiere (care este o funcţie de distanţa x), considerând procesul

pentru un disc ce realizează tăierea materialului pe grosimea h/2, este determinat din relaţia:

x2h

x2z

x2z

tg x ⋅ε===α (5.25)

rezultă:

htgx2

xα⋅

=ε (5.26)

Prin derivare şi transformare, rezultă:

ε⋅α

= dtg2hdx (5.27)

Prin integrarea relaţiei, luând în consideraţie înlocuirile corespunzatoare, obţinem forţa

de tăiere:

ρ⋅α

=⋅⋅τ= ∫ tg2hdxhF

2 [N] (5.28)

în care: n este număr de perechi de discuri.

Lucrul mecanic

Lucrul mecanic de tăiere a unui disc în unitate de timp:

ρ⋅⋅=ρ⋅⋅= hAvhL l2

t [Nm] (5.29) în care: h este grosimea laminatului, în m

vl - viteza liniara de inaintare a laminatului, în m/s.

Puterea motorului de acţionare

Puterea necesară acţionării unui disc este:

P = M ω [kW] (5.30) în care: M este momentul rezistent la rotirea discului, în Nm.

M = F a (5.31)

în care: a este braţul forţei F, în m (figura 5.10); α⋅= sin2Da ;

D - diametrul discului, în m.

113

Rezultă, după înlocuire:

α⋅π

⋅= sin60DnFP (5.32)

Luând în consideraţie viteza periferică a discului:

60Dnvp

π= [m/s] (5.33)

şi viteza laminatului:

vl = vp cosα [m/s] (5.34) relaţia 5.32 devine:

2vh

cosvsin

tg2hP l

2l

2 ρ⋅⋅=

α⋅α⋅ρ⋅

α= [kW] (5.35)

sau, în funcţie de lucrul mecanic de tăiere pe unitatea de timp:

η⋅⋅⋅= 3

t

102

LkP [kW] (5.36)

Obs. Pentru foarfecele cu mai multe discuri:

η⋅⋅⋅= 3

t

102

LnkP [kW] (5.37)

în care: k este coefecient ce ţine seama de forţa de încovoiere a marginii tăiate şi de efectul muchiei tăietoare, k =1,2-1,4. Construcţia foarfecelor cu cuţite disc

Un foarfece cu o pereche de cuţite disc pentru debitarea marginilor are o schemăa cinematică de tipul celei prezentate în figura 5.11.

1 2 3 4 5

6 7 8 9 10

Fig.5.11. Foafece cu cuţite disc pentru debitarea marginilor benzilor: 1-cuţit superior; 2-cuţit inferior; 3-excentric pentru reglarea distanţei între cuţite; 4-bucşă cu lagăr axial; 5-cutie de angrenare; 6-motor de

acţionare; 7-cuplaj; 8-reductor; 9-arbore; 10-şurub de poziţionare; 11-batiu.

114

Pentru realizarea procesului de tăiere se utilizează o serie de mecanisme: -mecanismul de deplasare a cuţitelor, care cuprinde: motor, reductor melc roată

melcată, şurub stânga-dreapta; -mecanismul de acţionare a cuţitelor: motor, reductor cilindric, arbore motor,

transmisie cu roţi dinţate cilindrice, bare de cuplare cuplate la axele discurilor; -mecanismul de reglare a distanţei între axe cuprinde: un grup motor-reductor care

acţionează prin intermediul unor melci montaţi pe acelaşi ax, roţile melcate ce deplasează bucşele excentrice în care sunt montate axele discurilor;

-mecanismul de reglare laterală a distanţei dintre discuri: bucşele excentrice sunt filetate la exterior şi montate în nişte piuliţe deplasabile, acţionate manual prin intermediul manivele şi angrenaj melc-roată melcată;

-mecanismul de modificare a poziţiei relative a axelor discurilor (dezaxarea discului superior) care sunt montate într-un batiu interior mobil, acţionat manual printr-o manivelă care roteşte un melc ce angrenează cu sectorul melcat al batiului interior.

d.Foarfece volante

Foarfecele volante realizează debitarea transversală a semifabricatelor şi a laminatelor în mişcare, ceea ce contribuie la creşterea productivităţii laminoarelor.

Tăierea se poate executa: -periodic - pentru lungimi mari; -continuu - pentru lungimi mici. La funcţionarea cu tăiere în regim periodic (figura 5.12), comanda pornirii foarfecelui

se face de către laminat, printr-un dispozitiv (cotactor) sau senzor (celula fotoelectrică) instalat în spatele foarfecelui.

L0

L

v1

2 3

Fig 5.12. Schema tăierii cu foarfece volant: 1-laminat; 2-cuţit; 3-senzor. Lungimea de tăiere a laminatului este:

L= L0 +vl t [m] (5.38)

t = t0 + tp [s] (5.39)

în care: L este lungimea semifabricatului după debitare, în m.

L0 - distanta cuţit –senzor, în m; vl - viteza semifabricatului, în m/s; t - timpul dintre emitere impulsului senzorului şi tăiere, în s; t0 - perioada de timp în care semifabricatele parcurge distanţa L0, în s; tp - timpul pauză, în s.

Modificarea lungimii de tăiere se face prin instalarea unui releu de timp în circuitul

senzorului care variază timpul pauză.

115

La funcţionarea cu tăiere în regim continuu, lungimea de tăiere a laminatului este dată de relaţia:

kN60vtvL

cll ⋅⋅=⋅= [m] (5.40)

în care: t este perioada între două tăieri consecutive, în s;

Nc - numarul curselor cuţitelor permanent, în m k - numarul curselor între două tăieri consecutive. Realizarea unei lungimi constante a laminatului se face prin: -menţinerea raportului: ve/Nc = const. -sincronizarea vitezei laminatului cu viteza cuţitelor prin conectarea, pe cale electrică

sau mecanică, a foarfecelui de mecanismele din amonte. Pentru obtinerea unei anumite lungimi a laminatului după debitare se acţionează prin

două metode: -variaţia raportului ve/ Nc, ceea ce presupune că, pentru v =const., se modifică numărul

de curse pe min: n≠const. -prin variaţia numărului curselor între două tăieri succesive: k≠const, ceea ce

presupune obţinerea unor lungimi egale cu multipli ai lungimii de tăiere de bază. Clasificarea foarfecelor volante se poate face:

din punct de vedere tehnologic: -de şutare, pentru debitarea capetelor laminatelor; -de intervenţie, pentru debitarea materialului în fluxul de laminare în caz de

avarie la caje; -de mărunţire, pentru debitarea sutajelor; -de debitare la lungime a laminatelor.

din punct de vedere constructiv: -rotative, cu tambure de diametre egale sau inegale; -cu manivele; -pendulare; -oscilante; -cu disc; -cu discuri.

Construcţia şi funcţtionarea foarfecelor volante rotative

La acest tip de foarfece, tăierea se realizează între două sau mai multe cuţite amplasate

radial pe două tobe (tambure) sau în jurul a doi arbori, la extremitatea unor braţe ce se rotesc. Viteza cuţitelor este viteza periferică a mişcării de rotaţie, alegându-se în funcţie de

viteza de deplasare a materialului (figura 5.13):

α≥

cosv

v lc [m/s] (5.41)

116

D0D

v0

αv cos c α

vc

nb

n0

Fig.5.13. Schema procesului de tăiere la foarfecele volante rotative cu tambur. În cazul în care cele două tobe de diametre egale au câte un cuţit, tăierea-pentru

obţinerea lungimii de bază-se efectuează la fiecare rotaţie (la fiecare întâlnire a cuţitelor). Practic, functionarea foarfecelor volante rotative se poate face prin mai multe metode,

dintre care cea mai utilizată este cea prin care se menţine constantă viteza periferică a cuţitelor la o valoare constantă, corespunzatoare vitezei materialului.

Viteza periferică a cuţitelor este constantî şi egala cu viteza:

60Dnvv lc

π== [m/s] (5.42)

în care: D este diametrul tablelor, în m;

n - viteza de rotaţie a cuţitelor, în rot/min. Lungimea de baza,obţinută la fiecare rotaţie:

Lb = π D [m] (5.43)

Dacă între viteza de avans a laminatului şi viteza periferică a cuţitelor există diferenţă, viteza de avans a laminatului se exprimă cu relaţia:

60nD

v 00l

⋅π= [m/s] (5.44)

în care: D0 este diametrul rolelor de antrenare, în m;

n0 - viteza de rotatie a rolelor de antrenare, în rot/min.

Lungimea de baza este:

b

00b n

nDL ⋅π= [m] (5.45)

în care: nb este viteza de rotatie a cuţitelor, în rot/min.

Lungimea laminatului, ca multiplu a lungimii de bază, se obţine după un număr de rotaţii:

L = k Lb (5.46)

Obs. Ca metodă practică se utilizează variaţia vitezei de rotaţie a cuţitelor.

Pentru a avea posibilitatea tăierii la orice lungimi, fără a solicita prea mult cuţitele sau

a rupe materialul (din cauza vitezei), în practică se admite viteza de rotaţie a cuţitelor:

nc = (1/2 −2) nb (5.47)

Rezultă că lungimile ce se pot obţine sunt date de relaţiile:

117

L = ( 2…..1/2) k Lb (5.48)

Forma constructivă a acestor foarfece diferă în funcţie de tipul materialului, tipul

acţionării şi modul în care se deplasează cuţitele (cu tăiere de sus în jos sau cu tăiere de jos în sus).

Foarfecele pentru tăierea semifabricatelor, de tip închis (cu cuţitele amplasate între montanţii maşinii) cu acţionare electromecanică, pe la partea superioară, prin intermediul unui arbore excentric liber-flotant, cu ambele cuţite mobile este prezentat în figura 5.14.

1

2

6

7

89107

3

45

Fig.5.14. Schema cinematică a unui foarfece staţionar cu cuţite paralele pentru tăierea semifabricatelor: 1-cuţit inferior mobil; 2-cuţit superior fix; 3-arbore cu două manivele; 4-biela cuţitului inferior; 5-biela cuţitului superior; 6-biela dispozitivului de apăsare; 7-echilibrări; 8-frână; 9-motor; 10-reductoare.

Foarfecele are cuţitul superior aşezat pe o manivelă a arborelui iar cuţitul inferior este

suspendat pe biele articulate, pe o altă manivelă a aceluiaşi arbore. Forţele de tăiere se închid între cele două cuţite, prin intermediul bielelor articulate pe

arborele excentric. Cuţitul inferior se deplasează în ghidaje plasate în cuţitul superior.

1 2 3

4567

Fig.5.15. Foarfece volante rotative cu tambure: mecanism de sincronizare a vitezelor: 1-motor electric; 2-tambur superior; 3-cilindru pneumatic; 4-motor electric; 5-cuplaj cu moment limitat; 6-tambur inferior;

7-comandoaparat.

Acţionarea este electromecanică, conţinând motoare de acţionare, frâne, reductoare, transformarea mişcării de rotaţie în mişcare de translaţie realizându-se cu mecanisme bielă-manivelă. Pentru echilibrare se utilizează mecanisme cu contragreutăţi. Pentru fixarea semifabricatului în timpul tăierii şi pentru a micşora unghiul de rotire a acestuia se utilizează un sabot de presare, fixat elastic de cuţitul superior.

5.1.2.Ferăstraie

118

Ferăstraiele sunt utilaje de tăiere, la cald sau la rece, a laminatelor cu secţiune

complicată (şine, grinzi), a ţevilor, a barelor sau pentru intervenţii. Comparativ cu foarfecele, ferastraiele au avantajele: -pot fi folosite la debitarea laminatelor cu secţiune complicată; -folosesc aceeaşi sculă tăietoare pentru întrega gama dimensională; -tăieturile nu au bavuri, laminatele nu prezintă deformări. Au, însă, dezavantajele: -calitatea mai slabă a tăieturii; -consum de material.

Debitarea cu foarfecele se poate realiza:

a.prin aşchiere progresivă a materialului, cu disc rotitor cu dinţi; b.prin topire locală cu disc rotitor abraziv.

În ambele cazuri, odată cu mişcarea de rotaţie, scula tăietoare execută şi o miscare de

avans transversal.

Procesul de tăiere

h

Ft

g

l

b

D

v

Fig.5.16. Schemă pentru calculul forţei de tăiere la ferăstraie prin aşchiere. a.La retezarea prin aşchiere se calculează forţa de tăiere ca forţă periferică de

desprindere a aşchiilor în lungul arcului de contact disc – laminat, cu relaţia : Ft = p Sa nd (5.49)

în care: p este presiune dinte-metal, necesară retezării, în N/mm2;

Sa - secţiunea aşchiei desprinsă de un dinte, în m2, Sa = b g; b - înalţimea aşchiei, în mm; g - grosimea aşchiei (grosimea tăieturii), în mm; nd - numărul de dinţi pe arcul de lungime l, nd = l/a; l - lungimea arcului, în mm; a - pasul dinţilor, în mm.

Rezultă:

algbpFt ⋅⋅⋅= (5.50)

119

Presiunea p depinde de proprietăţile mecanice ale materialului supus tăierii, temperatura de tăiere, caracteristicile cinematice ale discului (viteza de rotaţie, avans,..) şi se determină din diagramele stabilite experimental, pentru diferite materiale, funcţie de temperatură.

p, [d

aN/m

m]2

t, [ C]0

700 800 900 1000 1100

200

400

600

800

1000

Fig.5.17. Curbă experimentală pentru determinarea presiunii în funcţie de temperatură la un oţel OL 37. În funcţie de parametrii de tăiere, secţtiunea de metal A retezată în unitatea de timp se

calculează cu relaţia:

huva

lbA ⋅=⋅⋅

= ⇒ v

hua

lb ⋅=

⋅ (5.51) Rezultă:

v

uhgpFt⋅⋅⋅

= [N] (5.52) în care: v este viteza periferică a discului, în m/s;

n - viteza de avans a discului, în m/s; h - înălţimea secţiunii, în m.

Puterea necesară motorului de acţionare a discului este:

d3

d3t

d10

uhgp10

vFP

η⋅

⋅⋅⋅=

η⋅

⋅= [kW] (5.53)

în care: ηd este randamentul mecanic de acţionare a discului.

Forţa de avans a discului în material se calculează din echilibrul forţelor de reacţiune, ca diferenţă a componentelor proiectate pe axa orizontala (figura 5.18).

120

Ft

v

α

α

N

u

Fig.5.18. Schema pentru calculul forţei de avans a discului ferăstraielor.

Fa = N cosα − Ft sinα (5.54) în care: N este reacţiunea normală a materialului, în N;

α - unghiul la înclinare, în grd; constructiv α = 40-45 grd. Puterea necesară mecanismului de avans:

η⋅

⋅= 3

aa

10

uFP [kW] (5.55)

b. La retezarea cu disc abraziv, forţele de fricţiune generate prin aplicarea forţei de

avans Fa şi implicit a componentelor ei Fn (figura 5.19) dezvoltă un lucru mecanic care se transformă, practic, integral în caldură.

α

Fa

Fn Fn

g u

l Fr

v

Fig.5.19. Scheme pentru calculul forţelor la tăierea cu disc abraziv. Pentru acoperire se atribuie un plus de 20-30% pentru caldura dispersată în vecinătatea

zonei de lucru. Rezultă valorile forţelor normale Fn, respectiv, de frecare Ff pe feţele de lucru ale

discului:

121

2sin2

FF a

n α= [N]

2sin2

FF a

f α⋅μ

= [N] (5.56)

în care: μ este coeficient de frecare disc-material.

Puterea necesară mecanismului de avans, Pa, respectiv, pentru antrenarea discului Pd, se calculează cu relaţiile:

2sin2

FF a

n α= [N]

d3f

d10

vFPη⋅

⋅= [N] (5.57)

Construcţia ferăstraielor

Există mai multe soluţii constructive pentru ferăstraie cu tăiere prin aşchiere: cu sanie; cu şoc; volante; cu pârghie; pendulare.

Atât pentru debitare la cald cât şi pentru debitare la rece soluţia constructivă preponderentă este cea cu sanie (figura 5.20).

2 3 4 6 5 10

1

7

8 9 11 13 12

14 15

Fig.5.20 Ferăstrau cu sanie: 1-şasiu mobil; 2-glisiere; 3-cremalieră; 4-pinion; 5-motor mecanism de deplasare; 6-reductor; 7-transmisie cu roţi dinţate conice; 8-sanie; 9-cremalieră; 10-pinion; 11-motor acţionare disc; 12-disc; 13-transmisie cu curele; 14-laminat; 15-cale cu role.

Ferăstrăul are o sanie 8 care se deplasează pe glisierele 2, longitudinal faţă de calea cu role 15 pe care se afla laminatul 14.

Mecanismul de deplasare a ferăstrăului are în componenţă: motor 5, reductor 6, transmisie cu roţi dinţate conice 7, pinion – cremalieră 3-4.

Atacul discului se realizează prin deplasarea transversală (faţă de calea cu role) a saniei 8, printr-un mecanism motor-reductor-pinion-cremalieră 9-10-11, amplasat la partea inferioară a saniei.

Un al treilea mecanism deplasează discul 12 cu un aţul port-disc, prin acţionarea de la motorul 11 a curelelor trapezoidale 13. Laminatul este fixat pe calea cu role prin înclemare.

Pentru tăierea în lungime se utilizează opritoare mobile cu braţ basculant ca la foarfece.

5.2.Maşini de îndreptare a laminatelor

122

Corectarea formei laminatelor din punct de vedere al linearităţii sau planeităţii se realizează cu maşini de îndreptat, care pot ameliora abaterile dimensionale până la înscrierea acestora în valorile prevăzute de standarde.

5.2.1. Aspecte privind calitatea laminatelor din punct de vedere al formei acestora

După deformarea plastică a materialului, atât la cald cât şi la rece, laminatele pot prezenta abateri de la forma corespunzatoare din punct de vedere al liniarităţii sau a planeităţii. Aceste abateri sunt reglementate prin standarde, fiind încadrade în categoria “ondulaţii şi denivelari”( defecte de laminare OL 211-212) din cadrul ”abaterilor geometrice, dimensionale şi de masă”.

Forma şi locul apariţiei ondulaţiilor diferă, fiind corelate cu cauzele care le generează (figurile 5.21 şi 5.22).

+ + + + + + + +

Fig.5.21. Exemple de defecte de planeitate la table şi benzi şi eforturile corespunzătoare.

Fig.5.22. Schemele locurilor de apariţie a ondulaţiilor pe table şi benzi. Pe tablele şi benzile late pot aparea denivelări cu frecvenţă periodică, caracterizate, în

general, prin forma de tip curbă închisă, eliptică, a zonei deformate (figura 5.23).

123

A A

A- A

B-B

Fig.5.23. Denivelări cu frecvenţă periodică pe produsele plate, late, laminate. Ondulaţiile se caracterizează prin lungimea undelor şi sageata denivelărilor, mărimea

admisibilă a acestora fiind reglementată prin standarde şi norme. Pentru o apreciere obiectivă a ondulaţiilor se utilizează relaţii de tipul:

∑

∑

=

== n

1in

n

1ii

n

l

fO (5.58)

în care: hi este înălţimea ondulaţiei i, în mm (figura 5.24);

li - lungimea ondulaţiei i, în mm.

h1 h2

l1 l2

Fig.5.24. Parametrii de calcul ai ondulaţiilor unui laminat. Ondulaţiile şi denivelările se produc din cauză că materialul dintr-o anumită zonă a

suferit deformaţii diferite (mai mari sau mai mici) decât cele din zonele adiacente (învecinate).

Defectele din aceasta categorie pot fi definite ca: ondulare unilaterală, ondulare bilaterală, ondulare în partea centrală, denivelare sub formă de albie.

Principalele cauze care conduc la apariţia ondulaţiilor şi a denivelărilor sunt: -deformarea elastică, reglajul sau forma necorespunzatoare a cilindrilor de laminare

(uzura); -tensiunile interne ale materialului, generate de condiţiile neuniforme de răcire sau de

ungere; -forma secţiunii semifabricatelor, nerespectarea succesiunii raţionale a formatelor

laminatelor în cadrul ciclului de laminare; -conturul calibrului delimitat de tăbliile cilindrilor are profil necorespunzator; -temperatura mai scazută la sfarşitul deformării plastice; -viteza prea mare de laminare.

Tabliile cilindrilor produc, prin forma pe care o are profilul lor la trecerea materialului

pritre cilindri, ondulaţii, din cauza presiunii neuniforme pe care o exercită asupra laminatului (figura 5.25).

124

h H

a. b. c.

Fig.5.25. Influenţa presiunii de laminare asupra formării ondulaţiilor: a.la preiuni uniforme nu se produc ondulaţii; b.presiuni mai mari la mijloc produc ondulaţii la mijloc; c.presiuni mai mari la margini produc ondulaţii la margini.

Cilindri cu uzură pronunţată sau laminarea cu poziţie deplasată lateral a acestora au influenţă asupra formării ondulaţiilor ca şi a formei laminatului (figurile 5.26 şi 5.27).

x a b c

aIbI cI

xa1 b1 c1

aI1 bI

1 cI1

Partea uzată

Ond

ulaţ

ie m

argi

nală

a. b.

Fig. 5.26. Influenţa cilindrilor cu uzură pronunţată şi a laminării în poziţie deplasată a

acestora. Fig.5.27. Influenţa secţiunii laminată unilateral în pană.

Forma secţiunii semifebricatelor din care se lamineaza tablele şi benzile poate conduce în unele cazuri la aparitia ondulatiilor pe produsul laminat (figura 5.28).

125

Fig.5.28. Influenţa formei secţiunii semifabricatelor asupra formei tablelor şi a benzilor laminate.

5.2.2. Bazele teoretice ale procesului de îndreptare În cadrul procesului de îndreptare, materialul este supus acţiunii unor forţe exterioare

care conduc la apariţia unor tensiuni interne. Pentru a putea avea loc îndreptarea, tensiunile trebuie să ajungă în domeniul plastic, peste limita de curgere, conform diagramei tensiune-deformaţie (figura 5.29).

δδ1 δr

c

σp

σe

σcs

σ1

Rpo,2

Rmax

β

σ

ε

Fig.5.29. Diagrama tensiune-deformaţie (curba caracteristică) pentru un anumit tip materile de îndreptat. Pentru calculele procesului de îndeptare se iau în consideraţie următoarele ipoteze: -limitele de curgere ale materialului la întindere şi compresiune sunt egale; -în timpul procesului de îndreptare materialul nu se ecruisează; -deformaţiile remanente sunt nesemnificative; -secţiunile transversale ale laminatului rămân plane şi se respectă legea lui Hooke:

tensiunile sunt proporţionale cu deformaţile, fiind cu atat mai mari cu cât sunt mai departate de axa neutră.

Când deformarea atinge o anumita valoare, tensiunea în fibrele exterioare depăşeşte limita de elasticitate (figura 5.30).

σ

z 0 z

σ1σc

a. b.

Fig.5.32. Tensiunile în material, la încovoiere: a.încovoiere elastică; b.încovoiere elasto-plastică.

126

Pentru îndreptarea unui laminat cu raza de curbură iniţială r la o rază de curbură r1 se va efectua o îndoire în sens contrar, până la o curbură ρ 0, care dispare prin deformare elastică, materialul revenind la o curbura 1/r1 (figura 5.31).

Δl

Δϕ

Δϕ1

Δϕ0

rr1

ρ0

Fig.5.31. Schemă pentru îndreptarea unui laminat. Deformaţia totală la distanţa z de axa neutră este:

ε = εp + εe (5.59)

în care: εp este deformarea plastică; εe - deformarea elastică.

Deformaţia plastică, la o distanţă oarecare de axa neutră se calculează ca deformaţie

relativă din raportul alungirii fibrei extreme faţă de lungimea acesteia (figura 5.32).

(Δϕ−Δϕ )1

z

r1

r z1-

r

linianeutră

fibra

AB

C DE

Δϕ

Δϕ1

Fig.5.32. Schemă pentru calculul deformaţiilor.

( )

1

1p zl

zCEDE

ϕΔ−ΔϕΔ−ϕΔ

==ε (5.60)

în care: z este distanţa până la axa neutră, în m.

Asemănător, deformaţia elastică este:

( )

0

01e zl

zϕΔ−ΔϕΔ−ϕΔ

=ε (5.61)

127

Ţinând cont că:

Δl = r Δϕ (5.62)

deformaţia totală va fi:

( ) ( )0

01

1

1zr

zzr

zϕΔ−ϕΔϕΔ−ϕΔ

=ϕΔ−ϕΔϕΔ−ϕΔ

=ε (5.63)

Pentru a îndrepta complet un laminat (r1= ∞) şi Δϕ0 = - Δϕ0, (figura 5.33) deformaţia relativă la distanţa z de axa neutră va fi:

( )( ) ϕΔ−

ϕΔ−ϕΔ=ε

zrz 0 (5.64)

r

ρ0

Δϕ

Δl

A B

C D EΔϕ+Δϕ0

Δϕ0

Fig.5.33. Schemă pentru îndreptarea completă a unui laminat. Efectuând calculele pentru elementul considerat Δl, pentru o contraîncovoiere de rază ϕ0:

ϕΔ⋅ϕ

=ϕΔϕΔ⋅ϕ=ϕΔ⋅=Δ0

000r;rl (5.65)

de unde rezultă:

( ) zr

r1z

zr

rz00

−ϕ

+⋅=

ϕΔ−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ϕΔ⋅

ϕ+ϕΔ

=ε (5.66)

sau, în condiţia z<< γ:

00

zrz1

r1z

ϕ+=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ϕ

+≅ε (5.67)

Din aceste relaţii rezultă cele două componente ale deformaţiei totale: -deformaţia plastică:

128

rz

p =ε (5.68)

-deformaţia elastică:

0e

zϕ

=ε (5.69)

Pentru z = z0 (limita dintre zona deformată plastic şi cea deformată elastic):

E

R1r1z 2,0p

000 =⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ϕ

+=ε (5.70)

în care: E este modulul de elasticitate al materialului, în N/m2.

Egalând momentul forţelor interioare rezultate din deformarea elastică cu momentul de încovoiere al laminatului la îndreptare, rezultă ca ϕ0 este o mărime constantă care nu depinde de deformaţia laminatului ce trebuie îndreptat:

î0 M

IE ⋅=ϕ (5.71)

în care: I este momentul de inerţie al secţiunii, în m4.

z 0σ1σc

z 0

+-

AO

DI IIIII

ε0 εε1

B C

III III

εyεy

x x

h/2

h/2

Fig.5.34. Epura deformaţiillor şi a tensiunilor la încovoiere.

Momentul de încovoiere al laminatului (figura 5.34) este dat de relaţia:

∫ ⋅σ=2/h

oyy dyyb2M (5.72)

Deoarece:

0

2,0py yyR ⋅=σ (5.73)

pentru încovoierea în domeniul elasto-plastic:

( )SWRdyyRdyyRb2M 2,0p

2/h

y2,0p

y

02,0p

0

0′+′=

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡⋅+⋅= ∫∫ (5.74)

în care: b este lăţimea laminatului, în m;

h - înalţimea laminatului, în m;

129

W′ - modulul de rezistenţă al zonei deformate elastic, în m3; S′ - dublul momentului elastic al suprafeţei zonei plastice al unui semisecţiuni, faţă

de axa neutră, S′ .

În cazul unei secţiuni dreptunghiulare: -pentru deformare elastică z0 = h/2:

6bhRWRM

22,0p2,0pe ⋅=⋅= (5.75)

-pentru deformare plastică (z0 = 0):

4bhRSRM

22,0p2,0pp ⋅=⋅= (5.76)

în care: W este modulul de rezistenţă la incovoiere elastică;

S - modulul de rezistenţă la incovoiere plastică.

Pentru calculul deformaţiilor (figura 5.34) se consideră că materialul, iniţial în sectiunea I-I, prin încovoiere elstoplastică ajunge în secţiunea II-II iar după descărcare în secţiunea III-III.

Distanţele orizontale dintre segmentul AB şi secţiunea II-II reprezintă deformările la încovoiere.

Îndreptarea este realizată când secţiunea III-III este în echilibru. Rezultă:

E

;E

R 1y

2,0py

σ=ε′=ε (5.77)

în care: 1σ este tensiunea maximă, în fibra extremă, în N/m2.

Tensiunea în fibra extremă se calculează din considerentul că, prin ţncovoiere, aceasta ajunge la o valoare peste limita elastică.

Pentru fibra extrema(z = h/2), deformaţia va fi:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ϕ

+=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ϕ

+=ε00

11

r1

2h1

r1z (5.78)

5.2.3. Utilaje pentru îndreptarea laminatelor

Pentru corectarea formei laminatelor există mai multe metode şi soluţii constructive,

specifice diferitelor tipuri de laminate (tabel 5.1). Pe baza proprietăţilor elastoplastice ale materialelor laminatelor se realizează

îndreptarea prin trei metode: întindere, încovoiere sau întindere-încovoiere (tabel 5.1).

Tabel 5.1. Procedee şi utilaje specifice pentru îndreptarea laminatelor.

Tipul laminatului Procedeu de îndreptare Utilaj utilizat

Semifabricat, table groase, profile încovoiere prese

Table încovoiere maşini cu role drepte

130

Ţevi şi profile încovoiere maşini cu role profilate în consolă sau pe lagăre

Table şi benzi întindere maşini cu bacuri de prindere

Benzi întindre-încovoiere instalaţii de întindere-încovoiere

Aspecte privind calitatea laminatelor Precizia dimensională a laminatelor reprezintă o problemă de importanţă deosebită.

Laminatele nu au întotdeauna o formă corectă după terminarea procesului de deformare, rãcire şi transport.

Corectarea formei din punct de vedere al liniarităţii sau planeităţii se realizează prin operaţia de planare, care poate ameliora abaterile dimensionale până la înscrierea lor în valorile prevăzute de standarde sau de cerinţele consumatorilor.

Unele din cauzele care conduc la apariţia deformaţiilor la laminatele plate sunt: -laminarea cu deformaţii pe centru sau pe margini datorată deformaţiei elastice a cilindrilor; -bombament necorespunzător; -tensiuni interne de laminare; -cilindri uzaţi; -condiţii neuniforme de răcire-ungere în spaţiul dintre cilindri; -încălzirea neuniformă a materialului de laminat. Îndreptarea are loc prin încovoiere sau întindere. Îndreptarea prin încovoiere constă

din curbarea laminatului în sens opus abaterii până la crearea unei deformaţii permanente, care să anuleze pe cât posibil, abaterea.

Îndreptarea prin întindere se realizeazã prin stabilirea unei stări de tensiune în acelaşi plan cu deformarea ce trebuie corectată, până la o valoare puţin peste limita de curgere. Cele două procedee au la bază proprietãţile elasto-plastice ale materialelor laminate.

a.Prese de îndreptare

Îndreptarea semifabricatelor sau a tablelor groase pe prese se realizează prin încovoierea laminatului, aşezat pe două reazeme, în sens contrar deformaţiei ce trebuie corectatî, până când acesta ajunge la forma corecta.

Presele de îndreptare se clasifică după: -tipul laminatului: - prese pentru semifabricate;

- prese pentru table groase; - prese pentru profile;

-poziţia în care se realizează îndreptarea: - orizontale; - verticale;

-tipul acţionării: - cu acţionare mecanică; - cu acţionare hidraulică.

Presa orizontală de îndreptare a semifabricatelor groase cu acţionare mecanică are

schema constructivă de principiu redată în figura 5.35.

131

I IIA

B

B

AB

A

AA

B

1 2

Fig.5.35. Schema de principiu a presei orizontale, de îndreptare a semifabricatelor groase, cu acţionare mecanică: I, II-grinzi; A-proeminenţe fixe, B- tampon mobil; 1-mecanism şurb-piuliţă;

2-mecanism bielă-manivelă.

1 2

3 4

1

2 3 4

1

2 3

Fig 5.36. Presă verticală pentru table groase: 1-cărucior cu tampon; 2-cadru; 3-cale cu role; 4-reazeme escamotabile.

Semifabricatul de îndreptat este introdus intre proeminentele fixe A ale grindelor I şi

II, care serveşte drept reazeme.Grinda I are o cursă fixă în timpul lucrului, realizată cu mecanismul cu şurub-piuliţă 1. Tampoanele mobile B se aşează în zona în care laminatul prezintă ondulaţia. Grinda II presează laminatul, fiind deplasată cu mecanismul de tip bielă manivelă.

Presa verticală de îndreptare a tabelelor groase, cu acţionare hidraulică are schema constructivă de principiu în figura 5.36.

132

Pe cadrul 1 al maşinii se deplasează un cărucior 2 cu un cilindru hidraulic care acţionează un tampon de presare. Între canalele cadrului se află o masă cu grinzi suport pentru rezemarea tablei. Tabla este deplasată pe rolele maşinii pentru poziţionarea cu zona curbată în dreptul tamponului. Acesta este adus în dreptul deformaţiei, suporţii se ridică şi tamponul presează tabla până când se înlătură deformaţia.

b. Maşini de îndreptat cu role drepte pentru table şi benzi

Maşina are un număr impar de role, aşezate într-o poziţie defazată, în plan vertical, cu un pas constant t/2.

Particularităţile procesului de îndreptare, pentru această soluţie constructivă, sunt: -îndreptarea se realizează printr-un mecanism de încovoieri alternative, în sensuri

opuse; -încovoierea maximă ce poate fi aplicată pentru realizarea unei contracurburi este în

funcţie de raza rolelor maşinii.

Bazele procesului de îndreptare Metalul supus unor forţe exterioare este solicitat de tensiuni interne, care se dezvoltă

pe cele trei direcţii principale. Pentru îndepărtarea tensiunilor trebuie să se ajungă în domeniul plastic, conform diagramei tensiune-deformaţie, adică dincolo de limita de curgere.

La îndreptare este important ca anizotropia caracteristicilor fizice, pe direcţia transversală a tablei, să fie cât mai mică. Pentru calcule se fac următoarele ipoteze:

-limitele de curgere ale materialului la întindere şi compresiune sunt egale; -nu apare ecruisarea materialului; -deformaţiile remanente sunt mici; -repartizarea lineară a deformaţiei la încovoierea elastică se menþine şi la deformarea

după domeniul de elasticitate. Se consideră că, prin încovoierea plastică şi elastică secţiunile transversale ale

laminatelor se păstrează plane, deformaţiile în secţiune sunt proporţionale cu distanţa de la axa neutră iar tensiunile proporţionale cu deformaţiile.

Pentru a se efectua îndreptarea de la o rază “r” la o razã “r1” trebuie să se execute o încovoiere contrară până la o rază “r0”, după care materialul, eliberat de forţele de încovoiere, să se destindă până la raza “r1”.

Considerăm, în diagrama tensiune-deformaţie, că tensiunile variază liniar transversal pe grosimea tablei (figura 5.37).

Conform diagramei, tensiunile evoluează astfel: -zona A-B: tensiunile cresc liniar până la limita de curgere a materialului; -zona B-C: tensiunile rămân constante în timp; -zona C-D: anulând tensiunea aplicată, materialul revine elastic (CD1); prin curbarea

în sens invers se aplică tensiuni negative care cresc până la limita de curgere (DD1); -zona DE: tensiunile rămân constante în timp, după care ciclul se reia. Deformaţia totală la distanţa “y” de axa neutră este:

ε = εp + εe (5.79)

în care: εp este deformaţia plastică (εp=y/r); εe - deformaţia elastică (εe=y/r0).

133

A

B C

DE

F

Tensiuni

DeformatiεD'

εc

σ c+

σc-

Fig. 5.37. Diagrama simplificată tensiune-deformaţie pentru succesiunea de încovoieri la care este supus

materialul tablei.

Limita dintre zonele deformate elastic şi cele deformate plastic,”y0”, se determină din relaţia:

ER

r1

r1y 2,0p

000 =⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=ε (5.80)

0

02,0p0 rr

rrE

Ry

+⋅

⋅= (5.81)

în care: E este modulul de elasticitate al laminatului;

Rp0,2 - limita de curgere a materialului.

Pentru determinarea lui “r0” se consideră că momentul forţelor interioare, rezultate din deformaţia elastică, trebuie să echilibreze momentul “M” de încovoiere la îndreptare:

MI Er0 = (5.82)

în care: I este momentul de inerţie al secţiunii.

Se observă că “r0” este o mărime constantă, care nu depinde de deformaţia produsului de îndreptat.

Curbura însumată la încovoiere este:

irezsum r1

r1

r1

+= (5.83)

în care: ri este curbura produsă de încovoiere;

rrez - curbura rămasă după încovoiere.

Dacă se încovoaie materialul astfel încât ri = rels, se obţine:

elsrezsum r1

r1

r1

+= (5.84)

Deformaţia maximă în fibra extremă se determină ştiind că tensiunea maximă ajunge

la o valoare peste limita elastică:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+=ε

r1

r1

2h

r1

r1y

00ex (5.85)

134

Mărimea şi tipul deformărilor care se caută să se realizeze prin îndreptare sunt funcţie

de curburile şi neplaneitatea laminatului şi de alungirea la limita de elasticitate sau de curgere a acestuia. Pentru cazul general al îndreptării, raportul dintre deformarea maximă εmax a laminatului şi alungirea la limita de curgere εc se consideră: εmax/εc < 8.

Dacă momentul de încovoiere M<Mc, în fibrele marginale vor avea loc numai deformări elastice; dacă M>Mc, apar şi zone deformate permanent cu o grosime:

k=h/2-y0 (5.86)

Momentul forţelor interioare la încovoierea elasto-plastică este:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ⋅+⋅σ⋅= ∫ ∫0

0

y0

2/hy 2,0pep uduRudub2M (5.87)

Exprimând σ prin limita de curgere, se obţine:

( )SWRudub2duuby2RM 2,0p

y0

2/hy

2

02,0pep

0

0′+′=⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡⋅+⋅= ∫ ∫ (5.88)

în care: u este ordonata curentă;

b,h - lăţimea şi înălţimea laminatului; Mc - momentul încovoietor, corespunzător limitei de curgere; Mep - momentul elasto-plastic; W’ - modulul de rezistenţă al zonei deformate elastic; S’ - dublul momentului static al suprafeţei zonei plastice al unei semisecţiuni faţă de

axa neutră.

Pentru y0=h/2:

WR6hbRM 2,0p

22,0pe ⋅=

⋅= (5.89)

Pentru y0=0:

SR4hbRM 2,0p

22,0ppl ⋅=

⋅⋅= (5.90)

în care: W este modulul de rezistenţă la încovoierea elastică;

S - modulul plastic de rezistenţă.

Procesul de îndreptare Îndreptarea se realizează printr-o succesiune de încovoieri în sensuri opuse, mai

accentuate la primele role şi mai mici la ultimele role. În timpul unei încovoieri de îndreptare se aplică unei curburi k=1/r un moment de încovoiere în sens opus până la 1/r0, după care, prin revenire, sub acţiunea forţelor elastice, metalul devine drept (figura 5.38).

În funcţie de mărimea ondulaţiei, momentul de încovoiere variază între Me şi Mc=Mpl (figura 5.39), iar tensiunile conform figurii 5.38.

135

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

Zona deformaremaxima

Zona deformareusoara

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 Numarul role

Deformarea laminatuluipe verticala

Fig.5.38 .Schema îndreptării pe maşini cu role.

Deformatii

εε ε0εe

εc

bh4M=σ c

2

bh4M=σ c

2

1M2M

3M

4M

Fig5.39.Evoluţia momentelor încovoietoare.

Considerând o tablă de grosime h, cu raza d curbură ρ: -deformaţia de la suprafaţă:

r2h

0 =ε (5.91)

-tensiunea la suprafaţă sub limită de curgere:

e

02,0pRε

ε⋅=σ (5.92)

136

-momentul de incovoiere:

e

02

2,0p1 4bhR

32M

εε

⋅⋅= (5.93)

Prin continuarea încovoierii, creşte deformaţia şi, la suprafaţă, apare fenomenul de

curgere (figura 5.39):

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

ε

ε−⋅⋅= 2

0

2c

22,0p2 3

114

bhRM (5.94)

deformaţii tensiuni deformaţii tensiuni

stadiu elastic stadiu elasticparţial

h/2

h/2σcε0ε0

σ

δ

Fig. 5.40. Distribuţia tensiunilor şi a deformaţiilor în secţiunea unei table încovoiate.

Încovoierea în sens opus se face tot în două etape, până la apariţia unor tensiuni egale sau mai mici ca limita de curgere:

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

εε

−ε

ε−⋅⋅=

0

120

2c

22,0p3 3

2311

4bhRM (5.95)

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛−

ε

ε−

ε

ε⋅⋅= 1

31

38

4bhRM 2

0

2c

21

2c

22,0p4 (5.96)

( ) ⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

ε−ε

ε−⋅⋅=

201

20

22,0p4 1

4bhRM (5.97)

Pentru calculul forţelor pe rolele maşinii se ţine cont de faptul că presiunea maximă se

exercită pe rolele 2,3 şi 4. Momentele de încovoiere a materialului vot fi date din relaţiile:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⋅=====

⋅=⋅===

=

− 6bhRWRM...MM

4bhRWRMMM

0M

22,0pe2,0p1n65

22,0pp2,0p432

1

(5.98)

Eficacitatea îndreptării se măreşte prin creşterea numărului de role sau aplicarea de

deformări mai puternice la rolele 2 şi 3. Coeficientul Kp de penetrare a deformării plastice - Kp = 1-2y/h - indică raportul dintre

înălţimea zonei plastice şi grosimea laminatului. Pentru îndreptare este necesar sã se atingă limita de curgere în cel puţin 80÷85 % din grosimea tablei.

137

Considerând r1=r2=(2...3)R, rezultă pentru Kp o valoare maximă Kpmax = 0,75÷0,26 (pentru materiale moi Kp are limita superioară iar pentru materiale rezistente limita inferioară).

În ipoteza că deformarea straturilor superficiale ale laminatului, de la a doua spre penultima rolă evolueazã linear:

Kpi =K2 [1-(i-2)/(n-3)] (5.99) în care: K2 este valoarea maximă a lui Kp la rola a doua;

r1 - raza de curbură iniţială a tablei; r2 - raza de curbură la care se încovoaie tabla.

Rezultă că momentul elasto-plastic de încovoiere, la rola de ordinul “i” este:

( ) ( )pie

2p

eepi K1M3K1

1M23M ′+⋅=

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡ −−⋅⋅= (5.100)

Din aceste relaţii se deduc forţele pe role (figura 5.41). Forţele de presare pe role Forţele care acţionează asupra rolelor (în plan vertical) se determină în funcţie de

repartizarea nivelelor de deformare a laminatului pe diferite role la trecerea acestuia prin maşină corelat cu sistemul de reglare a poziţiei rolelor.

Astfel, la sensul de deplasare a laminatului (tablei groase), de la stânga la dreapta, se consideră că deformarea maximă (pe cca. 85 % din grosimea acestuia) se produce pe rolele de îndreptare 2, 3, 4 (deformare plastică). Urmeazã rolele 5, 6, 7, 8, 9 ce produc o deformare elasto-plastică iar pe ultimile role se produce o deformare elastică (netezire) a laminatului.

Momentele de încovoiere ale materialului, considerat cu secţiune dreptunghiulară sunt:

M1 = 0

M2 = M3 = M4 = Rp0,2 ⋅ Wp = Rp0,2 ⋅ 4

bh2 (5.101)

M5 = M6 = M7 = M8 = M9 = M10 = Rp0,2 ⋅ We = Rp0,2 ⋅ 6

bh 2

M11 = 0 în care: Rp0,2 este limita de curgere a materialului;

Wp - modulul de rezistenţă la încovoiere plastică; We - modulul de rezistenţăã la încovoiere elastică.

Din aceste momente se determinã forţele în fiecare secţiune:

F1 ⋅ t2

= M2

F1 = 2t

⋅ M2 = 1/2 ⋅ Rp0,2 ⋅ t

bh 2

F1 ⋅ t - F2 ⋅ t2

= - M3

138

F2 =

2t

M+ t F 31 ⋅ = 2

t (2M2 + M3) = 3/2 Rp0,2 ⋅

tbh2

F1 ⋅ 3/2 ⋅ t - F2 ⋅ t + F3 ⋅ t2

= M4

F3 = 2t

(M4 + 2M3 + M2) = 2Rp0,2 ⋅ t

bh2

F1 ⋅ 2t - F2 ⋅ 3/2 ⋅ t + F3 ⋅ t - F4 ⋅ t2

= - M5

F4 = 2t

(M5 + 2M4 + M3) = 11/6⋅ Rp0,2 ⋅ t

bh2

F5 = 2t

(M6 + 2M5 + M4) = 3/2 ⋅ Rp0,2 ⋅ t

bh2 (5.102)

F6 = 2t

(M7 + 2M6 + M5 ) = 4/3 ⋅ Rp0,2 ⋅ t

bh2

F7 = 2t

(M8 + 2M7 + M6) = 4/3 ⋅ Rp0,2 ⋅ tbh2

F8 = 2t

(M9 + 2M8 + M7) = 4/3 · Rp0,2 · t

bh2

F9 = 2t

(M10 + 2M9 + M8) =4/3 · Rp0,2 · t

bh2

F10 = 2t

(M11 + 2M10 + M9) = 2t

(0 + 2M10 + M9) = Rp0,2 · tbh2

F11 = 2t

(M12 + 2M11 + M10) = 1/3 · Rp0,2 · t

bh2

Diagrama forţelor de planare pe toată lungimea activă a maşinii este prezentată în

figura 5.41. În cazul maşinii de îndreptat (planat) la cald rolele 1 şi 11 fiind role de ghidare, ele

produc o deformare elastică a materialului şi, ca urmare, asupra lor acţionează o forţă dată de relaţia:

F1,11 · 2t = Rp0,2 ·

6bh2

⇒ F1,11 = t2 · Rp0,2 ·

6bh2

, [daN] (5.103)

Deformarea plastică a materialului realizându-se pe rolele 2, 3, 4, solicitarea maximă este suportată de aceste role. Din acest motiv rolele 4, 5, 6, 7, 8, 9 se dimensionează funcţie de valoarea maximă a efortului, valoare determinată ca o rezultantă a eforturilor pe rolele 1, 2, 3.

139

1 3 5 7 9 112 4 6 8 10

Fig.5.41. Diagrama forţelor de planare.

Astfel:

F3,4,5,6,7,8,9 = Fmax. = F1 - F2 + F3 = 1/2 · Rp0,2 · t

bh2 - 3/2 · Rp0,2 ·

tbh2

+ 2 Rp0,2 ·

tbh2

= Rp0,2 · t

bh2 (5.104)

Fmax. = Rp0,2 · t

bh2, [daN] (5.105)

Pentru calculul puterii motoarelor de antrenare se calculează momentul total rezistent

ca sumă a momentelor de îndreptare aplicate rolelor, a momentelor de frecare între role şi material şi a momentelor de frecare în lagărele rolelor:

flfmir MMMM ++= (5.106)

Momentul de îndreptare:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++⋅⋅= ∑

−

=

2n

3i i20

22,0pi r

12r1

r1

4bhR

2DM (5.107)

Momentul de frecare între role şi material:

∑ ⋅= fFM ifm (5.108)

Momentul de frecare între în lagărele rolelor:

∑ μ⋅⋅= iifl 2dFM (5.109)

în care: f este coeficient de frecare la rostogolire, ţinând cont şi de frecarea de alunecare ce apare la îndreptarea laminatului:

- f =

4

4 4

4

8 10 pentru table;8 10 12 10 pentru profile;20 10 pentru neferoase

m−

− −

−

⎧ ⋅⎪

⋅ − ⋅⎨⎪ ⋅⎩

d - diametrul fusului rolei, în m; μ - coeficient de frecare în lagăre:

140

0,003 - rulmenţi pe bile0,005 - rulmenţi pe role0,05 - 0,075 - cuzineţi cu alunecare0,008 - 0,01 - rulmenţi conici

μ

⎧⎪⎪= ⎨⎪⎪⎩

Puterea motoarele necesare antrenării se calculează cu relaţia:

t

r9550

nMPη⋅

= [kW] (5.110)

în care: n este viteza de rotaţie, în rot./min;

tη - randamentul total al mecanismului.

Fig.5.42. Elemente constructive ale unei maşini de îndreptat cu role. Construcţia maşinilor de îndreptat cu role diferă funcţie de modul de utilizare. Soluţiile constructive pot fi clasificate după mai multe criterii: -sensul de funcţionare: - reversibile; - nereversibile; -modul de sprijinire a rolelor de lucru: - cu role de sprijin; - fără role de sprijin; -modul de reglare a rolelor superioare: - maşini cu reglare independentă; - maşini cu reglare totală; - maşini cu reglarea şirului de role (formă de

pană); - maşini cu reglare în grup; -temperatura laminatului: - maşini de îndreptat la cald; - maşini de îndreptat la rece.

141

Schema constructivă a unei maşini de îndreptat cu role este prezentată în figura 5.42.

Acţionarea se face cu motoare electrice prin intermediului unui reductor de rotaţie, a unei caje de antrenare (cutie de distribuţie) şi a barelor de cuplare care transmit mişcarea de rotaţie la rolele maşinii.

Rolele inferioare sunt aşezate în lagăre fixe iar cele superioare pot fi reglate, pe verticală, pentru a se putea realiza o deformare diferenţiată.

Pentru a se putea realiza o deformare mai puternică la intrarea în maşină şi din ce în ce mai mică, până la o presare nulă la ieşire, există mai multe sisteme de reglare.

a. b.

c.

Fig.5.43. Maşini de îndreptat reversibile - bisens (schema): a.role superioare reglabile individual; b.role superioare reglabile în grup (9 role); c.role superioare reglabile în grup, role de capăt sprijinite elastic.

În cazul tipului de reglaj prezentat în figura 5.43,a, rolele superioare sunt aşezate în lagăre individuale, rolele putând fi reglate separat.

În cazul b rolele superioare sunt aşezate pe o grindă comună; axele acestora creează o formă de pană pentru a se putea realiza deformarea diferenţiată.

În cazul c rolele de la intrare şi ieşire pot fi reglate în grup, îndreptarea realizându-se cu rolele de capăt având rol de oprire pentru îndreptarea curburii remanente.

Reglajul poziţiei rolelor se poate realiza fie mecanic, cu şuruburi de presiune şi piuliţe acţionate de reductoare melcate, fie, cu o precizie mai bună, prin acţionare hidraulică.

Pentru creşterea rigidităţii, rolele de lucru ale maşinilor de îndreptat pot fi susţinute cu role de sprijin (2-9 rânduri) aşezate în acelaşi plan sau în plane diferite (figura 5.44).

142

Fig.5.44. Maşini de planat cu role, cu role de sprijin.

Deoarece la îndreptarea la rece tensiunile sunt de aprox. 10 ori mai mari, comparativ cu cele de la îndreptarea la cald, la maşinile respective sunt prevăzute mai multe role de sprijin (în general 4-6). Creşterea numărului de role conduce la micşorarea forţelor pe fiecare rolă şi reducerea tensiunilor remanente se face mai lent.

La maşinile de îndreptat la cald, rolele sunt răcite cu apă la interior sau la exterior; eventual, pentru îndreptarea ţunderului care ar putea provoca deteriorarea rolelor sau a laminatului se prevede o stropire suplimentară cu jeturi de apă.

Principalii parametri constructivi ai maşinilor de îndreptat cu role sunt: -numărul de role: între 5 şi 29 (număr impar) în funcţie de caracteristicile

dimensionale ale materialelor şi tipul acestuia; -pasul rolelor (distanţa dintre rezemele pe care se efectuează contraîncovoierea

laminatului) se calculează în funcţie de grosimea materialului, diametrul rolelor, presiunea admisibilă de contact. Cu cât pasul rolelor este mai mic, la aceeaşi săgeată de contraîncovoiere, curbura este mai mare, deci, îndreptarea mai eficientă. Dar, reducând pasul creşte presiunea pe role, astfel încâtă limitarea pasului este dată de presiunea admisibilă de contact.

-diametrul rolelor de lucru se calculează în funcţie de grosimea materialului, rezistenţa la deformare plastică aacestuia,...Diametrul rolelor se determină din ecuaţiile deformării plastice; în principiu, din punct de vedere al planeităţii, rolele ar trebui să aibă diametrul cât mai mic (la diametre mari nu apar deformaţii plastice care să conducă la îndreptarea laminatului) iar pentru a realiza o viteză mare (şi implicit productivitatea mare), diametre cât mai mari.

-viteza de îndreptare este funcţie de caracteristicile fluxului tehnologic, temperatura de îndreptare, dimensiunile şi tipul materialului laminatului.

c. Maşini de îndreptat table prin întindere

Maşina de îndreptat prin îintindere (figura 5.45) este prevăzută cu nişte bacuri (1, 3)

pentru prinderea tablei, montate pe un batiu 2.

143

Fig. 5.45. Schema de principiu a unei maşini de îndreptat table prin întindere: 1, 3- bacuri de prindere; 2-tablă; 4-mecanism tip şurub-piuliţă pentru reglare poziţie bacuri; 5-cilindru hidraulic pentru

reglare poziţie bacuri.

Bacul 1 se poziţionează funcţie de lungimea tablei printr-un mecanism cu şurub şi piuliţe 4, cu acţionare de la un motor electric.

Bacul 2 este utilizat la crearea tensiunii de întindere, fiind deplasat prin acţiunea unui cilindru hidraulic 5.

Forţa necesară pentru intindere până la limita de curgere este:

ARF 2,0p ⋅= (5.111) în care: A este aria secţiunii tablei, în m2;

Rp0,2 - este limita de curgere a materialului tablei, în N/m2. d.Instalaţii de îndreptat benzi prin întindere O linie de îndreptare continuă a benzilor (figura 5.46) are în componenţă două blocuri

cu role aşezate în formă de „S” (6, 7) care au rolul de a introduce starea de tensiune de bandă. Reglajul întinderii benzii se realizează cu mecanisme care produc o variaţie a vitezei de rotaţie între cele două blocuri de role. Instalaţia se utilizează pentru benzi cu grosimi de 0,1-3,5 mm (maxim 10 mm).

A B

Fig.5.46. Schema de principiu a unei maşini de îndreptat benzi prin întinderere: A-bloc de role de intrare; B-bloc de role de ieşire.

e.Instalaţii de îndreptat prin întindere-încovoiere

O instalaţie de îndreptare prin întindere-încovoiere (figura 5.47) are în componenţă

două maşini: -o maşină constituită din două blocuri de role în formă de „S” (3-bloc pentru frânare la

intrare şi 4-bloc de role de tracţiune la ieşire) care realizează întinderea;

144

-o maşină clasică cu role 4 care realizează încovoierea.

1 2 3 4 5 6 7

Fig.5.47. Maşini de îndreptat benzi prin întindere-încovoiere: 1-bloc de tensionare la intrare; 2-bloc de tensionare la ieşire; 3-grup de role de încovoiere.

În rest, linia cuprinde elementele unui proces continuu pentru benzi: derulor, maşină

de capsat, masă de inspecţie, rulor. Tensiunea între blocurile de tensionare poate fi realizată prin creşterea progresivă a

diametrelor rolelor la grupul de intrare, respectiv, prin dimminuarea progresivă la rolele de ieşire sau, similar, a vitezei periferice a rolelor.

5.3. Utilaje pentru înfăşurarea şi desfăşurarea laminatelor Pentru înfăşurarea şi desfăşurarea laminatelor se utilizează mai multe tipuri de maşini,

pentru benzi cele mai importante fiind ruloarele şi deruloarele. Aceste utilaje se pot împărţi după mai multe criterii: -specificul laminorului: - la cald; - la rece; -modul de susţinere a ruloului: - din interior – pe dorn; - din exterior – pe role; -modul de prindere a capătului benzii. Ruloarele şi deruloarele se construiesc fie cu susţinerea ruloului din interior (pe dorn),

fie cu susţinerea ruloului din exterior (maşini, cu role, cutii de desfăşurare....).

a. Ruloarele cu tambur

Aceste maşini se utilizează pentru înfăşurarea la cald sau la rece a benzilor în următoarea gamă dimensională: - grosimea: 1-25 mm;

- lăţimea: 500-2500 mm; - greutatea: max. 25t. În figura 5.48 se prezintă schema cinematică a unui rulor cu tambur. Banda se deplasează pe calea cu role fiind introdusă cu ajutorul unui macaz, acţionat

cde un cilindru hidraulic. Caja de antrenare dirijează banda prin ghidaj, cu spaţiul dintre tamburul de formare a ruloului şi rolele de curbare care sunt presate pe rolou printr-un sistem de pârghii, acţionate de cilindrii hidraulici .

Amortizarea cu arcuri asigură funcţionarea silenţioasă a utilajului. Există mai multe soluţii constructive, funcţie de: -numărul de role de formare (figura 5.48), cu 2, 3 sau 4 role; -modul de susţinere a dornului şi a rolelor de formare: dornul şi mecanismul de

formare fie sau mobile.

145

1 2

34567

a.

b.

Fig. 5.48. Soluţii constructive de ruloare pentru benzi la cald: a.varianta cu două role de formare; b.varianta de susţinere a dornului şi a rolelor de formare: 1-bandă; 2-cajă de antrenare; 3-cale cu role; 4-macaz; 5-tambur; 6- rolă de formare; 7-role de curbare.

Mecanismul principal al maşinii este tamburul pe care se înfăşoară banda şi care

susţine ruloul. Tamburul cu dorn expandabil în trei trepte de diametre şi se află la un capăt al arborelui tamburului care este sprijinit în lagăre cu rulmenţi, fixate pe fundaţie.

Tamburul are 4 segmenţi netezi care se desfac cu ajutorul unor pene longitudinale, puse în mişcare de o tijă care trece printr-o gaură centrală axială a arborelui tamburului.

Expandarea tamburului se face cu arcuri legate de tije iar strângerea cu ajutorul unui cilindru hidraulic care acţionează direct asupra segmenţilor, apropiindu-i de axa tamburului. Strângerea se face în două trepte de diametru.

Antrenarea tamburului (figura 5.49) se realizează cu motoare de curent continuu, lanţul cinematic cuprinzând şi cuplaj, frână electromagnetică, reductor.

1 2 3 4

5

6

7

8

Fig. 5.49. Schema cinematică de acţionare a tamburului expandabil: 1-motor; 2-frână; 3-cuplaj cu dinţi; 4-rulmenţi; 5-limitator de cursă pentru comprimare/decomprimare tambur; 7-cilindri hidraulici;

8-tambur expandabil. Utilajul mai are în componenţă un mecanism de acţionare a rolelor de formare (figura

5.50) şi un mecanism de acţionare a rolelor de tracţiune (figura 5.51).

146

12

34

5

6

7 8

9

10

Fig. 5.50. Mecanismul rolelor de formare: 1-comandoaparat; 2-cuplaje; 3-reductor; 4-cuplaje; 5- cilindru hidraulic; 6,8-rulmenţi; 7-rolă de formare; 9- pârghii; 10-tambur.

12

34

5

6

7

8

9

Fig. 5.51. Mecanismul rolelor de tracţiune: 1-motor; 2-rulmenţi; 3-întrerupător de capăt al rolei

superioare; 4,5-cuzineţi; 6-rolă superioară; 7-rolă inferioară; 8pârghii; 9-întrerupător de capăt al rolei inferioare.

Acţionarea acestor mecanisme este arătată prin schemele cinematice din figura 5.52-5.54.

Rolele de formare cu lagăre, ghidaje şi cilindri pneumatici se montează într-o carcasă care se poate deplasa pe şine de glisare, în partea opusă acţionării, cu ajutorul unor cilindri hidraulici.

Mecanismul rolelor de tracţiune este format din două role suprapuse, acţionate de câte un motor electric. Rola inferioară are diametru mai mic şi este staţionară dar suporţii ei se pot deplasa în plan vertical cu ajutorul unor pene acţionate de un electromotor. Rola superioară are diametru mai mare, fiind presată pe bandă cu un cilindru hidraulic.

147

1 2 3 4 5 6

8 7

Fig. 5.52. Acţionarea mecanismului rolelor de formare: 1-tahogenerator; 2-cuplaj; 3-motor; 4-cuplaj; 5-rulmenţi; 6-rolă de formare; 7-ax cardanic; 8-reductor.

1

2 3 4

5

678910

Fig. 5.53. Acţionarea mecanismului rolelor de tracţiune: 1-motor; 2-selsin; 3-reductor, 4-comandoaparat; 5-traductor; 6-cuplaj; 7-mecanism melc-roată melcată; 8-şurub; 9-lagăr; 10-reductor.

1

2

34 567

89

10 10

Fig. 5.54. Mecanismul ghidajului cu deschidere rapidă a unui rulor: 1-motor; 2-comandoaparat; 3-traductor; 4-selsin; 5-reductor; 6, 7-mecanism melc-roată melcată; 8-şurub; 9-piuliţă; 10-cilindri hidraulici.

Rolele de tracţiune servesc la ghidarea benzii spre tambur, la antrenarea ei înainte de

formarea primelor spire ale ruloului şi la crearea unei tensiuni în bandă, după ce coada benzii iese din ultima cajă finisoare, pentru obţinerea unui rulou compact. Rolele de tracţiune sunt

148

amplasate deasupra şi în faţa batiului cu role de formare, fiind urmate de un macaz format din două ghidaje spre tambur sau spre calea cu role spre roloul al doilea.

Ghidajele cu deschidere rapidă servesc la ghidarea benzii şi la obţinerea unui rulou fără telescopicitate. Ghidajele sunt amplasate imediat în faţa rolelor de tracţiune fiind formate din două lineale scurte, paralele, care se pot poziţiona cu ajutorul unor şuruburi cu filet stânga-dreapta, la o distanţă, între ele, corespunzătoare lăţimii benzii şi se pot apropia sau depărta rapid cu ajutorul unor cilindri pneumatici cu cursă mică.

Căruciorul-striper (figura 5.55) serveşte la extragerea ruloului de pe tambur, la transportul şi depunerea lui pe răsturnătorul de rulouri.

1

23 4

5

6

Fig.5.55. Căruciorul-striper al ruloului: 1-rolă; 2-rolă de susţinere rulou; 3-cilindru hidraulic translaţie cărucior; 4-cilindru hidraulic vertical; 5-pârghii; 6-întrerupător de capăt.

Căruciorul-striper este format din cărucior propriu-zis cu patru roţi de rulare, un

cilindru hidraulic vertical montat pe cărucior şi suportul cu două role pentru susţinerea ruloului, fixat la capătul tijei cilindrului şi un cilindru hidraulic pentru translaţia căruciorului. La sfârşitul înfăşurării ruloului, suportul cu două role, aflat sub tambur, se ridică până se atinge ruloul şi se blochează hidraulic în această poziţie. Tamburul se strânge şi ruloul se va sprijini pe cărucior care începe să se deplaseze spre răsturnător. Când ruloul atinge răsturnătorul, căruciorul se opreşte şi suportul coboară ceea ce face ca ruloul să fie preluat de răsturnător.

b. Ruloare cu role de curbare

La aceste instalaţii rulourile sunt formate prin curbarea benzii între role. Susţinerea

ruloului se face cu role pe exterior, la partea inferioară. Construcţia unui rulor cu trei role de curbare este prezentată în figura 5.56. Rolele cajei de antrenare, care asigură şi tracţiunea în bandă, rolele de curbare şi rolele

de susţinere a ruloului sunt acţionate de un grup comun de antrenare. Poziţia rolelor de curbare inferioare este reglabilă, pe înălţime, pentru diverse grosimi şi raze de curbură ale benzii.

Reglarea se realizează cu mecanisme şurub-piuliţă cu acţionare de la un motor electric. Evacuarea ruloului se face cu un împingător acţionat pneumatic.

149

1 2 3 4

5

67

89

10

11

12

Fig.5.56. Rulor cu trei role de curbare: cale 1-cu role; 2-cajă de angrenare; 3-role de curbare acţionate; 4-rolă de curbare fixă; 5-ghidaj; 6-role de susţinere rulou; 7-rulou; 8-role laterale; 9-împingător; 10-cilindri hidraulici; 11-

masă rabatabilă de evacuare rulou; 13-mecanism şurub-piuliţă.

c. Deruloare de bandă

Deruloarele pot fi -simple, cu lungimea capătului de lucru al dornului puţin mai mare decât lăţimea

benzii sau -duble (figura 5.57) alcătuit din două deruloare simetrice, fiecare cu dornuri cu capete

de lucru scurte, care susţin ruloul din ambele părţi ale găurii centrale.

12

3

4

5

6

7

8910 12 4

Fig. 5.57. Derulor cu tambur expandabil dublu; mecanism deplasare batiu: 1-motor; 2-cuplaj; 3-arbore; 4-reductor; 5-şurub; 6-batiu; 7-piuliţă; mecanism acţionare tambur: 8-cuplaj cu frână; 9-tambur expandabil; 10-

rulou.

Construcţia tamburelor expandabile ale deruloarelor diferă de cea a ruloarelor, prin existenţa unui con pentru introducerea ruloului, aflat la capătul tamburului, şi printr-un domeniu de extindere mai mare, care să permită introducerea unui rulou cu orificiul mai mic şi contactul cu un rulou cu orificiul mai mare.

Amorsarea desfăşurării se realizează cu electromagneţi sau cu racleţi (figura 5.58).

150

12

3456 789

10

Fig. 5.58. Sistem cu racleţi pentru amorsarea desfăşurării benzii: 1-masă de poziţionare rulou; 2-role acţionate; 3-tambur; 4-rulou; 5-rolă de poziţionare a ruloului; 6-racleţi; 7-rolă de acoperire a racleţilor după amorsarea desfăşurării; 8-cajă de antrenare; 9-role de îndreptare; 10-cilindri hidraulici.

Ruloul este ridicat până când axul său coincide cu axul tamburelor, cu ajutorul unei mese mobile prevăzută cu două role, una motoare şi una liberă pe ax pentru rotirea ruloului cu capătul exterior al benzii spre racletă.

Acţionarea tamburului se realizează cu motoare electrice cuplate direct sau prin intermediul unei transmisii. Elementele de calcul pentru ruloare şi deruloare

Tamburul maşinii se dimensionează constructiv (diametrul dornului, forţa de tracţiune...) şi se verifică prin calcule de rezistenţă.

Forţele de apăsare a rolelor de curbare trebuie să asigure curbarea benzii pe tambur:

cdr FFF += (5.112) în care: Fr este forţa necesară curbării, determinată din condiţia de deformare plastică a benzii:

RSRpl

d2,0p

RM

F⋅

== (5.113)

Fc - forţa necesară invingerii forţei centrifuge a spirei:

RgvG

z1F

2s

c ⋅⋅

⋅= (5.114)

Mpl - momentul de deformare plastică a benzii, în Nm; S - modulul de rezistenţă plastică a materialului benzii, în m3; Rp0,2- limita de curgere a materialului benzii, în N/m2 R - raza tamburului, în m; Z - numărul de role de curbare; Gs - greutate spirei, în N; v - viteza de înfăşurare, în m/s.

Puterea motorului de acţionare a unei role de curbare se calculează pe baza

momentului rezistent la axul rolei:

151

2dwFM r

rrr ⋅⋅= [Nm] (5.115)

Rezultă:

r

rrr 9550

nMPη

⋅= [kW] (5.116)

în care: wr este rezistenţa specifică la rulare a rolei de curbare;

dr - diametrul rolei de curbare, în m; nr - viteza de rotaţie a rolei de curbare, în rot/min:

r

rr d

v60nπ

= (5.117)

rη - randamentul mecanismului de antrenare; vr - viteza specifică a rolei (egală cu viteza de înfăşurare), în m/s. Forţa de apăsare a rolei superioare a cajei de antrenare se determină pe baza forţei de

tracţiune în bandă:

trebuie să asigure: - îndoierea benzii pe dor (primele spire)

2 - frecarea între dorn şi următoarele spire, suficientă pentru înfăşurarea cu tracţiune

a

a

FTFμ

⎧⎪⎪= ⎨⎪⎪⎩

în care: T este forţa de tracţiune în bandă, în N;

μ - coeficientul de frecare de alunecare dintre rolă şi bandă. Puterea motorului de acţionare a tamburului se calculează pe baza momentului

rezistent total la axul tamburului:

frtrplt MMMM ++= [Nm] (5.118) în care: Mpl este momentul de deformare plastică a benzii, în Nm;

Mfr - momentul de frecare în lagărele tamburului, în Nm:

( )2dGGM l

lrtfr ⋅μ⋅+= [Nm] (5.119)

Mtr - moment de tracţiune:

2DTM m

tr ⋅= [Nm] (5.120)

Dm - diametru mediu al ruloului, în m; Gt - greutatea tamburului, în N; Gr - coeficient de frecare în lagărele tamburului, în N; dl - diametru lagărelor tamburului, în m.

Rezultă puterea motorului de acţionare a tamburului:

152

t

maxtt 9550

nMP

η⋅

= [kW] (5.121)

în care: nmax este viteza de rotaţie a tamburului, corespunzătoare vitezei de înfăşurare maximă (în regim), vmax;

tη - randamentul mecanismului de antrenare a tamburului.

Modernizarea instalaţiilor de înfăşurare

În ultimii ani, programul de fabricaţie al laminoarelor de bandă la cald s-a dezvoltat cuprinzând benzi cu grosimea peste 12 mm. Instalaţiile de înfăşurare moderne pot înfăşura benzi cu grosimea de 16 mm şi chiar mai mari. Pentru a evita deteriorarea benzii la aşezarea unei noi spire peste capătul frontal se aplică sistemul automat de reglare “pas cu pas” a rolelor de formare: fiecare rolă este acţionată hidraulic şi, în momentul în care capătul frontal ajunge în zona sa de lucru, execută o mişcare de retragere pe o distanţă egală cu grosimea benzii (figurile 5.59, 5.60).

Role detragere

Role deformare

Cilindruhidraulic

Fig. 5.59. Reglajul automat “pas cu pas”al rolelor de formare.

A B C D

E F G H

1 1 1 1

1 1 1 1

2 2 2 2

2 2 2 2

3 3 3 3

3 3 3 3

Fixarea iniţială a rulorului

Ciclul se repetă

Iniţializarea primei comenzi Reîntoarcere la rolade înfăşurare nr.1

Reîntoarcere la rolade înfăşurare nr.3

Reîntoarcere la rolade înfăşurare nr.2

Iniţializarea celei de-adoua comenzi

Iniţializarea celei de-atreia comenzi

Fig. 5.60.Secvenţa de funcţionare automată “pas cu pas”.

153

Coilbox Creşterea continuă a greutăţii slebului, deci a lungimii “prizei”, a făcut ca soluţia de

accelerare a trenului finisor să devină insuficientă. Primul coilbox a fost instalat la laminorul de 1420 mm din Hamilton, Steelco, Canada (1980). Constă dintr-un dorn pe care se înfăşura liber laminatul ieşit din ultima cajă degrosoare; se deplasa rapid în faţa foarfecii de capete şi trimitea în trenul finisor capătul liber - posterior - al “prizei”.

0 20 40 60 80

1050

1065

970

1080cu coilbox

fără coilbox

Tem

pera

tura

(C

)o

Timpul (sec)

Viteze de răcire:- coilbox 0,06 C/sec- convenţional 1,7 C/sec

o

o

Fig. 5.61. Evoluţia temperaturii semilaminatului “priză” la intrarea în trenul finisor - coilbox.

Sistemul modifică total evoluţia temperaturii “prizei” la intrarea în trenul finisor, efect prezentat în figura 5.61., cu influenţe pozitive majore:

- reduce consumul de energie în trenul finisor cu până la 40 %; - creşte capacitatea laminorului; - diminuează abaterile dimensionale, inclusiv cele provocate de “dungi negre”; - diminuează accelerarea trenului finisor şi asigură o temperatură de sfârşit de

laminare constantă (structură şi proprietăţi fizico-mecanice uniforme); - reduce consumul de combustibil la încălzire cu 10 ÷ 12 % prin diminuarea temperaturii de încălzire cu 30 ÷ 50 oC (dacă trenul degrosor este suficient de puternic să dezvolte forţele de laminare necesare).

5.4. Stivuitoare şi destivuitoare

Pentru stivuirea sau destivuirea semifabricatelor sau a tablelor se folosesc instalaţii

care au în componentă: cale cu role, opritor escamontabil, maşină de împins, masă de stivuire, grătar de stive.

Stivuitoarele se clasifică în funcţie de obiectul operaţiei şi de soluţia constructivă: -stivuitoare de sleburi; -stivuitoare de table groase: - lateral cu braţe escomontabile; - longitudinal cu role escomontabile; - lateral cu electromagneţi; -stivuitoare pentru table subţiri: - cu degete laterale escomontabile; - magnetic cu role; - magnetic cu bandă transportoare; -stivuitoare de rulouri; -stivuitoare pentru ţagle.

În mod asemănător, destivuitoarele se clasifică în: -destivuitor de sleburi; -destivuitor de table subţiri; -destivuitor pentru ţagle.

154

Stivuitorul lateral de tablă groasă, cu braţe escomontabile (figura 5.62) are în componenţă: cale cu role de alimentare, opritoare escomantabile, împingător, braţe escomontabile, pat de primire, opritoare laterale.

12 3 4

567

89

10

1112

Fig. 5.62. Schema constructivă a unui stivuitor lateral de table groase, cu braţe escamontabile: 1-cale cu role de evacuare; 2-motor acţionare rolă; 3-tablă; 4-cale cu role neacţionate; 5-transportor transversal cu lanţuri; 6-clicheţi; 7-role de întindere; 8-braţ escamontabil; 9-ghidaje; 10-lanţuri pentru deplasarea braţelor;

11-pat de primire; 12-stivă de table. Tabla care vine pe calea cu role este oprită cu opritorul escomontabil, fiind împinsă

lateral pe nişte braţe, pe care alunecă până când este oprită cu opritorul lateral. După retragerea braţelor escomontabile, tabla cade pe patul de primire. Pentru

evacuarea unui pachet grinzile patului de primire coboară şi depun pachetul pe transportorul de pachete. Pachetul este evacuat după ce opritoarele laterale sunt basculate.

Stivuitorul lateral cu electromagneţi (figura 5.63) are în componenţă: cale cu role de alimentare, estacadă, cărucior cu traversă ridicătoare şi electromagneţi, pat de stivuire.

12

3

4

5

6

78 9

1011

cursa destivuire

Fig. 5.63. Stivuitor lateral de table cu electromagnet: 1, 2, 3-sensul deplasărilor; 4-cale cu role de evacuare; 5-electromagnet; 6-grindă rulantă; 7-alimentre flexibilă cu energie electrică; 8-coloană pentru ghidarea traversei

cu electromagnet; 9-cale de rulare; 10-stivă; 11-grătar.

Operaţiile care se execută în cadrul stivuirii sunt: se coboară traversa, se excită electromagneţii, se ridică tabla, se deplasează căruciorul, se coboară tabla pe pat, se desprinde de tabla, se ridică traversa, după care, căruciorul revine deasupra căii cu role.

Pe patul de stivuire se pot forma 1-3 pachete care se evacuează cu podul rulant. Stivuirea se poate face pe ambele părţi ale căii cu role. În locul electromagneţilor, în cazul în care se manipulează tablă din materiale nemagnetice (exemplu: oţel inoxidabil austenitic.) se utilizează ventuze. Destivuitoarele de brame au rolul de a alimenta cuptoarele laminorului, fiind amplasate între împingătoarele de brame şi calea cu role. În general, sunt de tip şurub-piuliţă fiind acţionate prin reductoare melcate (figura 5.64).

155

a.

1

2

3 4 5 6

7

8 9 10

b.

Fig. 5.64. Destivuitor de brame: a-schemă constructivă; b. schemă cinematică: 1-selsin; 2-comandoaparat; 3-reductor; 4-cuplaj, 5-motor; 6,9-rulmenţi; 7, 8-mecanism melc-roată melcată; 10-cuplaj.

5.5. Paturi de răcire

Aceste utilaje asigură răcirea laminatelor după deformare sau tratament termic, până la o temperatură care permite controlul aspectual, remedierea defectelor superficiale, ajustarea la rece (60-100oC).

Păturile de răcire sunt asociate, în general, cu paturile de verificare a suprafeţei tablei (care poate fi răsturnată pentru vizualizarea pe faţa inferioară cu nişte braţe escomontabile montate între şinele de glisare), de remediere a defectelor sau de transport a laminatelor spre ajustaj (pe direcţia transversală a halei).

Clasificarea paturilor de răcire se poate face în funcţie de mai multe criterii: -obiectul operaţiei executate: pentru blumuri şi ţagle pentru table groase,.... -tipul constructiv: - cu grătar fix şi împingătoare; - cu grătar fix cu cabluri şi degete; - cu lanţuri purtătoare cu sau fără role; - cu discuri, cu grătar păşitor,.... În figura 5.65 sunt prezentate, schematic, unele dintre tipurile de paturi de răcire a

tablelor.

156

12 3 45

6 7

8

9

1

10

a. b. 1 11 12

13 c.

Fig. 5.65. Pături de răcire pentru table: a.cu grătar fix cu lanţuri purtătoare cu degete; b.cu grătar fix cu lanţuri purtătoare cu role; c.cu grătar fix cu lanţuri purtătoare cu traverse ridicătoare-coborâtoare: 1-tablă; 2-clichet; 3-ax clichet; 4-opritor; 5-traversă; 6-role; 7-mecanism de avans; 8-lanţ cu role; 9-role; 10-cale de rulare; 11-lanţ purtător de eclise; 12-traversă ridicătoare-coborâtoare.

Patul de răcire cu grătar fix şi cu lanţuri cu clicheţi (figura 5.65,a) se utilizează în cazul în care laminatul are temperatura ridicată. Lanţul purtătorul se deplasează prin alunecare în lăcaşuri de ghidare sau prin rostogolire pe role. Pentru asigurarea reversibilităţii, clicheţii sunt rabatabili, având şi posibilitatea de adaptare la diferite lăţimi de tablă. Dezavantajul acestui tip de pat este frecvenţa mare a zgârieturilor pe suprafaţa tablei.

Pat cu grătar fix, cu lanţuri purtătoare cu role sau fără role (figura 5.65,b,c) au ca element motric lanţul, deplasarea făcându-se prin rulare (b) sau prin alunecare (c). în primul caz tabla este antrenată de role cu o viteză dublă faţă de viteza de deplasare a lanţului. Dezavantajul acestei soluţii constructive constă în riscul de patinare a tablei pe rolă şi apariţia de imprimări pe tablă.

Paturile cu discuri realizează deplasarea prin rularea pe discuri, montate decalat, astfel ca zoua de contact tablă-disc să se modifice continuu.

5.6. Răsturnătoare şi opritoare

Răsturnătoarele asigură poziţionarea semifabricatelor şi a laminatelor în vederea

executării unor operaţii tehnologice, a controlului sau a manipulării şi transportului. Există o mare varietate a soluţiilor constructive, determinată de caracteristicile

dimensionale ale obiectului activităţii (semifabricat, laminat), de tipul laminorului, condiţiile de spaţiu:

-răsturnătoare de sleburi: - tip tambur; - manipulator cu braţe; -răsturnătoare de table groase; -răsturnătoare de rulouri: - de bandă la cald; - de bandă la rece. Răsturnătorul de sleburi tip tambur (figura 5.66): slebul este ghidat cu două şiruri de

role fiind fixat, în timpul rotirii, cu o pârghie cu două braţe, acţionată electromagnetic; la capete pârghia are o rolă de apăsare cu o contragreutate.

157

1 2

3 4

5

6789

Fig. 5.66. Răsturnător de sleburi cu tambur:1-rolă de la calea de rulare; 2-pârghie cu braţe; 3-rolă de apăsare; 4-tambur; 5-rolă superioară; 6-contragreutate; 7-rolă de sprijin tambur; 8-sleb; 9-rolă inferioară.

Răsturnătorul cu braţe (figura 5.67) este un alt tip de răsturnător care deserveşte

maşina de polizat sleburi; permite manipularea sleburilor astfel încât să-l poziţioneze pentru operaţia de polizare, atât a feţelor, cât şi muchiilor. Acţionarea se realizează cu trei cilindri hidraulici.

01

02 03

1

01

02 03

01

02 03

2

3 4

a. b. c. Fig. 5.67. Răsturnător de sleburi cu braţe: a.poziţie de polizare faţă; b.poziţie de polizare muchie; c.poziţie de

polizare faţă mică: 1-sleb; 2-disc abraziv; 3-cilindri hidraulici; 4-pârghii. Răsturnător de tablă groasă. Acest utilaj are rolul de a răsturna tablele groase, aflate

pe păturile de răcire, pentru a se permite controlul aspectual pe faţa inferioară, remedierea defectelor superficiale.

O construcţie asemănătoare se utilizează pentru brame în instalaţiile de turnare continuă. Acţionarea braţelor, care descriu mişcări de dus-întors pe arcuri de cerc, se face cu ajutorul a două pârghii montate pe arborele motor şi a două biele. Braţele sunt prevăzute cu role pentru a se proteja suprafeţele tabelelor.

Răsturnătorul de rulouri. Acest utilaj (figura 5.68) serveşte la răsturnarea rulourilor şi

depunerea acestora pe transportorul de rulouri. Răsturnătorul este staţionar sprijinit în lagăre de alunecare fixate pe fundaţie. Răsturnarea rulourilor se face prin acţionare hidraulică cu ajutorul a doi cilindri amplasaţi lateral.

Preluarea ruloului se face pe exterior, cu ajutorul unor suporţi între care intră căruciorul striper al ruloului. Pentru a prelua rulouri de diferite mărimi, suporţii se pot deplasa cu ajutorul unor cilindri hidraulici, până ce ating ruloul care stă pe cărucior.

În acest mod, axa ruloului, indiferent de mărimea diametrului său exterior, va avea o anumită poziţie faţă de răsturnător şi, anume, la intersecţia prelungirii axei tamburului înfăşurătorului cu răsturnătorul, ceea ce permite deplasarea corectă a rulourilor pe transportor.

158

1 23

4

5

6

7

8

Fig. 5.68. Schema cinematică a unui răsturnător de rulouri: 1-comandoaparat; 2-cuplaj; 3-rulment radial; 4-cuplaj elastic; 5-roată cilindrică cu dinţi înclinaţi; 6,7-întrerupător de capăt; 8-cilindri hidraulici.

Opritor de capăt (figura 5.69) are rolul de a opri bramele la capătul căii de alimentare a cuptoarelor. Amortizarea şocurilor se face cu arcuri taler.

Fig.5.69. Opritor de capăt.