Đồ án Nghiên cứu thiết kế máy cán tôn định hình

g chuyển động vuông góc với phương của ứng suất tiếp. Khi ứng suất tác dụng đã đạt trị số xác định nào đó thì ứng suất trượt thực tế trên những mặt trượt có định hướng bất lợi hơn đã đạt được trị số để lệch chuyển động và nguồn Frank – Read bắt đầu hoạt động. Do trượt xảy ra trên những hệ mặt phẳng cắt nhau sẽ tạo nên những vật chướng ngại và những tập hợp lệch hoặc cụm lệch có tác dụng cản trở mạnh chuyển động của những lệch khác hoặc có thể đình chỉ hoạt động của nguồn phát sinh lệch. Vì vậy muốn trượt tiếp tục thì phải tăng mạnh ứng suất tác dụng để thắng được những yếu tố hãm lệch có thể có. Đó là nguyên nhân giải thích vì sao đoạn thẳng bc có độ nghiêng lớn, tức là hệ số hoá bền tgq2 lớn gấp hàng chục lần so với giai đoạn dễ trượt. Do đó hoạt động của các hệ trượt thứ cấp cũng như tương tác giữa chúng với hệ sơ cấp ngày một mạnh mà mật độ chướng ngại tăng không ngừng. Hậu quả của quá trình này là sự tạo thành cấu trúc ô lệch, bao gồm các miền tinh thể có chứa ít lệch nằm xen kẽ các miền giàu lệch, điển hình là giai đoạn bc. Khoảng trượt tự do của lệch rất nhỏ và do kích thước miền nghèo lệch quy định. Giai đoạn biến dạng tương ứng với đoạn cong cd được đặc trưng bàng quá trình trượt ngang, khi ứng suất đã lớn thì các lệch xoắn có thẻ vượt qua chướng ngại bằng cách chuyển từ mặt trượt này sang mặt trượt khác. Trên các mặt trượt mới chúng chuyển động ít bị cản trở hơn, tức là để đạt được độ biến dạng như trước cần đòi hỏi sự tăng ứng suất bé hơn. Do đó hệ số hoá bền thấp hơn so với giai đoạn cd giảm dần. Quan hệ giữa ứng suất và biến dạng là quan hệ đường cong và giai đoạn này thường được gọi là giai đoạn phục hồi động học. Cơ chế trượt ngang ở đây làm cho cấu trúc ô lệch ba chiều hình thành ở giai đoạn trước được hoàn chỉnh thêm. Ngoài ra trượt ngang ứng suất cao hơn nếu lệch trượt trong hệ sơ cấp dễ bị tác động, tức là tinh thể năng lượng khuyết tật xếp nhỏ. Hình 2.12. Biểu diễn sơ đồ song tinh của đơn tinh thể. Trước khi xảy ra hiện tượng song tinh Sau khi xảy ra hiện tượng song tinh Một cơ chế khác gây biến dạng dẻo là song tinh. Song tinh là sự dịch chuyển tương đối của một loạt mặt phẳng các nguyên tử này so với một loạt các nguyên tử khác, các nguyên tử đối xứng nhau qua mặt phẳng song tinh (AA). Khoảng dịch chuyển các nguyên tử không phải là số nguyên lần khoảng cách giữa các nguyên tử (hằng số mạng). Hiện tượng song tinh xảy ra rất nhanh và càng mạnh khi biến dạng đột ngột và tốc độ biến dạng lớn. Song tinh có ảnh hưởng đến trượt: Tạo điều kiện cho mặt trượt ở vào vị trí thuận lợi nhất giúp biến dạng dễ dàng (vì song tinh gây biến dạng ít và sự trượt chỉ xảy ra theo phương và trong các mặt trượt nhất định). Trong quá trình trượt nếu có xuất hiện song tinh thì đặc điểm nổi bật nhất là ứng suất tiếp tới hạn giảm xuống. Biến dạng dẻo trong đa tinh thể. Đa tinh thể là tập hợp của nhiều hạt có phương mạng định hướng một cách ngẫu nhiên. Vùng ranh giới giữa các hạt có cấu tạo, tính chất khác với vùng trung tâm và được gọi là biên giới hạt (tinh giới hạt). Đây là yếu tố cần phải xét đến khi nghiên cứu biến dạng dẻo của đa tinh thể. Dưới đây là một số đặc điểm của biến dạng dẻo đa tinh thể: Các hạt trong đa tinh thể định hướng khác nhau. Khi tác dụng lên mẫu đa tinh thể một tải trọng, những hạt nào có định hướng thuận lợi chúng biến dạng dẻo với ứng suất s tương đối nhỏ, còn những hạt có định hướng bất lợi hơn chúng biến dạng dẻo với ứng suất lớn hơn. Đối với mạng sáu phương xếp chặt thậm chí có thể có những hạt có định hướng hoàn toàn bất lợi, biến dạng dẻo không xảy ra. Quan hệ giữa ứng suất kéo chung cho toàn mẫu và ứng suất tiếp thực tế trong mỗi hạt có dạng: m: gọi là chỉ số định hướng . Chúng ta nghiên cứu ứng suất tới hạn để trượt trong đơn tinh thể, các quan hệ giữa ứng suất và độ biến dạng. Vấn đề đặt ra là trên cơ sở của những quy luật đó tìm ra quy luật biến dạng của da tinh thể. Giả sử các hạt trong đa tinh thể có đường cong biến dạng như nhau và sự biến dạng của các hạt này không ảnh hưởng đến sự biến dạng cảu các hạt khác. Trên cơ sở đó có thể tính được chỉ số định hướng trung bình m của các hạt và tìm quan hệ giữa ứng suất và độ biến dạng đơn tinh thể. Ký hiệu N(m) là hàm phân bố nói lên số lượng hạt trong đa tinh thể có chỉ số định hướng m bất kỳ nào đó. Lúc đó số lượng hạt có chỉ số định hướng nằm trong khoảng mi và mi + Dm sẽ là N(mi).Dm và chỉ số định hướng trung bình của tất cả các hạt có thể tính theo biểu thức: Đối với mạng lập phương tâm diện, tính toán của Sachs theo nguyên lý đó cho thấy kết quả m = 2,238 – trong lúc thì m = 1 tức ứng suất tác dụng s để gây ra biến dạng dẻo trong đa tinh thể hơn hai lần so với đơn tinh thể với định hướng thuận lợi nhất định. Tuy nhiên, đấy mới chỉ là sự gần đúng ban đầu vì nó dựa trên giả thiết cho rằng khả năng biến dạng của các hạt là độc lập nhau và chỉ phụ thuộc vào sự định hướng các hạt đó. Giả thiết đó hoàn toàn không phù hợp với thực tế và các hạt gắn với nhau trong đa tinh thể thành một khối liên tục, sự thay đổi hình dáng và kích thước của các hạt này cong phụ thuộc vào sự biến dạng của các hạt chung quanh, nếu không liên kết giữa các hạt trên miền ranh giới sẽ bị phã vỡ. Những nghiên cứu của Miss cho thấy rằng để đảm bảo tính liên tục của toàn đa tinh thể, trượt xảy ra ít nhất là theo 5 hệ trượt, tức là theo 5 mặt và hướng trượt khác nhau. Trong số đó có những hệ trượt có định hướng bất lợi với chỉ số m lớn vì thế chỉ số định hướng trung bình tính cho đa tinh thể cao hơn so với trị số = 2,238. Nếu chú ý đến quan hệ giữa ứng suất và độ biến dạng của đa tinh thể: và thì Sự so sánh khả năng biến dạng của đơn tinh thể và đa tinh thể ở đay chỉ là tương đối vì đối với đơn tinh thể nó phụ thuộc rất mạnh vào góc định hướng trượt của mặt trượt. Góc định hướng là bất lợi thì đơn tinh thể còn khó biến dạng hơn đa tinh thể. Ngoài yêu cầu và tính liên tục của vật liệu khi biến dạng còn phải yêu cầu tính liên tục của ứng suất: ứng suất sinh ra trong hạt này không thể không phụ thuộc vào ứng suất ở những hạt xung quanh, từ đó cho thấy rằng trường ứng suất trong mỗi hạt là không đồng nhất, ứng suất phải phân bố thế nào để các lực tác dụng lên tinh giới từ các phía phải được cân băng với nhau. Yêu cầu này Taylo không đề cập đến trong tính toán của mình, tuy nhiên theo sự phân tích của một số nhà nghiên cứu thì nó không ảnh hưởng mấy đến kết quả đã đạt được, tức là hầu như không ảnh hưởng đến khả năng hóa bền. Ranh giới giữa các hạt là vùng có sắp xếp nguyên tử không theo trật tự nhất định như các vùng phía trong. Nhìn chung có thể xem như các nguyên tử sắp xếp không có trật tự. Thêm vào đó vùng tinh giới lại là nơi chứa nhiều nguyên tử tạp chất nên tác dụng cản trở trượt cang mạnh thêm. Tinh giới là vật chướng ngại chống lại chuyển động của lệch. Quá trình trượt có thể chuyển từ hạt này sang hạt kia chỉ khi nào ứng suất tác dụng đủ lớn, để đường ứng suất của tập hợp lệch có khả năng làm cho nguồn phát sinh lệch phía bên kia tinh giới bắt đầu hoạt động. Vai trò hóa bền của ranh giới hạt có thể thấy rõ trong thí nghiệm kéo sợi kim loại ở những vùng tinh giới thay đổi ít so với các vùng khác. Sợi kim loại có hình dạng thân cây tre. Hình 2.13. Sợi kim loại hạt lớn sau khi kéo Quan hệ giữa độ bền và kích thước hạt thường được biểu diễn bằng công thức Hall-Petch: Trong đó: schd – giới hạn chảy dưới của đa tinh thể d – kích thước trung bình của hạt s0 – hằng số nói lên khả năng chống trượt của trạng thái tổ chức và cấu trúc ban đầu của tinh thể k – hằng số phục thuộc vào khả năng hãm lệch của tinh giới Công thức Hall-Petch đầu tiên được đưa ra trên cơ sở thực nghiệm: kích thước hạt càng giảm thì giới hạn chảy càng tăng và nếu vẽ đường biểu diễn quan hệ giữa schd và thì đó là quan hệ đường thẳng. Quan hệ đó đến nay vẫn chưa có cơ sở lý thuyết hoàn chỉnh. Đối với kim loại có tổ chức siêu hạt rõ nét thì đại lượng d trong công thức Hall-Petch có thể xem như kích thước trung bình của siêu hạt. Hình 2.14. Sự phụ thuộc ứng suất trượt vào góc biến dạng của kim loại có cấu trúc lập phương tâm mặt a – Đơn tinh thể b – Đa tinh thể I – Vùng trượt dễ dàng II – Vùng hóa bền Tác dụng hãm lệch của tinh giới hạt không những chỉ thể hiện ở giai đoạn đầu của quá trình biến dạng. Vì thế tại thời điểm bất kỳ quá trình biến dạng dẻo cũng có thể viết: s = s’k + k’.d-1/2 s và d là ứng suất biến dạng và kích thước hạt tại thời điểm đã cho. Tóm lại, biến dạng dẻo trong đa tinh thể bao gồm hai quá trình chủ yếu: biến dạng trong nội bộ từng đơn tinh thể bao gồm quá trình trượt và song tinh xảy ra tương tự như đơn tinh thể, ngoài ra còn có sự biến dạng giữa các hạt tự chuyển động tương đối giữa các hạt, sự xoay của các hạt, làm vỡ hạt… Các hạt không cùng biến dạng một lúc mà bắt đầu ở những hạt có mặt trượt tạo với lực tác dụng một góc gần 450 nhất là sau đó đến các hạt lân cận khác và cứ thế các hạt được biến dạng dần. Sự biến dạng của đa tinh thể kém hơn biến dạng của đơn tinh thể rất nhiều, nghĩa là để đạt được cùng mức độ biến dạng, ở đa tinh thể cần ứng suất lớn hơn rất nhiều (hình 2.14). biến dạng dẻo trong cán kim loại Lý thuyết cán Khái niệm: Cán là quá trình làm biến dạng kim loại bằng cách cho kim loại chuyển động giữa hai trục cán ngược chiều nhau, dưới áp lực của hai trục, kim loại tự biến dạng làm giảm chiều cao, tăng chiều dài, chiều ngang tăng không đáng kể. Sau khi cán kim loại có chiều cao bằng khe hở giữa hai trục cán, cơ tính của kim loại được cải thiện rõ rệt. Vùng biến dạng và các thông số đặc trưng của vùng biến dạng: Khi cán, hai trục cán quay liên tục ngược chiều nhau. Nhờ ma sát tiếp xúc vật cán được ăn liên tục vào trục cán và cùng biến dạng. Sau biến dạng chiều dày vật cán giảm dần, chiều dài tăng lên, chiều rộng cũng tăng lên chút ít và hình dáng của vật cán thay đổi. Vùng biến dạng là vùng kim loại biến dạng dẻo nằm trong phạm vi tác dụng của trục cán. Người ta gọi a là góc ăn kim loại hay góc tạo bởi cung tiếp xúc AB hoặc CD, giữa bề mặt trục cán và kim loại (hình 2.15a). Mỗi loại máy cán khác nhau cho ra một loại sản phẩm khác nhau thì sẽ có góc ăn kim loại a khác nhau, góc a còn phụ thuộc chủ yếu vào loại vật liệu cán (góc ma sát). Cung AB = CS = 1 là chiều dài cung tiếp xúc hay chiều dài vùng biến dạng. Góc g = IÔB là góc trung hòa, tại đó vận tốc cán kim loại bằng vận tốc trục cán, h1 và h2 chiều cao của vật cán trước và sau khi cán. b1 và b2 chiều rộng vật cán trước và sau khi biến dạng. Lượng ép của kim loại: lượng ép tương đối Dh là hiệu số chiều cao của vật cán trước và sau khi biến dạng. Lượng ép tương đối được biểu thị bằng: Dh = h1 – h2 (mm) Hình 2.15. Sơ đồ vùng biến dạng khi cán kim loại. Lượng ép tuyệt đối e là tỷ số giữa lượng ép tuyệt đối và chiều dày ban đầu của vật cán tính theo %. Lượng ép tuyệt đối được biểu thị bằng: Mối quan hệ giữa Dh, a và l: Mà BE = OD – OE = R – Rcosa = R(1 – cosa) = 2Rsin2(a/2) Vì a quá nhỏ nên sin(a/2) ằ a/2 ằ BE =2R.a2/4 ị (rad) Ta lại có: AB = R.a = l = a.D/2. Thay a vào công thức trên ta có: (mm) Lượng giãn rộng là hiệu số chiều rộng vật cán sau khi cán và trước khi cán được tính bằng công thức (hình 2.15b): D = b2 – b1 (mm) Điều kiện vật cán ăn vào trục cán: Khi dùng một ngoại lực đưa vật cán vào trục cán đang quay ngược chiều nhau tại thời điểm vật cán tiếp xúc với hai trục cán, thành phần lực ma sát nằm ngang tiếp xúc phải lớn hơn thành phần áp lực lực pháp tuyến nằm ngang Nx mới đảm bảo cho vật cán ăn vào được. Nếu lực tiếp xúc Tx < Nx thì vật cán không ăn vào trục được và quá trình cán không xảy ra. Nếu 2Tx > 2Nx, nghĩa là lực Tx > Nx thì vật cán ăn vào trục cán, ta có Nx = N.sina Tx = T.cosa T = N.f (f là hệ số ma sát giữa trục cán và phôi) Như vậy: N.f.cosa > N.sina ị f > tga Vì a quá nhỏ nên ta có thể coi: tga ằ a ị f > a trong đó Kết hợp lại ta có: Vậy để vật cán ăn được vào trục phải đảm bảo điều kiện lượng ép tuyệt đối nhỏ hơn bán kính cán nhân với bình phương hệ số ma sát: Dh < Rf2 Chương III Tính toán thiết kế máy sơ đồ động máy thiết kế Trên cơ sở nghiên cứu lý thuyết của chương II và dạng sản phẩm đã nêu trong phần Tổng quan, ta hình thành được sơ đồ động cho máy thiết kế như hình vẽ 3.1. Hình 3.1. Sơ đồ động của máy 1. Động cơ 2. Bộ truyền đai 3. Hộp giảm tốc 4.Khớp nối 5. Bộ truyền xích truyền động chính 6. Bộ truyền xích truyền động giữa các trục cán 7. Các trục cán Máy cán gồm có 8 cặp trục: 01 cặp trục dẫn phôi ( cặp số 1) 06 cặp trục tạo hình (từ số 2 đến số 7) 01 cặp trục sửa đúng (cặp số 8) Tính sơ bộ năng suất máy: Năng suất máy trong một năm theo sản phẩm được tính theo công thức: [sản phẩm/năm] trong đó: t – thời gian làm việc trong một năm, t = 300 ngày m – số ca làm việc trong ngày, m = 2 ca h – số giờ làm việc trong một ca, h = 8 giờ v – vận tốc ra sản phẩm trong một phút của máy Theo tham khảo các máy thực tế thường có vận tốc vào khoảng 8 á 14 m/ph. Chọn sơ bộ v = 12 m/ph. Ksd – hệ số sử dụng máy, Ksd = 0,75 l – chiều dài sản phẩm, trung bình lấy l = 4 m Từ đó ta tính được: (sản phẩm/năm) Vậy năng suất máy trong một phút tính theo sản phẩm là: (sản phẩm/ph) Tính toán phôi cán Phôi liệu Phôi liệu dùng để cán tấm chắn xô được cắt từ tôn tấm (CT3) thành băng. Thép CT3 có tính dẻo tốt, dễ cán, chịu được số lần lăn qua trục tạo hình nhiều nhưng ít bị rạn nứt, sẵn có thị trường trong nước. Sản phẩm tấm chắn xô và yêu cầu kỹ thuật Cấu tạo profin sản phẩm tấm chắn xô trên hình 3.2. Hình 3.2. Sản phẩm thiết kế Yêu cầu kỹ thuật: Sản phẩm có sai lệch hình dáng và kích thước đạt tiêu chuẩn cho phép: Không có vết lõm, vết khuyết trên bề mặt sản phẩm Mép sản phẩm không bị gợn sóng Không bị nứt cũng như dãn mỏng tại vùng uốn Không tạo vết xước tại vùng bán kính lượn của cối Chiều dài và chiều dày sản phẩm không thay đổi so với chiều dài, chiều dày của phôi. Tính toán quá trình biến dạng dẻo Xác định bán kính trung hòa r: Bán kính trung hòa là mặt cong qui ước chạy qua các lớp phôi khác nhau. Theo sách Sổ tay dập nguội, trang 130, ta có công thức xác định: Trong đó: R – bán kính ngoài của tiết diện r – bán kính uốn trong của tiết diện a – hệ số biến mỏng b – hệ số nở rộng Ta sử dụng công thức gần đúng để xác định như sau: r = r + x.S Trong đó: r – bán kính trong, r = 10 mm S – chiều dày phôi cán, S = 3 mm x – hệ số xác định khoảng cách lớp trunghòa đến bán kính uốn phía trong. Tra bảng 32 trang 133 sách Sổ tay dập nguội với tỷ số ị x = 0,47 Từ đó ta được: r = 10 + 0,47x3 = 11,41 (mm) Xác định chiều rộng phôi phải cắt: B Theo bảng 38 trang 150 sách Sổ tay dập nguội, ta có bán kính uốn nhỏ nhất khi cán định hình: rmin = 10 (mm) Do tấm chắn xô có góc lượn nên độ dài của phôi (B) bằng tổng độ dài của các đoạn thẳng và độ dài của lớp trung hòa ở đoạn uốn cong. Độ dài lớp trung hòa ở đoạn uốn cong, theo trang 151 được xác định bằng: Trong đó: j là góc của đoạn uốn cong được xác định: j = 1800 - a Với a là góc uốn bên trong Từ đó, ta tính được chiều rộng của phôi phải cắt: Có 8 góc uốn với hai giá trị: j1 = j8 = 1800 – 1300 = 500 j2 = j3 = j4 = j5 = j6 = j7 = 1800 – 1400 = 400 r = 10 mm xj = x = 0,47 S = 3 mm l1 = l9 = 30 (mm) l2 = l4 = l6 = l8 = 70 (mm) l3 = l7 = 5 (mm) l5 = 50 (mm) ị Vậy, B = 470 (mm) Bán kính cán lớn nhất và nhỏ nhất: Để giữ được hình dáng của sản phẩm sau khi cán và sản phẩm không rạn nứt tại tiết diện uốn, ta phải uốn vật với một bán kính phù hợp. Bán kính uốn lớn nhất cho phép tạo để khi tạo hình sản phẩm đạt yêu cầu (giữ được hình dáng) là: Trong đó: E – môđun đàn hồi khi kéo, E = 2,1.105 N/mm2. sb – ứng suất bền giới hạn của vật liệu cán, sb = 450 N/mm2. S – chiều dày vật cán, S = 3 mm ị Ngoài khả năng bị uốn với bán kính lớn kim loại còn có khả năng bị uốn với bán kính nhỏ nhất mà không bị rạn nứt theo công thức: Rmin = K.S Với K là hệ số biến dạng với bán kính nhỏ mà kim loại không bị rạn nứt. Tra bảng 34 trang 80 sách Sổ tay dập nguội có K = 1,0 ị Rmin = 1.3 = 3 (mm) Do ảnh hưởng của trạng thái biến dạng mặt cắt của vật liệu đem cán, khi cắt phôi để cán nếu trên bề mặt nhiều ba via hoặc vết nứt thì khi uốn tạo thành ứng lực tấp trung. Như vậy sẽ tạo ra một số vùng dễ bị rạn nứt. Do đó phải tăng bán kính uốn nhỏ nhất lên 1,7 lần, cho phép ta sản xuất ra sản phẩm đảm bảo yêu cầu. Nên sử dụng Rmin vào bán kính chuyển lượng vật cán của trục cán. ị Rmin = 5 mm Vậy bán kính lượn làm chuyển hướng vật cán của trục cán trên là: Rt = 5 á 7 (mm) Bán kính lượn làm chuyển hướng vật cán của trục cán dưới là: Rd = Rt + S = 8 á 10 (mm) Xác định góc đàn hồi khi cán: Trong quá trình cán tạo hình toàn bộ phần kim loại ở cung uốn trong tiết diện sản phẩm không những chịu biến dạng dẻo mà còn chịu biến dạng đàn hồi. Vì vậy khi không còn lực tác dụng của trục cán thì hình dạng của vật cán không hoàn toàn như lúc ban đầu có lực tác dụng. Hiện tượng đó gọi là hiện tượng phục hồi của biến dạng đàn hồi sau khi uốn. Để có được góc uốn của chi tiết là a0, phải uốn với góc là a1. Góc đàn hồi được tính bởi công thức: Góc đàn hồi b được xác định khi tạo hình thép dạng số 3 lấy theo công thức khi tạo hình thép chữ V, ta có: Trong đó: E – môđun đàn hồi của thép, E = 2,1.105 N/mm2 b – góc phục hồi do biến dạng đàn hồi ở một phía L – khoảng cách giữa hai điểm tựa, L = 120 mm K – hệ số xác định vị trí lớp trung hòa K = L – x = 120 – 0,47 = 119,53 (mm) ị ị b = 0,0310 Lấy b = 10 Tính góc uốn Chế độ tạo hình của thép chắn xô profin định hình qua 8 cặp trục đặt nối tiếp nhau, làm thay đổi phôi từ tấm phẳng trở thành thép hình, sử dụng nguyên lý biến dạng dẻo của thép để uốn. Trong 8 trục cán thì trục 1 chỉ làm chức năng dẫn phôi vào, trục 8 là trục sửa đúng, các trục trực tiếp làm thay đổi góc phôi là các trục từ 2 đến 7. Các trục cán không có profin theo dạng sản phẩm mà cán theo từng đoạn một. Hình 3.3. Sơ đồ quá trình biến dạng tạo hình sản phẩm. Do đó, ta có thể chia đều góc uốn tại mỗi cặp trục nhằm đơn giản trong tính toán và dễ dàng chế tạo. Góc uốn chọn ở đây là hợp lý vì khá nhỏ, đảm bảo thỏa mãn bán kính uốn lớn nhất và nhỏ nhất. Ta có bảng góc uốn tạo hình như sau: Bảng 3.1. Góc uốn tạo hình tại mỗi trục Thứ tự của cặp trục Góc uốn tạo hình ở trục cán dưới Trục 1 Dẫn phôi vào Trục 2 đến trục 5 10o x 4 trục – cán sóng hai bên Trục 6 đến trục 7 Cán hai đầu sản phẩm Trục 8 Sửa đúng Tính toán thiết kế máy cán Tính lực uốn Lực uốn để tạo thành sản phẩm từ dải băng thép theo công thức trang 87 sách Sổ tay dập nguội, tính theo dạng thép chữ V: P = 2,5.B.S.sb.K Trong đó: B – chiều rộng phần cán của trục cán trên, B = 304 mm S – chiều dày của vật cán, S = 3 mm sb – ứng suất bền giới hạn, sb = 450 N/mm2. K – hệ số kể đến ảnh hưởng của trở kháng khi cán. Chọn K = 0,03 ị P = 2,5. 304. 3. 450. 0,03 = 30780 (N) = 30,78 (KN) Vật cán là một băng thép phẳng được cán lần lượt qua các cặp trục tạo thành sản phẩm. Mỗi cặp trục cán uốn vật cán một góc để đảm bảo cho sản phẩm không bị nứt nẻ do biến dạng quá nhanh, do vậy lực cán được phân đều lên 6 cặp trục. Cặp trục đầu tiên (số 1) chỉ có tác dụng dẫn phôi vào, có thể coi như lực tác dụng ở cặp trục này bằng 0. Cặp trục số 9 có tác dụng sửa lại cho sản phẩm đạt yêu cầu không bị cong vênh nên lực tác dụng tại đây chỉ là lực ma sát. Khi sản phẩm qua 6 cặp trục bị vặn vỏ đỗ hoặc bị cong thì lực tại cặp trục sửa đúng 9 sẽ rất lớn. Có thể lấy lực tại cặp trục 9 bằng 50% trục tạo hình. Khi đó, lực tại các trục của máy là: P1 = 0 (KN) P2 = P3 = P4 = P5 = P6 = P7 = ằ 5130 (N) = 5,13 (KN) P8 = = 2565 (N) = 2,565 (KN) Tính mômen Tính mô men uốn tạo hình: Mô men uốn do lực cán P sinh ra. Theo công thức 32 trang 75 sách Phương pháp cán kim loại thông dụng, ta có: M = P.2.a Trong đó: P – lực cán của trục. P = 30780 N a – cánh tay đòn, a = 130 mm = 0,13 m Mô men uốn tại trục cán 2 là: M2 = 2P2.a = 2.5130.0,13 = 1340 (Nm) Tương tự ta có mô men uốn tại các trục cán 3, 4, 5, 6, 7 là: M3 = M4 = M5 = M6 = M7 = 2.7080.0,13 = 1340 (Nm) Tính mô men ma sát: Mms = Mms1 + Mms2. Mms1: mô men ma sát do lực cán sinh ra tại cổ trục cán Mms1 = P.f.d Trong đó: P – lực cán. P = 30780 N d – đường kính tại cổ trục cán, sơ bộ chọn d = 260 mm = 0,26 m f – hệ số ma sát. Tra bảng 5 trang 76 sách Phương pháp cán kim loại thông dụng, ta được f = 0,04 ị Mms1 = 30780.0,04.0,26 = 320 (Nm) Mms2 – mô men ma sát do các chi tiết quay gây ra Theo sách Phương pháp cán kim loại thông dụng, trang 76, ta có công thức: Mms2 = (0,08 á 0,12)(M + Mms1) ị Mms2 = 0,1.(1340*6 + 320) = 836 (Nm) Vậy, Mms = 320 + 836 = 1156 (Nm) Mô men không tải: M0 = 0,05M = 0,05.1340.6 = 402 (Nm) Chọn động cơ Động cơ làm việc ở chế độ dài hạn với phụ tải không đổi. Động cơ điện được chọn phải có công suất định mức lớn hơn hay bằng công suất phụ tải đặt trên trục động cơ. Theo công thức 2.1 trang 27 sách thiết kế chi tiết máy: Trong đó: Nđm – công suất định mức của động cơ Nlv – công suất làm việc của toàn bộ máy. Công suất này là tổng công suất trên các trục uốn. Ta có: v – vận tốc cán. Để đảm bảo năng suất và không xảy ra hiện tượng rạn nứt tại vùng biến dạng của sản phẩm có v = 12 m/ph = 0,2 m/s. ị h – hiệu suất truyền động Theo bảng 2-1 sách Thiết kế chi tiết máy, ta chọn hiệu suất sơ bộ cho các bộ truyền như sau: Hộp giảm tốc hhgt = 0,85 Bộ truyền đai hđ = 0,95 Bộ truyền xích hx = 0,9 (trực tiếp từ động cơ và gián tiếp) ị h = hhgt.hđ.hx.hx = 0,85.0,95.0,9.0,9 = 0,654 Từ đó, ta có công suất định mức: Tra bảng 4P sách Thiết kế chi tiết máy, chọn động cơ AOC2-61-4 với các thông số: Công suất Nđc = 11 KW Số vòng quay nđc = 1350 v/p Phân phối tỷ số truyền Theo sách Thiết kế chi tiết máy trang 30, tỷ số truyền chung được tính theo công thức: nđc – số vòng quay động cơ, nđc = 1350 v/p ntc – số vòng quay trục cán với D – đường kính cổ trục cán, D = 260 mm ị ị Tỷ số truyền của các bộ truyền của máy: i = iđ.igt.ix1.ix2.ic Trong đó: iđ – tỷ số truyền bộ truyền đai, chọn iđ = 2 igt – tỷ số truyền hộp giảm tốc, chọn igt = 24,68 ix1 và ix2 – tỷ số truyền bộ truyền xích, từ động cơ điện đến trục trung gian và giữa các trục cán quay đồng tốc. Chọn ix1 = ix2 = 1 Bảng 3.2. Thống kê số liệu tính toán Trục Thông số Động cơ (1) Bộ truyền đai (2) Hộp giảm tốc (3) Bộ truyền xích (4) Trục cán dẫn động Trục cán cuối i 2 24,67 1 1 1,86 n (v/p) 1350 675 27,3 27,3 27,3 14,7 N (KW) 9,48 9 7,65 6,9 6,2 4,96 Mx (Nm) 67 127 2676 2414 2169 3222 Tính toán thiết kế bộ truyền đai Chọn loại đai Giả thiết vận tốc của đai vđ > 5 m/s, theo bảng 5-11 sách Thiết kế chi tiết máy, ta chọn loại đai hình thang với các thông số: Tiết diện đai loại A Kích thước tiết diện a x h (mm) 13 x 8 Diện tích tiết diện F (mm2) 81 Định đường kính bánh đai nhỏ Theo bảng 5-14 sách Thiết kế chi tiết máy lấy D1 = 200 mm Kiểm nghiệm vận tốc của đai: Ta thấy v < vmax = (30 á 35) m/s (thỏa mãn) Tính đường kính D2 bánh đai lớn Theo công thức 5-4 sách Thiết kế chi tiết máy: D2 = iD1(1 – x) Với x – hệ số trượt, đối với đai hình thang có x = 0,02 ị D2 = 2.200(1 – 0,02) = 392 (mm) Chọn đường kính bánh đai lớn theo tiêu chuẩn, bảng 5-15 sách Thiết kế chi tiết máy: D2 = 400 mm Chọn sơ bộ khoảng cách trục A Chọn sơ bộ khoảng cách trục theo bảng 5-16 sách Thiết kế chi tiết máy: Với tỉ số truyền i = 2, chọn A = 1,2D2 = 1,2.400 = 480 (mm) Tính chiều dài đai L theo khoảng cách trục A Theo công thức 5-1 sách Thiết kế chi tiết máy: ị Lấy chiều dài đai theo tiêu chuẩn, bảng 5-12: L = 2000 mm Kiểm nghiệm số vòng chạy của đai trong 1 giây: Ta thấy u < umax = 10 (thỏa mãn) Xác định chính xác khoảng cách trục A Xác định khoảng cách trục A theo chiều dài đã lấy theo tiêu chuẩn, công thức 5-2 sách Thiết kế chi tiết máy: A = 680 (mm) Kiểm nghiệm khoảng cách trục A thỏa mãn điều kiện 5-19 sách Thiết kế chi tiết máy: 0,55.(D1 + D2) + h Ê A Ê 2.(D1 + D2) trong đó: h – chiều cao của tiết diện đai. Theo bảng 5-11 sách Thiết kế chi tiết máy, với đai loại A có h = 8 mm ị 0,55.(400 + 200) + 8 Ê 680 Ê 2.(400 + 200) ị 338 Ê 680 Ê 1200 (mm) Vậy khoảng cách trục A đã chọn là phù hợp. Khoảng cách nhỏ nhất, cần thiết để mắc đai Amin = A – 0,015.L = 680 – 0,015.2000 = 650 (mm) Khoảng cách lớn nhất, cần thiết để tạo lực căng Amax = A + 0,03.L = 680 + 0,03.2000 = 740 (mm) Tính góc ôm a1 Công thức 5-3, sách Thiết kế chi tiết máy Góc ôm thỏa mãn điều kiện: a1 ³ 1200. Xác định số đai z cần thiết Chọn ứng suất căng ban đầu s0 = 1,2 N/mm2 và theo trị số D1, tra bảng 5-17 sách Thiết kế chi tiết máy tìm được ứng suất có ích cho phép: [sP]0 = 1,7 N/mm2. Số đai z cần thiết: trong đó: N – công suất bộ truyền, N = 9,48 KW F – diện tích tiết diện đai, F = 81 mm2 v – vận tốc đai, v = 14,1 m/s Ct – hệ số xét đến ảnh hưởng của chế độ tải trọng. Tra bảng 5-6 sách Thiết kế chi tiết máy được Ct = 0,9. Ca – hệ số xét đến ảnh hưởng của góc ôm. Tra bảng 5-18 với góc a = 163,240 ta được Ca = 0,98. Cv – hệ số xét đến ảnh hưởng của vận tốc. Tra bảng 5-19 với v = 14,1 ta được Cv = 0,95. ị Lấy số đai z = 6. Định các kích thước chủ yếu của bánh đai Chiều rộng bánh đai, c