Исследование напряженного состояния в очаге деформации на установке совмещенного литья и деформации стальных листов тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.09, кандидат наук Шевелев Максим Михайлович

• Шевелев Максим Михайлович
• кандидат наук
• 2019

Оглавление диссертации кандидат наук Шевелев Максим Михайлович

ВВЕДЕНИЕ

1. АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР

1.1 Установка непрерывного литья и деформации для получения стальных листов

1.2 Толстолистовая прокатка непрерывнолитых слябов

1.3 Исследование напряженного состояния валков прокатных станов

от усилия прокатки и температурной нагрузки

1.4 Выводы

2. ИССЛЕДОВАНИЕ НАГРУЖЕННОСТИ И НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ СИСТЕМЫ БОЙКИ-ПОЛОСА ПРИ ПОЛУЧЕНИИ НА УСТАНОВКЕ ЛИСТОВ ИЗ СТАЛИ

2.1 Общая постановка задачи

2.2 Исследование напряженно-деформированного состояния металла

в очаге циклической деформации при получении листов из стали

2.2.1 Постановка задачи, исходные данные и граничные условия

2.2.2 Результаты расчета напряжений в очаге циклической деформации

2.3 Опытная установка непрерывного литья и деформации ОАО «Уральский трубный завод»

2.4 Исследование напряжений в бойках без каналов установки от усилия обжатия

2.4.1 Постановка задачи, исходные данные и граничные условия

2.4.2 Напряженное состояние бойков без каналов от воздействия усилия обжатия

2.5 Выводы

3. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ И АЛГОРИТМЫ РАСЧЕТА ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ И НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ БОЙКОВ БЕЗ КАНАЛОВ

3.1 Методика расчета температурных полей и термоупругих напряжений в бойках в пакете ANSYS

3.2 Варианты расчета температурных полей бойков

3.3 Теория расчета температурных полей и термоупругих напряжений в бойках методом конечных элементов в объемной 53 постановке

3.4 Теплофизические параметры материала бойков

3.5 Расчет коэффициентов для определения температурного поля 56 бойков

3.6. Выводы

4. РАСЧЕТ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ И НАПРЯЖЕНИЙ В БОЙКАХ БЕЗ КАНАЛОВ УСТАНОВКИ ПРИ ОБЖАТИИ ЗАГОТОВКИ И НА ХОЛОСТОМ ХОДУ

4.1 Постановка задачи, исходные данные и граничные условия

4.2 Результаты расчета температурных полей бойков без каналов (верхняя оценка)

4.3 Напряженное состояние приконтактного слоя бойка без каналов от воздействия температурной нагрузки при обжатии сляба и при охлаждении водой на холостом ходу (верхняя оценка)

4.4 Распределение осевых термоупругих напряжений по толщине и высоте бойка при обжатии сляба и на холостом ходу при охлаждении

водой

4.5 Распределение осевых термоупругих напряжений в приконтактном слое и по высоте бойка без каналов при обжатии

сляба и на холостом ходу

4.6 Напряженное состояние бойка без каналов от воздействия усилия обжатия и температурной нагрузки (верхняя оценка)

4.7 Напряженное состояние бойков без каналов установки при получении листов из стали (нижняя оценка)

4.7.1 Температурное поле бойков без каналов

4.7.2 Напряженное состояние приконтактного слоя бойка без каналов от воздействия температурной нагрузки при обжатии

сляба и при охлаждении водой на холостом ходу

4.7.3 Распределение термоупругих напряжений по толщине и высоте бойка без каналов при обжатии сляба и на холостом

ходу

4.7.4 Напряженное состояние бойка без каналов от усилия

обжатия и температурной нагрузки (нижняя оценка)

4.8 Напряженное состояние бойка без каналов установки при охлаждении его боковых поверхностей воздухом при получении

листов из стали

4.8.1 Температурное поле бойков без каналов

4.8.2 Распределение термоупругих напряжений по толщине приконтактного слоя бойка без каналов при обжатии сляба и на

холостом ходу

4.8.3. Суммарное напряженное состояние бойка без каналов от усилия обжатия и температурной нагрузки при охлаждении бойка воздухом

4.9 Сравнительный анализ напряженного состояния бойков

различной конструкции

4.10 Освоение опытной установки ОАО «Уральский трубный завод»

и исследование температурного режима системы бойки-полоса

4.11 Выводы

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ. Акт внедрения научно-исследовательской работы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Исследование напряженного состояния в очаге деформации на установке совмещенного литья и деформации стальных листов»

ВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования

За рубежом ведутся работы по созданию эффективных технологий и оборудования для производства широких стальных листов на основе литейно-прокатных агрегатов и комплексов [1-3]. При этом важной задачей является уменьшение расхода энергии и удельных капиталовложений. Однако валковые агрегаты имеют низкую производительность, степень деформации полосы не превышает 10-15 %, что не обеспечивает получение высоких механических свойств стальных листов [4-10].

Для решения изложенных выше проблем производства стальных листов для сварных труб целесообразно использовать установку непрерывного литья и деформации, технологические возможности которой предусматривают отливку тонких слябов и их обжатие за один проход и в заданном узком температурном интервале, что позволит существенно снизить энергозатраты и улучшить качество листов из стали для изготовления сварных труб [11-25, 32-34, 36, 37, 79, 80].

Основной проблемой, возникающей при обжатии непрерывнолитых

слябов при толстолистовой прокатке, является неравномерность деформации

по толщине крупного сляба, которая приводит к получению неоднородной

структуры металла, образованию ликвационных зон в осевой зоне и снижению

механических свойств стальных листов для изготовления сварных труб [39-41,

43-50]. В результате интенсификации производства стальных листов и

повышения требований, предъявляемых к механическим свойствам и

состоянию поверхности стальных листов, значительно возрастает

нагруженность бойков установки совмещенного процесса непрерывного литья

и деформации и требования к качеству их поверхности. Условия эксплуатации

бойков установки выдвинули ряд существенных требований по обеспечению

их стойкости. Таким образом, актуальной задачей для повышения стойкости

бойков, которые одновременно воспринимают усилия обжатия и

5

температурную нагрузку, является обоснованный выбор их конструктивных параметров и материала.

Степень разработанности проблемы

При разработке конструкции и выборе материала бойка важно учитывать нагруженность и реальные условия эксплуатации бойков установки. В связи с этим очень важно оценить НДС металла в очаге циклической деформации, что позволит установить нагруженность бойков. При этом также целесообразно определить напряженное состояние бойков установки от температурной нагрузки и усилия обжатия при получении стальных листов для сварных труб. Это позволит более обоснованно выбирать конструктивные параметры и материал бойков установки с целью повышения их стойкости.

В работах [24, 32, 34] даны результаты расчета температурного поля и термоупругого напряженного состояния бойков установки с учетом каналов для охлаждения бойков при получении стальных листов. Установлено, что каналы в бойках являются концентраторами напряжений, которые приводят к существенному увеличению напряжений в бойках как от усилия обжатия, так и температурной нагрузки. В связи с этим в диссертации выполнен расчет напряженного состояния бойков без каналов для их охлаждения.

Цель диссертационного исследования: с использованием современных методов решения задач упруго-пластичности определить напряженно-деформированное состояние системы бойки-полоса при получении листов из стали на установке, для повышения стойкости бойков разработать рекомендации по выбору их конструктивных параметров и материала, а также исследовать температурный режим работы бойков опытной установки ОАО «Уральский трубный завод».

Задачи диссертационного исследования:

- определить закономерности распределения осевых напряжений в очаге циклической деформации и нагруженность бойков установки при

получении стальных листов толщиной 3 мм и шириной 2250 мм;

6

- установить закономерности распределения осевых и эквивалентных напряжений в бойках без каналов установки от усилия обжатия;

- установить закономерности распределения в бойках без каналов температуры и осевых термоупругих и эквивалентных напряжений при обжатии сляба и на холостом ходу;

- установить зависимость осевых термоупругих напряжений в бойках от температуры их контактной поверхности;

- установить закономерности распределения суммарных напряжений в бойках без каналов от усилия обжатия сляба и температурной нагрузки;

- выполнить сравнительный анализ напряженного состояния бойков различного конструктивного исполнения;

- провести освоение опытной установки ОАО «Уральский трубный завод» и выполнить исследование температурного режима работы бойков.

Методология и методы исследования

Методы моделирования методом конечных элементов напряженно-деформированного состояния металла в очаге деформации и напряжений в бойках установки в пакете ANS YS.

Научную новизну и теоретическую ценность представляют следующие разработки диссертации:

- установлены закономерности распределения осевых напряжений в очаге циклической деформации тонкого сляба с учетом силы его вытягивания из кристаллизатора установки при получении стальных листов толщиной 3 мм и шириной 2250 мм;

- установлены закономерности распределения осевых и эквивалентных напряжений в бойках без каналов установки от усилия обжатия сляба;

- установлены закономерности распределения температуры, а также осевых и эквивалентных термоупругих напряжений в бойках без каналов при обжатии сляба и на холостом ходу;

- установлена зависимость осевых термоупругих напряжений в бойках

без каналов установки от температуры их контактной поверхности;

7

- определено суммарное поле напряжений в бойках без каналов установки от температурной нагрузки и усилия обжатия сляба.

Практическую значимость диссертации составляют:

- оценка схемы напряженного состояния металла при обжатии тонкого сляба и определение нагруженности бойков установки;

- результаты расчета температурных полей и суммарных напряжений в бойках без каналов установки и рекомендации по выбору конструктивных параметров и материала бойков;

- результаты освоения и исследования температурного режима работы бойков опытной установки ОАО «Уральский трубный завод».

Установка непрерывного литья и деформации для производства листов из стали толщиной 3-22 мм и шириной до 2150 мм для сварных труб принята к внедрению на ОАО «Уральский трубный завод».

На защиту выносятся:

- результаты расчета НДС металла в очаге циклической деформации с учетом силы вытягивания сляба из кристаллизатора и нагруженности бойков без каналов установки при получении листов толщиной 3 мм и шириной 2250 мм;

- результаты расчета напряженного состояния бойков без каналов установки от усилия обжатия сляба;

- результаты расчета температурных полей, осевых и эквивалентных термоупругих и суммарных напряжений в бойках без каналов установки при обжатии сляба и на холостом ходу;

- результаты сравнительного анализа напряженного состояния бойков различного конструктивного исполнения;

- результаты освоения и исследования температурного режима работы бойков опытной установки литья и деформации ОАО «Уральский трубный завод».

Достоверность полученных в диссертации результатов

подтверждается применением современных методов расчета НДС металла в

8

очаге циклической деформации, напряжений в бойках от усилия обжатия и температурной нагрузки, а также результатами разработки и освоения опытной установки ОАО «Уральский трубный завод».

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на следующих конференциях: XXI Международная научно-техническая конференция «Приоритетные направления развития науки и технологий» (г. Тула, 2017); Х Всероссийская конференция молодых ученых и специалистов (с международным участием) «Будущее машиностроения России» (г. Москва, 2017); XI Международный конгресс прокатчиков (г. Магнитогорск, 2017).

Публикации. Основное содержание диссертационной работы опубликовано в 1 3 печатных трудах, в том числе в 9 рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК РФ.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения, приложения и изложена на 15 3 страницах машинописного текста, включая 80 рисунков, 21 таблицу и библиографический список из 84 наименований.

1 АНАЛИТИЧЕСКИЙ ОБЗОР

1.1. Установка непрерывного литья и деформации для получения стальных листов

Для существенного снижения энергетических и эксплуатационных затрат и улучшения качества стальных листов разработана компактная установка непрерывного литья и деформации [11-25, 32-38].

На рисунке 1.1 показан общий вид установки непрерывного литья и деформации [11, 12, 14, 15, 22, 24], которая состоит из неразъемного медного кристаллизатора 1 и двух суппортов 2 с бойками 4 . Кристаллизатор 1 имеет постоянный контакт с бойками 4 с помощью пружинного механизма.

Каждый суппорт с бойками установлен на двух эксцентриковых валах 3. Синхронное вращение эксцентриковых валов осуществляется от приводного электродвигателя. Вытягивание заготовки из кристаллизатора 1 осуществляется с помощью бойков во время ее обжатия и тянущих роликов 5 во время холостого хода.

Установка совмещенного процесса непрерывного литья и деформации является сложным агрегатом, включающим в себя три устройства работающих совместно, что требует совмещения их по скоростным параметрам и производительности. Прежде всего, эта установка непрерывного литья стали, - водоохлаждаемый медный кристаллизатор который предназначен для кристаллизации жидкого металла с образованием оболочки с жидкой фазой на выходе из кристаллизатора. На второй стадии процесса деформирующее устройство одновременно формирует бойками из оболочки с жидкой фазой сляб, обжимает его до готового листа за один проход, калибрует лист и осуществляет подачу сляба на величину эксцентриситета приводных эксцентриковых валов. Одновременно бойки обеспечивают механическое перемешивание расплава металла с удалением неметаллических включений и ликватов из конуса жидкой фазы, то есть осуществляют процесс мягкого обжатия. Для обеспечения требуемой производительности установка имеет тянущее устройство, которое во время отхода бойков от сляба удерживает его и подает на заданную величину.

Рассмотрим конструктивные особенности установки для производства

стальных листов. В неразъемном водоохлаждаемом медном кристаллизаторе

боковые стенки выполнены в виде полукруга, что, согласно данным

полученным в работе [14, 80], позволяет существенно снизить уровень

растягивающих деформаций в узкой стенке стальной оболочки с жидкой

фазой при ее гибке при получении сляба. Кристаллизатор установлен на

специальных направляющих станины и с помощью штанг и пружин находится

в постоянном контакте с подвижными бойками, благодаря чему совершает

вертикальные колебания с частотой равной угловой скорости эксцентриковых

11

валов установки. Регулирование толщины листа от 3 до 22 мм выполняется

клиновыми механизмами, установленными на суппортах установки

Блочная конструкция установки позволяет осуществлять быструю

смену кристаллизаторов, чтобы получать листы из стали шириной от 1400 до

2250 мм. Бойки установки имеют ряд каналов для сбивания окалины высоким

давлением воды во время холостого хода.

В монографии Лехова О.С. и Михалева А.В [14] определено НДС

металла в очаге деформации с учетом усилия вытягивания сляба из

кристаллизатора при получении листов из стали 09Г2С на установке. Задача

упруго-пластичности решена методом конечных элементов в плоской

постановке с использованием пакета ANSYS. Определены величины и

закономерности распределения осевых напряжений на линии контакта очага

деформации с бойком и в осевой зоне очага, а также величины контактных

напряжений. Установлено, что в очаге циклического деформирования тонкого

сляба возникают высокие сжимающие напряжения.

Поставлена и решена задача определения напряжений в бойках с

каналами установки от усилия обжатия. Напряжения в бойке с каналами

определены на основе решения объемной задачи теории упругости методом

конечных элементов с использованием пакета ANSYS. Установлено, что

каналы в бойках приводят к повышению осевых сжимающих напряжений и в

области каналов к возникновению растягивающих напряжений.

В работе Лехова О.С., Баранова М.В., Минакова В.С. [13] выполнено

исследование НДС металла в очагах деформации при получении листа из

стали на установке непрерывного литья и деформации. Для решения задач

упруго-пластичности применен метод конечных элементов с использованием

программы ANSYS. Рассмотрен процесс получения листа из коррозионно-

стойкой стали. Расчет гибки боковых стенок оболочки выполнен в плоской

постановке, а циклической деформации сляба - в объемной постановке.

Установлено, что на внешней поверхности узкой стенки оболочки при ее гибке

возникают растягивающие напряжения и деформации, причем деформации

12

достигают значительной величины равной 0,45. Сделан вывод о том, что с увеличением радиуса сопряжения стенок медного кристаллизатора от 5 до 40 мм уровень растягивающих деформаций снижается более чем в 2 раза. При расчете напряжений в очаге циклической деформации установлено, что все осевые напряжения сжимающие, достигающие в направлении оси Ъ величины минус 117 МПа, а металл находится практически в условиях всестороннего сжатия. Расчет течения металла на границе с жидкой фазой показал, что при деформации сляба бойками установки затвердевший металл не перемещается в конус жидкой фазы. Следует отметить, что при исследовании НДС металла в очагах деформации не учитывалось усилие вытягивания сляба из кристаллизатора установки и для расчета принята полость медного кристаллизатора прямоугольного сечения.

В монографии Лехова О.С., Комратова Ю.С. [35] изложены результаты

расчета НДС металла в двутавровой заготовке при ее разливке в машине

непрерывного литья стали при ее освоении на НТМК. При этом важно оценить

характер и уровень деформаций и напряжений в оболочке с жидкой фазой при

формировании двутавровой заготовки на участке кристаллизатор - первая

секция роликов зоны вторичного охлаждения. Знание закономерностей

распределения деформаций и напряжений по периметру оболочки заготовки

позволит дать ряд рекомендаций по настройке секций роликов зоны

вторичного охлаждения для снижения уровня растягивающих напряжений в

оболочке двутаврового слитка. Для расчета НДС металла оболочки решена

линейная задача теории упругости в объемной постановке методом конечных

элементов с использованием пакета АКБУБ. Рассматривалась деформация

оболочки двутаврового слитка только от воздействия ферростатического

давления. Толщина стальной оболочки принята равной 17 мм, причем при

расчете коэффициент кристаллизации принят равным 23. Температура

внешней поверхности оболочки принята равной 1200 °С, а внутренней - 1468

°С. В результате расчета установлено, что растягивающие напряжения на

внешней поверхности оболочки двутаврового слитка от воздействия

13

ферростатического давления не превышают предела текучести стали и не должны приводить к возникновению трещин на внешней поверхности оболочки. Так же выполнены расчеты для случая, когда рассматривается деформация двутавровой заготовки от действия на ее оболочку как ферростатического давления, так и возможных отклонений роликов от оси кристаллизатора величиной 0,25 и 0,5 мм. В результате установлено, что когда отклонение не превышает 0,25 мм, на внешней поверхности оболочки не возникают растягивающие напряжения, превышающие предел текучести стали.

В работе Соколова П.Б., Хлопотунова Ю.Б. [ 81] рассмотрены вопросы изготовления составных (бандажированных) валков на ОАО «Уралмашзавод» и отмечается, что поставка бандажей из стали 150ХНМ для горизонтальных валков универсально-балочного стана ОАО «НТМК» позволила повысить их износостойкость в 2,0 - 2,5 раза по сравнению с аналогичными валками из стали 60 ХН или 9Х2МФ. Так же на заводе освоено производство цельнокованых опорных валков из стали 45Х5МФ, которые эксплуатируются на стане горячей прокатки 2000 ОАО «Северсталь» и их износостойкость более чем в 2 раза превышает износостойкость валков из сталей 75ХМФ и 90ХФ. Сделан вывод о том, что если использовать сталь 45Х5МФ при изготовлении бандажей составных валков листовых станов горячей прокатки, то практически в 2 раза можно увеличить их эксплуатационную стойкость. С учетом вышеизложенного анализа эксплуатации валков станов листовой горячей прокатки можно заключить, что для повышения стойкости бойков установки непрерывного литья и деформации их целесообразно изготовлять из сталей 45Х5МФ, 35Х5НМФ, 150ХНМ.

1.2 Толстолистовая прокатка непрерывнолитых слябов

В работе Колбасникова Н.Г., Шилова И.А., Беляева А.А.

«Корректировка методик расчета энергосиловых параметров прокатки

14

толстого листа на стане 5000 ОАО «Северсталь» [42] отмечается, что при прокатке толстого листа из трубных марок стали на стане 5000 ОАО «Северсталь» имеет место крайне неравномерное распределение деформаций по высоте непрерывнолитого сляба, что существенно влияет на коэффициент напряженного состояния, который определяет усилие прокатки. Также при расчете силовых параметров толстолистовой прокатки не учитывается существенная неравномерность распределения температуры по толщине непрерывнолитого сляба. В результате расчета в пакете DEFORM установлено, что неравномерность распределения температуры оказывает существенное влияние на усилие прокатки, поскольку коэффициент напряженного состояния зависит от толщины поверхностных слоев слябов с более низкой температурой. Разработана методика расчета усилия прокатки с учетом неравномерности температурного поля непрерывнолитого сляба. По полученным результатам расчета усилия прокатки были определены моменты прокатки и токи в якоре приводного электродвигателя стана. В результате сравнения расчетных и экспериментальных значений тока электродвигателя стана определен коэффициент пропорциональности между током электродвигателя и моментом прокатки.

В работе Богатова А.А., Нухова Д.Ш., Пьянкова К.П. [39] представлены результаты исследования деформации по толщине листа при толстолистовой прокатке с использованием пакета DEFORM. Проведена оценка напряженного состояния металла в очаге деформации с использованием метода конечных элементов, которая показала, что имеет место значительная неоднородность показателя напряженного состояния.

Установлено, что при обжатии крупных непрерывнолитых слябов на

станах толстолистовой прокатки имеет место значительная неравномерность

деформации по высоте сляба. Вследствие этого имеет место недостаточная

проработка литой структуры металла в осевой зоне сляба, неметаллические

включения и ликваты имеют строчечное расположение в толстом листе по оси

прокатки [2], что приводит к снижению механических характеристик

15

толстолистового проката и к проблемам при получении сварных труб на электросварочном стане.

В работе Салганика В.М., Шмакова А.В., Пустовойтова Д.О. [47] отмечается, что при освоении нового толстолистового стана 5000 и разработке технологии очень важно выполнить исследование НДС металла листа и теплового режима прокатки и оценить качество толстолистового проката и усилия прокатки. При этом следует учитывать неравномерность распределения температуры по сечению сляба, достигающая 120 - 150 °С при прокатке в черновой группа клетей, которая определяет неоднородность структуры и свойств металла листа. Исследование температурных полей и НДС металла при горячей прокатке проводили методом конечных элементов с использованием пакета DEFORM. При моделировании установлено, что температура поверхности валка нагревается до 114 °С и прогревается за один проход в среднем на глубину 4-5 мм. В результате расчетов получены графики распределения температуры по толщине раската для черновых и чистовых проходов. Установлено, что наибольший градиент по толщине листа имеет место в 3-ем черновом проходе и равен 223 °С. Однако в последнем чистовом проходе разность температур поверхности и осевой зоны листа толщиной 22 мм составляет 61 °С.

1.3 Исследование напряженного состояния валков прокатных станов от усилия прокатки и температурной нагрузки

В работах Лехова О.С., Комратова Ю.С. [26, 28-30,] проведено

исследование НДС системы валки-полоса при прокатке широкополочной

балки в клетях универсально-балочного стана. Определено НДС и характер

течения металла в очаге деформации при прокатке балки 30Ш в валках

универсальных клетей. Одновременно определялись напряжения в валках от

усилия прокатки. Для исследования очагов деформации при прокатке

широкополочной балки поставлена и решена упруго-пластическая задача

16

методом конечных элементов в объемной постановке с использованием пакета ANSYS. В результате установлены величины и закономерности распределения напряжений в очагах деформации при прокатке широкополочных балок. Для определения напряжений в валках от усилия прокатки использован алгоритм решения задач теории упругости методом конечных элементов в объемной постановке. В результате получены эпюры радиальных и тангенциальных напряжений в поверхностном слое вертикальных и горизонтальных валков универсальной клети.

В работе Комратова Ю.С. и Лехова О.С. [30] отмечается, что при

прокатке непрерывнолитых двутавровых заготовок в клетях универсально-

балочного стана важно определить НДС металла в очагах деформации и

напряжения в валках с целью оценки качества широкополочных балок и

стойкости валков. Расчет нормальных и касательных напряжений в очагах

деформации выполнялся в объемной постановке с использованием пакета

ANSYS. Установлено, что в очаге деформации горизонтальных валков

нормальные напряжения сжимающие и при изменении температуры балки от

1040 °С до 700 °С увеличиваются от минус 610 МПа до минус 862 МПа.

Высокие сжимающие напряжения в очаге деформации обеспечивают

интенсивную проработку литой структуры металла и улучшение качества

широкополочных балок. Для определения напряжений в валках

универсальной клети от усилия прокатки поставлена и решена задача теории

упругости методом конечных элементов в объемной постановке.

Установлено, что радиальные напряжения в горизонтальных валках

сжимающие не превышающие минус 300 МПа. Сжимающие тангенциальные

напряжения в горизонтальных валках не превышают величины минус 336

МПа. Определено температурное поле валков и тангенциальные термоупругие

напряжения в горизонтальных валках с использованием пакета ANSYS.

Установлено, что в зоне контакта валка с металлом возникают сжимающие

тангенциальные напряжения величиной до минус 268 МПа. Сделан важный

вывод о том, что циклическое изменение температуры валков (нагрев до

17

300 °С, охлаждение до 90 °С) происходит в поверхностном слое на глубине 3-5 мм и сопровождается возникновением растягивающих тангенциальных напряжений величиной до 103 МПа, что приводит к появлению сетки разгара и, соответственно, снижению стойкости валков.

В работах Лехова О.С., Комратова Ю.С. [27, 29, 31] выполнен расчет температурных полей и термоупругих напряжений в валках методом конечных элементов в плоской постановке при прокатке широкополочной балки в универсальных клетях. Установлено, что в период прокатки поверхностный слой валка на глубине 3-5 мм нагревается до температуры 318 °С, а в период пауз охлаждается до 90 °С. Для этих температур валков были определены эпюры тангенциальных напряжений и их распределение в поверхностном слое горизонтальных валков. Установлено, что в зоне очага деформации возникают сжимающие напряжения величиной до минус 221 МПа. Установлено, что напряжения в горизонтальном валке от усилия прокатки и температурной нагрузки в области очага деформации сжимающие и достигающие значения минус 464 МПа, а вблизи очага деформации они переходят в растягивающие величиной до 103 МПа.

1.4 Выводы

1. Для производства листов из стали для сварных труб целесообразно использовать ресурсосберегающую и компактную установку совмещенного процесса непрерывного литья и деформации, технологические возможности которой предусматривают отливку тонких слябов и их обжатие с высокой степенью деформации за один проход и в узком температурном интервале с последующей термической обработкой.

2. Толстолистовая прокатка слябов на стане 5000 характеризуется неравномерностью распределения температуры и деформаций по толщине крупных непрерывнолитых слябов, что приводит к неоднородности структуры и механических свойств металла листов для сварных труб.

3. Для расчета НДС металла в очагах деформации, температуры и напряжений в рабочем инструменте металлургических агрегатов от усилия деформации и температурной нагрузки эффективно применяется метод конечных элементов с использованием пакета ANSYS.

2. ИССЛЕДОВАНИЕ НАГРУЖЕННОСТИ И НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ СИСТЕМЫ БОЙКИ-ПОЛОСА ПРИ ПОЛУЧЕНИИ НА УСТАНОВКЕ ЛИСТОВ ИЗ СТАЛИ

2.1. Общая постановка задачи

Основными и наиболее нагруженными элементами установки непрерывного литья и деформации являются бойки, которые во время рабочего хода одновременно вытягивают стальную оболочку с жидкой фазой из кристаллизатора, формируют тонкий сляб из оболочки путем гибки ее боковых стенок, осуществляют механическое перемешивание расплава металла, обжимают за один проход сляб до размеров готового листа и выполняют его калибровку. При этом во время рабочего хода в бойках на участке формирования тонкого сляба возникают напряжения от температурной нагрузки, а на участке циклической деформации тонкого сляба - суммарные напряжения от усилия обжатия и температурной нагрузки. В связи с этим для обоснованного выбора конструктивных параметров и материала бойков необходимо поставить и решить задачу определения напряженного состояния сложной системы бойки-полоса при получении на установке листов из стали для сварных труб.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Шевелев Максим Михайлович, 2019 год

\ /

** Л-*.' ^^тт ММ шШШ ш

г

зя

5У

ЗЕ

62. Б62 125.724 1ЕЕ.5Б6 251.44Е 114.ЗЕ6

11.411 94.291 157.155 22С.С1Т 2В2.Е79

Длина, мм Вдоль линии Р 17

Рисунок 4.17 - Характер суммарных напряжений вдоль линий Р_17 от воздействия на боек без каналов температурного поля, возникающего при

контакте, и усилия обжатия при рабочем ходе. Температурное поле по варианту 1 - охлаждение бойка с боковых поверхностей и суппорта водой

Таблица 4.7 - Напряженное состояние бойка без каналов от воздействия

усилия обжатия и температурной нагрузки

№ сечения, линия Напряжение, МПа

SX SY SZ SEQV

КП ТС КП ТС КП ТС КП ТС

1, Р1 -48 -300 -255 -75 -741 -94 645 229

2, Р2 -24 24 -783 0 -898 0 690 110

4, Р3 -120 -35 -756 -20 -927 -20 606 95

5, Р4 -42 -304 -238 -42 -697 -75 546 263

1, Р5 -43 -220 -285 -43 -648 -73 562 199

2, Р6 -39 -6 -756 -23 -756 -20 620 82

4, Р7 -113 -63 -820 -27 -770 -63 592 120

5, Р8 -39 -265 -235 -39 -605 -65 494 358

*ТС - Распределение напряжений по толщине бойка

Таблица 4.8 - Распределение осевых напряжений от усилия обжатия и температурной нагрузки по толщине приконтактного слоя, высоте и ширине бойка без каналов

№ сечения, линия Напряжение, МПа

БХ БУ БЪ ББОУ

КП ПС КП ПС КП ПС КП ПС

линия Р9 -76 -319/-372 -272 -935/-272 -750 -1030/-672 679 869

линия Р10 -80 -263/-90 -10 -169/79 -128 -245/-100 121 121

2, Р11 -50 -50 -765 -607 -898 -246 856 510

2, Р12 -11 -11 -71 -37 -143 95 121 108

4, Р13 -117 -117 -836 -670 -927 -245 776 608

4, Р14 -100 -183 -120 -120 -183 20 160 231

3, Р15 -324 -324 -980 -30 -724 -30 560 90

3, Р16 -324 -324 -980 -768 -1033 -320 738 561

линия Р17 -57 -320/8 -263 -967/-263 -620 -870/-615 560 792

*ПС - Распределение напряжений по толщине приконтакного слоя *КП - Распределение напряжений на контактной поверхности

Так суммарные напряжения от усилия обжатия и температурной нагрузки в направлении осей У и Ъ в сечении 3 достигают соответственно максимальных значений минус 980 МПа и минус 1033 МПа (рисунок 4.16).

В других сечениях осевые суммарные напряжения меньше и в направлении осей У и Ъ их максимальные значения равны минус 836 МПа и минус 927 МПа.

Рисунок 4.13 (линия Р9) характеризует распределение суммарных напряжений в приконтактном слое бойка без каналов по его высоте. Наибольшей величины суммарные напряжения имеют место на контактной поверхности бойка при обжатии заготовки и их максимальные значения в направлении осей X, У и Ъ соответственно равны минус 324 МПа, минус 980 МПа и минус 1033 МПа. Однако в приконтактном слое бойка на глубине 5 мм эти напряжения значительно меньше, и в направлении осей X, У и Ъ они соответственно равны минус 263 МПа, минус 169 МПа и минус 245 МПа (рисунок 4.13, линия Р10).

На рисунках 4.14 (линия Р11) и 4.15 (линия Р13) показан характер распределения по ширине бойка суммарных напряжений в приконтактном

слое бойка в сечениях 2 и 4. Максимальные значения суммарных напряжений имеют место на контактной поверхности и в направлении оси Х они достигают величины минус 836 МПа, а в направлении оси Ъ - минус 927 МПа.

Распределение осевых суммарных напряжений на контактной поверхности бойков по их высоте показано на рисунке 4.17 (линия Р17). Максимальной величины напряжение в направлении осей X, У и Ъ достигает при обжатии заготовки, и они соответственно равны минус 320 МПа, минус 967 МПа и минус 870 МПа.

4.7. Напряженное состояние бойков без каналов установки при получении листов из стали (нижняя оценка)

В разделе 4.6 были представлены результаты расчета напряженного состояния бойков без каналов при задании на поверхности их контакта при обжатии заготовки в течение 0,1364 секунды плотности теплового потока -20 МВт/(м2К), в паузе - эффективный коэффициент теплоотдачи -2000 Вт/(м2К). При этом на торце бойка, задней стенке, сверху и снизу бойка - охлаждение водой с коэффициентом теплоотдачи 500 Вт/(м2 К) и температурой окружающей среды - 60 °С. Максимальная температура на поверхности бойков при контакте с заготовкой достигала высокой величины порядка 511 °С. Максимальные эквивалентные напряжения по Мизесу на поверхности контакта при обжатии заготовки находились так же на высоком уровне - 860 МПа. Следует отметить, что при отсутствии реперных точек по температурам трудно правильно обосновать принятые для расчета коэффициенты при рабочем ходе и в паузе.

В связи с этим будем считать полученные выше результаты расчета верхней оценкой напряженного состояния бойков.

В данном разделе приведены результаты расчета напряженного состояния бойков без каналов при уменьшенных в два раза значениях

плотности теплового потока (вариант 2). Представленные ниже результаты будем считать нижней оценкой напряженного состояния бойков

4.7.1. Температурное поле бойков без каналов

На рисунке 4.18 показано распределение температур по толщине бойка и приконтактного слоя от поверхности контакта вглубь на 5 мм. Из рисунка следует, что от воздействия теплового потока и последующего охлаждения бойков водой максимальная температура на поверхности контакта при обжатии заготовки достигает величины порядка 320 °С, затем на глубине 2,5 мм она снижается до 120 °С.

Следует отметить, что характер изменения температуры по ширине бойка и на боковой его части практически не меняется и подобен изменению температуры по оси симметрии бойка (рис. 4.18). Температуры приведены на нескольких линиях, поскольку изменения температур по другим линиям подобно.

4.7.2. Напряженное состояние приконтактного слоя бойка без каналов от воздействия температурной нагрузки при обжатии сляба и при охлаждении водой на холостом ходу

Для приведенных на рисунке 4.18 полей температур были определены величины осевых термоупругих напряжений (БХ, БУ, БЪ) и эквивалентных напряжений по Мизесу (БЕРУ), возникающих в бойках без каналов установки при обжатии заготовки и при охлаждении их водой во время холостого хода.

320 300 280

>0

5 -¡лп

О. Т 220 | 200 3 1 ял

Щ г 1 £(1

£ 140 120 100 ял

и

С 0 2 — Вс 0 3 да ОХ 0 4 1_РЗ 0 5 Ра 0 6 сстоя 0 7 ние, (V 0 В гл Вода 0 0 тр_р: 0 1( Ю 1 ю 1;

По толщине бойка

От поверхности контакта вглубь на 5мм Рисунок 4.18 - Характер температур вдоль линии Р_3 от воздействия на боек теплового потока (ТР) и охлаждения водой (ОХЛ).

-457 . С С Е

2 1

Длина, мм В конце контакта

1.5

ЗЕСК

4.5

151. 63Е.

121. ЕС4-

1.5 2.5

Длина, мм В конце паузы

1.5

ЗЕО/

4.5

Таблица 4.9 - Распределение термоупругих напряжений по толщине приконтактного слоя бойков без каналов при обжатии заготовки. Плотность теплового потока 10 МВт/(м2-К). Охлаждение боковых поверхностей бойка и

№ сечения, линия Напряжение, МПа

SX SY SZ SEQV

кп пс кп пс кп пс кп пс

1, Р1 -24 -39 -129 49 -397 -99 347 85

2, Р2 -13 -13 -411 -68 -486 -138 458 80

4, Р3 -2 1 -347 -19 -457 -106 418 90

5, Р4 -7 -21 -113 47 -367 -86 324 63

1, Р5 -21 -37 -125 48 -318 -21 276 38

2, Р6 -8 0 -394 -39 -370 0 394 39

4, Р7 3 3 -349 2 -349 2 354 2

5, Р8 -8 -31 -116 9 -289 -36 252 35

Таблица 4.10 - Распределение термоупругих напряжений по толщине приконтактного слоя бойков без каналов на холостом ходу. Плотность теплового потока 10 МВт/(м2-К). Охлаждение боковых поверхностей бойка и

№ сечения, линия Напряжение, МПа

SX SY SZ SEQV

кп пс кп пс кп пс кп пс

1, Р1 5 28 44 -16 5 -116 46 124

2, Р2 5 -4 98 -96 35 -166 90 145

4, Р3 0 -5 151 -50 56 -146 136 121

5, Р4 2 22 37 -8 34 -91 37 105

1, Р5 7 28 44 -12 92 -40 95 60

2, Р6 3 -3 107 -87 156 -51 139 83

4, Р7 -1 -5 148 -48 169 -44 164 42

5, Р8 1 24 39 -13 117 -20 143 44

контактной поверхности бойка, обозначены «кп», а в приконтактном слое бойка на глубине 5 мм - «пс».

Представленные результаты характеризуют закономерности распределения осевых термоупругих и эквивалентных напряжений как по толщине приконтактного слоя, так и по высоте и ширине бойка без каналов при обжатии заготовки и на холостом ходу.

Эти данные свидетельствуют о том, что в зоне контакта бойка с заготовкой от воздействия температурной нагрузки в приконтактном слое бойка возникают сжимающие напряжения, имеющие наибольшие значения на контактной поверхности. Затем сжимающие термоупругие напряжения снижаются и достигают минимальных значений на глубине приконтакного слоя равного 2 мм (рисунки 4.19, таблица 4.9).

Максимальные термоупругие напряжения, как правило, возникают вдоль осей Y и Z. Так в сечении 2 термоупругие напряжения в направлении оси Z достигают на контактной поверхности бойка величины, равной минус 486 МПа, а затем по толщине приконтактного слоя снижаются до величины минус 138 МПа (таблица 4.9). В том же сечении термоупругое напряжение в направлении оси Y изменяется по толщине приконтактного слоя от минус 411 МПа до минус 68 МПа. Если оценивать распределение термоупругих напряжений в приконтактном слое бойка по его высоте, то в сечении 3 значения термоупругих напряжений меньше и они в направлении оси Y изменяются по толщине приконтактного слоя от минус 347 МПа до минус 19 МПа, а в направлении оси Z - от минус 457 МПа до минус 106 МПа (рисунок 4.19, таблица 4.9). Напряжения по Мизесу по высоте бойка без каналов распределяются неравномерно и изменяются на контактной поверхности в диапазоне 324-458 МПа.

Представляют интерес закономерности распределения осевых

термоупругих напряжений в приконтактном слое бойков без каналов при

охлаждении их водой на холостом ходу. В отличие от характера

распределения термоупругих напряжений по толщине приконтактного слоя

91

бойков при обжатии заготовки, на холостом ходу при охлаждении бойков водой на контактной поверхности бойков возникают растягивающие напряжения, которые по толщине приконтактного слоя переходят в сжимающие (таблица 4.10). Так в сечении 2, растягивающее напряжение на контактной поверхности в направлении оси Y величиной 98 МПа переходят по толщине приконтактного слоя в сжимающие величиной минус 96 МПа, а в сечении 4 растягивающее напряжение SY величиной 151 МПа переходит в сжимающее величиной минус 50 МПа. Такую же закономерность распределения по толщине приконтактного слоя имеет и напряжение в направлении оси Z, которое из растягивающего величиной 35 МПа переходит в сжимающее величиной минус 166 МПа.

4.7.3 Распределение термоупругих напряжений по толщине и высоте бойка без каналов при обжатии сляба и на холостом ходу

Результаты расчета осевых термоупругих напряжений в бойках без каналов при обжатии заготовки и на холостом ходу приведены на рисунках 4.20-4.24 и в таблицах 4.11 и 4.12. Эти результаты характеризуют закономерности распределения осевых термоупругих и эквивалентных напряжений как по толщине и высотежщг, а также по толщине приконтакного слоя бойков без каналов при воздействии температурной нагрузки при обжатии заготовки и охлаждение их водой на холостом ходу. Эти данные свидетельствуют о том, что осевые термоупругие напряжения являются сжимающими и достигают на контактной поверхности бойка без каналов наибольших величин в направлении осей Y и Z. Например, в сечении 2 термоупругое напряжение в направлении осу Y равно минус 411 МПа, которое по толщине бойка снижается до минус 14 МПа. В этом же сечении термоупругое напряжение в направлении оси Z достигает высокой величины, равной минус 486 МПа (рисунок 4.20, таблица 4.11).

161.757

-156.15

Длина, мм В конце контакта

145.133

Длина, мм В конце паузы

Щ2.091-й 176. 7&5. ^ 61.119.

^ -1С9.453.

ЬЧ Рч

-ЗСЗ.ЕЗ*.

Н

-49С.997

/Н тгитт1

г

1

1

/

ч

ЕЕСР/

ех

ЕУ

ее

62. б62 125.724 166.566 251.146 114.1С6

11.411 94.293 157.155 226.»17 2Б2.679

Длина, мм В конце контакта

173.403

52.352 125.724 133.535 251.443 314.305

31.431 34.293 157.155 220.017 232.373

Длина, мм В конце паузы

272. СЛ. й 176. 7С5. ^ 81.319. К -14.С6

К <и

^ -1С9.4Е1.

ЬЧ

л

-2С4.Б19.

Н

-:сс.225.

-195.611,

-49С.937

ТПТ1Т

г

\

/

ЗЕОу

зх ЗУ

ЕЕ

62. б 62 12:5.724 1БВ.5Б6 251.44В 114.1С6

11.411 94.291 157.155 22С.В17 2В2.В79

Длина, мм В конце контакта

Длина, мм В конце паузы

45Е.239,

169.154.

ЕС.46Е.

<и

Н -13.5-75

К <и

^ -1СЕ.41Б

ЬЧ Рч

С -2:2.161.

Н

-¡!57.3С4.

-151. 747.

-4Е6.19,

...... II 1 1 I1

■ I

/

ййЙ ш

А10

С 5Т 114 171

26.5 Е5.5 142.5 199.5

Длина, мм В конце контакта

256.5

ЗЕСГ/

5Х ЕЕ

ЗУ

157.553

а

<и

Д 39.459

н е

еж

ЬЧ Рн

Н

£1.255

*****

SY

ЕЕ ЗХ

а 57 114 171 223 235

23.5 35.5 142.5 199.5 255.5

Длина, мм В конце паузы

Ш. СИ.

113.456.

15-5. ЕЕЕ

<и

Н -19.21Е

К <и

^ -1С6.776.

ЬЧ

л

С -191.331.

к

-157.ССЕ

-Н-8-Я- 111111

■

1

ш

и*** м9*1

57 111 171

2Б.5 &5.5 112.5 199.5

Длина, мм В конце контакта

ЗЕО\/

ЗХ

32

ЗУ

2 Б 5

2 56. 5

а

Я 90.352

К <и

^ 72.19

ЬЧ Рч

Н

1-Н-К-+ ...... ..... н-н-и

н >

4**

!

5У

32

Длина, мм В конце паузы

-В^.ЕЕ!

ЗЕ.5

114 171

Е5.5 142.5

Длина, мм В конце контакта

199.5

ЙЕСГ/

2 56. 5

а

15.334

Я -10-374

К (и

^ -37.532

ЬЧ

л

С -64.79

Н

□ 57

23.5

тНН-Н-

К,

1(Г ■

Длина, мм В конце паузы

ЕЕ^/ ЕХ

зг

SY

223 235

199.5 255.5

Таблица 4.11 - Распределение термоупругих напряжений в бойках без каналов при обжатии заготовки. Плотность теплового потока 10 МВт/(м2-К). Охлаждение ^ поверхностей бойка водой_

№ сечения, линия Напряжение, МПа

БХ БУ БЪ ББОУ

ос тс ос тс ос тс ос тс

1, Р1 -24 -249 -129 -61 -397 -99 347 223

2, Р2 -13 20 -411 -14 -486 -14 459 60

4, Р3 -2 25 -347 -4 -457 -4 418 68

5, Р4 -7 -159 -113 -21 -367 -24 324 144

1, Р5 -21 -189 -125 -41 -318 -60 276 177

2, Р6 -8 29 -394 0 -370 0 394 79

4, Р7 3 3 -349 3 -349 3 354 73

5, Р8 -8 -140 -116 -8 -289 -18 252 143

линия Р9 -14 -14 -129 -395/-109 -395 -490/-362 367 462

линия Р10 -36 -3/-37 4/42 -48/42 -90 -116/-60 67/110 65

2, Р11 -13 -13 -391 -277 -486 -108 458 283

2, Р12 -3 -28 -49 -28 -112 44/3 97 55

4, Р13 -2 -2 -353 -281 -457 -106 416 243

4, Р14 6 20/-25 -2 -12 -90 47/6 93 29

Рисунок 4.21 и таблица 4.11 характеризуют закономерности распределения термоупругих напряжений по высоте бойка и его приконтактного слоя при обжатии заготовки. Термоупругие напряжения в направлении осей У и Ъ достигают на контактной поверхности бойков максимальных величин, равных соответственно минус 395 МПа и минус 490 МПа. Однако по толщине приконтактного слоя эти напряжения снижаются соответственно до минус 48 МПа и минус 90 МПа.

В отличие от термоупругих напряжений от температурной нагрузки термоупругие напряжения в бойках без каналов на холостом ходу распределяются по толщине и высоте бойков крайне неравномерно. При охлаждении водой контактной поверхности бойков после обжатия заготовки на ней, особенно в направлении осей У и Ъ возникают растягивающие

напряжения величиной 96-169 МПа, которые на глубине бойка порядка 5 мм переходят в сжимающие с максимальной величиной до минус 178 МПа.

Рисунок 4.21 и таблица 4.12 характеризуют распределение термоупругих напряжений по высоте и толщине приконтактного слоя бойка на холостом ходу.

Таблица 4.12- Распределение термоупругих напряжений в бойках без каналов на холостом ходу при охлаждении их водой. Плотность теплового потока 10 Вт/(м2-К) _

№ сечения, линия Напряжение, МПа

БХ БУ БЪ ББОУ

ос ос ос ос

1, Р1 4/28 -260 44 -68 -2/-116 -100 44 220

2, Р2 0 41 96/-96 -17 35/-166 -17 51/145 62

4, Р3 3 38 151/-50 -4 57/-146 -4 121 72

5, Р4 -4 -163 37/-8 -15 2/22 -38 22/105 146

1, Р5 10/26 -192 44/-15 -40 92/-40 -66 35 187

2, Р6 2 29 107/-87 -2 156/-58 -2 83 83

4, Р7 -5 16 148/-48 5 -169/-42 5 126 82

5, Р8 1 -143 39/-13 -8 47/-20 -18 102 146

линия Р9 8 0 47/156 94/178 /38 14/44 64/39 50/148 88/156 /35

линия Р10 26/-5 21 -10/-100 -10 -105/-170 -90 117/149 107

2, Р11 4 4 97 106/80 34 174/41 89 153/72

2, Р12 -7 -7/20 -97 -41 -166 -10 145 62

4, Р13 0 0 153 108 54 181/41 135 169/36

4, Р14 -5 -5/16 -50 -23 -146 -10 125 44

Из них следует, что термоупругие напряжения в направлении осей У и

Ъ растягивающие и распределяются по высоте бойка крайне неравномерно. В

частности, термоупругое напряжение в направлении оси У на контактной

поверхности равно 47 МПа, затем резко возрастает до 156 МПа, далее снова

снижается до 94 МПа и возрастает до максимальной величины 178 МПа.

Следует отметить, что в приконтактном слое толщиной 5 мм термоупругие

100

напряжения в направлении осей У и Ъ переходят в сжимающие, достигающие величины порядка минус 90-170 МПа.

Рисунок 4.23 (линия Р13) характеризует распределение термоупругих напряжений на контактной поверхности бойка по его ширине при обжатии заготовки и на холостом ходу. При обжатии заготовки на контактной поверхности по оси симметрии стенки бойка в направлении осей Y и Ъ возникают осевые сжимающие термоупругие напряжения величиной соответственно минус 457 МПа и минус 353 МПа, которые по ширине бойка снижаются до минус 281 МПа и минус 106 МПа. Однако на холостом ходу термоупругие напряжения БУ и БЪ на контактной поверхности по оси симметрии бойка растягивающие соответственно равные 153 МПа и 54 МПа, которые по ширине бойка изменяются соответственно до 108 МПа и 181 МПа.

4.7.4 Напряженное состояние бойка без каналов от усилия обжатия и температурной нагрузки (нижняя оценка)

Результаты расчета напряженного состояния бойка установки совмещенного процесса непрерывного литья и деформации от усилия обжатия и температурной нагрузки при получении листов сечением 3*2250 м из стали 09Г2С приведены на рисунках 4.25 - 4.30 и в таблице 4.13. Температура контактной поверхности бойка равна 311 °С. Эти данные характеризуют закономерности распределения суммарных напряжений в бойках без каналов как по толщине и высоте, так и по толщине приконтактного слоя при обжатии заготовки. Что касается распределения осевых суммарных напряжений по толщине бойка без каналов, то они сжимающие и максимальной величины достигают в направлении осей У и Ъ на контактной поверхности, которая соответственно равна минус 592 МПа и минус 615 МПа (рисунок 4.25, таблица 4.13).

.5'!

231. 531

201. 524

сЗ 111. 551

21. 673

(и"

К К <и * ЬЧ Рч -53. 235

-153. 253

У к -243. 241

-333. 214

-423. 137

-513 .16

Длина, мм Вдоль линии Р 3

ЕЕ

Длина, мм Вдоль линии Р 4

(и

К -81.заэ

К <и

^ -153.059

ЬЧ

л