Đồ án Thiết kế máy cán tole sóng vuông

MỞ ĐẦU Xã hội ngày càng phát triển, dân số ngày càng tăng, các cơ sở sản xuất và kinh doanh ngày càng mở rộng. Vì thế nhu cầu về tấm lợp bao che cho các toà nhà, các nhà xưởng, kho tàng, lán trại... ngày càng cao đặc biệt là tấm lợp bằng tole. Và hiện nay tole là một loại vật liệu tối ưu dùng để thay thế cho các loại tấm lợp có nhiều nhược điểm về mặt môi trường và sức khỏe cũng như tính thẩm mỹ cho người sử dụng như ferocimen, ngói, nhựa PVC... Với tấm lợp bằng tole còn có ưu điểm làm giảm khối lượng khung sườn đáng kể, thời gian sử dụng lâu dài, quá trình bao che, thay thế đơn giản, nhanh gọn. Trong khi đó nước ta đang có gần 90 triệu dân với một nền kinh tế đang trên đà phát triển, với dân số đông như vậy cộng với sự phát triển của nền kinh tế nhiều thành phần. do vậy nhu cầu về tấm lợp trong xây dựng dân dụng và công nghiệp rất cao, đặc biệt là tấm lợp bằng tole. Nhưng do máy móc, thiết bị dùng để sản xuất tấm lợp bằng kim loại trước đây hầu như chúng ta đều phải nhập từ nước ngoài như: Nhật Bản, Đài Loan... với giá thành rất cao do đó không kinh tế. Còn bây giờ thì chúng ta đã thiết kế được máy cán tole sóng nhưng số lượng còn ít và tính công nghệ chưa cao. Cho nên việc thiết kế chế tạo, cải tiến máy cán - uốn tole tạo sóng là điều hết sức cần thiết và có ý nghĩa thiết thực. Xuất phát từ những lý do trên và là công dân của một nước đang phát triển nên phải góp phần mình cho công cuộc phát triển nền kinh tế, công nghiệp nước nhà, hạ giá thành thiết bị và tạo ra một thiết bị sản xuất công nghiệp cho cả nước. Vì vậy em đã được Thầy giáo hướng dẫn giao cho nhiệm vụ ‘’THIẾT KẾ MÁY CÁN TOLE SÓNG VUÔNG’’. Em xin chân thành cảm ơn thầy Lê Viết Ngưu cùng các thầy giáo trong khoa Cơ Khí đã nhiệt tình giúp đỡ em hoàn thành tốt đề tài tốt nghiệp này. Đà Nẵng,ngày 4 tháng3 năm 2010 Sinh viên thực hiện Dương Tấn Thảo CHƯƠNG 1 NHỮNG VẤN ĐỀ TỔNG QUAN Hiện nay các loại tole được dùng để cán tạo sóng gồm có tole lạnh, tole sơn, tole mạ kẽm. Kích thước của các loại tole này như sau: Tole có chiều dày từ 0,1 ¸ 1,0 mm, chiều rộng từ 900 ¸ 1200 mm, để tạo điều kiện cho việc vận chuyển phôi được dễ dàng, các nhà máy cán thép sản xuất ra tấm kim loại và cuộn lại thành cuộn lớn, với khối lượng 1 cuộn gần 5 tấn có chiều dày và chiều rộng nhất định. Trước đây các loại tole cuộn này thường được nhập từ nước ngoài như BHP của Australia, POMINI của Italia, SMS của Đức, VAI của Áo, NKK và KAWASAKI của Nhật, ANMAO của Đài Loan, Trung Quốc, còn hiện nay trong nước đã có nhiều Công ty sản xuất được tole này như Công ty tole Phương Nam khu công nghiệp Biên Hoà Đồng Nai, Công ty tole Hạ Long - Quảng Ninh, Công ty tole Hoa Sen - Cần Thơ... Các loại tole này có giá thành thấp hơn tole nhập ngoại cùng kích thước và trọng lượng nhưng chất lượng không thua các loại tole nhập ngoại. Các cuộn tole này đã có sẵn lớp bảo vệ chống ôxy hoá như mạ kẽm, sơn màu... Kích thước các loại tole như sau: [Bảng 1 - 1] Chiều dày tole (mm) Tole đen Tole mạ kẽm Tole màu 0.21 0.23 0.25x1200 0.26 0.28 0.30x1200 0.31 0.33 0.35x1200 0.36 0.38 0.40x1200 0.41 0.43 0.45x1200 0.46 0.48 0.50x1200 0.50 0.52 0.54x1200 0.55 0.57 0.59x1200 0.72 0.75 0.77x1200 (Trích theo kích thước tole Phương Nam) Trước đây các tấm lợp sử dụng trong nước đều nhập từ nước ngoài và đa số là của Mỹ, vật liệu làm chúng thường là bằng nhôm, thép dẻo. Nên các tấm lợp này có độ bền rất cao, chịu tác động của môi trường tốt, thời gian sử dụng rất lâu dài. Đa số các tấm lợp này đều có dạng sóng tròn, sóng vuông chiều dài thường là 2.4, 3.0, 3.5(m) và chiều rộng thường là 0.8, 1.0, 1.2(m). Trong thời gian sau này thì trên thị trường xuất hiện nhiều loại tấm lợp khác nhau cũng được nhập từ nhiều nước khác nhau như Nhật, Đài Loan, Liên Xô cũ... với nhiều loại, hình dáng, kích cở, màu sắc khác nhau. Nhưng vật liệu chế tạo các tấm lợp này không còn tốt như ngày xưa nữa, vì giá thành vật liệu đắt. Nên người ta thường sử dụng thép có độ cứng cao hơn và được mạ lớp kẽm hay sơn phủ bảo vệ, do vậy mà độ bền cũng không thua kém gì so với tấm lợp bằng vật liệu tốt. Vì điều kiện khí hậu nước ta có độ ẩm cao, chịu mưa với hàm lượng axít cao nên các tấm lợp bằng kim loại được dùng thường bị oxi hoá bởi môi trường, nên bị hư hỏng và chủ yếu là rét, rỉ. Hiện nay có rất nhiều loại vật liệu khác nhau: + Loại bằng nhôm: Loại này đắt tiền, nhưng có ưu điểm là nhẹ, dẻo dễ cán, bền trong môi trường tự nhiên. Nhược điểm là chịu lực kém, nên cũng ít được sử dụng. + Loại bằng kẽm: Loại này bền cao, có tính dẻo tốt nhưng giá thành cao. + Loại bằng thép: Sử dụng thép carbon chất lượng trung bình với sb £ 400 MPa. Loại này kém bền trong môi trường không khí, dễ bị oxi hoá... để khắc phục hiện tượng trên, người ta thường mạ kẽm hoặc sơn tĩnh điện các cuộn phôi tấm. 1.2. CÁC LOẠI SẢN PHẨM TOLE Để tăng thêm độ cứng khi sử dụng làm tấm lợp, người ta phải tạo sóng cho tole, tuỳ theo nhu cầu sử dụng người ta tạo sóng cho tole là sóng vuông, sóng tròn hay sóng ngói. + Tole sóng vuông. Các loại tole này thường có 7 sóng, 9 sóng. Làm mái thẳng, mái vòm, chiều dày thường 0.21, 0.28, 0.35, 0.4, 0.5, 0.72(mm) b/ Tole sóng vuông: 1.3. NHU CẦU VỀ TẤM LỢP Ngày nay nhu cầu sử dụng các tấm lợp của con người để làm bao che cho các công trình dân dụng và công nghiệp ngày càng cao do đó đòi hỏi một lượng lớn tấm lợp trong đó có các tấm lợp bằng tole, các tấm lợp này phải đáp ứng tốt nhu cầu sử dụng của con người. Trước đây hầu hết các tấm lợp được làm từ đất sét (ngói), phêroximăng hoặc nhựa PVC... những loại này có những nhược điểm như trọng lượng lớn nên đòi hỏi kết cấu khung sườn phải cứng vững, dễ vỡ, thời gian sử dụng ngắn, tính thẩm mỹ không cao nên giờ đây nó ít được sử dụng. Trong khi đó các loại tấm lợp bằng tole ngày càng được sử dụng nhiều để thay thế cho các loại tấm lợp trên vì nó khắc phục được những nhược điểm của các loại tấm lợp trên. Theo thống kê của các cơ sở sản xuất tole tấm lợp thì hiện nay hầu hết các công trình xây dựng sử dụng tole sóng làm tấm lợp. Điều này chứng tỏ tấm lợp bằng tole đang ngày càng đáp ứng được nhu cầu của người tiêu dùng và dần thay thế các loại tấm lợp trước đây. - Ưu điểm: + Độ bền các tấm lợp cao hơn so với tấm lợp bằng phêroximăng, đất sét, nhựa PVC... + Thời gian sử dụng lâu hơn, khả năng chống lại tác hại của môi trường cao hơn. + Gọn nhẹ, có tính thẩm mĩ cao. + Khó hư hỏng, khó thấm nước. + Kết cấu sườn lợp gọn nhẹ, tiết kiệm được kết cấu khung sườn nhà. - Nhược điểm: + Gây tiếng ồn khi trời mưa. + Hấp thụ và truyền nhiệt vào công trình... Những nhược điểm trên hiện đã được khắc phục như sử dụng tole lạnh để giảm nhiệt hoặc dán tấm mousse để cách nhiệt và giảm độ ồn.. 1.3: THÔNG SỐ CÁC LOẠI SÓNG TOLE THƯỜNG DÙNG 1.3.1 : Đối với tole sóng vuông : + Tole khổ 914mm tạo tole 7 sóng Diện tích hữu dụng là : 125´6 = 750(mm) + Tole khổ 1200mm tạo 9 sóng Diện tích hữu dụng là : 125´8 = 1000(mm) + Biên dạng, các thông số tole sóng vuông như sau: 1.3.4 : Đối với tole vòng : Loại tole này được cán lại vòng sau khi đã cán tạo sóng, quá trình tạo vòng là do các khía được tạo trên hai lô cán. Bán kính vòng được thay đổi bởi lô cán đầu ra + Tole khổ 914mm tạo tole 7 sóng Diện tích hữu dụng là : 125´6 = 750(mm) + Tole khổ 1200mm tạo 9 sóng Diện tích hữu dụng là : 125´8 = 1000(mm) 1.4 : QUAN SÁT BỀ MẶT CỦA CÁC LOẠI TẤM LỢP BẰNG KIM LOẠI 1.4.1 : Vật liệu và độ bền Trước đây các tấm lợp mà sử dụng trong nước ta đếu từ nước ngoài đa số là của Mĩ, vật liệu làm chúng thường là bằng nhôm, thiết, thép dẻo. Nên các tấm lợp này có độ bền rất cao, chịu tác động của môi trường tốt, thời gian sử dụng rấtt lâu dài. Đa số các tấm lợp này đều có dạng sóng tròn, sóng vuông chiều dài thường là 2.4, 3.0, 3.5(m) và chiều rộng thường là 0.8, 1.0, 1.2(m). Trong thời gian sau này thì trên thị xuất hiện nhiều loại tấm lợp khác nhau cũng được nhập từ nhiều nước như Nhật, Đài Loan, Liên Xô cũ ... với nhiều loại, hình dáng, kích cở, màu sắc. Nhưng vật liệu chế tạo các tấm lợp này không còn tốt như ngày xưa nữa, vì giá thành vật liệu đắt. Nên người ta thường sử dụng thép có độ cứng cao hơn và được mạ lớp kẽm hay sơn phủ bảo vệ, do vậy mà độ bền cũng không thua kém gì so với tấm lợp bằng vật liệu tốt. Vì điều kiện khí hậu nước ta có độ ẩm cao, chịu mưa có hàm lượng axít nên các tấm lợp bằng kim loại được dùng thường bị oxi hoá bởi môi trường, nên bị hư hỏng chủ yếu là rét, rỉ 1.4.3 : Quan sát bề mặt các tấm tole trước và sau khi cán : */ Trước khi cán : Kim loại trước khi cán mềm hơn, không bị trầy xước, nứt tế vi. Ta quan sát trên kính hiển vi và nhìn được hình dạng của chúng như sau : Tấm mạ kẽm Tấm sơn phủ Hình 1.2 : Hình dáng kim loại trước khi cán */ Sau khi cán tạo sóng : Kim loại bi biến cứng, bề mặt bị trầy xước, xuất hiện vết nứt tế vi, đôi khi tấm lợp còn bị rách, đứt. Ta quan sát trên kính hiển vi và thấy hình dạng của chúng như sau : Tấm mạ kẽm Tấm sơn phủ Hình 1.3 : Hình dáng kim loại sau khi cán CHƯƠNG II THIẾT KẾ HỆ THỐNG CÔNG NGHỆ CÁN TOLE TẠO SÓNG VUÔNG 2.1. CƠ SỞ LÝ THUYẾT QUÁ TRÌNH BIẾN DẠNG DẺO CỦA KIM LOẠI Như chúng ta đã biết dưới tác dụng của ngoại lực, kim loại biến dạng theo các giai đoạn: Biến dạng đàn hồi, biến dạng dẻo, biến dạng phá huỹ. Tuỳ theo từng cấu trúc tinh thể của mỗi kim loại các giai đoạn trên có thể xảy ra với mức độ khác nhau. Dưới đây sẽ khảo sát cơ chế biến dạng trong đơn tinh thể kim loại trên cơ sở đó nghiên cứu biến dạng dẻo của kim loại và hợp kim. 2.1.1. Các khái niệm Biến dạng đàn hồi: là biến dạng sau khi ngoại lực thôi tác dụng, vật trở lại vị trí ban đầu. Quan hệ giữa ưng suất và biến dạng là tuyến tính và tuân theo định luật hook. Trên sơ đồ là đoạn OA. Biến dạng dẻo: Là biến dạng không bị mất đi sau khi ngoại lực thôi tác dụng. Biến dạng này tương ứng với giai đoạn phá huỹ của vật liệu (trên sơ đồ là đoạn AB). Đặc điểm của giai đoạn này là lực không tăng trong khi biến dạng vẫn tăng. Biến dạng phá hủy: Sau khi qua giai đoạn biến dạng dẻo, vật liệu bị biến cứng nên ở giai doạn này, lực có tăng biến dạng mới tăng, quan hệ giữa lực và độ biến dạng là đường cong. Ta tiếp tục tăng lực cho tới khi đạt giá trị lớn nhất (trên sơ đồ là điểm C), sau đó lực giảm nhưng biến dạng vẫn tăng cho tới lúc đứt. Trên đồ thị đoạn BC biểu diễn giai đoạn cũng cố vật liệu, CD là giai đoạn phá huỹ. DL P C PA PB PC A B D Hình 2.1. Biểu đồ biến dạng kim loại a) Biến dạng trong đơn tinh thể Trong đơn tinh thể kim loại, các nguyên tử sắp xếp theo một trật tự xác định, mỗi nguyên tử luôn luôn dao động xung quanh vị trí cân bằng của nó (a). Biến dạng đàn hồi: Dưới tác dụng của ngoại lực, mạng tinh thể bị biến dạng. Khi ứng suất sinh ra trong kim loại chưa vượt quá giới hạn đàn hồi của các nguyên tử kim loại dịch chuyển không vượt quá một thông số mạng (b), nếu thôi tác dụng lực, mạng tinh thể trở về trạng thái ban đầu. b) a) d) c) Biến dạng dẻo: Khi ứng suất trong kim loại sinh ra vượt quá giới hạn đàn hồi, kim loại bị biến dạng dẻo do trượt và song tinh. Hình 2.2. Sơ đồ biến dạng trong đơn tinh thể Theo hình thức trượt, một phần đơn tinh thể dịch chuyển song song với phần còn lại theo một mặt phẳng nhất định, mặt phẳng này gọi là mặt trượt (c). Trên mặt trượt, các nguyên tử kim loại dịch chuyển tương đối với nhau một khoảng đúng bằng số nguyên lần thông số mạng, sau khi dịch chuyển các nguyên tử kim loại ở vị trí cân bằng mới, bởi vậy sau khi thôi tác dụng lực kim loại không trở về trạng thái ban đầu. Theo hình thức song tinh, một phần tinh thể vừa trượt vừa quay đến một vị trí mới đối xứng với phần còn lại qua một mặt phẳng gọi là mặt song tinh (d). Các nguyên tử kim loại trên mỗi mặt di chuyển một khoảng tỉ lệ với khoảng cách đến các mặt song tinh. Các nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm cho thấy trượt là hình thức chủ yếu gây ra biến dạng dẻo trong kim loại, các mặt trượt là các mặt phẳng có mật độ nguyên tử cao nhất, biến dạng dẻo do song tinh gây ra rất bé nhưng khi có song tinh trượt sẽ xẩy ra thuận lợi hơn. b) Biến dạng dẻo của đa tinh thể Kim loại và hợp kim là tập hợp của nhiều đơn tinh thể (hạt tinh thể), cấu trúc chung của chúng được gọi là cấu trúc đa tinh thể. Trong đa tinh thể biến dạng dẻo có 2 dạng: Biến dạng trong nội bộ hạt và biến dạng ở vùng tinh giới hạt. Sự biến dạng trong nội bộ hạt do trượt và song tinh. Đầu tiên sự trượt xảy ra ở các hạt có mặt trượt tạo với hướng của ứng suất chính một góc bằng hoặc xấp xỉ 450, sau đó mới đến các hạt khác. Như vậy biến dạng dẻo trong kim loại đa tinh thể xảy ra không đồng thời và không đồng đều. Dưới tác dụng của ngoại lực, biên giới hạt của các tinh thể cũng bị biến dạng, khi đó các hạt trượt và quay tương đối với nhau. Do sự trượt và quay của các hạt, trong các hạt lại xuất hiện các mặt trượt thuận lợi mới giúp cho biến dạng trong kim loại tiếp tục xuất hiện. 2.1.2. Tính dẻo của kim loại Tính dẻo của kim loại là khả năng biến dạng dẻo của kim loại dưới tác dụng của ngoại lực mà không bị phá huỷ. Tính dẻo của kim loại phụ thuộc vào hàng loạt các nhân tố khác nhau như: thành phần và tổ chức kim loại, nhiệt độ, trạng thái ứng suất chính, ứng suất dư, ma sát ngoài, lực quán tính, tốc độ biến dạng. Các kim loại khác nhau có kiểu mạng tinh thể lực liên kết giữa các nguyên tử khác nhau chẳng hạn đồng, nhôm dẻo hơn sắt. Đối với các hợp kim, kiểu mạng thường phức tạp, xô lệch mạng lớn, một số nguyên tố tạo các hạt cứng trong tổ chức cản trở sự biến dạng do đó tính dẻo giảm. Thông thường kim loại sạch và hợp kim có cấu trúc nhiều pha các tạp chất thường tập trung ở biên giới hạt làm tăng xô lệch mạng cũng làm giảm tính dẻo của kim loại. Tính dẻo của kim loại phụ thuộc rất lớn vào nhiệt độ, hầu hết kim loại khi tăng nhiệt độ tính dẻo tăng, dao động nhiệt của các nguyên tử tăng, đồng thời xô lệch mạng giảm, khả năng khuếch tán của các nguyên tử tăng làm cho tổ chức đồng đều hơn. Một số kim loại và hợp kim ở nhiệt độ thường tồn tại ở pha kém dẻo, khi ở nhiệt độ cao chuyển biến thì hình thành pha có độ dẻo cao. Khi kim loại bị biến dạng nhiều, các hạt tinh thể bị vỡ vụn, xô lệch mạng tăng, ứng suất dư lớn làm cho tính dẻo của kim loại giảm mạnh (hiện tượng biến cứng). Khi nhiệt độ kim loại đạt từ 0,25¸0,30Tnc (nhiệt độ nóng chảy) ứng suất dư và xô lệch mạng giảm làm cho tính dẻo của kim loại phục hồi trở lại (hiện tượng phục hồi). Nếu nhiệt độ nung đạt tới 0,4Tnc trong kim loại bắt đầu xuất hiện quá trình kết tinh lại, tổ chức kim loại sau khi kết tinh lại có hạt đồng đều và lớn hơn, mạng tinh thể hoàn thiện hơn nên tính dẻo tăng. Trạng thái ứng suất chính: cũng ảnh hưởng đáng kể đến tính dẻo của kim loại khi chịu ứng suất nén khối có tính dẻo cao hơn khi chịu ứng suất nén mặt, nén đường hoặc chịu ứng suất kéo. Ưng suất dư, ma sát ngoài làm thay đổi trạng thái ứng suất chính trong kim loại nên tính dẻo của kim loại cũng giảm. 2.1.3. Trạng thái ứng suất và các phương trình dẻo Giả sử trong vật thể hoàn toàn không có ứng suất tiếp thì vật thể có 3 dạng ứng suất chính sau: σ1 σ1 σ2 σ3 σ1 σ2 Hình 2.3. Ứng suất tác dụng lên phần tử kim loại Ứng suất đường: smax = s1/2 (2.1) Ứng suất mặt : s max = (s1-s2)/2 (2.2) Ứng suất khối : smax = (smax-smin)/2 (2.3) Nếu s1=s2=s3 thì t = 0 và k hông có biến dạng. Ứng suất chính để kim loại biến dạng dẻo là giới hạn chảy (sch) a) Điều kiện biến dạng dẻo: Khi kim loại chịu ứng suất đường tức làs max=sch/2. (2.4) Khi kim loại chịu ứng suất mặt (2.5) Khi kim loại chịu ứng suất khối (2.6) Các phương trình trên gọi là các phương trình dẻo. Biến dạng dẻo chỉ bắt đầu sau khi biến dạng đàn hồi. Thế năng của biến dạng đàn hồi. A = A0 + Ah (2.7) Trong đó: A0: thế năng để thay đổi thể tích vật thể (trong biến dạng đàn hồi thể tích của vật thể tăng lên, tỉ trọng giảm xuống). Ah: thế năng do thay đổi hình dáng vật thể. Trạng thái ứng suất khối, thế năng biến dạng đàn hồi theo định luật Húc được xác định: A = (s1s1 + s2s2 + s3s3)/2 (2.8) Như vậy biến dạng tương đối theo định luật Húc: s1= [s2 - s(s2 + s3)] (2.9) s2= [s1 - s(s1 +s 3)] (2.10) s3= [s3 - s(s1 +s 2)] (2.11) Theo (2.8) thế năng của toàn bộ biến dạng được biểu thị: A = Lượng tăng tương đối thể tích của vật trong biến dạng đàn hồi bằng tổng biến dạng trong 3 hướng cùng góc: (2.12) E: môđun đàn hồi của vật liệu. Thế năng để làm thay đổi thể tích. (2.13) Thế năng dùng để thay đổi hình dáng vật thể: Ah = A - A0 = (2.14) Vậy thế năng đơn vị để biến hình khi biến dạng đường sẽ là: A0 = (2.15) Từ (2.14) và (2.15) ta có: -= const Đây gọi là phương trình năng lượng biến dạng dẻo. Khi các kim loại biến dạng ngang không đáng kể thì theo (2.8) ta có thể viết: s2 = m(s1+s2) (2.16) Khi biến dạng dẻo (không tính đến biến dạng đàn hồi) thể tích của vật không đổi vậy DV = 0 Từ (2.13) ta có: Từ đó ta có : = 0, vậy m = 0,5 (2.17) Từ (2.16) và (2.17) ta có: (2.18) Vậy phương trình dẻo có thể viết: (2.19) Trong trượt tinh khi s1 = - s3 thì trên mặt nghiêng ứng suất pháp bằng 0, ứng suất tiếp khi a = 450 (2.20) So sánh nó với (2.19) khi s1 = -s3 ta có: (2.21) Vậy ứng suất tiếp lớn nhất là: k = 0,58s0 gọi là hằng số dẻo. Ở trạng thái ứng suất khối phương trình dẻo có thể viết là: s1-s3 = 2k = const 2k Phương trình dẻo (2.19) rất quan trọng để giải các bài toán trong gia công kim loại bằng áp lực. Tính theo hướng của các áp suất, phương trình dẻo (2.19) chính xác nhất là được viết: (±s1)-(±s3) =2k. 2.1.4. Biến dạng dẻo của kim loại trong trạng thái nguội Thực tế cho thấy với sự gia tăng mức độ biến dạng nguội thì tính dẻo của kim loại sẽ giảm và trở nên giòn khó biến dạng. Hình vẽ dưới đây trình bày đường cong về mối quan hệ giữa các tính chất cơ học của thép và mức độ biến dạng rất rỏ ràng nếu biến dạng vượt quá 80% thì kim loại hầu như mất hết tính dẻo. 20 40 60 80 e% Độ giãn dài d% 100 80 60 40 20 100 Độ bền sb Hình 2.4. Mối quan hệ giữa các tính chất cơ học và mức độ biến dạng 2.2. LÝ THUYẾT CÁN 2.2.1. Giới thiệu về cán Trong thực tế có nhiều phương pháp gia công bằng áp lực trong đó cán là phương pháp chủ yếu trong gia công áp lực. Phần lớn các sản phẩm thép được sản xuất ra từ các nhà máy là sản phẩm của quá trình cán dưới dạng: tấm, hình, ống, dạng đặc biệt... Cán khác với các phương pháp gia công áp lực khác như kéo, ép, dập, rèn... là khi xảy ra quá trình biến dạng kim loại. Vì vậy cán là một phương pháp gia công có năng suất cao. Các máy cán hiện đại có khả năng cơ khí hoá và tự động hoá rất cao. Vận tốc cán có thể đạt từ 20 ÷ 40m/ph. Ở các nước công nghiệp phát triển các kỹ nghệ gia công áp lực phát triển rất cao, trong đó có kỹ nghệ cán. Dây chuyền củ đã được tự động hoá toàn bộ với sự trợ giúp của kỹ thuật điện tử và tin học. Công nghệ cán liên tục đã được sử dụng triệt để, chất lượng bề mặt cũng như hình dáng sản phẩm cũng đã được dần dần hoàn thiện. Công nghệ cán ngày càng được phát triển ở Việt Nam. Hiện nay cũng đã hình thành các trung tâm luyện cán tại Thái Nguyên, Biên Hoà, Đà Nẵng, Hải Phòng, Thành phố Hồ Chí Minh. Các trung tâm này dần đưa vào sản xuất và hướng đến cải tiến kỹ thuật, đáp ứng nhu cầu sản phẩm cán hiện nay. 2.2.2. Nguyên lý về cán Quá trình cán là quá trình biến dạng dẻo giữa hai trục cán quay ngược chiều nhau nhờ lực ma sát giữa trục cán và phôi kim loại. Hình dạng và kích thước sản phẩm nhận được đã được định sẵn ở các trục cán. n n 1 2 3 Hình 2.5 Sơ đồ cán dọc 1. Trục cán trên; 2. Phôi cán; 3.Trục cán dưới 2.2.3 Điều kiện để vật cán ăn vào trục cán a n Nx a n a Nx N Tx T Tx Hình 2.6. Sơ đồ phân bố lực khi vật cán tiếp xúc với trục cán Điều kiện để kim loại có thể cán được gọi là điều kiện cán vào.Khi kim loại tiếp xúc với trục cán thì chúng chịu 2 lực:phản lực N và lực ma sát T, khi vật cán tiếp xúc với hai trục cán thì Tx > Nx là điều kiện cho vật cán ăn vào trục cán. Nếu Tx 2Nx nghĩa là Tx > Nx thì vật cán ăn vào trục, ta có: Nx = N sina Tx = Tcosa Mặt khác ta có T = N.f, với f là hệ số ma sát Vậy Nfcosa > Nsina Þ f > tga Vì a quá bé nên tga »a, hay f > a Ta có thể viết: f > Þ Dh < Rf2 (2.22) Từ trên ta rút ra kết luận: Để vật cán tự ăn vào trục cán, phải đảm bảo điều kiện lượng ép tuyệt đối nhỏ hơn bán kính trục cán với bình phương của hệ số ma sát. 2.2.4. Lực cán, mômen cán Lực cán P còn gọi là áp lực toàn phần của kim loại tác dụng lên trục cán. P = Ptb.F (2.23) Trong đó: Ptb: áp lực trung bình được xác định theo công thức thực nghiệm khi: , do cán tole tấm ở trạng thái nguội. Ptb = sb (2.24) sb: giới hạn bền cho phép của tole tấm lợp. : Nhiệt độ nóng chảy của thép. : Nhiệt độ khi cán. h1, h2: chiều dày trước và sau khi cán. f: hệ số ma sát giữa bề mặt trục cán và phôi. F: diện tích tiếp xúc giữa phôi và trục cán. Mômen cán do lực cán sinh ra được tính theo công thức: Mc = 2P.a (MNm) P: lực cán. a: cánh tay đòn 2.3. QUÁ TRÌNH UỐN KIM LOẠI 2.3.1. Khái niệm Uốn là một trong những nguyên công thường gặp nhất trong công nghệ dập nguội, uốn tức là biến phôi phẳng (tấm), tròn, dây hay ống thành những chi tiết có hình cong hay gấp khúc, hình dạng khác... Phụ thuộc vào hình dáng và kích thước vật uốn, dạng phôi ban đầu, đặc tính của quá trình uốn trong khuôn, uốn có thể tiến hành trên máy ép lệch tâm, ma sát hay thuỷ lực, đôi khi có thể tiến hành trên các dụng cụ uốn bằng tay hoặc trên các máy chuyên dùng. 2.3.2. Đặc điểm của quá trình uốn Đặc điểm của quá trình uốn kim loại là khi uốn các kim loại tấm để đạt được những chi tiết có kích thước và hình dạng cần thiết, người ta nhận thấy rằng với tỷ số chiều rộng và chiều dày của phôi khác nhau, với mức độ biến dạng khác nhau (tỷ số giữa bán kính uốn và chiều dày vật liệu khác nhau) và giá trị góc uốn khác nhau thì quá trình biến dạng xảy ra tại vùng uốn cũng có những đặc điểm khác nhau. Tại vùng uốn các thớ ngang vẫn phẳng và vuông góc với trục phôi. Các thớ dọc bị biến dạng khác nhau ở hai phía của phôi, các lớp kim loại ở phía trong góc uốn (phía bán kính nhỏ) thì bị nén và co ngắn theo hướng dọc đồng thời bị kéo và giãn dài theo hướng ngang. Các lớp kim loại ở phía ngoài góc uốn (phía bán kính lớn) thì bị kéo và giãn dài theo hướng dọc và đồng thời bị nén và co ngắn theo hướng ngang, tạo thành độ cong ngang. Khi uốn những dải phôi rộng (b>2S), chiều dày vật liệu giảm, mặt cắt ngang của phôi bị thay đổi không đáng kể, có thể coi như không đổi bởi vì trở lực biến dạng của vật liệu có chiều rộng lớn chống lại sự biến dạng theo hướng ngang. Khi đó các lớp kim loại ở phía trong góc uốn chỉ bị nén và co ngắn theo hướng dọc còn các lớp kim loại ở phía ngoài góc uốn chỉ bị kéo và giãn dài theo hướng dọc. Khi uốn với mức độ biến dạng lớn, các lớp kim loại ở phía ngoài phôi bị kéo và giãn dài đáng kể, dễ gây ra hiện tượng nứt, gẫy. Vì vậy khi cắt phôi uốn cần phải chú ý bố trí sao cho đường uốn vuông góc với thớ cán của phôi, tránh để đường uốn song song với thớ cán. Tại vùng uốn có những lớp kim loại bị nén và co ngắn lại đồng thời có những lớp kim loại bị kéo và giãn dài theo hướng dọc vì vậy giữa các lớp đó thế nào cũng tồn tại một lớp có chiều dài bằng chiều dài ban đầu của phôi. Lớp này gọi là lớp trung hoà biến dạng. Lớp trung hoà biến dạng là cơ sở tốt nhất để xác định kích thước của phôi khi uốn và xác định bán kính uốn nhỏ nhất cho phép. S S b a) b) Hình 2.7. a) Trước khi uốn, b) Sau khi uốn Khi uốn với bán kính uốn lớn, mức độ biến dạng ít, vị trí lớp trung hoà biến dạng nằm ở giữa chiều dày của dải phôi. Nghĩa là bán kính cong Rbd của lớp trung hoà được xác định theo công thức sau: Rbd = r + S/2 (2.25) Trong đó: r: Bán kính uốn S: Chiều dày vật liệu S R r Hình 2.8. Bán kính cong của lớp trung hoà Khi uốn với mức độ biến dạng lớn thì tiết diện ngang của phôi thay đổi nhiều, chiều dày vật liệu giảm. Khi đó lớp trung hoà biến dạng không đi qua giữa mà bị dịch về phía tâm cong, ở đây bán kính cong lớp trung hoà được xác định như sau: (2.26) Trong đó: x = S1/S: Hệ số giảm chiều dài S1: Chiều dày trước khi uốn S: Chiều dày sau khi uốn r: Bán kính uốn b: Chiều rộng ban đầu của dải btb: Chiều rộng trung bình sau khi uốn btb =1/2(b1+b2) b1, b2: Chiều rộng phía trên và phía dưới dải sau khi uốn Khi chiều rộng của dải lớn thì tỷ số: btb/b = 1, lúc đó: (2.27) Trong thực tế thì bán kính cong lớp trung hoà được xác định như sau: Rbd = r + XoS (2.28) Trong đó : XoS = (2.29) Xo là hệ số thực nghiệm phụ thuộc vào tỷ số r/S, góc uốn a và loại vật liệu uốn.XoS là khoảng cách từ lớp trung hoà tới mặt trong của phôi 2.3.3. Bán kính uốn lớn nhất và bán kính uốn nhỏ nhất cho phép Quá trình uốn bán kính uốn phía trong được quy định trong một giới hạn nhất định nếu quá lớn vật uốn sẽ không có khả năng giữ được hình dáng sau khi thôi tác dụng lực (ra khỏi khuôn) vì chưa đạt đến trạng thái biến dạng dẻo. Còn khi bán kính uốn quá nhỏ có thể làm nứt, đứt vật liệu tại tiết diện uốn. Do vậy ta có bán kính uốn như thế nào là hợp lý. + Bán kính uốn lớn nhất cho phép được xác định theo công thức: (2.30) Trong đó: E: Môđun đàn hồi vật liệu khi kéo (kG/mm2) sC: Giới hạn chảy của vật liệu (kG/mm2) S: Chiều dày vật liệu Bán kính uốn nhỏ nhất cho phép là giá trị bán kính uốn giới hạn có thể uốn được đối với mỗi loại vật liệu. Được quy định theo mức độ biến dạng cho phép ở lớp ngoài cùng và được xác định theo công thức: (2.31) Trong đó: emax: Độ giãn dài tương đối của vật liệu (%) Trong thực tế bán kính uốn nhỏ nhất cho phép được xác định theo công thức thực nghiệm đơn giản hơn: rmin = K.S (2.32) Trong đó: K: Là hệ số S: Chiều dày vật liệu (mm) Hệ số k để xác định bán kính uốn nhỏ nhất cho phép đối với góc uốn 900 [Bảng 2 - 2] TRẠNG THÁI VẬT LIỆU Ủ hoặc ram Bị biến cứng VẬT LIỆU Hướng đường uốn Vuông góc hướng cán Dọc hướng cán Vuông góc hướng cán Dọc hướng cán 0,5; 0,8 kp - 0.3 0.2 0.5 8; 10; CT1; CT2 - 0.4 0.4 0.8 15; 20; CT3 0.1 0.5 0.5 1.0 25; 30; CT4 0.2 0.6 0.6 1.2 35; 40; CT5 0.3 0.8 1.0 1.5 45; 50; CT6 0.5 1.0 1.0 1.7 55; 60; CT7 0.7 1.3 1.3 2.0 + Các yếu tố ảnh hưởng đến trị số bán kính uốn: Cơ tính của vật liệu và trạng thái nhiệt luyện: Nếu vật liệu có tính dẻo tốt và đã qua ủ mềm thì rmin có trị số nhỏ hơn so với khi đã qua biến dạng. Ảnh hưởng của góc uốn: Cùng một bán kính uốn như nhau nếu góc uốn a càng nhỏ thì khu vực biến dạng càng lớn. Ảnh hưởng của tình trạng mặt cắt vật liệu: Khi cắt phôi uốn trên mặt cắt có nhiều bavia hoặc nhiều vết nứt thì khi uốn sẽ sinh ra ứng lực tập trung và tại những nơi đó dễ sinh ra vết nứt, bởi vậy cần phải tăng trị số rmin lên. 2.3.5 Tính đàn hồi khi uốn Như ta đã biết khi uốn kim loại không phải toàn bộ phần kim loại ở phần cung uốn đều chịu biến dạng dẻo mà có một phần còn ở biến dạng đàn hồi. Vì vậy khi thôi không còn tác dụng của lực uốn thì vật uốn không hoàn toàn giữ nguyên như hình dáng của chày và cối uốn, và đó gọi là hiện tượng đàn hồi sau khi uốn. Hiện tượng đàn hồi thường gây ra sai lệch về góc uốn và bán kính uốn vì vậy muốn cho chi tiết có góc uốn và bán kính uốn đã cho thì ta phải làm bán kính và góc của khuôn và chày thay đổi một lượng đúng bằng trị số đàn hồi. Bằng thực nghiệm người ta đã xác định được trị số đàn hồi phụ thuộc chủ yếu vào loại vật liệu và chiều dày vật liệu, hình dáng chi tiết uốn, bán kính chi tiết uốn tương đối r/S, lực uốn và phương pháp uốn. Khi giới hạn chảy càng cao, tỷ số r/S càng lớn và chiều dày vật liệu càng nhỏ thì hiện tượng đàn hồi càng lớn. Khi uốn với tỷ số r/S < 10 thì sai lệch chủ yếu là góc uốn, còn bán kính uốn thay đổi không đáng kể. Trị số góc đàn hồi cho sẵn trong sổ tay. Khi uốn với tỷ số r/S > 10 thì sau khi uốn cả góc uốn và bán kính uốn đều bị thay đổi. Khi đó bán kính cong của chày được xác định bằng công thức sau. (2.33) Trong đó: r’: Bán kính sản phẩm (sau khi đàn hồi) ko= : Hệ số uốn E: Môđun đàn hồi vật liệu S: Chiều dày vật liệu Góc đàn hồi b được xác định theo công thức sau: (2.34) Trong đó: a0: Góc của chi tiết (sau biến dạng đàn hồi) a a0 S Hình2.9. Góc đàn hồi b sau khi uốn. Góc đàn hồi được xác lập bởi hiệu số giữa góc của vật uốn sau khi uốn và góc của chày cối uốn. b = a0 - a (2.35) Trong đó: a: Góc của chày và cối uốn (độ) a0: Góc của vật uốn khi chưa thôi lực uốn (độ) Góc đàn hồi b khi uốn [Bảng 2 - 3] Ttỷ số CHIỀU DÀY VẬT LIỆU (mm) VẬT LIỆU r/s Đến 0,8 0,8¸2 >2 Góc đàn hồi b Thép, db đến 35kg/mm2 <1 4 2 0 Đồng thau db đến 35kg/mm2 1¸5 5 3 1 Nhôm, Kẽm >5 6 4 2 Thép, db = 40¸50kg/mm2 <1 5 2 0 Đồng thau, db=35¸40kg/mm2 1¸5 6 3 1 Đồng vàng >5 8 5 3 <1 7 4 2 Thép, db>55kg/mm2 1¸5 9 5 3 >5 12 7 5 Vì lực uốn tác dụng chủ yếu ở đầu chày, quá trình biến dạng dẻo cũng chỉ xảy ra ở đó. Khi bán kín uốn càng nhỏ thì mức độ kéo, nén của kim loại càng lớn có thể gãy, nứt và lớp trung hoà có xu hướng dịch vào bên trong. Khi : r/S > 4 thì r = r + 0.5S r/S = 1 thì r = r + 0.4S Trong đó: r: Bán kính uốn trong. r: Bán kính lớp trung hoà. R: Bán kính uốn ngoài. r P B S R r Hình 2.10. Sơ đồ quá trình uốn Trong quá trình uốn thì khi thôi lực tác dụng thì nó tồn tại lực đàn hồi nên góc uốn lớn ra, và góc đàn hồi từ 0 ¸ 10o và lực uốn là: (2.36) Trong đó: B: Chiều rộng của phôi. S: Bề dày của phôi. sb: Giới hạn bền vật liệu. r : Bán kính trong. 2.4. SƠ ĐỒ NGUYÊN LÝ CỦA MÁY CÁN TÔN TẠO SÓNG 2.4.1. Yêu cầu chung của máy cán tole tạo sóng Máy cán tole tạo sóng phải làm thay đổi kết cấu kim loại(phôi liệu) từ thép tấm phẳng thành biên dạng tole theo ý muốn, có thể là sóng vuông hay sóng ngói, thẳng hay cong. +Máy làm việc phải có hiệu quả và năng suất cao nhất, đảm bỏa chất lượng tole lợp tốt nhất, phế phẩm là ít nhất + Các máy cán tole đều cán tole theo phương pháp cán nguội do vậy trục cán phải có độ cứng vững cao, có độ bóng cao + Số sóng trên một tấm tole thường dùng là: Tole 7 sóng Tole 9 sóng + Tạo hình dáng tole ít gây sai số biên dạng, kích cỡ. + Tấm lợp phục vụ cho nhu cầu che nắng, che mưa, trang trí… nên yêu cầu tấm lợp về mùa nắng phải chịu được nhiệt độ cao do mặt trời. Về mùa mưa phải đảm bảo thoát nước tốt, không gây thấm nước.Tole phải có độ bền cơ học chịu được gió mạnh mà không bị hư hỏng, rách đứt… 2.4.2. Sơ đồ nguyên lý máy cán tole tạo sóng Để tạo hình dáng sóng cho tole theo yêu cầu thì ta có nhiều cách bố trí theo sơ đồ máy để cán . Nhưng tùy theo trường hợp cụ thể mà ta có các hình thức bố trí khác nhau sao cho hợp lý nhất, kinh tế nhất , chất lượng sản phẩm là tốt nhất.Thông thường một máy cán tole hoạt động máy như sau: Nguyên lý hoạt động Phôi cuộn được dặt vào trục quay nhờ thiết bị cầu trục, tấm phôi phẳng được dẫn qua máng 2 , qua dao cắt phẳng đi qua hệ thống trục và con lăn cán. Sau khi ra khỏi hệ thống trục và con lăn cán thì tole đã được tạo sóng theo yêu cầu. Dao cắt hình làm việc khi nào chiều dài tole cán bằng chiều dài yeu cầu, quả trình cắt chỉ thực hiện khicacs lô cán dừng chuyển động. Sau đó đưa sản phẩm tole cán ra băng chứa 9. Dao phẳng cắt rời tole ra khỏi cuộn phôi kết thúc một quá trình hoạt động của máy Máy được dẫn động bằng một động cơ, thường đặt giữa , và truyên chuyển động về hai phía nên nên kết cấu máy cứng vững nhỏ gọn, tole cán biến dạng đều tạo chất lượng tốt cho sản phẩm tole cán. Hình 2.11. Sơ đồ máy cán tole tạo sóng 1. Động cơ 6. Hệ trục con lăn cán 2. Phôi cuộn 7. Bộ truyền động 3. Băng dẫn phôi 8. Dao cắt hình 4. Lô kéo bọc cao su 9. Băng chứa sản phẩm 5. Dao cắt phẳng 10. Tủ điều khiển 8 6 5 4 3 2 1 7 10 9 2.5. THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN BỐ TRÍ CON LĂN Máy cán uốn tole bao gồm nhiều bộ phận dẫn động hệ thống dao cắt lô cán, dao cắt… Do đó mỗi một cách chọn bộ truyền, bố trí bố trí các lô cán sẽ cho cho các phương án khác nhau. Cho nên ta phải lựa chọn phương án nào mà hiệu quả kinh tế của máy thiết kế cao nhất , kết cấu máy đơn giản gọn nhẹ nhất,dễ vận hành nhất. Ta có các phương án bố trí con lăn và trục cán như sau Phương án 1:Phân bố các sóng tole đối xứng qua sóng tole giữa: Đây là phương án bố trí đối xứng qua sóng tole giữa của tole 9 sóng. Với cách bố trí như vậy ta có tất cả 21 trục cánvà 97 con lăn cán, đặc điểm của phương án này là: + Lực cán nhỏ, tole biến dạng đều về hai phía , lực phân bố đều về hai bên. + Tole cán ra có các sóng thẳng nhau, khả năng bị chéo sóng ít, tole cán không bị dồn nén, bước sóng tương đố ổn định. Phương án 2: Bố trí đối xứng cán 2 sóng ngoài cùng trước: Ở phương án 2 này ta sử dụng 21 cặp trục, và 97 con lăn cán. Việc cán hai sóng ngoài cùng trước làm cho tole bị kéo về 2 phía phác nhau nên khi cán các sóng giữa tole bị kéo rách. Phương án 3: Cán 2 sóng đầu tiên cùng một lúc: Ở phương án này ta dùng 21 cặp trục cán và với cách bố trí như vậy thì không thuận tiện khi cán tạo sóng vì cùng một lúc tole bị kéo về hai phía khác nhau nên khả năng gây phế phẩm cao. Với cách bố trí như vậy thì số cặp trục qua nhiều kích thước máy lớn, lực tác dụng lên gối đỡ không cân bằng nhau, tole biến dạng không đều dễ bị chéo sóng. Phương án 1 1 2 3 4 5 6 7 8 9 A B C D A D A B D B C D C D D D A D D D A B D D D B C D D D C D D D D D A D D D D D A B D D D B C D D D C D D D D D A D D D D D A B D D D D D B C D D D D D C D D D D D D D D D D D D D D D D D D Hình 2.12. Sơ đồ bố trí đối xứng với tole 9 sóng Phương án 2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 A A B B C C D D D A A D B B C C D D D D A A D D D B B D D C C D D D D D D D D A A D D D D D B B D D D D C C D D D D D D D D D D D A D D D D D B D D D D C D D D D D D D D D D D D D D D D D D D D Hình2.13. Bố trí đối xứng với tole 7 sóng Phương án 3: 1 2 3 4 5 6 7 8 9 A A B B C C D D A D D A B D D B C D D C D D D D A D D D D A B D D D D B C D D C D D D D A D D D D A B D D D D B C D D D D C D D D D D D D D D D D D A D D D D D D B D D D D D D C D D D D D D D D D D D D D D D D D D Hình2.14. Sơ đồ cán hai sóng đầu tiên cùng một lúc Nhận xét chung: Qua việc phân tích các phương án bố trí như trên ta chọn phương án 1 (Sơ đồ bố trí theo hình 3.1) với số lượng là 21 cặp trục, 9 cặp lỗ hình A, 9 cặp lỗ hình B, 9 cặp lỗ hình C và 70 cặp lỗ hình D. Ở phương án này lực phân bố đều về hai phía lực tác dụng vào hai ổ đỡ cũng cân bằng. Sản phẩm cán ra đạt yêu cầu, không bị chéo, không bị nhăn, xước và khả năng gây phế phẩm ít. Phương án 1 cũng là một phương án hay dùng trong thực tế để bố trí cho các máy cán tole thông dụng: Phương án bố trí con lăn thực tế 2.6. CÁC THÔNG SỐ KỸ THUẬT CỦA MÁY CÁN TOLE TẠO SÓNG VUÔNG 2.6.1. Máy cán tole tạo sóng vuông Ở thị trường hiện nay tole cán đều sử dụng phôi tấm dưới dạng cuộn với các kích thước chiều rộng là 900(mm) và 1200 (mm). Nên việc chọn biên dạng phải phù hợp dể máy cán dược hai loại phôi trên. Tuy nhiên việc chọn đường biên dạng tole như thế nào để đảm bảo tole cán ra có: - Đủ độ cứng vững. - Tính thẩm mỹ cao. - Đảm bảo yêu cầu che nắng che mưa. Máy cán tole là thiết bị gia công áp lực dựa vào biến dạng dẻo của kim loại để uốn tole phẳng thành sản phẩm tole có biên dạng sóng theo thiết kế. Quá trình cán uốn tole được thực hiện liên tục trên nhiều cặp trục, con lăn cán đứng liên tiếp nhau trên cùng một hàng, nhờ lực ma sát giữa các con lăn và tấm kim lọa mà mà phôi cán chuyển động tịnh tiến qua các lô cán kế tiếp nhau. Để đảm bảo quá trình cán uốn xảy ra liên tục, phôi không bị đứt thì tấm kim toại đi qua các cặp lô cán phải có vùng vân tốc. . So với phương pháp dập và uốn thì việc cán uốn trên máy cán liên tục có nhiều ưu điểm hơn, như: + Cho năng suất cao. + Sản phẩm ít bị khuyết tật. + Dễ cơ khí hóa và tự động hóa trong quá trình sản xuất. Tuy nhiên cũng có vài nhược điểm sau: + Máy cán đắc tiền. + Cần nhiều thiết bị phụ như cầu trục để nâng chuyển phôi cuộn… + Cần diện tích lớn do kích thước máy dài. 2.6.2. Thông số biên dạng của tole sóng vuông Chọn thông số biên dạng tole phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: chiều rộng tấm tole, kích thước sóng tole , nhu cầu sử dụng, công dụng tấm lợp… Trên thị trường hiện nay thường sử dụng các loại phôi dạng cuộn có kích thước 900(mm) và 1200(mm) với chiều dày từ (0,2¸0,8)mm. Tole cán có số sóng thường là 7 sóng và 9 sóng. + Đối với tole khổ 900mm: Cán được tole 7 sóng. + Đối với tole khổ 1200mm: Cán được tole 9 sóng 750 Tole 7 sóng Tole 9 sóng 1000 Hình2.15. Giới thiệu các loại tole sóng vuông Đối với tole cán khi cùng một lọa quy cách tole phẳng, cùng một kích thước sóng tole nếu cán uốn với số sóng càng ít thì được chiều rộng sau khi cán càng lớn, nhưng ngược lại loại tole sóng ít có độ cứng vững kém hơn loại tole có nhiều sóng. 125 125x6=750 125x8=1000 60 20 20 Hình 2.16. Biên dạng tole - Sản phẩm tole sau khi tạo sóng phải thỏa mãn yêu cầu về độ cứng vững,chịu lực, không có vết nứt tại các vị trí thay đổi tiết diện( những điểm uốn). - Sản phẩm không bị trầy xước, làm hỏng lớp bảo vệ chống oxi hóa( sơn hoặc mã kẽm), không bị co kéo tạo ra những nếp nhăn và những biến dạng không đều trên bề mặt. - Sản phẩm tole cán phải có giá thành thấp để cạnh tranh. - Phải đảm bảo yêu cầu sử dụng có tính thẩm mỹ cao. 2.6.3. Dựng hình tạo sóng tole : Việc chọn sóng tole đầu tiên để cán là sóng giữa vì nó có những đặc diểm như sau: + Tránh hiện tượng tole cán bị chéo đi một góc. + kim lọa biến dạng đều hơn. + Có khả năng cứng vững cao hơn khi cán các sóng tiếp theo. + Lực cán nhỏ. + Khả năng phá hỏng thấp. Các bước dựng hình tạo sóng như sau a) Cán lần I: 12.5 20 b) Cán lần II: 20 25 c) Cán lần III: 37.5 20 d) Cán lần IV: 20 45 Hình 2.17 Thành lập biên dạng sóng tole 2.6.4. Cơ sở tạo hình sóng tole 2.6.4.1. Thiết lập biên dạng sóng tole Quá trình cán tole là qua trình cán uốn tole , nó không làm thay đổi chiều dày của tole tại mọi vị trí, tole phẳng sau khi qua máy cán sẽ nhân được biên dạng theo yêu cầu, đặc biệt trong quá trình cán uốn thì lớp sơn mạ bảo vệ ít bị phá hỏng tại bất kỳ vị trí nàovà có khả năng giữ nguyên chức năng bảo vệ ban đầu. Đối với nhà máy hoạt động với quy mô lớn thì sau khi tole cán xong được đem đi xử lý chống oxy hóa bề mặt bằng cách sơn phủ hay mạ kẽm bề mặt. nhưng phương pháp này không hiệu quả kinh tế lắm, nên hầu hết các tole cán đều được sơn hoặc mạ kẽm trước khi cán. Xuất phát từ những yêu cầu như vậy cho nên yêu cầu các lô cán trên phải bảo đảm cho chất lượng tole cán là tốt nhất. Trong cán uốn tole , sóng tole được hình thành giữa hai con lăn cán trong đó một con lăn đóng vai trò chày và một con lăn đóng vai trò là cối, giữa chày và cối có chuyển động quay tương đối với nhau và phôi chuyển động tịnh tiến giữa 2 con lăn cán. 1 2 3 Hình 2.18. Lỗ hình tạo sóng tole 1: Lô cán trên (cối) 2: Phôi cán 3: Lô cán dưới (chày) 2.6.4.2. Xác định số lần cán uốn tạo sóng tole 20 28.28 28.28 Từ biên dạng và kích thước của một sóng tole ta triển khai ra được chiều rộng của phôi cần cho một sóng tole như sau: Hình 2.19 Kích thước 1 sóng tole Trải qua các lần cán uốn thì chiều cao biên dạng ngoài của cối không thay đổi. Khi đó chiều cao của chày tăng lên và chiều sâu lòng cối cũng tăng lên cho tới biên dạng theo yêu cầu. H D1 D2 d2 d1 Hình 2.30 Sơ đồ cán uốn tạo sóng Trong đó: d1: Đường kính chày khi uốn lần 1 D1: Đường kính cối khi uốn lần thứ 1 d2: Đường kính chày khi uốn lần 2 D2: Đường kính cối khi uốn lần thứ 2 Tương tự như vậy ta có quá trình uốn lần 3 ,4 tạo được biên dạng theo yêu cầu. x L C A B a Hình 2.31 Sơ đồ tính toán số lần cán Khi cán tạo sóng qua các bước ta có nhân xét sau: + Chiều dài L không thay đổi trong suốt quá trình cán nhưng x giảm a tăng. + Ta đặt AB= a: chiều cao của sóng tole . AC=x 2x+20: Là khoảng cách gối đỡ bằng B. Trong tam giác vuông ABC, ta có : AC2=BC2-AC2 x2 = L2 - a2 x= B=2x+20 Mà L=28.28 không đổi nên cho a tăng dần 1¸20 ta lập bảng sau: [Bảng 4 - 1] a(mm) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 x(mm) 28.26 28.20 28.12 27.99 27.83 27.63 27.40 27.12 26.81 26.45 B(mm) 76.52 76.40 76.24 75.98 75.67 75.26 74.80 74.24 73.63 72.90 a(mm) 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 x(mm) 26.05 25.60 25.11 24.57 23.97 23.31 22.59 21.81 20.90 20.00 B(mm) 72.10 71.20 70.22 69.14 67.94 66.62 65.18 63.62 61.80 60.00 Xác định kích thước biên dạng sóng tole dọc có hai giai đoạn cơ bản sau. Xác định biên dạng cho sóng tole đầu tiên, đối với sóng tole này khi tạo sóng, nó chịu cán uốn cả 2 phí. Nên tránh hiện tượng tole ở vị trí uốn ép bị cán mỏng và bị biến dạng đột ngột gây rách, nứt. Bên cạnh đó theo kinh nghiệm thực tế của các đơn vị chuyên sản xuất máy để ta chọn số lần tole phẳng đi qua các cặp lô cán đẻ tạo ra sóng tole hoàn chỉnh là 4 lần tương ứng với kích thước của a lần lượt là 5, 10, 15, 20(mm). Xác định kích thước biên dạng cho các sóng tole tiếp theo, khi cán tạo các sóng tole này nó chỉ kéo tole về một phía và cũng được cán qua 4 cặp lô cán như trên. Căn cứ vào các thông số của nhà máy sản xuất máy cán uốn tole (Công ty tole Hoa Sen). Và theo kinh nghiệm thực tế để quá trình cán uốn không bị biến dạng đột ngột, bị rách nứt. Tole bị biến dạng không đồng đều,gây cong vênh và lớp bảo vệ không bị hư hỏng. Nên ta chọn số lần sóng tole đi qua cặp lô cán để tạo sóng hoàn chỉnh là 4 và số liệu ta chọn như sau: [Bảng 4 - 2] a (mm) 5 10 15 20 B (mm) 75.67 72.90 68.00 60.00 2.6.4.3. Xác định kích thước của con lăn cán 2 L 1 B l Dn dt x d D Để xác định kích thước của các con lăn cán thì ta phải lựa chọn đường kích danh nghĩa của các con lăn thông qua vân tốc của máy. Vân tốc theo yêu cầu thiết kế là 25(m/ph), nên ta chọn vân tốc ra của sản phẩm là V=25(m/ph)hay V=0,42(m/s). Nhưng vì đường kích của các con lăn trên trục cán không bằng nhau, do đó khi tole đi qua hai trục cán sẽ có vận tốc khác với vận tốc dài của lô cán .Nên xuất hiện hiên tượng trượt tương đối giữa tole và lô cán. 3 Hình2.32. Kích thước của một cặp lô cán. 1. Lô cán trên (cối). 2. Phôi cán 3. Lô cán dưới (chày). Nhờ có ma sát giữa tole và các con lăn nên khi các con lăn cán của các trục dẫn động quay thì thì tole chuyển dộng tịnh tiến đồng thời do có ma sát nên làm quay trục còn lại. Vì các con lăn cán có đường kính ở các điểm không bằng nhau nên khi thiết kế hệ con lăn của trục cán, cần chú ý đảm bảo vân tốc dài tại một số vị trí phải bằng nhau để chúng khỏi làm co (giãn), kéo đứt tole . Vân tốc đó là vận tốc sản phẩm để thiết kế máy, Nên ta chọn vân tốc trung bình của con lăn V=(25m/phút). Từ đó ta chọn như sau: Chiều dày tole cán s<1 (mm) Đường kính danh nghĩa của các con lăn: D=d=160 (mm) Chọn đường kính trục để lắp con lăn cán:f= 75 (mm) . Chọn đường kính cổ trục để lắp ổ đỡ: f=55 (mm) . 2.6.4.4. Xác định đường kính các lô cán + Ta chọn đường kính danh nghĩa lô trên: Dn=180 (mm) + Ta chọn đường kính danh nghĩa lô dưới : dt=140 (mm) + Khoảng cách hai trục cán :A=160 (mm) Qua mỗi lần cán ta tăng chiều cao chày(lô dưới) lên 2a đơn vị, do đó: d1=dt+2a (mm) Tương tự chiều sâu của cối sẽ giảm đi 2a đơn vị D1=Dt-2a (mm) Qua các lần cán ta có các số liệu sau : - Lần cán thứ 1: a = 5 Þ D1 = 180 - (2 x 5) = 170 (mm). Þ d1 = 140 + (2 x 5) = 150 (mm). - Lần cán thứ 2: a = 10 Þ D2 = 180 - (2 x 10) = 160 (mm). Þ d2 = 140 + (2 x 10) = 160 (mm). - Lần cán thứ 3: a = 15 Þ D3 = 180 - (2 x 15) = 150 (mm). Þ d3 = 140 + (2 x 15) = 170 (mm). - Lần cán thứ 4: a = 20 Þ D4 = 180 - (2 x 20) = 140 (mm). Þ d4 = 140 + (2 x 20) = 180 (mm). Từ các kích thước tính toán được bảng thông số sau: f75 D f180 B 20 H a Hình 2.33. Con lăn trên (cối) Theo sơ đồ phương án ta quy định các con lăn như sau: + Gọi A: Con lăn cán lần 1. + Gọi B: Con lăn cán lần 2. + Gọi C: Con lăn cán lần 3. + Gọi D: Con lăn cán lần 4. Bảng thông số kích thước của con lăn trên. [Bảng 4 - 3] CON LĂN CÁN B H f SL Cán lần 1 (A) 75.67 95.67 170 9 Cán lần 2 (B) 72.90 92.90 160 9 Cán lần 3(C) 68 88 150 9 Cán lần 4(D) 60 80 140 70 b f75 d f140 20 Hình 2.34. Con lăn dưới ( chày) CON LĂN CÁN b d SL Cán lần 1 (A) 95.67 150 9 Cán lần 2 (B) 92.90 160 9 Cán lần 3 (C) 88 170 9 Cán lần 4 (D) 80 180 70 Muốn cán hai sóng tiếp theo kể từ cặp trục thứ 5 người ta sẽ bố trí theo sơ đồ sau: A A D A B A A A C A D 2 3 1 I II III IV Trục số V Hình 2.35 Sơ đồ bố trí con lăn để tạo sóng số 2 và 3 Chú thích: A, B, C, D: Là các con lăn cán I, II, III, IV, V: Các cặp trục cán 1: Hướng phôi đi vào; 2: Bạc cách giữa 2 lô cán; 3: Lô cán. Trong thực tế để thuận tiện trong việc gia công và lắp ráp các lô cán người ta chế tạo lô cán tách rời với trục sau đó ghép lại với nhau bằng then. Và khoảng cách hai lô cán được giữ cố định bằng bạc cách và các lô được định vị trên trục cán bằng hai bạc chặn có vít khóa ở hai đầu. 2.7. PHƯƠNG ÁN CHỌN BỘ TRUYỀN ĐỘNG 2.7.1. Truyền động cho máy Thông thường có hai phương án truyền động cho máy cán uốn tole đó là: + Truyền động bằng cơ khí + Truyền động bằng thủy lực, dầu ép. 2.7.1.1 Truyền động bằng cơ khí 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Hình2.36. Sơ đồ máy cán truyền động bằng cơ khí Chú thích: 1. Động cơ điện 6. Các ổ đỡ 2. Khớp nối đĩa, bánh đà 7. Hệ trục con lăn cán 3. Hộp giảm tốc 8. Các ổ đỡ 4. Khớp nối đĩa 9. Vít điều chỉnh khe hở 5. Hộp phân lực 10. Vít điều chỉnh khe hở Với máy truyền động bằng cơ khí có những đặc điểm sau: a) Ưu điểm: + Kết cấu đơn giản, dễ chế tạo. + Khả năng tải lớn, vận tốc cao. b) Nhược điểm: + Các bộ truyền làm việc có tiếng ồn lớn + Khó khăn trong việc điều khiển tự động, đảo chiều chuyển động, chống quá tải… + Kích thước trọng lượng lớn, cồng kềnh. + Độ an toàn độ tin cậy thấp. + Yêu cầu chế độ bôi trơn bảo dưỡng cao. 2.7.1.2 Truyền động bằng thủy lực Với máy truyền động bằng thủy lực có những đặc điểm sau: + Dễ dàng trong việc điều khiển tự động. + Kích thước gọn nhẹ. + Mức độ an toàn cao, độ tin cậy cao dễ đảo chiều chống quá tải. + Hiệu suất truyền động cao. + Có khả năng điều khiển vô cấp tốc độ + Trọng lượng và mômen quán tính nhỏ, thuận tiện cho việc bố trí các cơ cấu phụ. + Truyền động em. b) Nhược điểm: + Cấu tạo phức tạp, đòi hỏi độ chính xác các bộ phận cao rất khó chế tạo, giá thành cao. + Bố trí các cơ cấu phải chính xác. + Giá thành sản xuất cao. + Năng suất làm việc phụ thuộc nhiều vào chất lượng của dầu. M 1 2 3 4 5 6 8 9 7 Hình2.37. Sơ đồ máy cán truyền động bằng thuỷ lực Chú thích: 1. Bể chứa dầu 6. Hộp phân lực 2. Động cơ điện 7. Vít điều chỉnh khe hở 3. Bơm dầu 8. Ổ đỡ 4. Van điều khiển 9. Hệ trục con lăn 5. Động cơ dầu 2.7.2 Truyền động cho hộp phân lực Hộp phân lực thường dùng các cơ cấu truyền động sau: + Truyền động bằng xích. + Truyền động bằng trục vít – bánh vít. + Truyền động bằng bộ truyền bánh răng. 2.7.2.1 Truyền động bằng xích: 2 1 3 1 Hình 2.38. Truyền động bằng xích Ưu nhược điểm của bộ truyền xích + Có thể truyền được với khoảng cách trục xa so với bộ truyền bánh răng. + Kích thước nhỏ gọn. + Không có khả năng tự hãm. + Dùng truyền chuyển động cho các trục với tỷ số truyền không đổi. + Chế tạo lắp ghép phức tạp, chế độ bôi trơn bảo dưỡng yêu cầu cao. + Khả năng làm việc ở tốc độ cao kém. 2.7.2.2. Truyền động bằng trục vít-bánh vít Đặc điểm bộ truyền trục vít: + Truyền động êm ít gây tiếng ồn. + Khuôn khổ kích thước nhỏ gọn. +Tỷ số truyền lớn. + Khả năng tự hãm cao. + Có thể thay đổi hướng chuyển động. + Giá thành cao hơn bộ truyền xích do sử dụng vật liệu đắt tiền. 4 1 2 3 ` Hình 2.39 Sơ đồ truyền động bằng bánh vít - trục vít 1. Động cơ dầu 3. Bộ truyền bánh vít - trục vít 2. Khớp nối 4. Hệ trục con lăn cán 2.7.2.3 Nhận xét và chọn phương án Qua phân tích các phương án truyền động chính cho máy ta thấy được các ưu, nhược điểm của mỗi phương án và khả năng ứng dụng của chúng vào thực tế trong sản xuất để mang lại hiệu quả, năng suất cao nhất. Căn cứ vào đó ta chọn phương án truyền động chính cho máy là truyền động bằng thuỷ lực, vì có thể tự động hoá, điều khiển dễ dàng và đạt hiệu quả kinh tế cao. Còn đối với hộp phân lực thì ta chọn cơ cấu truyền động bằng xích vì yêu cầu chính xác không cao, giá thành bộ truyền xích thấp hơn trục vít - bánh vít, kết cấu đơn giản hơn, gọn nhẹ hơn. SƠ ĐỒ KHỐI CŨA MÁY CÁN TOLE Hệ thống Cấp phôi Máng dẫn Tole phẳng Dao cắt phẳng Dao cắt hình Băng đỡ Sản phẩm Hệ thống Trục cán Động cơ Thuỷ lực Bơm thuỷ lực Xilanh Thuỷ lực Xilanh Thuỷ lực 2.8. SƠ ĐỒ ĐỘNG HỌC TOÀN MÁY Hình 2.40.Sơ đồ động học chung toàn máy Chú thích: 1. Máng dẫn phôi 2. Trục dẫn hướng 3. Trục cán 4. Con lăn dưới 5. Con lăn trên 6. Gối đỡ 7. Băng dẫn sản phẩm 8. Xylanh dao cắt hình 9. Bộ truyền xích 10. Xy lanh dao cắt phẳng 11. Van điều khiển 12. Bộ ổn tốc 13. Động cơ thủy lực 14. Van tràn 15. Động cơ điện 16. Lọc dầu 17. Bể dầu 18. Bơm thủy lực 19. Đồng hồ áp suất 2.9 SƠ ĐỒ HỆ THỐNG THỦY LỰC VÀ CHỌN CÁC PHẦN TỬ THỦY LỰC 2.9.1 Sơ đồ hệ thống thủy lực Hiện nay truyền động bằng thủy lực được ứng dụng rộng rãi trong ngành chế tạo máy, trong các máy xây dựng, máy ép…Nguyên tắc truyền động bằng thủy lực là dùng môi trường chất lỏng(các loại dầu)làm trung gian đẻ truyền lực. Truyền động được thực hiện bằng cách cung cấp cho dầu một năng lượng dưới dạng thế năng, sau đó biến đổi thế năng thành động năng thành động năng để thực hiện các chuyển động quay hoặc tịnh tiến của bộ phận công tác. Và bất kỳ một hệ thống thủy lực nào cũng có các thành phần sau +Cơ cấu biến đổi năng lượng(Bơm, động cơ, xi lanh – piston). Các cơ cấu điều khiển, điều chỉnh(Các loại van) +Các thiết bị ống dẫn bể chứa… M 1 2 3 4 5 6 8 9 7 Hình2.41. Sơ đồ máy cán truyền động bằng thuỷ lực Chú thích: 1. Bể chứa dầu 6. Hộp phân lực 2. Động cơ điện 7. Vít điều chỉnh khe hở 3. Bơm dầu 8. Ổ đỡ 4. Van điều khiển 5. Động cơ dầu 9. Hệ trục con lăn 2.9.2 Chọn các phần tử thủy lực 2.9.2.1 Van tràn và van cản Van tràn dùng để hạn chế việc tăng áp suất chất lỏng khi trị số áp suất chất lỏng vượt quá mức quy định.,van cản dùng để cản đường dầu về ở đường ra giữ cho trong buồng ra luôn chứa dầu. Hình 2.42. Van tràn 2.9.2.2 Bộ ổn tốc: Dùng để ổn định tốc độ, giúp cho cơ cấu chuyển động êm , độ chính xác cao,đảm bảo các thông số nhập vào. Bộ ổn tốc gồm có van giảm áp đặt sau van tiết lưu. 2.92.3 Van Solenoid Dùng để điều khiển chiều quay cho bơm thủy lực và xy lanh thủy lực.Van 4/3 dùng để điều khiển cho bơm thủy lực và van 4/2 điều khiển cho xy lanh thủy lực. Hình2.43. Van solenoid 2.9.2.4. Động cơ dầu và xy lanh thủy lực: Động cơ thủy lực có nhiệm vụ cung cấp mômen xoắn cho cơ cấu chấp hành. Xy lanh thủy lực có nhiệm vụ tạo lực cắt cho dao cắt hình và dao cắt phẳng. Hình 2.44 Xy lanh thủy lực 2.9.2.5. Bơm thủy lực Cung cấp lưu lượng dầu cho động cơ thủy lực và xy lanh thủy lực thông qua các đường ống và các van thủy lực. Hình 2.45 Bơm bánh răng 2.9.2.6. Các thiết bị phụ Lọc dầu,ắc quy dầu,công tắc hành trình,bể chứa và các đường ống. CHƯƠNG III TÍNH TOÁN BỔ TRỢ VÀ KẾT LUẬN 3.1 TÍNH TOÁN ĐỘNG HỌC MÁY VÀ CÁC BỘ PHẬNCẦN THIẾT Tole cán có biên dạng sóng nhất định nên các con lăn dưới và trên tiếp xúc với tole các đường kính khác nhau. Do vậy khi trục cán quay thì vận tốc dài tại các điểm trên các lô cán sẽ khác nhau, khi cán sẽ có hiện tượng trượt tương đối giữa tole và các con lăn cán. Dọc theo biên dạng sóng sẽ có một vị trí mà ở đó không có hiện tượng trượt, vòng tròn qua điểm này trên lô cán có đường kính d thuộc chày và đường kính D thuộc cối. Ta dùng đường kính này để tính toán động học cho máy. Ta chọn đường kính danh nghĩa của chày và cối là d= D= 160 (mm), tốc độ cán tạo sóng là V=25 (mm)/ph), như ở phần trên. Ta có: . (3.1) Vận tốc góc: (3.2) Như vậy sau này khi tính toán bộ truyền xích ta phải lấy trị số vòng quay này để tính tỷ số truyền. 3.2.TÍNH TOÁN ĐỘNG LỰC HỌC MÁY 3.2.1. Tính áp lực cán Thực chất của quá trình cán tole là quá trình uốn kim loại giữa vùng chày và cối. nên áp lực cán tác dụng lên trục cán chính là lực uốn kim loại giữa chày và cối và được xác định theo công thức sau: (3.3) sb:Giới hạn bền của vật liệu làm tấm tole : sb400(Mpa) n: Hệ số đặc trưng của ảnh biến cứng :n = 1,8 S: Chiều dày của phôi tấm, S = 0,5 L : Khoảng cách giữa hai điểm tựa : (mm). B : Chiều rộng vật uốn : B = (2´28,28) + 20 (mm) Để đơn giản ta xem hệ số biến cứng qua các lần cán tạo sóng là như nhau và n = 1.8. Từ đó ta thiết lập bảng sau : [Bảng 3-1]] LẦN CÁN L (mm) B (mm) P (N) A 75,67 76,56 182 B 72,90 76,56 189 C 68 76,56 203 D 60 76,56 230 Từ các kết quả trên, ta thấy lực cán uốn không lớn lắm nên để xác định mômen và công suất động cơ để làm quay trục ta cần tính đến trọng lượng của trục và con lăn theo công thức. Q = m.g (N) (3. 4) Trong đó : m : Là khối lượng của trục và con lăn lắp trên trục. (kg) g : Gia tốc trọng trường : g = 9,8 (m/s2) 3.2.2. Tính khối lượng các con lăn trên (cối) f180 a f75 D B 20 H 3.1. Con lăn trên (cối) [ Bảng 3.1]] CON LĂN D (mm) B (mm) H (mm) Cán lần 1 A 170 75,67 95,67 Cán lần 2 B 160 72,90 92,90 Cán lần 3 C 150 68 88 Cán lần 4 D 140 60 80 Ta gọi : - V1 là thể tích bao con lăn gối có đường kính là f180, chiều cao là H. - V2 là thể tích phần lỗ lắp vào trục có đường kính là f75 và chiều cao là H. - V3 là thể tích phần lòng khuôn lỗ hình thang cân có cạnh lớn là B, cạnh nhỏ là 20 và chiều cao là a. => Thể tích của con lăn : V = V1 - (V2 + V3) (3.5) Khối lượng con lăn : m = V . g (kg) Trong đó : g : Khối lượng riêng của thép : g = 7,85 kg/dm3 H : Chiều rộng con lăn cán (dm) 3.2.2.1. Tính khối lượng con lăn cối cán uốn lần thứ 1 (con lăn A) : mA mA = m1 - (m2 + m3) (3.6) Trong đó : mA : Khối lượng con lăn cối A cần tính m1 : Khối lượng của phần hình bao có f180(mm) m2 : Khối lượng lỗ trục có f75(mm) m3 : Khối lượng hình thang m1 = V1 . g = pR2 . H . g = (3.14 ´ 0,902 ´ 0,9567) ´ 7.85 = 19 (kg) m2 = V2 . g = pR2 . H . g = (3,14 ´ 0,3752 ´ 0,9567) ´ 7,85 = 3,3 (kg) m3 = V3.g = (kg) Trong đó : Ctb : Chu vi trung bình B : Đáy lớn a : Chiều cao Vậy mA = m1 - (m2 + m3) = 19 - (3.3 + 1.03) = 14.67 (kg) 3.2.2.2. Khối lượng con lăn cối cán uốn lần thứ 2 (con lăn B) : mB m1 = V1 . g = pR2 . H . g = (3,14 ´ 0,902 ´ 0,929) ´ 7,85 = 18,55 (kg) m2 = V2 . g = pR2 . H . g = (3,14 ´ 0.3752 ´ 0,929) ´ 7,85 = 3,2 (kg) m3 = V3.g = 0,465 ´ 0,1 ´ 5,338 ´ 7,85 = 1.95(kg) => mB = 18,55 - (3,2 + 1,95) = 13,4 (kg) 3.2.2.3.Khối lượng con lăn cối cán uốn lần thứ 3 (con lăn C) : mC m1 = V1 . g = pR2 . H . g = (3,14 ´ 0,902 ´ 0,88) ´ 7,85 = 17,57 (kg) m2 = V2 . g = pR2 . H . g = (3,14 ´ 0,3752 ´ 0,88) ´ 7,85 = 3,05 (kg) m3 = V3.g = 0.44 ´ 0.15 ´ 5.181 ´ 7.85 = 2.68(kg) => mC = 17,57 - (3,05 + 2,68) = 11,84 (kg) 3.2.2.4: Khối lượng con lăn cối cán uốn lần thứ 4 (con lăn D) : mD m1 = V1 . g = pR2 . H . g = (3,14 ´ 0,902 ´ 0,8) ´ 7,85 = 15,97 (kg) m2 = V2 . g = pR2 . H . g = (3,14 ´ 0,3752 ´ 0,8) ´ 7,85 = 2,77 (kg) m3 = V3.g = 0,4 ´ 0,2 ´ 5,024 ´ 7,85 = 3,16(kg) => mD = 15,97 - (2,77 + 3,16) = 10,04 (kg) d h f75 f140 20 3.2.3 Tính khối lượng cho các con lăn dưới (chày) Hình 3.2. Con lăn dưới (chày) [ Bảng 3-2] ] CON LĂN d (mm) h (mm) A, 150 95.67 B, 160 92.90 C, 170 88 D, 180 80 Ta có : V = (V1 + V2) - V3 Trong đó : V1 : Là thể tích hình trụ có đường kính f140. V2 : Là thể tích hình trụ nhô cao có đường kính f140+a (với a=0¸20) V3 : Là thể tích phần lỗ lắp trục có đường kính f75. Vậy ta có : Khối lượng con lăn cán : m = (m1 + m2) - m3 3.2.3.1 Khối lượng con lăn chày cán uốn lần thứ 1 (Con lăn A) : mA’ m1 = V1 . g = p.R2 . h . g = (3,14 ´ 0,72 ´ 0,9567) ´ 7,85 = 11,56 (kg) m2 = V2 . g = 0,2´3,14( 0,752 – 0,72) ´ 7,85 = 0,36 (kg) m3 = V3.g = p.r2 . h . g = (3,14 ´ 0,3752 ´ 0,9567) ´ 7,85 =3.32(kg) => mA, = (11,56 + 0,36) – 3,32 = 8,6 (kg) 3.2.3.2. Khối lượng con lăn chày cán uốn lần thứ 2 (Con lăn B) : mB’ m1 = V1 . g = p.R2 . h . g = (3,14 ´ 0,72 ´ 0,929) ´ 7,85 = 11,22 (kg) m2 = V2 . g = 0,2´3,14( 0,82 – 0,72) ´ 7,85 = 0,74 (kg) m3 = V3.g = p.r2 . h . g = (3,14 ´ 0,3752 ´ 0,929) ´ 7,85 =3,22(kg) => mB, = (11,22 + 0,74) – 3,22 = 8,74 (kg) 2.2.3.3. Khối lượng con lăn chày cán uốn lần thứ 3 (Con lăn C) : mC’ m1 = V1 . g = p.R2 . h . g = (3,14 ´ 0,72 ´ 0,88) ´ 7,85 = 10,63 (kg) m2 = V2 . g = 0,2´3,14( 0,852 – 0,72) ´ 7,85 = 1,15 (kg) m3 = V3.g = p.r2 . h . g = (3,14 ´ 0,3752 ´ 0,88) ´ 7,85 =3,05(kg) => mC, = (10,63 + 1,15) – 3,05 = 8,73 (kg) 3.2.3.4. Khối lượng con lăn chày cán uốn lần thứ 4 (Con lăn D) : mD’ m1 = V1 . g = p.R2 . h . g = (3,14 ´ 0,72 ´ 0,8) ´ 7,85 = 9,66 (kg) m2 = V2 . g = 0,2´3,14( 0,92 – 0,72) ´ 7,85 = 1,58 (kg) m3 = V3.g = p.r2 . h . g = (3,14 ´ 0,3752 ´ 0,8) ´ 7,85 =2,77(kg) => mD, = (9,66 + 1,58) – 2,77 = 8,47 (kg) [Bảng 3-3]] CON LĂN KHỐI LƯỢNG CON LĂN TRÊN (CỐI) (kg) KHỐI LƯỢNG CON LĂN DƯỚI (CHÀY) (kg) Cán lần thứ 1 A 14,67 8,60 Cán lần thứ 2 B 13,40 8,74 Cán lần thứ 3 C 11,84 8,73 Cán lần thứ 4 D 10,04 8,47 3.2.4. Tính toán khối lượng trục cán Ta chọn sơ bộ các kích thước của trục như sau : d L3 L2 L1 d D Hình 3.3. Sơ đồ trục cán Ta chọn : D = 75 (mm) d = 0,65 D = 50 (mm) L1 = 40 (mm) L2 = 1310 (mm) L3 = 150 (mm) Khối lượng của trục như sau : mtr = m1 + m2 + m3 (kg) (3.7) Trong đó : + m1 : Khối lượng phần trục có chiều dài L1 : f 50 (mm) m1 = V1 . g = p.R2 . L1 . g = (3,14 ´ 0,252 ´ 0,40) ´ 7,85 = 0,62 (kg) + m2 : Khối lượng phần trục có chiều dài L2 : f 75 (mm) m2 = V2 . g = p.R2 . L2 . g = (3,14 ´ 0,3752 ´ 13,1) ´ 7,85 = 45 (kg) + m3 : Khối lượng phần trục có chiều dài L3 : f 50 (mm) m3 = V3 . g = p.R2 . L3 . g = (3,14 ´ 0,252 ´ 1,5) ´ 7,85 = 2,45 (kg) Vậy khối lượng của trục cán là : mtr = m1 + m2 + m3 = (0,62 + 45 + 2,45) = 48,07 (kg) 3.2.5.Tính mômen cán + Ta có áp lực tole tác dụng lên các con lăn trục là : PL = S . P (3.8) Trong đó : P : Là lực uốn từng phần qua các con lăn tạo sóng + Áp lực tác dụng lên cổ trục cán : R (N) - Đối với trục cán trên : R = QT + PL (N) (3.9) - Trục cán dưới : R = QD + PL (N) (3.10) Q : Trọng lượng các con lăn và trục cán (N) + Mômen cần thiết để quay trục được tính theo công thức. M = Mms + Mmsl + Mc (N.mm) (3.11) Ta có : + Mms : Là mômen ma sát sinh ra tại cổ trục (N.mm) Mms = R. f1. (N.mm) (3.12) Trong đó : f1 : Hệ số ma sát của ổ đỡ trục, chọn f1 = 0,1 R : Lực tác dụng lên cổ trục (N) d : Đường kính cổ trục cán d = 50 (mm) + Mmsl : Mômen ma sát lăn giữa tole và con lăn cán (N.mm) Mmsl = PL . f2 . (N.mm) (3.13) Trong đó : PL : Lực của kim loại tác dụng lên con lăn trục. (N) f2 : Hệ số ma sát chọn f = 0,5( vì kim loại phủ sơn) D : Đường kính con lăn (mm) + Mc : Mômen cán để làm biến dạng kim loại (N.mm) Mc = PL. a . L (N.mm) (3.14) Trong đó : PL : Lực uốn của kim loại tác dụng lên con lăn trục (N) a : Hệ số tay đòn khi cán hình đơn giản. a = ( 0,45 ¸ 0,5 ) chọn a = 0,5 . L : Chiều dài tiếp xúc của kim loại với con lăn cán (mm) Lô cán Tole S a R a O A B Hình 3.4 Sơ đồ tính chiều dài tiếp xúc giữa tole và con lăn cán Theo hình ta có : (3.15) Mà : (3.16) Khi tính toán ta lấy đường kính danh nghĩa cho các con lăn f = 160 (mm), trong quá trình cán đường kính ngoài của các con lăn cối lăn f180 không thay đổi mà chỉ thay đổi khoảng cách gối và chiều sâu của cối. Còn đường kính làm việc của chày thì thay đổi trong một khoảng a qua các lần cán A, B, C, D (5, 10, 15, 20)mm. Đường kính của chày thay đổi từ f150, f160, f170, f180 nín ta c như sau : Cân lần 1 : Cân lần 2 : Cân lần 3 : Cán lần 4 : Do vậy ta có chiều dài tiếp xúc giữa kim loại và con lăn cán là. Khi cán lần 1 : Khi cán lần 2 : Khi cán lần 3 : Khi cán lần 4 : Áp dụng vào các công thức trên và ta lập được bảng sau: + Trục trên được đánh số từ : 1, 2 ... 21 + Trục dưới được đánh số từ : 1', 2' ... 21' [Bảng 3-4]] Trục cán PL (N) Q (N) R (N) L (mm) Mms (N.mm) Mmsl (N.mm) Mc (N.mm) M (N.mm) 1 182 615 797 1992,5 7280 9272,5 1’ 182 555 737 27,475 1842,5 7280 2500,2 11623 2 189 602 791 1977,5 7560 9537,5 2’ 189 557 746 28,41 1865 7560 2684,7 12110 3 203 587 790 1975 8120 10095 3’ 203 563 766 29,285 1915 8120 2972,4 13007 4 230 569 799 1997,5 9200 11198 4’ 230 554 784 30,128 1960 9200 3464,7 14625 5 364 857 1221 3052,5 14560 17613 5’ 364 722 1086 54,95 2715 14560 10001 27276 6 378 831 1209 3022,5 15120 18143 6’ 378 726 1104 56,82 2760 15120 10739 28619 7 406 801 1207 3017,5 16240 19258 7’ 406 732 1138 58,57 2845 16240 11889 30974 8 460 766 1226 3065 18400 21465 8’ 460 720 1180 60,256 2950 18400 13859 35209 9 364 1054 1418 3545 14650 18105 9’ 364 889 1253 54,95 3132,5 14650 10001 27694 10 378 1029 1407 3517,5 15120 18638 10’ 378 891 1269 56,82 3172,5 15120 10739 29032 11 406 998 1404 3510 16240 19750 11’ 406 891 1297 58,57 3242,5 16240 11889 31372 12 460 963 1423 3557,5 18400 21958 12’ 460 886 1346 60,256 3365 18400 13859 35624 13 364 1251 1615 4037,5 14560 18598 13’ 364 1055 1419 54,95 3547,5 14560 10001 28109 14 378 1029 1407 3517,5 15120 18638 14’ 378 891 1269 56,82 3472,5 15120 10739 29032 15 406 998 1404 3510 16240 19750 15’ 406 891 1297 58,57 3242,5 16240 11889 31372 16 460 963 1423 3557,5 18400 21958 16’ 460 886 1346 60,256 3365 18400 13859 35624 17 364 1251 1615 4037,5 14560 18598 17’ 364 1055 1419 54,95 3547,5 14560 10001 28109 18 378 1226 1604 4010 15120 19130 18’ 378 1057 1435 56,82 3587,5 15120 10739 29447 19 406 1195 1601 4002,5 16240 20243 19’ 406 1057 1463 58,57 3657,5 16240 11889 31787 20 460 1357 1817 4542,5 18400 22943 20’ 460 1218 1678 60,256 4195 18400 13859 36454 21 460 1357 1817 4542,5 18400 22943 21' 460 1218 1678 60,256 4195 18400 13859 36454 Tổng cộng : 961374 3.2.6. Tính công suất động cơ Công suất động cơ bằng tổng công suất trên các trục cán, do đó ta phải tính công suất trên từng trục cán và công suất của các trục được tính theo công thức sau: NTR = M.w (KW) (3- 17) Trong đó : NTR : Công suất trục cần tính M : Mômen cần thiết để quay trục ( N.m) w : Vận tốc góc của trục ( rad/s ) Số liệu và kết quả tính toán công suất trên các trục được ghi trong bảng [3-6] [Bảng3-5] Trục cán M(N.mm) w (1/s) N (kw ) 1 9272,5 5,00 0,046 1’ 11622,7 5,00 0,058 2 9537,5 5,00 0,047 2’ 12109,7 5,00 0,06 3 10095 5,00 0,05 3’ 13007,4 5,00 0,065 4 11197,5 5,00 0,056 4’ 14624,7 5,00 0,07 5 17612,5 5,00 0,088 5’ 27276 5,00 0,136 6 18142,5 5,00 0,09 6’ 28619 5,00 0,14 7 19257,5 5,00 0,096 7’ 30974 5,00 0,15 8 21465 5,00 0,1 8’ 35208,8 5,00 0,17 9 18105 5,00 0,09 9’ 27693,5 5,00 0,14 10 18637,5 5,00 0,09 10’ 29031,5 5,00 0,15 11 19750 5,00 0,098 11’ 31371,5 5,00 0,16 12 21957,5 5,00 0,1 12’ 35623,8 5,00 0,18 13 18597,5 5,00 0,09 13’ 28108,5 5,00 0,14 14 18637,5 5,00 0,096 14’ 29031,5 5,00 0,145 15 19750 5,00 0,098 15’ 31371,5 5,00 0,16 16 21957,5 5,00 0,1 16’ 35623,8 5,00 0,18 17 18597,5 5,00 0,09 17’ 28108,5 5,00 0,14 18 19130 5,00 0,096 18’ 29446,5 5,00 0,15 19 20242,5 5,00 0,1 19’ 31786,5 5,00 0,16 20 22942,5 5,00 0,11 20’ 36453,8 5,00 0,18 21 22942,5 5,00 0,11 21' 36453,8 5,00 0,18 Tổng cộng : 4.76 (kw) Vậy tổng công suất trên các trục là: SN = 4,76 (kw) Do đó công suất cần thiết Nct. Nct = ( kw) (3-18) Trong đó : åN : Tổng công suất trên các trục h : Hiệu suất của bộ truyền xích và ổ lăn chọn h = 0,98 Vậy ta có : Nct = Từ đó ta chọn động cơ điện như sau : Kiểu động cơ : A0p2 - 42 - 4 Ndc = 5.5(Kw) n = 1450 (vòng/phút) 3.2.7. Tính toán lực cắt và lực chặn phôi Trong máy cán tole tạo sóng mà ta thiết kế được bố trí hai dao cắt, một dao dùng để cắt trước, cắt phôi ra khỏi máy ngưng đưa phôi vào các lô cán. Và một dao cắt sau dùng để cắt sản phẩm ra khỏi máy cán. Chiều rộng cắt ở hai dao là như nhau nên ta chỉ cần tính cho một dao rồi suy ra dao còn lại. Cả hai dao đều dẫn động bằng cơ cấu thuỷ lực lưỡi dao nghiêng một góc (2¸60) và chiều dày phôi cắt S < 1(mm) Ta có sơ đồ máy cắt như sau: g P P Q a a Hình 3.5 Sơ đồ tính lực cắt, lực chặn phôi Do lưỡi cắt trên và lưỡi cắt dưới có khe hở Z với nhau nên lực cắt P ở hai lưỡi dao lệch nhau tạo mmen quay làm ảnh hưởng tới chất lượng mặt cắt. Mômen làm quay phôi là : M = P.a (3.19) a = (1.5¸2)Z Mômen làm tấm kim loại quay đi một góc trước khi bị cắt đứt làm bề mặt cắt bị xước, mép cắt không sắc. Do vậy ta phải khắc phục hiện tượng này bằng cách tác dụng vào lực Q trước dao cắt chống lại lực P làm Q quay đi một góc. Và Q chính là lực tác dụng của l sửa tính trên cặp trục số 21. Lực cắt P được tính như sau : (N) (3.20) Và công A cần thiết để cắt hết chiều dài vật liệu là : (4-21) Trong đó : B : Chiều dài cắt (mm) :B = 1200 (mm) S : Chiều dăy vật liệu (mm) : S = 0,5 (mm) tc : Ứng suất cắt (N/mm2) : tc = (0.8 ¸ 0.9) sb Phôi tấm để cán tole có : sb = 400 (MPa) Do đó : tc = 0.85 ´ 400 = 340 (MPa) a : Góc nghiêng của dao : a = (2 ¸ 6o) chọn a = 2o Z : Khe hở dao trên và dao dưới Z = (0.5¸0.7) (mm) => a = 2 . Z = 2 ´ 0.5 = 1(mm) + Vậy lực cắt P sẽ là : + Lực chặn phôi : Q = ( 0.3 ¸ 0.4) P Lấy Q = 0.35 P => Q = 0.35 ´ 1460 = 511(N) + Mômen quay M : M = P.a = 1460 ´ 1 = 1460(N.mm) 3.2.8. Tính toán cho động cơ thủy lực Như đã tính ở phần trước thì mômen quay Mx= 961374 (N.mm)96137,4(N.cm) Ta có phương trình cân bằng momen như sau: (2.37) Trong đó: p1, p2 : Áp suất vào, ra của động cơ Mx : Mômen xoắn trên trục động cơ Mms : Mômen ma sát Mqt : Mômen quán tính Với: Mms=fW.W fW :Hệ số ma sát W : Vận tốc góc của bơm Mqt= (2.38) J: Mômen quán tính Ở chế độ xác lập ,P20,bỏ qua ma sát Mms ta được: (2.39) Chọn P1=250kg/cm2 (cm3/vòng) Phưng trình lưu lượng: (2.40) Trong đó: : Hệ số ma sát dầu với đường ống C: Hệ số tổn thất do độ cứng của dầu Bỏ qua các tổn thất ta có: (cm3/ph) Chọn n=150 (v/ph) (cm3/ph)=57,75(l/ph) Vậy ta chọn động cơ Q=60(l/ph) 3.2.9. Tính toán thuỷ lực cụm xylanh - piston truyền động cho dao cắt Nguồn truyền động cho hai hệ thống dao cắt đều đi từ nguồn cung cấp của bơm dầu, và các bộ phận thuỷ lực truyền động không cùng 1 lúc. Trong khi đó lực cắt của dao cũng không lớn lắm và ở phần trước ta đã tính lực cắt là : Pc = 1460 (N). Ta có sơ đồ truyền động của cụm xilanh - piston thuỷ lực như sau : P1 P2 A1 A2 FL Hình 2.46. Piston-Xilanh thuỷ lực dao cắt Ta có các phương trình cân bằng như sau : Phương trình cân bằng lực : (2.41) Trong đó : PL : Lực cắt (N). P1 : Ap suất dầu vào A1 :Diện tích bề mặt piston trên :(mm2) A2 : Diện tích bề mặt piston lùi phía dưới : (mm2) Fms : Lực ma sát của xy lanh(Bỏ qua do lực cắt rất lớn) Fqt : Lực quán tính (Ta bỏ qua lực uán tính do lực quán tính rất nhỏ so với lực cắt) p20p1A1=FL Chọn p1 = 4(kg/cm2) Đường kính D của piston được xác định theo công thức (2.42) Do đó ta chọn D = 80 (mm) Phương trình cân bằng lưu lượng : (2.43) Bỏ qua ma sát và lực quán tính ta được : Vận tốc cắt là : (2.44) =0,2(m/s) Vận tốc lên dao là : (2.45) Chọn đường kính cán piston là d = 40(mm) Vậy =0,7(m/s) Công suất cắt là : N = PC ´ V1 = (2.46) Công suất cần thiết dao cắt là : Nct = (2.47) 3.2.10.Xác định các thông số của bơm thuỷ lực Vì bơm thuỷ lực ở máy này là dùng cung cấp lưu lượng cho toàn hệ thống thuỷ lực mà ở đó công suất cần thiết cho dộng cơ dầu là lớn nhất. Và ở đây ta cũng bỏ qua tổn thất thuỷ lực, các hệ thống thủy lực không hoạt động cùng một lúc. Lưu lượng của bơm phải lớn hơn lưu lượng của một trong ba hệ thống thuỷ lực hoạt động : Qb > Qct Vậy ta chọn như sau : Lưu lượng riêng của bơm là :qb = 50 ( cm3/vòng) Số vòng quay là : nb = 1200 (vòng /phút) Do đó lưu lượng của bơm dầu là : Qb = qb ´ nb = 50 ´ 1200 = 60000 (cm3/phút) = 60 (dm3 /phút) = 60(lít/phút) Vậy : Qb = 60 (lít/phút) > Qct = 53.3 (lít/phút) : Do đó thoả mãn yêu cầu cung cấp lưu lượng. Ap suất làm việc của bơm dầu : (2.48) Trong đó : Nb : Công suất của bơm dầu Nb = 7.5 (Kw) Qb : Lưu lượng bơm Qb= 60 (lít/phút) = 76.5´104 (N/m2) Chọn van tràn : Ta chọn van có lưu lượng lớn hơn lưu lượng cần thiết là : Q > Qct = 53,3(lít/phút) + Ống dẫn dầu : Thường dùng trong hệ thống thủy lực là ống bằng nhôm, đồng, thép hoặc ống su mềm có các sợi nylon. Chọn đường kính ống : Chọn đường kính ống theo công thức như sau: d = 4.6 (mm) (2.49) Vận tốc dầu trong ống dẫn thường dùng là : - Ống hút : V = 1,5 ¸ 2 (m/s) chọn V = 2(m/s) - Ống đẩy : V = 3 5 (m/s) chọn V = 4(m/s) Lưu lượng dầu qua ống : Q = 53.3 (lít/phút) Do đó : Đường ống hút : dh= 4.6 (mm) Chọn dh = 24 (mm) Đường ống đẩy : dd = 4.6 (mm) Chọn dd = 16 (mm) 3.3. TÍNH TOÁN BỘ TRUYỀN XÍCH 3.3.1. Đặc điểm của truyền động xích Truyền động xích thường dùng với khoảng cách trục trung bình, có kích thước tương đối nhỏ gọn hoặc tỷ số truyền không thay đổi. So với truyền động bằng bánh vít - trục vít truyền động xích có kích thước nhỏ gọn hơn, giá thành thấp hơn, hiệu suất của bộ truyền khá cao nếu chăm sóc bảo dưỡng tốt, lực tác dụng lên trục nhỏ. Tuy nhiên bộ truyền xích đòi hỏi chế tạo và lắp ráp khá phức tạp, phải có chế độ bôi trơn, bảo dưỡng tốt. Bộ truyền xích có thể truyền công suất lên đến 3500(kw), nhưng thường dùng trong khoảng dưới 100 (kw), xích thường làm việc với vận tốc không quá 15 (m/s) tỷ số truyền i £ 8. Ta có sơ đồ bộ truyền xích thiết kế : Hình ( 5.1) Tỷ số truyền chung của bộ truyền xích là : i = i1.i2.i3 = Mà i3 = 1, nên ta có i = i1.i2 = 3, ta chọn i1 = 2 và i2 = 1,5 Từ đó ta tính toán các bộ truyền như sau : 1 2 3 Z1 Z2 Z3 Z4 Hình 3.6. Sơ đồ bộ truyền xích Yêu cầu thiết kế + Công suất tải : 5 (kw) + Số vòng quay của trục bi dẫn : n2 = 49.76 (vòng/phút) 3.3.2 .Thiết kế bộ truyền xích 1-2 Chọn loại xích Ta chọn loại xích ống con lăn 1 dãy. Xác định số răng đĩa xích Số răng của xích càng ít thì xích càng bị mòn nhanh, va đập càng tăng làm việc ồn, do đó cần hạn chế số răng nhỏ nhất của đĩa xích. => Tỷ số truyền : (3.22) Với tỷ số truyền i1 = 2 ta chọn số răng đĩa dẫn : Z1 = 19 răng. Số răng đĩa bị dẫn : Z2 = i1 . Z1 = 2 . 19 = 38 răng (3.23) Xác định bước xích : (t) Bước xích t được chọn theo điều kiện hạn chế áp suất sinh ra trong bản lề và số vòng quay trong 1 phút của đĩa xích phải nhỏ hơn số vòng quay giới hạn. Để tìm bước xích t trước hết ta định hệ số điều kiện sử dụng. K = Kđ . KA . Ko . Kđc . Kb . Kc (3.24) Kđ : Hệ số xét đến tải trọng ngoài, vì tải trọng êm ta chọn Kđ = 1 KA : Hệ số xét đến chiều dài xích, chọn KA = 1 Ko : Hệ số xét đến cách bố trí bộ truyền, nếu đường nối tâm của xích làm với phương ngang một góc 60 thì Ko = 1.25, chọn K0 = 1.25 Kđc : Hệ số xét đến khả năng điều chỉnh lực căng xích, chọn Kđc=1 Kb : Hệ số xét đến điều kiện bôi trơn, chọn Kb = 1 Kc : Hệ số xét đến chế độ làm việc của bộ truyền, chọn Kc = 1 Vậy K = 1 ´ 1 ´ 1.25 ´ 1 ´ 1 ´ 1 = 1.25 Xác định công suất tính toán cho bộ truyền xích : Nt = K . KZ . Kn . N (3.25) Trong đó : N : Công suất danh nghĩa : N = 5 (kw) K : Hệ số điều kiện sử dụng : K = 1 KZ : Hệ số răng đĩa dẫn : (3.26) Với Zo1 = 25 => Kn : Hệ số vòng quay đĩa dẫn : (3.27) Chọn no1 = 200 (vòng/ph) => Nt = 1,25´1,3´1,33´5 = 10,8(Kw) Tra bảng trị số công suất cho phép với no1 = 200 (v/ph) , Nt = 10,8 (Kw) ta chọn được xích ống con lăn 1 dãy với bước t = 25.4 (GOCT 10947 - 64), diện tích bản lề F = 179.7 (mm2) có công suất tải cho phép [Nt] = 11.4 (Kw), tải trọng phá hỏng Q = 50.000 (N), khối lượng 1 mét xích q = 2.57 (kg) Vậy thoả mãn điều kiện tải. [N] = 11,4 (Kw) > Nt = 10,8 (Kw) Kiểm nghiệm số vòng quay đĩa xích dẫn theo điều kiện : n1 £ ngh Trong đó : ngh : Số vòng quay giới hạn phụ thuộc vào t, số răng đĩa xích dẫn ta tra bảng thì ngh = 1020(vòng/phút). Thoả mãn điều kiện sử dụng với n1 = 150 (vòng/phút) Định khoảng cách trục A và số mắt xích x Ta chọn khoảng cách trục A = (30¸50)t (mm) ta chọn A = 762(mm) => Số mắt xích : (3.28) = 28,5 + 60 + 0,305 = 88,8 Ta chọn X = 89 mắt xích Kiểm nghiệm số lần va đập trong 1 giây. (3.29) Tra bảng số lần va đập cho phép trong 1 giây [U] = 30 Vậy thoả mãn điều kiện làm việc [U] = 30 > U = 2,135 Tính chính xác khoảng cách trục A . (3.30) = (mm) Để xích khỏi bị lực căng quá lớn, ta giảm khoảng cách trục xuống 1 khoảng: DA = (0.002¸0.004)A DA = 0.003 ´ A = 0.003 ´ 764,5 = 2.3 (mm) Vậy khoảng cách trục A chính xác là : A = 764,5-2,3 = 762,2(mm) Xác định đường kính vòng chia của các đĩa xích (3.31) + Đường kính vòng chia đĩa dẫn : + Đường kính vòng chia đĩa bị dẫn : Lực tác dụng lên trục (3.32) Trong đó : Kt : Hệ số xét đến tác dụng của trọng lượng xích lên trục: Kt = 1.05 3.2.3 . Thiết kế bộ truyền xích 3-4 Chọn loại xích: Ta chọn loại xích ống con lăn 1 dãy. Xác định số răng đĩa xích Số răng của xích càng ít thì xích càng bị mòn nhanh, va đập càng tăng làm việc ồn, do đó cần hạn chế số răng nhỏ nhất của đĩa xích. => Tỷ số truyền : (3.33) Với tỷ số truyền i2 = 1,5 ta chọn số răng đĩa dẫn : Z3 = 19 răng. Số răng đĩa bị dẫn : Z4 = i2 . Z3 = 1,5 . 19 = 29 răng (3.34) Xác định bước xích : (t) Bước xích t được chọn theo điều kiện hạn chế áp suất sinh ra trong bản lề và số vòng quay trong 1 phút của đĩa xích phải nhỏ hơn số vòng quay giới hạn. Để tìm bước xích t trước hết ta định hệ số điều kiện sử dụng. K = Kđ . KA . Ko . Kđc . Kb . Kc (3.35) Trong đó : Kđ : Hệ số xét đến tải trọng ngoài, vì tải trọng êm ta chọn Kđ = 1 KA : Hệ số xét đến chiều dài xích, chọn KA = 1 Ko : Hệ số xét đến cách bố trí bộ truyền, nếu đường nối tâm của xích làm với phương ngang một góc 60 thì Ko = 1.25, chọn K0 = 1 Kđc : Hệ số xét đến khả năng điều chỉnh lực căng xích, chọn Kđc=1 Kb : Hệ số xét đến điều kiện bôi trơn, chọn Kb = 1 Kc : Hệ số xét đến chế độ làm việc của bộ truyền, chọn Kc = 1 Vậy K = 1 ´ 1 ´ 1 ´ 1 ´ 1 ´ 1 = 1 Xác định công suất tính toán cho bộ truyền xích : Nt = K . KZ . Kn . N (3.36) Trong đó : N : Công suất danh nghĩa : N = 4,9 (kw) K : Hệ số điều kiện sử dụng : K = 1 KZ : Hệ số răng đĩa dẫn : (3.37) Với Zo1 = 25 => Kn : Hệ số vòng quay đĩa dẫn : (3.38) Chọn no1 = 50 (vòng/ph) => => Nt = 1´1,3´0,67´4,9 = 4,27(Kw) Tra bảng trị số công suất cho phép với no1 = 50 (v/ph) , Nt = 4,27 (Kw) ta chọn được xích ống con lăn 1 dãy với bước t = 19,05 (GOCT 10947 - 64), diện tích bản lề F = 105,8 (mm2) có công suất tải cho phép [Nt] = 5 (Kw), tải trọng phá hỏng Q = 25.000 (N), khối lượng 1 mét xích q = 1,52 (kg) Vậy thoả mãn điều kiện tải. [N] = 5 (Kw) > Nt = 4,27 (Kw) Kiểm nghiệm số vòng quay đĩa xích dẫn theo điều kiện : n1 £ ngh Trong đó : ngh : Số vòng quay giới hạn phụ thuộc vào t, số răng đĩa xích dẫn ta tra bảng thì ngh = 1450(vòng/phút). Thoả mãn điều kiện sử dụng với n1 = 75 (vòng/phút) Định khoảng cách trục A và số mắt xích x Ta chọn khoảng cách trục A = 320(mm) => Số mắt xích : (3.39) = 24 + 33,59 + 0,15 = 57,74 Ta chọn X = 58 mắt xích Kiểm nghiệm số lần va đập trong 1 giây. (3.40) Tra bảng số lần va đập cho phép trong 1 giây [U] = 35 Vậy thoả mãn điều kiện làm việc [U] = 35 > U = 1,64 Tính chính xác khoảng cách trục A . (3.41) = (mm) Để xích khỏi bị lực căng quá lớn, ta giảm khoảng cách trục xuống 1 khoảng: DA = (0.002¸0.004)A DA = 0.003 ´ A = 0.003 ´ 322,4 = 0,97 (mm) Vậy khoảng cách trục A chính xác là : A = 322,4-0,97 = 321,43(mm) Xác định đường kính vòng chia của các đĩa xích (3.41) + Đường kính vòng chia đĩa dẫn : + Đường kính vòng chia đĩa bị dẫn : Lực tác dụng lên trục (3.43) Trong đó : Kt : Hệ số xét đến tác dụng của trọng lượng xích lên trục: Kt = 1.05 33.4 . Thiết kế bộ truyền xích 5-6 Truyền động giữa các trục cán với nhau có tỷ số truyền i = 1 và công suất dẫn động không lớn. Và ở đây ta tính toán cho trục cán có công suất lớn nhất là trục số 21 có công suất N = 0.18 (kw) với số vòng quay đĩa xích là 49.76 (vòng/phút). Tra bảng ta chọn được loại xích ống con lăn có bước xích 12.7 (mm), diện tích bản lề F = 39.6(mm2), công suất cho phép [N] = 0.35(kw), Số vòng quay giới hạn ngh= 2500 (vòng/phút) và tải trọng phá hỏng là 18000 (N). Chọn theo kinh nghiệm thực tế của các máy cán ta chọn số răng các đĩa xích lắp trên trục là Z = 19 răng với bước xích t = 12.7 (mm) Chọn khoảng cách giữa 2 trục cán : A = 320 (mm) Do đó ta có số mắt xích X là: (3.44) Vì Z1 = Z2 = Z = 19(răng) nên ta có công thức sau: Nên ta chọn : X = 69 (mắt xích) + Kiểm nghiệm số lần va đập trong 1 giây. Trong đó : n : Số vòng quay trục cán n = 49.76 (vòng/phút) Tra bảng ta có [u] = 60 > u = 0.91 : Thoả mãn điều kiện va đập. + Tính chính xác khoảng cách trục A theo số mắt xích đã chọn. (3.45) Mà Z = Z1 = Z2 = 19 nên ta có : = = 317.5 (mm) Để xích khỏi chịu lực căng quá lớn, ta phải rút bớt khoảng cách trục xuống một khoảng là. DA = (0.002¸0.004)A = 0.002´317.5 = 0.635(mm) Vậy ta chọn chính xác khoảng cách trục A là : A = 317.5-0.635 = 316.865(mm), ta lấy A = 317(mm) + Đường kính vòng chia đĩa xích : Lực tác dụng lên trục R = 3.4. THIẾT KẾ TRỤC CÁN 3.4.1. Trục cán Trục cán trong máy này có nhiệm vụ tạo biên dạng sóng tole theo yêu cầu, là bộ phận chủ yếu trong máy thông qua nó và các con lăn cán tác dụng lực làm biến dạng kim loại và hình thành các sóng tole. Các phương pháp chế tạo trục cán là: + Chế tạo trục cán và các con lăn liền khối với phương pháp này thì có nhược điểm là khó chế tạo, tốn kém khả năng thay thế khó vì phải thay cả trục . + Chế tạo trục có dạng trục trơn với đường kính và chiều dài nhất định trên trục có các rãnh then để lắp các con lăn cán. Với phương pháp này thì thuận tiện trong việc chế tạo và kiểm tra, dễ thay thế sửa chữa khi trên trục có lỗ hình bị hư hỏng. Trên máy này ta có ba loại trục sau: +Loại trục ngắn, trục bị động với số lượng 21 trục. +Loại trục dài để lắp các đĩa xích dẫn động cho toàn máy với số lượng 20 trục. +Loại trục dài để dẫn động vào từ động cơ thuỷ lực đến trục cán, số lượng 1 trục. Ta có kết cấu trục cán như sau : Hình ( 5.2) Trong đó : D : Đường kính trục phần lắp ghép các con lăn cán (mm) dc : Đường kính trục phần lắp ghép các ổ lăn (mm) dx : Đường kính trục phần lắp ghép các đĩa xích (mm) l1 : Phần trục cán để lắp các con lăn cán (mm) l2 : Chiều dài cổ trục lắp ổ lăn (mm) l3 : Chiều dài trục lắp các đĩa xích (mm) l1 dC D l2 dX L = 1500 l2 dC l3 Hình 3.7. Kết cấu trục cán II Ta chọn sơ bộ các kích thước trục cán như sau : D = 75 (mm) dc = 50 (mm) dx = 45 (mm) l1 = 1310 (mm) l2 = 40 (mm) l3= 110 (mm) Số vòng quay trục cán là: n = 49,76 (vòng/phút) Ở đây ta tính cho công suất cần truyền động cho toàn máy là 4,86 (Kw), mà các trục dài là các trục dẫn động. Do đó ta chọn công suất dẫn động cho trục dài bằng 60% công suất dẫn động toàn máy, nên ta có công suất như sau: Ntt = Nct ´ 60% = 4,86 ´ 60% = 2,9 (Kw) (3.46) Momen xoắn sinh ra trên trục sẽ là : 3.4.2.Trình tự thiết thiết kế Chọn vật liệu Thép CT5 có : σb=550 N/mm2,σ=280 N/mm2 Tính sức bền trục Chọn sơ bộ: Để xác định đường kính trục ta có thể dùng công thức sơ bộ chỉ xét tới tác dụng của mômen xoắn trên trục, không xét đến tải trọng gây biến dạng uốn. ta áp dụng công thức sau: (mm). Trong đó : d: Đường kính sơ bộ,(mm) Mx :Mômen xoắn ,(N.mm) [τ]x : Ứng suất xoắn cho phép, chọn [τ]x =10 Trong đó ta chọn d=75(mm). Tính gần đúng trục Ta có : + Lực của bộ truyền xích là : R=5685,58(N) + Tải trọng : P=460 (N) Ta chọn chiều rộng của của ổ lăn B=20(mm) a/ Tính trục dài  Ta có mômen và lực tác dụng lên trục là : R=5685,85(N) F=460(N) (N.mm) (N.mm) A B F RAY RAX RBY 681 681 80 C R D 50 RBX R Hình 3.8. Sơ đồ lực tác dụng Phương Y : A B F RAY RBY 681 681 80 C D 50 Ta có : + + Phương X : A B RAX RBX 1362 80 D 50 R R + + + Giá trị mômen uốn tổng cộng tại tiết diện chịu tải lớn nhất. Đường kính trục tại tiết diện đó được tính theo công thức sau: (mm) (3.47) Với : (3.48) Trong đó : Mtđ : Mômen tương đương (Nmm) Mu, Mx : Mômen uốn và mômen xoắn ở tiết diện đang tính (Nmm) Với : (3.49) Mux, Muy : Momen uốn theo phương x và theo phương y. [s] : Ứng suất cho phép ta tra bảng; [s] = 48 (N/mm2) Tại vị trí A : MUY = F.681-RBY.1362 (N.mm) MUY = 313260 - 313260 = 0 (N.mm) MUX = R .130 - R.80= 284292,5 (N.mm) Tại vị trí C : MUY = RBY.681= 156630 (N.mm) MUX = RBX.681 = 142146,25 (N.mm) Tại vị trí D : MUY = RAY.80 + F.(80 + 681) + RBY(1362 + 80) = 0 (N.mm) MUX = R.50 = 284292,5 (N.mm) Mô men uốn tương đương tại A là : Ta có : = 285862,4 (N.mm) Trị số ứng suất cho phép của thép chế tạo trục [s] = 48 (N/mm2), nên ta có : Vậy ta chọn d = 75(mm) là thoả mãn RAY RBY F C B A RAX MUY (N.mm) MUX (N.mm) MX (N.mm) 156630 284292,5 278285,77 34545,82 142146,25 D 130 681 681 80 RBX R Hình 3.8 .Biểu đồ mômen + Kiểm nghiệm trục theo hệ số an toàn. Bước tính kiểm nghiệm trục tiến hành sau khi đã định được kết cấu trục, ở đây xét ảnh hưởng của một số yếu tố quan trọng đến sức bền mỏi của trục như đặc tính thay đổi chu kỳ ứng suất, sự tập trung ứng suất, chất lượng bề mặt... Hệ số an toàn được xác định theo công thức sau: (3.50) Trong đó : ns : Hệ số an toàn chỉ xét riêng ứng suất pháp, vì trục quay nên ứng suất pháp biến đổi theo chu kỳ đối xứng do đó. (3.51) + nt : Hệ số an toàn xét riêng ứng suất tiếp. (3.52) Trong các công thức trên thì : s-1, t-1 : Giới hạn mỏi uốn và xoắn đối với chu kỳ đối xứng có thể lấy gần đúng. s-1 = (0,45 ¸ 0,5) sb Lấy s-1 = 0,45. sb => s-1 = 0,45 . 550 = 247,5 (N/mm2) t-1 = (0,2 ¸ 0,3) sb Lấy t-1 = 0,25. sb = 0,25 . 550 = 137,5 (N/mm2) + sa, ta : Biên độ ứng suất pháp và ứng suất tiếp sinh ra trong tiết diện trục Ta tra bảng nên ta có : Mômen cán uốn : W = 6150 (mm3) Mômen cán xoắn : W0 = 13720 (mm3) (3.53) (3.54) Tra bảng theo vật liệu ta được : b = 1 : Hệ số tăng bền ys = 0,1; es = 0,74; yt = 0,05; et = 0,62; Ks = 1,63; Kt = 1,5 Vậy : n = 2,8 » [n] = 1,5 ¸ 2,5 thoả mãn điều kiện an toàn. + Kiểm nghiệm trục khi quá tải đột ngột. Khi quá tải đột ngột trục có thể bị gãy hoặc bị biến dạng dẻo quá lớn. Điều kiện để đảm bảo trục làm việc bình thường là : (3.55) Trong đó : (3.56) (3.57) Mu, Mx : Mômen uốn và mômen xoắn lớn nhất tại tiết diện nguy hiểm . sch : Giới hạn chảy của vật liệu trục : sch = 280 (N/mm2) Mà [s] = 0,8 sch = 0,8 . 280 = 224 (N/mm2) Vậy stđ = 6,64(N/mm2) < [s] = 224 (N/mm2) thoả điều kiện quá tải. + Kiểm tra độ võng trục cán : Trục cán của chúng ta có kết cấu không phức tạp nên để đơn giản, ta có trục như một dầm có tiết diện không đổi đặt lên hai gối tựa cách nhau 1 đoạn L = 1362 (mm). Lực tác dụng lên trục ta xem coi là P được đặt ở giữa trục và độ võng là: [y] = (0,0002 ¸ 0,0003)L = (0,2724 ¸ 0,4086 )(mm) Độ võng của trục phải thoả mãn điều kiện y £ [y], ta áp dụng công thức : (3.58) Trong đó : P : Lực tác dụng lên trục : P = 460 (N) a,b : Khoảng cách từ điểm đặt lực đến hai gối tựa: a = b = 681 (mm) E : Môđun đàn hồi của vật liệu: Lấy E = 2.107 (N/mm2) I : Mômen quán tính : Vậy độ võng thoả mãn điều kiện : y < [y] L P y Hình 3.9 : Sơ đồ tính toán độ võng của trục b / Tính trục dài có 3 đĩa xích 681 681 50 A B F RAY RBY C D E F 80 80 R R RAY RBX Phương Y : Ta có : R0 = 11371,7(N) Þ R0.Cos45 = 8041(N) + + Phương X : + + + Giá trị mômen uốn tổng cộng tại tiết diện chịu tải lớn nhất. Đường kính trục tại tiết diện đó được tính theo công thức sau: (mm) Với : Trong đó : Mtđ : Mômen tương đương (Nmm) Mu, Mx : Mômen uốn và mômen xoắn ở tiết diện đang tính (Nmm) Với : Mux, Muy : Momen uốn theo phương x và theo phương y. [s] : Ứng suất cho phép ta tra bảng; [s] = 48 (N/mm2) Tại vị trí A : MUY = 8041.180 = 1447380 (N.mm) MUX = 8041.180 - 5685,85.50 = 1163087,5 (N.mm) Tại vị trí C : MUY = RBY.681= 832,7.681 = 567068,7 (N.mm) Tại vị trí E : MUX = 8041.50 = 402050 (N.mm) Tại vị trí F : MUX = 8041.100 - R.50 = 8041.100 - 5685,85.50 = 519807,5 (N.mm) Mô men uốn tương đương tại A là : Ta có : = 1857034 (N.mm) Trị số ứng suất cho phép của thép chế tạo trục [s] = 48 (N/mm2), nên ta có : Vậy ta chọn d = 75(mm) là thoả mãn Ta có biểu đồ mô men như sau : 681 681 50 A B RAY RBY C D E F 80 80 R R RAY RBX 567068,7 1447380 1163087,5 556571,54 5287285,77 34545,82 + Kiểm nghiệm trục theo hệ số an toàn : Bước tính kiểm nghiệm trục tiến hành sau khi đã định được kết cấu trục, ở đây xét ảnh hưởng của một số yếu tố quan trọng đến sức bền mỏi của trục như đặc tính thay đổi chu kỳ ứng suất, sự tập trung ứng suất, chất lượng bề mặt... Hệ số an toàn được xác định theo công thức sau: Trong đó : ns : Hệ số an toàn chỉ xét riêng ứng suất pháp, vì trục quay nên ứng suất pháp biến đổi theo chu kỳ đối xứng do đó. nt : Hệ số an toàn xét riêng ứng suất tiếp. Trong các công thức trên thì : s-1, t-1 : Giới hạn mỏi uốn và xoắn đối với chu kỳ đối xứng có thể lấy gần đúng. s-1 = (0,45 ¸ 0,5) sb Lấy s-1 = 0,45. sb => s-1 = 0,45 . 550 = 247,5 (N/mm2) t-1 = (0,2 ¸ 0,3) sb Lấy t-1 = 0,25. sb = 0,25 . 550 = 137,5 (N/mm2) + sa, ta : Biên độ ứng suất pháp và ứng suất tiếp sinh ra trong tiết diện trục Ta tra bảng nên ta có : Mômen cán uốn : W = 33000 (mm3) Mômen cán xoắn : W0 = 69700 (mm3) Tra bảng theo vật liệu ta được : b = 1 : Hệ số tăng bền ys = 0,1; es = 0,74; yt = 0,05; et = 0,62; Ks = 1,63; Kt = 1,5 Vậy : n = 2 » [n] = 1,5 ¸ 2,5 thoả mãn điều kiện an toàn. + Kiểm nghiệm trục khi quá tải đột ngột. Khi quá tải đột ngột trục có thể bị gãy hoặc bị biến dạng dẻo quá lớn. Điều kiện để đảm bảo trục làm việc bình thường là : Trong đó : ; Mu, Mx : Mômen uốn và mômen xoắn lớn nhất tại tiết diện nguy hiểm . sch : Giới hạn chảy của vật liệu trục : sch = 280 (N/mm2) Mà [s] = 0,8 sch = 0,8 . 280 = 224 (N/mm2) Vậy stđ = 45,5(N/mm2) < [s] = 224 (N/mm2) thoả điều kiện quá tải. c/ Tính trục ngắn Ở đây ta chọn trục thứ 21, có lực và mô men tác dụng lên trục là : F = 460 (N) Ta có sơ đồ trục ngắn như sau : l1 l2 l2 D do do Hình 3.10 Sơ đồ trục ngắn Các lực tác dụng lên trục: A B F RAY RAX RBY RBX 681 681 C Hình 3.11 Sơ đồ lực tác dụng Ta có : + + + Giá trị mômen uốn tổng cộng tại tiết diện chịu tải lớn nhất. Đường kính trục tại tiết diện đó được tính theo công thức sau: (mm) Với : Trong đó : Mtđ : Mômen tương đương (Nmm) Mu, Mx : Mômen uốn và mômen xoắn ở tiết diện đang tính (Nmm) Với : Mux, Muy : Momen uốn theo phương x và theo phương y. [s] : Ứng suất cho phép ta tra bảng; [s] = 48 (N/mm2) Tại vị trí C : MUY = -RAY.681= 156630 (N.mm) = 157693,45 (N.mm) RAY RBY F C B A MUY (N.mm) MX (N.mm) 156630 21111,33 Biểu đồ mô men + Kiểm nghiệm trục theo hệ số an toàn : Bước tính kiểm nghiệm trục tiến hành sau khi đã định được kết cấu trục, ở đây xét ảnh hưởng của một số yếu tố quan trọng đến sức bền mỏi của trục như đặc tính thay đổi chu kỳ ứng suất, sự tập trung ứng suất, chất lượng bề mặt... Hệ số an toàn được xác định theo công thức sau: Trong đó : ns : Hệ số an toàn chỉ xét riêng ứng suất pháp, vì trục quay nên ứng suất pháp biến đổi theo chu kỳ đối xứng do đó. nt : Hệ số an toàn xét riêng ứng suất tiếp. Trong các công thức trên thì : s-1, t-1 : Giới hạn mỏi uốn và xoắn đối với chu kỳ đối xứng có thể lấy gần đúng. s-1 = (0,45 ¸ 0,5) sb Lấy s-1 = 0,45. sb => s-1 = 0,45 . 550 = 247,5 (N/mm2) t-1 = (0,2 ¸ 0,3) sb Lấy t-1 = 0,25. sb = 0,25 . 550 = 137,5 (N/mm2) + sa, ta : Biên độ ứng suất pháp và ứng suất tiếp sinh ra trong tiết diện trục Ta tra bảng nên ta có : Mômen cán uốn : W = 2730 (mm3) Mômen cán xoắn : W0 = 5910 (mm3) Tra bảng theo vật liệu ta được : b = 1 : Hệ số tăng bền ys = 0,1; es = 0,74; yt = 0,05; et = 0,62; Ks = 1,63; Kt = 1,5 Vậy : n = 1,96 » [n] = 1,5 ¸ 2,5 thoả mãn điều kiện an toàn. + Kiểm nghiệm trục khi quá tải đột ngột. Khi quá tải đột ngột trục có thể bị gãy hoặc bị biến dạng dẻo quá lớn. Điều kiện để đảm bảo trục làm việc bình thường là : Trong đó : Mu, Mx : Mômen uốn và mômen xoắn lớn nhất tại tiết diện nguy hiểm . sch : Giới hạn chảy của vật liệu trục : sch = 280 (N/mm2) Mà [s] = 0,8 sch = 0,8 . 280 = 224 (N/mm2) Vậy stđ = 0,5(N/mm2) < [s] = 224 (N/mm2) thoả điều kiện quá tải. 3.5. TÍNH CHỌN MỐI GHÉP THEN Để cố định các chi tiết quay trên trục (các con lăn cán, đĩa xích....), nói một cách khác là để truyền mômen và truyền động với nhau thì ta dùng then. Vì trên trục có nhiều con lăn cán nên để lắp các con lăn cán lên trục được thuận lợi và dễ dàng. Thì ta gia công một rãnh then dài trên trục có nhiều con lăn và giữa các con lăn được ngăn cách bởi bạc chặn. Căn cứ vào đường kính và chiều dài của mayơ ta chọn các kích thước của then, sau đó kiểm nghiệm lại sức bền dập và cắt của then, do số lượng trục cán nhiều nên chỉ tính và kiểm nghiệm cho 1 trục sau đó suy ra các trục còn lại. Then là một chi tiết được tiêu chuẩn hoá, chọn và tính then thường dùng 2 cách sau + Chọn tiết diện then theo đường kính trục còn chiều dài then được xác định từ điều kiện bền cắt và bền dập. + Chọn tiết diện then theo đường kính trục, chiều dài then lấy bằng 0,8¸0,9 chiều dài mayơ sau đó kiểm nghiệm lại điều kiện bền cắt và dập. Nếu không thoả mãn ta có thể lấy tăng lên. k l b h d Hình3.12.Mối ghép then - Điều kiện bền dập trên mặt cạnh tiếp xúc giữa then và mayơ được tính theo công thức: (3.59) Điều kiện bền dập trên mặt tiếp xúc giữa then và trục tính theo công thức: (3.60) Điều kiện bền cắt của then . (3.61) Trong đó : Mx : Mômen xoắn cần truyền : Mx = 556571,54 (N/mm) d : Đường kính trục : d = 75 (mm) l : Chiều dài then : l = 60 (mm) b : Chiều rộng then : b = 20 (mm) K : Chiều cao của phần then lắp trong rãnh của mayơ:K = 7,4 (mm) t : Chiều cao của phần then lắp trong rãnh của trục: t = 6,0 (mm) sd : Ứng suất dập : [sd] = 100 (N/mm2) tc : Ứng suất cắt : [tc] = 87 (N/mm2) Vậy : Như vậy then ta chọn thoả mản các điều kiện bền dập và bền cắt. 3.6. TÍNH TOÁN CHỌN Ổ ĐỠ Để tính được hệ số khả năng làm việc C của ổ lăn cần biết những yếu tố sau : - Trị số, chiều và đặc tính tải trọng. - Vận tốc góc của vòng ổ quay. - Thời gian phục vụ của ổ. - Môi trường thực hiện các tính chất: Độ ẩm không khí, nhiệt độ... Hệ số C được tính theo công thức sau : C = Q (nh)0,3 (3.62) Trong đó : Q : Tải trọng tương đương (daN) n : Số vòng quay trong một phút của ổ: n = 49,76 (vòng/phút) h : Thời gian phục vụ : Chọn h = 18.000 (giờ) Tính toán chọn sao cho Cbảng ³ Ctính là thoả mãn. + Tính toán cho trục dài (Có lắp đĩa xích dẫn động) Tải trọng tương đương được tính theo công thức sau: Q = (Kv . R + m . At) . Kn . Kt (3.63) Trong đó : R : Tải trọng hướng tâm (tổng phản lực gối đỡ) daN (3.64) At : Tải trọng dọc trục: At = Pa = 3572,7(N) m : Hệ số chuyển tải lực dọc trục về lực hướng tâm chọn m =1,5 Kv : Hệ số xét đến vòng nào của ổ là vòng quay: Chọn Kv = 1 Kn : Hệ số nhiệt độ: Kn = 1 Kt : Hệ số tải trọng động: Kt = 1 Từ đó ta có : => Q = (Kv.R + m.At).Kn.Kt = (1.1017,52 + 1,5.3572,7).1.1 = 6376,57 (N) = 637,657 (daN) => C = Q . (nh)0,3 = 637,657.(49,76.18000)0,3 = 38925,24 Tra bảng ta chọn ổ có ký hiệu 46210 có Cbảng = 48000 ; B=20 (mm) ; d= 50 (mm); D = 90 (mm) Ổ ta chọn là dùng cho trục dẫn động còn đối với các trục bị động (các trục không lắp đĩa xích tải) thì tải trọng sẽ nhỏ hơn nên ta có thể chọn ổ có hệ số C nhỏ hơn. Nhưng trong thực tế để dễ chế tạo các chi tiết lắp ghép (các gối) và giá thành 2 loại ổ cũng không chênh lệch nhau nhiều nên ta dùng chung tất cả các gối trục cán một loại ổ có ký hiệu là 46210 với Cbảng = 48000 3.7. THIẾT KẾ CƠ CẤU ĐIỀU CHỈNH KHE HỞ TRỤC CÁN Ở đây khe hở giữa hai trục cán trong mỗi cặp trục được điều chỉnh theo phương thẳng đứng, và ta dùng cơ cấu vít nén (còn gọi là cơ cấu nén trục). Đối với máy thiết kế vị trí trục dưới được xem như cố định với các gối trục lắp trên thân máy nhờ rãnh chữ U. Do đó sự thay đổi khe hở giữa hai trục nhờ sự dịch chuyển lên xuống của trục trên thông qua cơ cấu bulông - đại ốc. + Xác định đường kính dây lò xo : Trong các cặp trục cán, mỗi cặp trục cán ta sử dụng 4 dây lò xo để nâng trục lên. Trong đó khối lượng lớn nhất của một trục cán là trục số 21 với 9 con lăn cán tinh, m = 138 (Kg) = 1380 (N) . Ta có lực tác dụng lên mỗi lò xo sẽ là : 1380/4 = 345 (N) Hình 3.13. Sơ đồ cơ cấu điều chỉnh khe hở trục cán + Chọn tỉ số đường kính qua tâm các lò xo và đường kính dây lò xo. (3.65) i :Số vòng làm việc của lò xo : Chọn i = (3 ¸ 5) vòng + Hệ số xét đến độ cong của dây lò xo : (3.66) + Ứng suất cho phép đối với lò xo bằng thép [t] = 600 (N/mm2) Do đó đường kính dây lò xo là : (3.67) Chọn d = 3,5 (mm) do đó đường kính ngoài bulông => D = 6 . d = 6 . 3,5 = 21 (mm) + Đường kính bulông được xác định theo ứng suất cho phép của vật liệu chế tạo bulông : (3.68) Trong đó : d1: Đường kính chân ren bulông (mm) P1 = P + m = 460 + 1380 = : Áp lực lớn nhất tác dụng lên bulông Chọn vật liệu chế tạo bulông là thép CT3 có : sb = (340 ¸ 490) (N/ mm2) [s] = 60 (N/mm2) Do đó : Kết hợp thực tế ta chọn d1 = 12 (mm), và đường kính bulông d = 16 (mm) 3.8. THIẾT KẾ THÂN MÁY CÁN Thân máy cán là chi tiết rất quan trọng trong máy cán, mà trên đó ta lắp gối đỡ trục, các cơ cấu dẫn động, hệ thống dao cắt phẳng và dao cắt định hình ... Lực làm biến dạng kim loại tác dụng lên trục cán và dao cắt đều tác dụng lên thân máy, do đó thân máy chịu tải lớn nên khi thiết kế tính toán phải đảm bảo điều kiện bền và độ cứng vững cho máy. Thân máy cán gồm 2 phần chính : - Đế máy : Thường được làm bằng thép chữ I300, hàn ghép với nhau để tạo nên độ cứng vững toàn máy và tạo không gian bên trong để bố trí các động cơ, bơm, van, các linh kiện phụ và hệ thống làm mát. - Thành máy (giá cán) : Được làm bằng thép tấm (chiều dày thường = 20mm) được gắn với đế máy bằng các bulông, hàn. Trên thành được cắt thành các ô chữ U để lắp các gối đỡ trục cán, để tăng thêm độ cứng vững giữa thành thường có các thanh giằng. Trên thành máy còn được sử dụng (ở phần đầu vào) để bố trí các cơ cấu điều chỉnh chiều rộng phôi cán và hệ thống kéo phôi ban đầu (khi phôi chưa ăn vào lỗ hình). A A MC A-A Hình 3.14 Kết cấu thân máy cán uốn tole 3.9. BÔI TRƠN VÀ BẢO DƯỠNG + Chỉ có các công nhân được đào tạo để sử dụng máy mới được vận hành. + Trước khi vận hành phải kiểm tra các hệ thống an toàn như các bao che của các bộ phận động, các điều kiện an toàn về điện như điện áp, cầu chì, rơle điện, dây dẫn ... + Thực hiện chế độ bôi trơn bảo dưỡng trước mỗi ca sản xuất và vệ sinh lau chùi máy móc trước khi xuống ca. + Trước khi cho máy làm việc (có tải) phải cho máy vận hành không tải từ 1 đến 3 phút để kiểm tra các bộ phận truyền động, đồng thời để dầu ép được bơm đầy đủ đến các thiết bị thuỷ lực. 3.10.AN TOÀN KHI SỬ DỤNG Kiểm tra sản phẩm tole cán + Kiểm tra kích thước, chiều dài tole, chiều dài bước tole, số bước + Kiểm tra biên dạng tole + Kiểm tra xem tole có bị trầy xước hay không ? + Kiểm tra mép cắt + Kiểm tra độ chính xác của các số liệu, sự phối hợp giữa dao cắt sau, lô cán, và dao cắt trước. + Trường hợp chiều dài tole không đúng, mỗi lần mỗi khác thì cần chỉnh lại chế độ chạy chậm ( Cho khoảng chạy chậm dài hơn ). TÀI LIỆU THAM KHẢO œœ&œœ [1] Đỗ Hữu Nhơn, Dập tấm và cán kéo kim loại, Khoa Hoc Kỹ Thuật Hà Nội năm 2001. [2] Nguyễn Trọng Hiệp, Chi tiết máy tập 1và 2, nhà xuất bản Giáo Dục Hà Nôi năm 1999. [3] Kim loại học và nhiệt luyện, Đại Học Bách Khoa Hà Nội 1938. [4] Nguyễn Trọng Hiệp, Thiết kế chi tiết máy, nhà xuất bản Giáo Dục Hà Nôi năm 1993. [5] Đỗ Hữu Nhơn, Tính toán thiết kế chế tạo máy cán thép, Khoa Hoc Kỹ Thuật Hà Nội năm 2001. [6] Ninh Đức Tốn, Sổ tay công nghệ chế tạo máy 1, Khoa Hoc Kỹ Thuật Hà Nội năm 2000. [7] Lê Viết Giảng, Sức bền vật liệu, ĐHBK Đà Nẵng, năm 1985. [8] Hướng dẫn chọn động cơ thuỷ lực của hảng DANFOSS [9] KS Nguyễn Khánh An (2003), Giáo trình PLC simatic S7 - 200, Trung tâm điện tự động, Đà Nẵng. 10] PGS.TS Phạm Đắp, PGS.TS Trần Xuân Tùy (1998), Điều khiển tự động trong lĩnh vực cơ khí, tập 1, Nxb giáo dục. [11] TS Trần Thu Hà, KS Phạm Quang Huy (2008), Tự động hoá trong công nghiệp với S7&Protool, Nxb Hồng Đức. [12] TS Trần Thu Hà, KS Phạm Quang Huy (2008), Tự động hoá trong công nghiệp với S7&WinCC, Nxb Hồng Đức. [13] Nguyễn Doãn Phước, Phan Xuân Minh, Vũ Vân Hà (2006), Tự động hoá với Simatic S7-300, Nxb Khoa học & Kỹ thuật. [14] Phạm Văn Khảo (1998), Truyền động tự động khí nén, Nxb Khoa học & Kỹ thuật. [15] Tăng Văn Mùi, TS Nguyễn Tiến Dũng (2002), Điều khiển logic lập trình PLC, Nxb thống kê. MỤC LỤC Trang MỞ ĐẦU 1 CHƯƠNG1 NHỮNG VẤN ĐỀ TỔNG QUAN 1.1.CÁC LOẠI SẢN PHẨM TOLE 3 1.2. NHU CẦU VỀ TẤM LỢP……………………………………………. 4 1.3 THÔNG SỐ CÁC LOẠI SÓNG TOLE…………………………………5 1.4 QUAN SÁT BỀ MẶT TẤMLỢP ………………………………………6 CHƯƠNG II THIẾT KẾ HỆ THỐNG CÔNG NGHỆ CÁN TOLE TẠO SÓNG VUÔNG 2.1. CƠ SỞ LÝ THUYẾT QUÁ TRÌNH BIẾN DẠNG DẺO CỦA KIM LOẠI………………………………………………………………………8 2.2. LÝ THUYẾT CÁN…………………………………………………..14 2.3. QUÁ TRÌNH UỐN KIM LOẠI ……………………………………16 2.4. SƠ ĐỒ NGUYÊN LÝ CỦA MÁY CÁN TÔN TẠO SÓNG……….23 2.5. THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN BỐ TRÍ CON LĂN…………………….26 2.6. CÁC THÔNG SỐ KỸ THUẬT CỦA MÁY CÁN TOLE TẠO SÓNG VUÔNG……………………………………………………………………30 2.7. PHƯƠNG ÁN CHỌN BỘ TRUYỀN ĐỘNG………………………41 2.8. SƠ ĐỒ ĐỘNG HỌC TOÀN MÁY………………………………….46 2.9 SƠ ĐỒ HỆ THỐNG THỦY LỰC VÀ CHỌN CÁC PHẦN TỬ THỦY LỰC……………………………………………………………………….48 CHƯƠNG III TÍNH TOÁN BỔ TRỢ VÀ KẾT LUẬN 3.1 TÍNH TOÁN ĐỘNG HỌC MÁY VÀ CÁC BỘ PHẬNCẦN THIẾT..55 3.2.TÍNH TOÁN ĐỘNG LỰC HỌC MÁY..................................................55 3.3. TÍNH TOÁN BỘ TRUYỀN XÍCH…………………………………...68 3.4. THIẾT KẾ TRỤC CÁN …………………………………………….76 3.5 TÍNH CHỌN MỐI GHÉP THEN .....................................................93 3.6 TÍNH TOÁN CHỌN Ổ ĐỠ …………………………………………95 3.7. THIẾT KẾ CƠ CẤU ĐIỀU CHỈNH KHE HỞ TRỤC CÁN …….96 3.8. THIẾT KẾ THÂN MÁY CÁN……………………………………...98 3.9. BÔI TRƠN VÀ BẢO DƯỠNG……………………………………..99 3.10.AN TOÀN KHI SỬ DỤNG………………………………………....99 a