Ю.Райков ПРОИЗВОДСТВО ХОЛОДНОДЕФОРМИРОВАННЫХ ТР..

Написан текст рукописи 185 страниц и получено заключение НМСС на публикацию в качестве учебно-методического пособия для Вузов России.
Внесены 172 правки в текст, после чего весь текст выправлен и дополнен материалом по цветным металлам.
3. Отформатировано 125 рисунков. Все рис. можно вставлять в текст рукописи.

Текст рукописи.

А.П. Коликов, Ю.Н. Райков








ПРОИЗВОДСТВО ХОЛОДНОДЕФОРМИРОВАННЫХ ТРУБ



Рекомендовано
Учебно-методическим объединением по образованию
в области металлургии в качестве учебного пособия
для студентов высших учебных заведений, обучающихся по специальностям
«Обработка металлов давлением», «Металлургические машины и оборудование»,
для бакалавров и магистров, обучающихся по направлению «Металлургия»




























«.»
Москва – 2010
УДК 621.771.28
ББК


Рецензенты: кафедра МТ-10 МГТУ им. Баумана (Российская Федерация),
Доктор технических наук, профессор Р.М.Голубчик (Российская Федерация).

Производство холоднодеформированных труб: Учебное пособие /А.П. Коликов, Ю.Н. Райков; под редакцией – М.: ...., 2010. – 000 с.

ISBN.

На современном уровне рассмотрены теоретические основы процессов холодной периодической прокатки труб на станах ХПТ и ХПТР, оборудование, инструмент и технология производства холоднодеформированных труб; а также совершенствование процессов и оборудования холодной периодической прокатки и волочения на станах ХПТ и ХПТР. Большое внимание уделено систематизации научных достижений в отечественной и зарубежной практике трубного производства, а также аналитическим и экспериментально-расчетным методам определения основных параметров процессов, расчету на прочность оборудования и калибровки технологического инструмента, решению практических задач с использованием ЭВМ. Представлены материалы по отделке, контролю качества холоднодеформированных труб и способам их устранения.
Для студентов вузов, обучающихся по специальностям «Обработка металлов давлением», «Металлургические машины и оборудование», для бакалавров и магистров, обучающихся по направлению «Металлургия». Может быть полезна аспирантам, инженерно-техническим работникам металлургической и машиностроительной промышленности, научно-исследовательских институтов и конструкторских бюро.
УДК 621.771.28
ББК



ISBN. ( А.П. Коликов, Ю.Н. Райков,
2010
( .., 2010
ОГЛАВЛЕНИЕ

Предисловие . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


I. Общие вопросы производства холоднодеформированных  труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 1. Классификация, сортамент и методы испытаний холоднодеформированных труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


1.1. Классификация, сортамент и техническая характеристика стальных труб . .


1.2. Сортамент труб из цветных металлов и сплавов, области их применения . .


1.3. Методы испытаний холоднодеформированных труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 2. Исходные заготовки для производства холоднодеформированных труб .


2.1. Технические требования и сортамент заготовки . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


2.2. Подготовка трубной заготовки к прокатке стальных и волочению . . . . . . . .


2.3. Особенности производства заготовок из цветных металлов и сплавов . . . . .


II. Производство холоднодеформированных труб на станах   периодического действия . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 3. Теоретические основы процессов холодной периодической прокатки труб на станах ХПТ и ХПТР . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


3.1. Особенности пластического формоизменения и напряженно-деформированное состояние металла при холодной прокатке труб . . . . . . .


3.2. Кинематика процесса и условия захвата металла валками при холодной периодической прокатке труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


3.3. Энергосиловые параметры при холодной периодической прокатке труб . . .


3.4. Примеры расчета условий захвата и энергосиловых параметров при прокатке на станах ХПТ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


3.5. Основы теории прокатки труб на роликовых станах ХПТР . . . . . . . . . . . . . .


3.6. Примеры расчета энергосиловых параметров по методике Ю.Ф. Шевакина при прокатке на станах ХПТР . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 4. Оборудование и технологический инструмент валковых станов холодной периодической прокатки (ХПТ) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


4.1. Классификация, состав и техническая характеристика станов ХПТ . . . . . . .


4.2. Оборудование станов ХПТ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


4.3. Технологический инструмент станов ХПТ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .



4.4. Методы расчета на прочность основных механизмов и технологического инструмента станов ХПТ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


4.5. Расчет конструктивных и технологических параметров станов ХПТ по методике Ю.Ф. Шевакина . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


4.6. Совершенствование оборудования станов ХПТ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 5. Калибровка технологического инструмента станов ХПТ . . . . . . . . . . . . . .


5.1. Общие принципы расчета калибровки технологического инструмента станов ХПТ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


5.2. Методы расчета профиля обжимного участка (рабочего конуса) калибра стана ХПТ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


5.3. Примеры расчета калибровки инструмента станов ХПТ . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 6. Оборудование и технологический инструмент станов роликовых станов ХПТР . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


6.1. Оборудование роликовых станов ХПТР . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


6.2. Технологический инструмент роликовых станов . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


6.3. Расчет калибровки технологического инструмента станов ХПТР . . . . . . . . .


6.4. Совершенствование процессов и оборудования периодической прокатки на станах ХПТР . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 7. Технология прокатки труб на станах периодического действия . . . . . . . .


7.1. Технология производства холоднокатаных труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


7.2. Маршруты прокатки и расчет технологического процесса изготовления холоднодеформированных труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


7.3. Теплая прокатка труб на станах периодического действия . . . . . . . . . . . . . . .


7.4. Особенности производства специальных видов холоднодеформированных труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


7.5. Технологические линии и компоновка оборудования для производства холоднодеформированных труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


III. Производство труб на волочильных станах . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 8. Теоретические основы волочения труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


8.1. Способы волочения труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


8.2. Напряженно-деформированное состояние металла и допустимые степени деформации . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


8.3. Контактное трение и смазки при волочении труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


8.4. Усилия при волочении труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


8.5. Расчетная часть . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 9. Оборудование и технология производства труб на волочильных станах .


9.1. Классификация и техническая характеристика трубоволочильных станов . .


9.2. Оборудование и технологический инструмент цепных трубоволочильных станов . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


9.3. Конструкция станов барабанного (бухтового) волочения труб . . . . . . . . . . .


9.4. Расчет некоторых узлов волочильных станов на прочность . . . . . . . . . . . . . .


9.5. Технология и маршруты волочения труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


9.6. Совершенствование процессов и волочильного оборудования . . . . . . . . . . .


IV. Качество и отделка холоднодеформированных труб . . . . . . .


Глава 10. Качество готовых труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


10.1. Виды брака труб, способы его предупреждения и устранения . . . . . . . . . . .


10.2. Контроль и способы повышения качества труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Глава 11. Отделка холоднодеформированных труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


11.1. Способы и технология отделки труб . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


11.2. Компоновка оборудования в поточные линии для отделки труб . . . . . . . . .


Рекомендуемая литература . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .


Об авторах . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .



Посвящается учителю Ю.Ф.Шевакину

Предисловие
Предлагаемое учебное пособие написано по программам курсов «Теория процессов трубного производства», «Технология трубного производства», «Оборудование трубных цехов» для студентов, обучающихся по специальности «Обработка металлов давлением» и «Машины и технология обработки металлов давлением» (спецкурсы «Специальные виды обработки металлов давлением», «Теория и технология высокоэффективных процессов СПИ», «Технологические линии и комплексы ресурсосберегающих и малоотходных процессов СПИ»), которые читаются в МГИСиС – Московском государственном институте стали и сплавов (технологическом университете), МГТУ – Московском государственном техническом университете им. Н.Э. Баумана и других вузах страны.
Многолетний опыт подготовки инженеров-металлургов и инженеров-механиков в области трубного производства, накопленный кафедрой «Обработка металлов давлением» (с 2000г. кафедра «технологии и оборудования трубного производства»)МГИСиС послужили основой для создания учебного пособия.
Авторы ставили своей задачей дать студентам достаточно полное представление о теоретических основах процессов холодной периодической прокатки труб на станах ХПТ и ХПТР, аналитическим и экспериментально-расчетным методам определения основных параметров прокатки и волочения, научным достижениям в отечественной и зарубежной практике трубного производства: технологии и оборудованию, а также расчету на прочность оборудования и калибровки технологического инструмента, решению практических задач с использованием ЭВМ; современных методах контроля качества труб.
Учебное пособие состоит из четырех разделов. В разделе I «Общие вопросы производства холоднодеформированных труб» (главы 1, 2) представлены материалы по классификации, сортаменту и методам испытаний стальных труб общего и специального назначения, их применению в атомной, ракетно-космической, химической промышленности, энергетике и других отраслях науки и техники; изложены также требования к качеству исходной заготовки и подготовке ее к прокатке и волочению.
В разделе II «Производство холоднодеформированных труб на станах периодического действия» (главы 3–7) на современном уровне изложены теоретические основы процессов холодной периодической прокатки труб на станах ХПТ и ХПТР, описаны оборудование, инструмент и технология производства холоднокатаных труб; а также совершенствование процессов и оборудования периодической прокатки на станах ХПТ и ХПТР; большое внимание уделено методам расчета на прочность оборудования и калибровки технологического инструмента.
В разделе III «Производство труб на волочильных станах» (главы 8, 9) изложены основы теории волочения труб, в полном объеме для понимания студентами описано оборудование и особенности технологии производства стальных труб волочением, а также совершенствование процессов и волочильного оборудования.
В разделе IV «Качество и отделка холоднодеформированных труб» (главы 10, 11) представлены соответствующие материалы, а также информация по контролю качества.
Большое внимание в учебном пособии авторы уделили систематизации научных достижений в отечественной и зарубежной практике трубного производства, а также аналитическим и экспериментально-расчетным методам определения основных параметров оборудования для производства холоднодеформированных труб, калибровке технологического инструмента и качеству готовой продукции.

I. Общие вопросы производства холоднодеформированных труб

Глава 1. Классификация, сортамент и методы испытаний холоднодеформированных труб

1.1. Классификация, сортамент и техническая характеристика стальных труб
В отечественной практике холоднодеформированные трубы изготавливают бесшовными и сварными из углеродистых и легированных сталей и различных сплавов по стандартам и по техническим условиям диаметром от 1,0 до 450 мм с толщиной стенки от 0,1 до 24 мм (рис. 1.1), отдавая предпочтение процессам холодной периодической прокатки на станах ХПТ и ХПТР. В мировой практике холоднодеформированные трубы выпускают диаметром от 0,3 до 4000 мм и толщиной стенки от 0,05 до 60 мм и более преимущественно на волочильных станах.
Согласно Государственным стандартам и техническим условиям, холоднодеформированные трубы классифицируют: по способу изготовления заготовки для холодного передела – бесшовные и сварные; по способу изготовления готовых труб – холоднокатаные и холоднотянутые; по размерам готовых труб – тонкостенные, особотонкостенные, капиллярные, малого, среднего и большого диаметров; по форме трубы в поперечном и продольном сечениях [профильные, ребристые и др. (рис. 1.2, 1.3)]; по материалу труб – из углеродистых, легированных, коррозионностойких и других сталей и сплавов; по качеству поверхности труб – безрисочные, электропоированные и др.; по состоянию металла труб – термообработанные, наклепанные и др.; по назначению – для судостроения, атомной промышленности, авиационной (рис. 1.4), ракетнокосмической и других отраслей промышленности
Бесшовные холоднодеформированные трубы общего назначения производят из углеродистых и легированных сталей, диаметр труб 1,0200, толщина стенки 0,112,0 мм.
Dт мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
410
1130
3150
> 50

(D, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,15
( 0,30
( 0,40
( 0,8%

Sт, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
< 1,0
1,05,00
> 5,0


(S, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,12
( 10%
( 8,0%


Овальность и разностенность труб должны быть в пределах допускаемых отклонений; кривизна труб – не превышать 1,5 мм на 1 м длины для труб Dн ( 10 мм; 2 мм при Dн ( 810 мм и 3 мм при Dн ( 58 мм.
Коррозионностойкие холоднодеформированные трубы производят согласно ГОСТ 9941-88 из стали марок по ГОСТ 5632-90 следующего сортамента:
Dт, мм
Sт, мм
Dт, мм
Sт, мм
Dт, мм
Sт, мм

5
0,21,0
2528
0,34,5
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Трубы поставляют термически обработанными; по условиям поставки поверхность труб должна быть светлой, однако допускается матовая поверхность с серым оттенком. Наружная и внутренняя поверхности труб не должны иметь плен, раковин, закатов, трещин и глубоких рисок. Специальными соглашениями устанавливаются дополнительные требования по электрополировке, термообработке, структуре металла, необходимости приборного контроля и т. д. Трубы из сталей 9Х14Н19В2БР, 08Х17Н16МЗТ, 08Х18Н10, 12Х18Н9, 08Х18Н10Т, 12Х18Н10Т, 08Х18Н12Т, 12Х18Н12Т и других марок по требованию заказчика испытывают на межкристаллитную коррозию. Все трубы аустенитного класса испытывают на раздачу и сплющивание. Допускаемые отклонения размеров труб из коррозионностойких сталей:
Точность изготовления
Обычная
Повышенная
Высокая

По Dт, мм:




510 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,3 мм
( 0,2 мм
( 0,15 мм

1130 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,45 мм
( 0,3 мм
( 0,2 мм

( 30 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 1,2%
( 1,0%
( 0,8%

По Sт, мм:




0,2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,05 мм
( 0,03 мм


0,30,4 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,07 мм
( 0,05 мм


0,50,6 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,1 мм
( 0,07 мм


0,71 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,15 мм
( 0,1 мм


1,13 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 15%
( 12,5%
+ 12,5%
– 10%

3,17 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 12,5%
+ 12,5%
– 10%
( 10%

( 7 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
+ 12,5%
– 10,0%
( 10%


Трубы стальные малых размеров (капиллярные) по ГОСТ 14162-86 D Ч S = (0,35,0) Ч (0,11,6) мм с толщиной стенки мм поставляют со следующими допускаемыми отклонениями (в числителе – обычная точность, в знаменателе – повышенная) по наружному диаметру и толщине стенки:
Dт, мм .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
< 1
12


(D, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,03 / 0,02
( 0,05 / ( 0,03


Sт, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,2
0,210,50
> 0,50

(S, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,03 / ( 0,02
( 0,04 / ( 0,03
( 10,0 / ( 8,0%

В табл. 1.1 приведены нормируемые показатели геометрических размеров некоторых видов прецизионных видов труб по отечественным и зарубежным стандартам.
Таблица 1.1. Величины нормируемых показателей размеров прецизионных труб
Показатели
Наружный диаметр, мм
Толщина стенки, мм
Кривизна

ГОСТ 8734-75


Размер
510

< 1

15

1000


1030





3050





> 50





Отклонения
± 0,15

± 0,12

± 10%

12


± 0,3





± 0,4





± 0,8%




ГОСТ 9941-81


Размер
510

0,30,4
0,50,6

1000


1030

0,71



3095

13





37





> 7



Отклонения
± 0,3; 0,2; 0,15

± 0,070,05
± 0,07; 0,1

12


± 0,4; 0,3; 0,2

± 0,15; 0,1




± 1,2 %; 1%; 0,8

+ 12,5%; – 15%
± 12,5%; + 12,5; – 10%





+ 12,5%; – 10%;
± 10%


DIN 2391


Размер
430

0,512

Качение по наклонной
плоскости


3240




4050




5560




Отклонения
± 0,08

± 10%



± 0,15




± 0,2




± 0,25



ASTM A 213, A312


Размер
10,325,4
Для диаметра:

Качение
по наклонной
плоскости


25,438,1
< 38,1
> 38,1



> 38,1





Отклонения
± 0,1
± 20%
– 0%
+ 22%
– 0%



± 0,15





± 0,2




Холоднодеформированные трубы специального назначения. К трубам специального назначения относят особотонкостенные, коррозионностойкие, котельные, теплопроводные и другие, поставляемые по ГОСТ 10498-88, 11017-86 и техническим условиям.
Допускаемые отклонения по наружному диаметру*, мм:

при Sт, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. .
( 0,5
0,61,0

Dт ( 6 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. .
( 0,05 / ( 0,03
– / –

Dт = 6,510 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,07 / ( 0,05
( 0,2 / ( 0,08

Dт = 10,520 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,07 / ( 0,05
( 0,2 / ( 0,15

D т= 20,535 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,07 / ( 0,06
( 0,2 / ( 0,15

Dт = 35,560 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,8% / ( 0,08%
( 0,8% / ( 0,5%

Dт = 60,5120 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 1,0% / ( 0,12%
( 1,0% / ( 0,6%

Допускаемые отклонения по толщине стенки, мм:

S т= 0,20,3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. .
( 0,05 / ( 0,03

Sт = 0,40,5 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. .
( 0,07 / ( 0,04

Sт = 0,61,0 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. . .
( 10% / ( 8%

* В числителе высокая точность изготовления, в знаменателе – особовысокая.
Трубы бесшовные особотонкостенные из антикоррозионной стали по ГОСТ 10498-88 изготавливают диаметром 4120 мм с толщиной стенки 0,21,0 мм.
По химическому составу трубы изготавливают из сталей 08Х18Н10Т, 12Х18Н10Т, а также из сталей других марок по соглашению сторон; трубы могут поставляться как термообработанными, так и нагартованными. Трубы из сталей аустенитного класса подвергаются испытаниям на сплющивание, межкристаллитную коррозию, на гидравлическое или пневматическое давление; определяют величину зерна и загрязненность неметаллическими включениями. Осматривают трубы либо невооруженным глазом, либо используя перископ.
Сортамент и предельные толщины стенки холоднодеформированных котельных труб, мм:
D . . . . . . . . . .
10
1216
2022
2528
30
3242
4560

S . . . . . . . . . . .
2,02,5
2,03,0
2,54,0
2,55,0
2,55,5
3,07,0
3,05,0

Допускаемые отклонения наружного диаметра и стенки труб:
D, мм . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 30
3242
4250
> 50

(D, мм . . . . . . . . . . . . . . . .
( 0,25
( 0,30
( 0,40
( 0,8

S, мм . . . . . . . . . . . . . . . . .
24
> 4



(S, мм . . . . . . . . . . . . . . . .
( 10
( 8



Кривизна труб не должна превышать 1,5 мм на 1 м длины. Трубы изготавливают из сталей 20, 15ГС, 15ХМ, 12Х1МФ, 15Х1М1Ф, 12Х2МФСР и других марок по ГОСТ 1060-76. Трубы поставляют термообработанными по определенным режимам для каждой из групп с заданными механическими свойствами, обеспечивающими расчетные характеристики прочности и отличающихся высокой эксплутационной надежностью в экстремальных условиях высоких температур, давлений и агрессивной среды. К трубам предъявляются повышенные требования по структуре и содержанию легирующих элементов; такие трубы поставляются по отдельным техническим условиям.
Трубы специального назначения применяют в химической, нефтеперерабатывающей энергетической, машиностроительной, приборостроительной и других отраслях промышленности. В атомной промышленности холоднодеформированные трубы специального назначения используют, например, в ядерно-энергетических установках как оболочки ядерного топлива, паропроводные и водоподающие трубы, трубы для теплообменников (рис.1.2) и парогенераторов, для приводного механизма управляющего стержня, U-образноизогнутых труб малого диаметра, длинномерных разного назначения.
Трубы экономичных профилей подразделяются по видам на профильные переменного диаметра и с переменной толщиной стенки. В отличие от круглых труб их характеризует ряд преимуществ: повышенная прочность сечения, экономичность производства, уменьшенная масса при той же площади поперечного сечения и др. Трубы экономичных профилей изготавливают горячей прокаткой, прессованием, сваркой, холодным волочением, холодной прокаткой, сочетая прокатку с волочением. Прямолинейные профильные трубы подразделяют на квадратные, прямоугольные, ромбические, параллелограммные, трапецеидальные и треугольные; многогранные с разными внутренними отверстиями; изготавливают трубы сечением правильноовальным, плоскоовальные, каплевидные, звездообразные, крестообразные, ребристые, желобчатые, многоканальные, витые и др. (см. рис. 1.3–1.5).
О применении труб экономичных профилей: например, одна из фирм США, регламентирует поставку около 1500 видов профильных труб.
Биметаллические трубы. Бесшовные холоднодеформированные биметаллические трубы изготавливают двухслойными: наружный слой из стали 10 или стали 20, внутренний – из меди, толщина слоев зависит от толщины стенки, диаметра и назначения трубы.
По отдельным техническим условиям изготовляют холоднодеформированные трубы из сварной и электросварной заготовки из углеродистых и нержавеющих сталей.
В табл. 1.2 приведен сортамент электросварных коррозионностойких (КС) холодно- и теплодеформированных труб
Таблица 1.2. Сортамент холоднодеформированных труб из электросварных КС-заготовок
Наружный диаметр труб, мм
Толщина стенки, мм
Количество размеров

18
1,0; 1,2; 1,4; (1,5); 1,8; 2,0
6

(19); 20; (21); 22; (23); (24); 25; 26; (27); 28; 30; 32; 34; (35); 36; 38; 40; 45; 48; 50; (51); 53; 54; 56; (57)
1,0; 1,2; 1,4; (1,5); 1,8; 2,0; 2,2; 2,5
200


1.2. Сортамент труб из цветных металлов и сплавов, области их применения
Холоднодеформированные трубы из легких цветных металлов: титана, алюминия, меди, латуни, никеля и сплавов на их основе производят бесшовными и сварными широкого диапазона по диаметрам и толщиной стенки, указанными в стандартах и технических условиях.
Холоднодеформированные трубы из титана ВТ1-00, ВТ1-00 и его сплавов ОТ4-0,ОТ4-1, ОТ4, Ti-6Al-4V и других серийно изготовляют бесшовными диаметром от 2,3 до 62 мм и толщиной стенки 1,04,0 мм, а также сварными диаметром > 13 мм. Допускаемые отклонения по диаметру и толщине стенки бесшовных труб, мм:
D . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
610
30
> 30

( при точности изготовления:




нормальной . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
± 0,3
± 0,45
± 1,5%Dном

повышенной . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
± 0,2
± 0,3
± 1,0%Dном

S . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1,0
1,03,0
> 3,0

(, % от номинала при точности изготовления:




нормальной . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
± 15,0
± 15,0
± 12,5

повышенной . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
± 12,0
(± 12,5)( ± 10,0)
(± 12,5)( ± 10,0)

Трубы из титана и его сплавов широко применяют в авиационной и ракетно-космической технике для изготовления трубопроводов, реакторов и емкостей для агрессивных сред и несущих элементов.
Трубы из алюминия и его сплавов АМц, АМг2, АД и др. изготовляют как бесшовными, так и сварными широкого сортамента по диаметру от 6,0 до 180 мм и толщине стенки от 0,5 до 10,0 мм, а также профильными: квадратные, прямоугольные каплевидные.
Допускаемые отклонения, мм, бесшовных труб по диаметру и толщине стенки:
D т . . .. .
620
2230
3250
5260
6280
85120
125180

(D . . . . . . . .
–0,15
–0,20
–0,25
–0,30
–0,35
–0,50
–0,15

Sт . . . . . . . . .

0,5
0,75
1,0
1,52,0
2,02,5
2,5

(S . . . . . . . .

± 0,05
± 0,08
± 0,10
± 0,14
± 0,180,20
± 0,20

Sт . . . . . . . . .

3,03,5
4,0
5,0
6,0
8,010,0
10

(S . . . . . . . .

± 0,25
± 0,28
± 0,04
± 0,5
± 0,7
± 0,9


Холоднодеформированные бесшовные трубы из меди марок М1, М2, М0б выпускают диаметром от 3,0100 мм с толщиной стенки от 2,0 до 6,0 мм и диаметром 104360 мм с толщиной стенки от 2,0 до 10 мм; с использованием валкового расширения производят трубы диаметром до 600 мм. Медные трубы общего назначения выпускают по ГОСТ 617-72; тонкостенные – по ГОСТ 11383-75, трубы квадратного и прямоугольного сечений – по ГОСТ 16774-78. Трубы поставляют длиной от 1,5 до 6 м и в бухтах мерной и немерной длины.
Допускаемые отклонения, мм, по диаметру ((D) и толщине стенки ((S) бесшовных холоднодеформированных медных труб:
D . . . . . . .
310
1118
1930
3138
4050
5163
6580


·D . . . . . .
–0,15
–0,20
–0,24
–0,30
–0,40
–0,50
–0,60

S . . . . . . . .
0,51,0
0,51,0
1.5
2.0
2,53,0
2,53,0
3,54,0


·S . . . . . . .
± 0,10
± 0,10
± 0,15
± 0,200,25
± 0,200,25
± 0,25
± 0,30










D . . . . . . .
85100
104120
122130
135180
200219
250360


·D . . . . . .
–0,80
± 0,45
± 0,50
± 0,60
± 0,70
± 0,90

S . . . . . . . .
4,5
5,0
5,06,0
6,0
7,08,0
10,0


·S . . . . . . .
± 0,35
± 0,40
± 0,400,50
± 0,50
± 0,60
± 0,75

Трубы из меди широко применяют во многих отраслях народного хозяйства.
Холоднодеформированные бесшовные трубы из латуни выпускают диаметром от 3,0 до 100 мм. В институте «Гипроцветметобработка» разработана технология производства сварных труб из латуни диаметром от 2,0 до 20 мм с толщиной стенки 0,20,5 мм.
Трубы из никеля никелевых и медно-никелевых сплавов изготовляют, в основном, бесшовными тонкостенными диаметром 0,45,4 мм с толщиной стенки 0,050,20 мм.
Холоднодеформированные трубы производят также из латуни, бронзы, мельхиора и других легких цветных металлов и сплавов.
В табл. 1.3 приведены сравнительные характеристики отечественных и зарубежных стандартов на трубы из легких цветных металлов и сплавов на их основе.
Трубы из тугоплавких металлов и сплавов изготовляют из материалов с уникальными свойствами: они выдерживают высокие температуры, достаточно радиационно стойки и совместимы с материалами ядерного горючего и жидкометаллическими теплоносителями, высоко жаропрочны и жаростойки, также стойки в водороде. Поэтому трубы из тугоплавких материалов применяют в атомной энергетике, авиации и ракетно-космической технике, электронике, химической и нефтеперерабатывающей промышленности, металлургии.
Таблица 1.3. Сравнительные характеристики отечественных и зарубежных стандартов по показателям качества труб из легких цветных металлов
Показатели качества труб
Характеристика труб
ГОСТ
АSТМ
EN*

Предельные отклонения:
по диаметру
по толщине стенки

Точность по диаметру
Точность по толщине стенки

+
+

+
+

+
+

Косина реза
Неперпендикулярность плоскости реза к оси трубы
+

·
+

Разностенность
Точность по сечению, несоблюдение круглой формы
+
+
+

Овальность
То же
+
+
+

Кривизна
Непрямолинейность
+
+
+

Качество поверхности
Отсутствие недопустимых дефектов поверхности
+
+
+

Показатели технологических свойств:
сплющивание

Пластичность

±


·


·

бортование (для медных труб)
Пластичность (развальцовка концов)
±

·

·

герметичность
Наличие трещин
+
+
+

временное сопротивление
Прочность на разрыв
+
+
+

относительное удлинение
Пластичность
+
=
+

твердость
Твердость
+
+
=

предел текучести
Напряжение при определенной величине относительного удлинения

·
+

·

Примечание. Знак «+» означает, что показатель применяется, «–» – не применяется, «±» – применение по согласованию изготовителя с потребителем
* Стандарт Европейского Сообщества.
Трубы из тугоплавких металлов и сплавов широкого сортамента как толстостенные, так и тонкостенные изготовляют преимущественно по техническим условиям, определяющим сортамент, технические требования (в том числе к качеству труб), транспортировку и их хранение.
Разностенность и овальность труб не должны выходить за пределы установленных допускаемых отклонений по толщине и диаметру, которые устанавливаются для каждого тугоплавкого металла или сплава. Трубы должны быть прямолинейными, допускаемая кривизна не должна превышать 0,1% длины трубы 1-го класса точности и 0,5% - 2-го класса точности. Торцы труб должны быть ровно обрезаны и не иметь заусенцев, трещин и расслоений, следов смазки, вмятин, рисок, оксидов и посторонних включений. Чистота наружной поверхности труб должна быть не ниже 7-го, внутренней поверхности – не ниже 6-го классов.
В табл. 1.4 приведен сортамент холоднодеформированных бесшовных труб из тугоплавких металлов и сплавов на их основе.
Таблица 1.4. Сортамент холоднодеформированных бесшовных труб из тугоплавких металлов и сплавов
Металл и его сплавы
D, мм
S, мм
L, мм

Молибден и сплавы ВМ-, СМ-3, СМ-4, ЦМ-6, МТ, МЧВП, ВМ-5




Вольфрам и сплавы ВВ-3, СВ-1, СВ-3
520
0,32,0
2001000

Ниобий и сплавы НВЧ, НЦ-1, ВН-2, 5ВНМЦ, Н10В1Ц, БВ-1,ЭЛН-1, ЛН-1, ЭЛН-1




Цирконий и сплавыЦН-25, ЦН-25ТЗ
850
0,13,0
До 2000

Хром и сплавы ВХ-1-17, ХР-3, ВХ4А
4050
3,55,0
2001000

Ванадий и сплавы НВ-1, ВВ-1, СВ-2
560
0,53,5
10002000

Тантал и сплавы ТВ-10, ТВЧ




Примечание. В знаменателе – типоразмеры капиллярных труб.

1.3. Методы испытаний холоднодеформированных труб
Для обеспечения соответствия качества стальных труб требованиям стандартов и технических условий трубы подвергают контролю и испытаниям методами, большинство которых стандартизовано (одни общим для всех видов металлопродукции, другие специфичны и обусловлены условиями применения труб и изделий из них).
Контроль химического состава, макроструктуры межкристаллитной коррозии, микроструктуры, загрязненности металла неметаллическими включениями относится к общим методам испытаний металлопродукции.
Контроль механических свойств проводится по ГОСТ 10006-80, ГОСТ 19040-73. Статические испытания на растяжение продольных или поперечных образцов бесшовных труб для определения механических свойств ведут согласно ГОСТ 10006-60 при температуре от (15 до (30(С.
Испытание на изгиб (ГОСТ 3845-75) проводят с целью определения способности металла трубы принимать заданный по размерам и форме загиб. Этому испытанию подвергают трубы с наружным диаметром не более 114 мм. Испытание проводят любым способом: на станке или вручную; с наполнителем, на внутренней оправке или без наполнителя и без оправки, при этом образец изгибают на 90( (если в технических условиях не установлен другой угол) так, чтобы наружный диаметр трубы в месте изгиба не получился меньше 85% начального (рис. 1.6, а).
Испытание труб на бортование (ГОСТ 8693-80) заключается в отбортовке на 90( конца трубы или отрезка от нее (образца) длиной не менее 0,5Dр с образованием фланца заданного диаметра Dр при ведении оправки (рис. 1.6, б). Рабочая поверхность оправки должна быть твердой (закаленной), шлифованной, покрытой консистентной смазкой. Величина отбортовки, раздачи
Х = [(Dp – D0) / D0] · 100%. (1.1)
Считается, что образец выдержал испытание, если в нем после отбортовки не обнаружено трещин или надрывов.
Испытания труб на раздачу (ГОСТ 8694-75) заключается в раздаче на конус конца трубы или отрезанного от нее образца. От конца трубы диаметром D отрезают образец длиной ( 2D при угле конуса ( ( 30( и длиной ( 1,5D при угле конуса ( ( 30(, но не менее 50 мм. При испытании конец образца плавно раздается оправкой с заданным углом конусности до получения у торца образца заданного наружного диаметра (рис. 1.6, в)
Dк = D0 (1 ( 0,01х), (1.2)
х – определяется нормативно-технической документацией на конкретные виды труб.
Применяют конические оправки с углом конусности 6, 12, 30, 45, 60, 90 и 120( (6( ( 1/10, а 12( ( 1/5 конусности оправки). Рабочая поверхность оправки должна быть твердой (закаленной), шлифованной, покрытой консистентной смазкой.
Испытание проводят при температуре образца, равной температуре окружающей среды.
При испытании не допускается вращательное движение оправки или образца. Скорость внедрения оправки в образец 2050 мм/мин.
Образец считается выдержавшим испытание, если после раздачи на заданную величину х на его поверхности не обнаружено трещин или надрывов.
Испытанию труб на сплющивание (ГОСТ 8695-75) подвергают конец трубы или отрезок ее между параллельными плоскостями. Считается, что образец выдержал испытание, если после сплющивания на нем отсутствуют трещины или надрывы. Величина Н (см. рис. 1.6, г) определяется нормативно-технической документацией на конкретные виды труб.
Гидравлическое испытание труб (ГОСТ 3845-75). Внутренним гидравлическим давлением испытывают стальные трубы. Нормы гидравлического давления и продолжительность выдержки указаны в стандартах на соответствующие виды труб. Максимальное гидравлическое давление определяют по формуле:
pmax = 200 [(] (S0min / d0н), (1.3)
где [(] = 0,4 (вmin; S0min – минимально допустимая толщина стенки трубы, мм; d0н – номинальный внутренний диаметр трубы, мм.
Труба считается выдержавшей испытание, если она не дала течь, и не было обнаружено остаточной деформации (выпучивания) стенки за предельные отклонения по диаметру
Особенности испытаний труб из цветных металлов. Для определения механических характеристик проводят стандартные испытания продольных образцов бесшовной трубы, если толщина стенки трубы позволяет изготовить такие образцы; механические характеристики тонкостенных бесшовных и сварных труб определяют непосредственно на трубах, подвергая их растяжению и кручению. Пластические характеристики и порог хрупкости металла трубы проверяют технологическими испытаниями на сплющивание, раздачу, бортование и загиб в холодном или горячем состоянии. Трещины, пористость и плотность материала трубы выявляют испытаниями на герметичность, цветной дефектоскопией и другими способами. В зависимости от требований к качеству труб на всех этапах их производства проводят металлографический контроль; определяют наличие газовых примесей и т. п.


Глава 2. Исходные заготовки для производства труб

2.1. Технические требования и сортамент заготовки
Для холодной прокатки и волочения стальных труб применяют горячекатаные, горячепрессованные и электросварные заготовки, сортамент которых приведен в табл. 2.1 и 2.2.
Таблица 2.1. Способ получения и типоразмеры заготовки для прокатки на станах ХПТ
Стан ХПТ
Способ получения заготовки
Dз Ч Sз, мм. Сталь



углеродистая, низколегированная и легированная
высоколегированная

ХПТ-32
Горячая прокатка
(38ч48) Ч (3,0ч8,0)



Прессование
(40ч48) Ч (2,8ч8,0)
(40ч46) Ч (3,0ч4,0)


Сварка
(25ч46) Ч (2,0ч3,5)
(32ч36) Ч (2,5ч3,5)


Холодная деформация
(22ч48) Ч (1,5ч4,5)
(22ч48) Ч (1,8ч6,5)

ХПТ-55
Горячая прокатка
(42ч73) Ч (3,5ч12,0)



Прессование
(42ч73) Ч (3,0ч10,0)
(57ч76) Ч (4,0ч8,0)


Сварка
(42ч57) Ч (2,5ч4,0)
57 Ч (3,0ч4,0)


Холодная деформация
(38ч63) Ч (1,8ч10,0)
(38ч63) Ч (2,2ч10,0)

ХПТ-75; ХПТ-90
Горячая прокатка
(57ч108) Ч (3,5ч20,0)
(83ч108) Ч (5,0ч15,0)


Прессование
(76ч90) Ч (3,5ч12,0)
(76ч90) Ч (5,0ч12,0)


Сварка
(76ч90) Ч (3,0ч4,0)
(76ч80) Ч (3,0ч4,0)


Холодная деформация
(57ч96) Ч (2,0ч15,0)
(57ч96) Ч (2,5ч12,0)

ХПТ-120
Горячая прокатка
(108ч168) Ч (4,0ч25,0)
(108ч168) Ч (5,0ч20,0)


Холодная деформация
(108ч133) Ч (2,5ч20,0)
(108ч133) Ч (3,0ч16,0)

ХПТ-250
Горячая прокатка
(121ч27,3) Ч (4,0ч30,0)
(121ч273) Ч (6,0ч25,0)


Холодная деформация
(121ч245) Ч (2,5ч25,0)
(121ч219) Ч (3,0ч20,0)


Таблица 2.2. Способ получения и типоразмеры заготовки для волочения [А.А. Шевченко]
Материал
Способ получения заготовки
Dз Ч Sз, мм, при усилии волочения, МН



0,3
0,5
1,5
3,0
7,5
1,5

Сталь углеродистая низколегированная, легированная
Горячая прокатка








Прессование








Сварка
(6,0ч20) Ч (1,0ч1,5)
(6,0ч25) Ч (1,0ч2,0)
(15ч50) Ч (2,0ч4,0)
(57ч76) Ч (3,0ч4,0)
(73ч96) Ч (3,0ч4,0)
(95ч152) Ч (2,5ч5,5)


Холодная деформация
(1,0ч18) Ч (0,1ч2,0)
(5-30) Ч (0,5ч2,0)
(15ч50) Ч (0,5ч4,0)
(48ч76) Ч (2,5ч8,0)
(57ч102) Ч (2,5ч10,0)


Сталь высоколегированная (коррозионностойкая)
Горячая прокатка








Прессование








Сварка


(25ч38) Ч (1,5ч2,5)
(32ч70) Ч (2,0ч4,0)




Холодная деформация
(1,0ч20) Ч (0,1ч1,5)
4,25 Ч (0,5ч2,0)
(18ч32) Ч (1,0ч5,0)
(32ч70) Ч (2,0ч10,0)
(57ч96) Ч (2,5ч14,0)



Заготовки горячекатаные изготовляют на трубопрокатных агрегатах с автоматическим, непрерывным, пилигримовым, трехвалковым раскатным станами, горячепрессованные заготовки получают прессованием на вертикальных и горизонтальных прессах. Выбор способа получения заготовки определяется конкретными условиями завода, изготовляющего горяче- и холоднодеформируемые трубы, требованиями к их качеству или возможностями получения таких заготовок с другого завода.
К заготовке предъявляют определенные требования по химическому составу, механическим свойствам, качеству поверхности и геометрическим размерам, обеспечивающим получение готовых труб, отвечающих требованиям стандартов или технических условий.
Для снижения трудовых затрат на холодном переделе, наряду с обеспечением оптимального использования процессов холодной прокатки и волочения с минимально возможным числом циклов, необходимы при производстве холоднодеформированных труб уменьшение размеров (диаметра, толщины стенки) и повышение качества горячекатаной и электросварной (со снятым внутренним гратом) заготовки.
Отечественная промышленность для холодного передела использует горячекатаную заготовку диаметром ( 42 мм (табл. 2.1), тогда как в Германии используют горячекатаную заготовку диаметром до 20 мм со стенкой толщиной до 2 мм.
Для всего сортамента передельных холоднодеформируемых труб в зависимости от типа стана ХПТ или ХПТР устанавливают допустимые отклонения, %:
Заготовка . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Горячедеформированная
Холоднодеформированная

(D/D . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 1,5
( 1,5 – ± 1,0

(S/S . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
( 10 – ± 15
( 8,0 – ± 10


2.2. Подготовка трубной заготовки к прокатке и волочению
В технологическом процессе изготовления холоднодеформированных труб предусмотрены: подготовка трубной заготовки, начинающаяся с контроля качества полученной заготовки, и при необходимости – с порезки ее на длины, допускаемые характеристиками станов ХПТ или волочильного, затем следуют операции термической обработки – отжиг, травление и нанесение покрытия на поверхность трубных заготовок.
Важнейшим условием обеспечения требований потребителя к качеству готовых холоднодеформированных труб является отсутствие на поверхности заготовки дефектов в виде трещин, плен, волосовин, надрывов, раковин, рисок, которые не удаляются при холодной деформации, а изменяют только очертания и глубину их залегания. При таких дефектах на трубной заготовке в заготовочном отделении цеха ремонтируют отдельные участки или всю поверхность шлифовкой, расточкой или обточкой заготовки.
Исходные горячедеформированные заготовки и промежуточных размеров после холодной деформации подвергают термической обработке для уменьшения сопротивления металла перед дальнейшей обработкой (табл. 2.3 и рис. 2.1, 2.2).
Таблица 2.3. Режимы термической обработки (Т.О) стальных трубных заготовок
Стали
График Т.О (рис. 2.1)
t1, (C
t2, (C
t3, (C
(, ч
Охлаждение






а
б, в


Исходные заготовки

35, 45
2
680700
680700

0,5

На воздухе

Ст. 6, Д, 35Г2С
2
690720


0,51,0

То же

30ХГСА
5
780800
700720
650
0,51,0
б = 2,0


38ХМЮА
3
720740
650

1,0



15Х1М1Ф
2
730750
680

1,02,0



Х5,Х8
2
730750


1,0

В воде

Х5М
3
830850
680700

1,0

На воздухе

ШХ15
6
780800
730740
700 t4 = 650
2,03,0
б = 5ч7 в = 2ч3
То же

Холоднодеформированные заготовки промежуточных размеров

10, 20, 35, 45, Д, Ст. 6
1
730750


Рис. 2.2

На воздухе, П, или К

36 Г2С
2
770790


0,5

На воздухе, К

30ХГСА
3
720740
680

0,5

То же

38ХМЮА
2
750770


0,51,0



15Х1М1Ф
1
850900


Рис. 2.2

На воздухе, П, или К

Х5,Х8
2
730750


0,51,0

В воде, К

Х5М
3
700740
680

0,5

На воздухе, К

ШХ15
3
680700
650

1,0

То же

Примечания: 1. См. рис. 2.1 – а, б. 2. П – проходная, К – камерная печь.

Окалину с поверхности горячекатаных и отожженных трубных заготовок из углеродистых и легированных сталей удаляют травлением в 1525%-ном водном растворе H2SO4 при 7585(С. Травление ведут пакетами в ванне длиной 11,0 м, глубиной 1200 мм и шириной 1100 мм до полного удаления окалины.
Трубы из высоколегированных сталей и сплавов диаметром 20 мм и меньше подвергают струйно-циркуляционному травлению.
После травления все трубы промывают вначале холодной, а затем горячей водой в ванне при 6070(C.
Кислотные остатки нейтрализуются в отдельной ванне водным раствором кальцинированной соды – 5 г/л; температура раствора 7075(С, выдержка 17 мин. Для предупреждения коррозии заготовки пассивируют в отдельной ванне водным раствором, г/л: (1015) Na2CO3 + (1015) Na3PO4.
Смазка, которой покрывают трубы перед прокаткой или волочением, плохо пристает к влажной поверхности; кроме того, влажные трубы на воздухе быстро ржавеют, поэтому после промывки заготовки подвергают сушке продувкой горячим воздухом. После травления на поверхности трубы хорошо заметны даже небольшие наружные дефекты: плены, волосовины, раковины, риски и т. п., поэтому после травления трубы подвергают дополнительному осмотру и при необходимости повторному ремонту или окончательно бракуются.
На трубные заготовки перед холодной прокаткой и волочением наносят специальные покрытия омеднением, фосфатированием и смазки для уменьшения усилия деформирования и коэффициента трения, а также, чтобы получить поверхность труб без задиров, рисок и других дефектов. Медные и фосфатные покрытия не могут быть использованы в качестве смазок; без применения специальных смазок они вызывают повышение усилия деформации, поэтому их всегда применяют в качестве подслоя для последующего нанесения тончайший слой смазки, которая предохраняет трубу от непосредственного соприкосновения с инструментом.
Омеднению подвергают трубные заготовки и передельные трубы из углеродистых и легированных сталей (температура раствора 3050°С, продолжительность омеднения 13 мин), поступающие на волочение, и трубы из высоколегированной стали (температура раствора 6575°С при горячем и 2030°С при холодном омеднении, время выдержки 515 мин), поступающие на холодную прокатку (табл. 2.4).
Таблица 2.4. Состав раствора и режим омеднения заготовок
Состав растворов, % (по массе)
Режим омеднения

CuSO4 · 5H2O
H2SO4
NaCl
FeSO4 · 7H2O
Присадка
tр, (С
(, мин.

Заготовки из углеродистой стали

~ 3
1,53,5
~ 4

·
0,20,4
3050
13

Заготовки из высоколегированной стали*

0,51,5/34
2227/24
0,51,5/
·
2,512/
·
0,050,2/
·
6575/2030
515/515

* Числитель – для горячего омеднения, знаменатель – для холодного.

При холодной прокатке трубных заготовок и передельных труб из углеродистых и легированных сталей применяют в качестве подслоя также покрытие из фосфатной пленки, высоко смачиваемой и способной удерживать на поверхности металла смазку. Состав водного раствора для фосфатирования заготовок и труб, %: 8–12 (Н2РО4), 12–18 (ZnO), 18–25 (НNО3).
После фосфатирования заготовки в пакете нейтрализуют и подвергают 5–8-мин. омылению в водном 5–7%-ном растворе хозяйственного мыла при 4050(С. При взаимодействии мыла с цинкофосфатной пленкой образуется цинковое мыло, обладающее высокими антифрикционными свойствами. При хорошем фосфатировании и омылении возможна прокатка заготовок без дополнительной смазки.


II. Производство холоднодеформированных труб на станах периодического действия

Глава 3. Теоретические основы процессов холодной периодической прокатки на станах ХПТ и ХПТР

3.1. Особенности пластического формоизменения и напряженно-деформированное состояние металла при холодной прокатке труб
Прокатка на станах ХПТ (рис. 3.1) имеет периодический характер и близка к горячей пилигримовой, но отличается тем, что деформация участка металла происходит на неподвижной конической оправке при неподвижной заготовке и возвратно-поступательном движении рабочей клети; кроме того, при холодной прокатке трубная заготовка используется полностью, а при горячей пилигримовой прокатке значительная часть металла (пилигримовая головка) идет в отходы.
В разработку теории этого процесса большой вклад внесен отечественными учеными: П.Т. Емельяненко, А.И. Целиковым, П.К. Тетериным, Я.Е. Осадой, О.А. Семеновым, Ю.Ф. Шевакиным, П.И. Орро, В.И. Соколовским, Ф.С. Сейдалиевым, М.И. Гриншпуном, В.В. Носалем, В.А. Вердеревским, З.А. Коффом и др.
Характерной особенностью и достоинством станов холодной прокатки труб является возможность уменьшения площади поперечного сечения трубы за один цикл прокатки на 7080% и вытяжка 1418% и более.
Формоизменение заготовки при холодной прокате труб происходит следующим образом. В исходном положении рабочей клети (рис. 3.2, а), подается заготовка, и рабочий конус 1 перемещается в направлении прокатки на расстоянии m (подачи заготовки), при этом внутренняя поверхность конуса отходит от поверхности оправки 3, образуя зазор (. Для свободной подачи и поворота трубы в крайнем заднем и переднем положениях клети калибровкой предусмотрены холостые участки с большой глубиной ручья – так называемые зевы 2. При движении клети вперед происходит редуцирование рабочего конуса по диаметру до соприкосновения с оправкой, после чего обжатие по диаметру сопровождается обжатием по стенке. По мере движения клети вперед и перекатывания калибров, имеющих рабочий ручей переменного постепенно уменьшающегося сечения, деформируется металл, и участок рабочего конуса, расположенный впереди калибров, движется вперед. При этом непрерывно увеличивается зазор ( между внутренней поверхностью рабочего конуса и оправкой на участках, расположенных впереди калибров.
В процессе прокатки задний конец заготовки неподвижно зажат в осевом направлении. В крайнем переднем положении рабочей клети происходит поворот прокатываемой заготовки вместе с оправкой на 1,051,57 рад, и клеть начинает двигаться обратно.
В исходном положении рабочей клети заканчивается прокатка участка трубы, получаемого за цикл работы стана.
За время одного полного цикла прокатки – суммарное время подачи, прямого и обратного ходов клети и поворота трубы – за пределы очага деформации выходит участок готовой трубы длиной линейным смещением (Lт = m(((L13 QUOTE 15, где m – величина подачи; 13 QUOTE 14((15 – суммарный коэффициент вытяжки за один цикл, равный отношению площади поперечного сечения заготовки к площади поперечного сечения готовой трубы.
Металл при холодной прокатке деформируется рабочей частью ручья Lраб, которая делится на участки (рис. 3.3):
зону редуцирования lр, где диаметр трубы уменьшается до соприкосновения с оправкой; (участок I);
обжимную зону lо, где одновременно с уменьшением диаметра уменьшается толщина стенки; (участок II);
предотделочный участок lпред, предназначенный для калибровки стенки трубы; (участок III);
калибрующий участок lк – для калибровки трубы по наружному диаметру; (участок IV).
Формирование готовых размеров трубы происходит в мгновенном очаге деформации рабочего конуса на границе обжимного (I) и калибрующего (III) участков (рис. 3.3), протяженность которых зависит от величины развала калибра, величины подачи, конусности оправки и определяется калибровкой рабочего инструмента.
При подаче заготовки перед прямым (рис. 3.4, а) ходом клети (валков) и повороте заготовки перед обратным (рис. 3.4, б) ходом зона редуцирования мгновенного очага деформации и соответствующий ей угол
·р образуются за счет появления зазора между внутренней поверхностью рабочего конуса и оправкой, величина которого тем больше, чем больше подача и конусность оправки. При обратном ходе клети (валков) в результате поворота заготовки образуется зазор между оправкой и ее внутренней поверхностью, этот зазор и определяет величину зоны редуцирования.
Основной параметр мгновенного очага деформации – частное обжатие деформируемой заготовки, которое впервые было определено П.Т. Емельяненко: «Обжатие в периодической части пилигримовой головки равно разности между высотой рассматриваемого сечения и высотой сечения, отстоящего от первого на таком расстоянии, при котором объем, заключенный между этими сечениями, равен объему подачи металла».
Ю.Ф. Шевакин рекомендует определять обжатие в мгновенном очаге деформации
·Sт при прямом и обратном ходе клети по формуле

·Sт = hx (tg
·x – tg
·), (3.1)
где hx – расстояние по оси прокатки от рассматриваемого сечения (x) рабочего конуса до сечения, отстоящего от него на величину подачи; tg
·x – тангенс угла наклона ручья по гребню; tg( – тангенс угла наклона образующей оправки (см. рис. 3.4).
Распределение обжатий между прямым и обратным ходом клети Ю.Ф. Шевакин предлагает учитывать коэффициентом ks = 0,3ч0,4, полагая, что на обратном ходе клети происходит 30–40% общей деформации заготовки за двойной ход валков:

·Sпр = (1
· ks)
·Sx (3.2)

·Sобр = ks
·Sx (3.2, а)
Обжатие металла в мгновенном очаге деформации можно определить также по формуле П.К. Тетерина:
13 EMBED Equation.3 141513 QUOTE 15 (3.3)
где 13 EMBED Equation.3 141513 QUOTE 15 – площадь поперечного сечения рабочего конуса в рассматриваемом сечении x; 13 EMBED Equation.3 141513 QUOTE 15 – средняя конусность ручья в сечении x; 13 EMBED Equation.3 141513 QUOTE 15 – конусность оправки, 13 QUOTE 14Dц15 – диаметр цилиндрической части оправки, 13 QUOTE 14Lраб15 – длина рабочей части ручья без калибрующего участка.
Суммарное обжатие в очаге деформации:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.4)
Обжатие при прямом ходе клети
13 EMBED Equation.3 1415, (3.5)
а при обратном ходе клети
13 EMBED Equation.3 1415. (3.5, а)
Обратный ход клети при холодной прокатке труб (в отличие от горячей пилигримовой) в значительной мере разгружает прямой ход клети и дает возможность увеличить подачу металла.
Напряженно-деформированное состояние металла. Характерная особенность и достоинство процесса холодной прокатки труб – за один рабочий цикл прокатки возможно уменьшение площади поперечного сечения трубы до 7085% (иногда и до 95%), т. е. процесс осуществляется с 1418-кратной вытяжкой. Это обусловлено дробностью деформации и схемой напряженного состояния металла в очаге деформации.
По мнению З.А. Коффа, в очаге деформации при холодной прокатке труб действуют только сжимающие напряжения, не считая выпусков вблизи линии разъема калибров.
На основе анализа результатов большого количества проведенных экспериментальных исследований Ю.Ф. Шевакиным предложена уточненная схема напряженного состояния металла в очаге деформации при прямом и обратом ходе клети (рис. 3.5).
На рис. 3.5, а в сечениях рабочего участка, соответствующих гребню ручья, действует активное растягивающее напряжение в продольном направлении, которое вызвано внеконтактной деформацией. Эта схема может быть при прокатке труб в ручье с небольшим развалом. На рис. 3.5, б показана наиболее вероятная схема напряженного состояния металла при прокатке труб в ручье с большим развалом: в сечениях рабочего участка, за исключением выпусков, схема напряженного состояния приближается к неравномерному всестороннему сжатию. Во внеконтактных областях, соответствующих выпускам калибра, деформация металла протекает при напряженном состоянии, близком к линейной схеме с растягивающим напряжением в продольном направлении + (1.
Наиболее вероятная схема напряженного состояния металла, по мнению Ю.Ф. Шевакина, по поперечному сечению трубы при обратном ходе клети, показана на рис. 3.4, б. При этом не исключается возможность распределения напряжений и в другом их сочетании.
Рассмотренные схемы напряженного состояния металла при холодной прокатке труб хотя и способствуют повышению пластичности металла, однако только таким распределением напряжений нельзя объяснить высокие степени деформации, которые достигаются в станах ХПТ. Большое значение, по мнению Ю.Ф. Шевакина имеет дробность деформации nд или число рабочих циклов, за которое исходное сечение передельной трубы деформируется в сечение готовой трубы. Допустимая деформация из условий пластичности при холодной прокатке труб определяется коэффициентом дробности деформации.
13 EMBED Equation.3 1415, (3.6)
где lобж – протяженность обжимной зоны ручья; m – величина подачи; (( – суммарная вытяжка.
Предельный коэффициент дробности деформации зависит от обрабатываемого материала, условий и степени деформации.
Увеличение дробности деформации уменьшает величину деформации в каждом сечении трубы за один цикл и, следовательно, уменьшает остаточные напряжения в рабочем участке, которые возникают во время деформации трубной заготовки. При очередном цикле деформации алгебраически суммируются остаточные напряжения за предыдущий цикл с дополнительными напряжениями, появляющимися в данном цикле. При этом продольное растягивающее напряжение, ограничивающее пластичность металла, уменьшается. Таким образом, чем больше дробность деформации при холодной прокатке труб, тем выше пластичность металла.
Предел степени деформации заготовки при холодной прокатке без восстановления пластических свойств металла (его рекристаллизации) путем промежуточного отжига, обусловлено в большинстве случаев не нарушением сплошности металла, а возрастающей нагрузкой на валки, инструмент и основные детали рабочей клети и привод стана вследствие упрочнения металла.

3.2. Кинематика процесса и условия захвата металла валками при холодной периодической прокатке труб
При периодической прокатке рабочие поверхности валков в пределах каждого ее цикла непрерывно сближаются с переменной скоростью, которая изменяется от максимума в начале зоны обжатия до нуля в конце ее. Поэтому необходимо знать величину скорости vx в любой точке валка на контакте с заготовкой в любой момент времени, т. е. в мгновенном очаге деформации.
При холодной периодической прокатке труб в станах валкового типа рабочая клеть вместе с рабочими валками совершает возвратно-поступательное движение в горизонтальной плоскости. При рассмотрении кинематики процесса П.К. Тетерин представляет плоско-параллельное движение валка как бесконечную последовательность элементарных мгновенных поворотов валка вокруг мгновенных центров вращения. На рис. 3.6 показан один из элементарных поворотов валка вокруг мгновенного центра его вращения M. В рассматриваемый момент
· валок занимает положение, определяемое кривой CD его профиля. За время d
· мгновенного поворота валка рассматриваемый участок 0-1-2-6 протяженностью х металла будет продеформирован на величину dW, определяемую площадью фигуры криволинейного треугольника 1-2-3 на этом участке х, который смещается с осевой скоростью vx = dx/dl и занимает площадь 3-4-5-6, первоначальное же сечение металла 2-6 переместится в положение 4-5. При холодной периодической прокатке величина dW/d
· представляет смещенный объем металла на участке х в единицу времени. Поскольку при прокатке соблюдается закон постоянства объема, то площадь смещенной криволинейной фигуры 1-2-3 будет равна площади 3-4-5-6, величину которой можно определить так: dW = hdx.
Таким образом, осевая скорость течения металла vx смещенного объема металла на участке х в единицу времени будет равна vx = (1/hx) dW/d
·.
При холодной периодической прокатке очаг деформации при прямом и обратном ходе клети состоит из зоны отставания 1, где осевая скорость металла отстает от осевой скорости валков и направление сил трения совпадает с направлением движения рабочей клети, и зоны опережения 2, где осевая скорость металла опережает осевую скорость валков и контактные силы трения направлены против движения рабочей клети (рис. 3.7).
Протяженность зон отставания и опережения определяется радиусом ведущей валковой шестерни. Например, возможность скольжения металла относительно поверхности валка при прямом ходе клети определяется выражением
13 EMBED Equation.3 1415 (3.7)
где vм – скорость истечения металла: 13 EMBED Equation.3 1415 – поступательная скорость клети; Rx – радиус валка (переменный по длине и периметру ручья); Rш – радиус начальной окружности ведущей валковой шестерни; ( – время рабочего хода.
П.Т. Емельяненко предложил упрощенную формулу:
13 EMBED Equation.3 1415, (3.8)
где Rк – катающий радиус; Rб – радиус бочки валка; rср.к – радиус калибра, усредненный по сортаменту стана, размерам заготовки и трубы.
При отношении Rб/Rш > 1,0 по всей длине очага деформации наблюдается отставание металла относительно валка, при Rб/Rш < 1,0 может наблюдаться как отставание, так и опережение.
Количественно величину скольжения определяют по следующей формуле:
13 EMBED Equation.3 1415. (3.9)
Для двухвалкового стана ХПТ коэффициент скольжения:
13 EMBED Equation.3 1415. (3.10)
Критический угол ( Ю.Ф. Шевакин рекомендует определять по упрощенной формуле:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.11)
Условия захвата металла валками. При холодной периодической прокатке очаг деформации характеризуется углом захвата (з и может быть разбит на две зоны: зону обжатия стенки, определяемую углом (ст, и зону уменьшения диаметра (редуцирования), определяемую углом (D (см. рис. 3.2 и 3.4). Угол захвата (з и углы (ст и (D переменны по ширине очага деформации.
Ю.Ф. Шевакиным выполнен теоретический анализ процесса холодной прокатки с целью определения углов захвата в очаге деформации как по вершине калибра, так и по его периметру, в результате которого получена формула
13 EMBED Equation.3 1415 (3.12)
где (rx – величина обжатия в мгновенном очаге деформации; rx – радиус ручья в рассматриваемом сечении; R – радиус валка, С – ордината точки первого касания калибра с трубой.
Для гребня ручья 13 EMBED Equation.3 1415, тогда формула (3.6) становится аналогичной формуле для определения угла захвата при продольной прокатке. Минимальные значения С определяются развалом ручья калибра:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.13)
где Bx – ширина калибра; d(x – диаметр рабочего конуса; (разв – угол выпуска (развала) калибра.
Указанная формула позволяет определить угол захвата как при прямом, так и при обратном ходе клети в любом заданном сечении калибра по его ширине.

3.3. Энергосиловые параметры при холодной периодической прокатке труб
В процессе холодной периодической прокатки каждое сечение заготовки деформируется в постоянно изменяющемся мгновенном очаге как при прямом, так и при обратном ходе клети. На рис. 3.8 показана схема действия сил в мгновенном очаге деформации при холодной прокатке на стане ХПТ.
С достаточной степенью точности для расчетов принимают точку приложения сил нормального давления и касательных сил трения по середине дуги касания металла с валком (см. рис. 3.8).
Величину вертикальной составляющей усилия металла на валок Рв при прямом и обратном ходе клети стана ХПТ определяют по формуле:
Рв = рFкон. (3.14)
Для определения средних нормальных контактных напряжений Ю.Ф. Шевакиным предложены эмпирические формулы:
для прямого хода клети
13 EMBED Equation.3 1415, (3.15)
для обратного хода клети
13 EMBED Equation.3 1415, (3.16)
где (в – временное сопротивление прокатываемого металла при данной степени деформации; n( – коэффициент, учитывающий влияние среднего главного напряжения; f – коэффициент внешнего трения (для стали f = 0,080,12); Sз – толщина стенки заготовки, мм; Rш – радиус ведущей валковой шестерни, мм.
Площадь контактной поверхности соприкосновения металла с валком можно представить состоящей из поверхности соприкосновения в зоне обжатия стенки (см. рис. 3.6, а) и в зоне редуцирования (см. рис. 3.6, б)
13 EMBED Equation.3 1415 (3.17)
Весьма простые, но сравнительно точные формулы для определения площади контактной поверхности рекомендует Ю.Ф. Шевакин:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.18)
13 EMBED Equation.3 1415 (3.19)
где 13 EMBED Equation.3 1415 – коэффициент формы контактной поверхности; 13 EMBED Equation.3 1415 – ширина и диаметр ручья в рассматриваемом сечении; 13 EMBED Equation.3 1415 – полное обжатие в очаге деформации; 13 EMBED Equation.3 1415 – радиус валка по вершине калибра: 13 EMBED Equation.3 1415; 13 EMBED Equation.3 1415 – обжатие по толщине стенки в очаге деформации.
Для определения горизонтальной проекции контактной поверхности при прямом или обратном ходе клети следует вместо 13 EMBED Equation.3 1415 подставлять соответственно 13 EMBED Equation.3 1415 или 13 EMBED Equation.3 1415. При учете упругого сплющивания валков горизонтальную проекцию контактной поверхности с учетом упругого сплющивания Ю.Ф. Шевакиным рекомендуется рассчитывать по формуле:
13 EMBED Equation.3 1415, (3.20)
где (в – временное сопротивление материала трубы при данной степени деформации.
Для определения усилия металла на валки необходимо рассчитать калибровку ручья и определить давление в нескольких контрольных сечениях по длине ручья для того, чтобы установилось наибольшее усилие. Избежать предварительного расчета калибровки, мгновенных обжатий и др. параметров можно, воспользовавшись формулой Ю.Ф. Шевакина для определения полного усилия металла на валки:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.21)
где (( = 1,42 для стали, сплавов титана и 1,10–1,17 – для сплавов на основе меди и алюминия – коэффициент, зависящий от характера упрочнения металла; 13 EMBED Equation.3 1415 – временное сопротивление материала при 50%-ной деформации; 13 EMBED Equation.3 1415 – средний радиус обжимной зоны ручья: 13 EMBED Equation.3 1415 – длина рабочей части ручья без калибрующего участка.
Осевые усилия, действующие на заготовку. При холодной прокатке труб на заготовку со стороны валков приложены значительные осевые усилия разного знака. Это является результатом отсутствия равновесия горизонтальных составляющих усилий, действующих в очаге деформации. Большое влияние на величину и направление тангенциальных сил оказывают скоростные условия, которые при холодной прокатке весьма сложны.
Ю.Ф. Шевакин рекомендует определять осевые усилия при холодной периодической прокатке по следующим формулам.
При прямом ходе клети, если зона отставания мала по сравнению с зоной опережения, т. е.
·х < (о (см. рис. 3.8):
13 EMBED Equation.3 1415. (3.22)
Если 13 EMBED Equation.3 1415, то:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.23)
При обратном ходе клети, если Rш > Rобж, то
13 EMBED Equation.3 1415 (3.24)
если Rш < Rобж ,то:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.25)
где Р
·пр – среднее полное усилие на валки при прямом ходе клети; Р
·об – среднее полное усилие при обратном ходе клети; Р
·об = (0,70,9)P
·пр; Rш – радиус ведущей валковой шестерни; Rобж – радиус валка в обжимной части ручья для рассматриваемого сечения; f – коэффициент внешнего трения;
·В – угол выпуска ручья; 13 EMBED Equation.3 1415 – центральный угол, определяющий протяженность очага деформации в области обжатия стенки; 13 EMBED Equation.3 1415 – угол, ограничивающий зону отставания металла относительно поверхности валка; K
· – коэффициент, характеризующий степень участия выпуска ручья в деформации металла и зависящий от характеристики поворотно-подающего механизма:
Участок ручья . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Начало*
Середина*
Конец*

Коэффициент K( при




раздельных повороте и подаче трубы . . . . .
0,50 / 1,00*
0,25 / 0,85
0 / 0,76

совмещенных повороте и подаче трубы . . . .
0,25 / 0,90
0,10 / 0,70
0 / 0,50

двойном повороте трубы . . . . . . . . . . . . . . . .
0,75 / 0,75
0,50 / 0,60
0,25 / 0,50

* В числителе – прямой ход клети, в знаменателе – обратный.
Осевое усилие в значительной степени определяется усилием металла на валки (рис. 3.9, а) и влияющими на него параметрами. Однако наиболее влияет на осевое усилие радиус начальной окружности ведущей валковой шестерни, от которого зависят величина и знак осевого усилия (рис. 3.9, б).
Осевое усилие, действующее на заготовку, достигает максимума к концу хода клети. При больших значениях сжимающего осевого усилия теряется устойчивость трубы в продольном направлении, а растягивающие осевые усилия вызывают продольное смещение заготовки. Наиболее эффективное средство снижения осевых усилий – изменение радиуса начальной окружности ведущей валковой шестерни.
Момент прокатки, необходимый для деформации металла, без учета потерь на трение и динамических потерь, расходуется на преодоление моментов от вертикальной составляющей полного и осевого усилий.
Полный момент прокатки (для двух валков) зависит от направления хода клети.
При прямом ходе клети:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.26)
Если осевое усилие при прямом ходе клети сжимающее (направлено против движения клети), то момент его осевого усилия суммируется с моментом от сил давления, а если осевое усилие растягивающее, то полный момент представляет разность моментов сил давления и осевых.
При обратном ходе клети:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.27)
Если осевое усилие при обратном ходе клети сжимающее (направлено по направлению движения клети), то полный момент представляет разность моментов от R
·об и Q
·об, а если осевое усилие растягивающее (направлено против движения клети), то полный момент равен сумме моментов этих сил.
Определение моментов значительно упрощается с использованием величины усредненного полного давления:
при прямом ходе
13 EMBED Equation.3 1415 (3.28)
при обратном ходе:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.29)
где Rрасч = Rб – [(rз–rт)/4] – расчетный радиус валка; nQ = 0,08ч0,1 – коэффициент, зависящий от скоростных условий процесса;
·Sср – среднее обжатие за цикл:
·Sср = (S3–ST)/nд, nд = 3lобж / [m (1+2
·
·)] – коэффициент дробности деформации: lобж – длина обжимной части ручья.

3.4. Примеры расчета условий захвата и энергосиловых параметров при прокатке на станах ХПТ
Задача 3.1. Рассчитать угол захвата при прокатке заготовки по маршруту
Dо Ч Sо Dт Ч Sт = 34,0 Ч 3,0 23,0 Ч 0,85 мм в стане ХПТ32. Подача заготовки за цикл прокатки m = 10 мм. Расчет провести для третьего сечения очага деформации (рис. 3.10), в котором размеры деформированной заготовки Dз Ч Sз = 25,9 Ч 1,8 мм.
Решение.
1. Уменьшение поперечного сечения заготовки в сечении 3-3

·3 = [(Do
· So) So] / [(Dз – Sз) Sз] = [(34
· 3) 3] / [(25,9
· 1,8)1,8] 1,8 = 2,144.
2. Суммарное обжатие стенки трубы за цикл от сечения о-о до сечения 3-3:

·S3 = m
·3(tg
·3 – tg
·),
где tg
·3 – тангенс угла наклона касательной, проведенной в точке сечения 3-3 образующей рабочего конуса к оси трубы: 2tg
·3 = (Dз – Dт –
·Dр) / lо; tg
· – тангенс угла наклона образующей оправки к ее оси: tg
· = [(Dц – (Dт – 2Sт)] / 2Lраб;
·Dp – уменьшение диаметра трубы на участке редуцирования; Dц – диаметр цилиндрического участка оправки; lо – длина обжимного участка трубы; lо = 0,6 Lраб = 0,6 391,5 = 234,9 мм;
·S3 = 10
·2,14(0,84 – 0,005) = 0,75 мм.
3. Обжатие по стенке трубы в мгновенном очаге деформации сечения 3-3:
при прямом ходе клети:
·Sпр = (0,7 – 0,80)
·S0-3 = 0,7·0,75 = 0,52 мм;
при обратном ходе клети:
·Sобр = 0,3·0,75 = 0,225 мм.
4. Угол захвата
·з.пр при прямом ходе клети:

·з.пр = 2·
·Sпр /
·г.р. (
·г.р – радиус гребня ручья
·г.р. = 139,45 мм),

·з.пр. = 2·0,52 / 139,45 = 0,092 рад.
5. Угол захвата при обратном ходе клети:

·з.обр. = 2
·Sобр. /
·г.р. = 2 0,225 / 139,45 = 0,058 рад.
Расчет усилия металла на валки при прокатке на станах ХПТ
Задача 3.2. Рассчитать усилие металла на валки при прокатке на стане ХПТ55 заготовки из стали 12Х18Н10Т по маршруту Dз Ч Sз Dт  Ч Sт = 44,0 Ч 2,6 мм 20 Ч 1,6 мм; расчет выполнить для сечения 3-3, которое находится на расстоянии 65 + 51,5Ч2 = 168 мм от начала рабочего конуса (рис. 3.11).
Решение.
1. Для получения более точного результата при расчете усилия металла на валки следует учесть утолщение стенки исходной заготовки: Rз = 22 мм; Sз = 2,6 мм при редуцировании ее до начала обжатия на оправке (рис. 3.11). В данной задаче утолщение стенки заготовки составляет 0,6 мм, поэтому при дальнейших расчетах следует принимать толщину стенки, равную So = 3,2 мм, т. е. фактическую толщину стенки к началу обжатия на оправке, и тогда площадь поперечного сечения заготовки
F0 =
· So (Dз – So) = 3,14·3,2 (44–3,2) = 409 мм.
2. Размеры рабочего конуса в сечении 3-3:
Rx = 13,21 мм; Sx = 2,24 мм.
3. Площадь поперечного сечения рабочего конуса в сечении 3-3
F3-3 =
··S3-3 (D3-3 – S3-3) = 3,14 2,24 (26,42 – 2,24) = 170 мм2.
4. Коэффициент вытяжки в сечении 3-3

·3-3 = Fo / F3-3 = 409 / 170 = 2,4.
5. Обжатие стенки трубы в сечении 3-3

·S3-3 = m
·3(tg
· – tg
·),
где m – величина подачи при прокатке, равная 8 мм;
·2-3 – угол наклона образующей ручья на участке 2-3;
· – угол наклона образующей оправки
tg
· – tg
· = (S3 – S2) / S2-3 = (2,54 – 2,24) / 51,5 = 0,00583;

·S3-3 = 8·2,4·0,00583 = 0,112 мм.
6. Радиус гребня ручья в сечении 3-3
Rг3-3 = Rв – Rx = 182 – 13,21 = 168,79 мм,
где Rв – радиус валка, равный 182 мм.
7. Обжатие стенки в сечении 3-3 при прямом ходе клети

·Sпр = 0,7
·S3-3 = 0,7
·0,112 = 0,0785 мм.
8. Горизонтальная проекция площади контактной поверхности металла с валками
F3-3 = 1,41
·зDx13 EMBED Equation.3 1415= 1,41·1,26·26,4213 EMBED Equation.3 1415= 170,8 мм2.
9. Относительное обжатие по площади поперечного сечения трубы

· = [(Fз – Fх ) / Fз] 100% = [(409 – 170)] / 400 = 58,4%.
10. Временное сопротивление металла трубы разрыву при степени относительной деформации выбирается из номограммы (рис. 3.12):
·в = 1130 Н/мм2
11. Среднее давление металла на валки в сечении 3-3 определяется по формуле (3.16):
13 EMBED Equation.3 1415.
12. Усилие металла на валки при прямом ходе клети без учета сплющивания валов:
Рпр = рср.F3-3 = 1300·170,8 = 22200 МН.
13. Горизонтальная проекция приращения площади контактной поверхности с учетом сплющивания валков:
Fспл.пр. = 3,9·10–4·
·в·R3-3 [(
·/4)/Ro
·(2/3) R3-3] = 3,9·10–4·113·13,21 · · [(3,14/4)·182 – (2/3)·13,21] = 78,0 мм2.
14. Суммарная площадь горизонтальной проекции контактной поверхности:
F
·пр = F0пр + Fспл.пр. = 170,5 = 78,0 = 248,5 мм2
15. Суммарное усилие металла на валки:
Р
·пр. = рпр.F0пр = 1300·248,5 = 320300 МН.
Задача 3.3. Рассчитать полное усилие металла на валки при прокатке трубы из стали 12Х18Н10Т на стане ХПТ 450. Калибр трехвалковый, калибровка ручья 480Ч20 420Ч6,0 мм; подача m = 10 мм. Размеры ручья приведены на рис. 3.13. Расчет провести для сечения 3-3 при прямом ходе клети.
1. Определяется обжатие в мгновенном очаге деформации
13 EMBED Equation.3 1415

·S
· = 10·2,37 (0,0235 – 0,01) = 0,32 мм,
13 EMBED Equation.3 1415

·гр = 700 – Rx = 481,2 мм.
2. Определяется временное сопротивление при
· = 1 – (1 /
·х) = 57,6% по диаграмме (рис. 3.12):
·в = 1140 Н/мм2.
3. Определяется горизонтальная проекция контактной поверхности с учетом сплющивания валков:
13 EMBED Equation.3 1415(для трехвалковой схемы
·3 = 1,1; Вх = Dxcos30().
4. По формуле (3.15) определим среднее контактное напряжение (примем коэффициент трения
· = 0,08):
рпр = 1340 Н/мм2.
5. Полное усилие металла на валок без учета редуцирования трубной заготовки при прямом ходе клети:
Р
·пр = 8330·1340 = 11172200 Н ( 11,2 МН.
6. Давление металла на валок при редуцировании определяется по формуле Ю.Ф. Шевакина: (3.16)
рред =
·в (Sx/Rx) = 144·(9,17/218,8) = 4,8 Н/мм2.
7. Горизонтальная проекция контактной поверхности для зоны редуцирования:

·Rx = 10·2,37·0,0235 = 0,55 мм.
13 EMBED Equation.3 1415
8. Усилие металла на валок при редуцировании трубной заготовки:
Р
·ред = 4,8·3720 = 17856 Н ( 0,018 МН.
3.5 Основы теории прокатки труб на роликовых станах ХПТР
Особенности деформации металла и кинематики процесса прокатки на станах ХПТР. В конце 1950-х годов во ВНИИМЕТМАШе отечественными учеными В.В. Носалем и В.А. Вердеревским были созданы первые станы холодной прокатки труб роликами (ХПТР) для прокатки особотонкостенных труб. В силу большой эффективности способа и оборудования станы ХПТР получили широкое распространение на заводах нашей страны и трубных заводах во всех промышленно развитых странах.
Схема деформации металла на роликовых станах ХПТР аналогична холодной прокатке труб на валковых станах. Прокатку труб ведут на цилиндрической оправке тремя или четырьмя рабочими роликами, по периметру которых нарезан круглый ручей постоянного радиуса, равного радиусу готовой трубы (рис. 3.14). В конце длины прямого хода клети в поперечном сечении ролики образуют замкнутый круглый калибр.
На рис. 3.15 показана кинематическая схема привода стана ХПТР. Особенностью роликовых станов является сложное возвратно-поступательное движение, в котором находятся ролики с сепаратором и опорные планки с рабочей кареткой (клетью). Это создается рычажной системой, связанной через рабочую каретку с кривошипно-шатунным механизмом.
При прокатке труб на роликовых станах в результате перемещения опорной планки рабочие ролики, зажатые между опорной поверхностью планки и рабочим конусом, получают вращательное движение. При этом исключается возможность проскальзывания роликов по опорной поверхности планок. В противном случае процесс нарушается в связи с заклиниванием роликов. Поступательная скорость ролика может быть определена из кинематической схемы (см. рис. 3.15):
13 EMBED Equation.3 1415 (3.30)
Угловая скорость вращения ролика:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.31)
Окружная скорость любой точки ролика:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.32)
Здесь ОА, ОВ – длины плеч кулисы, связанных соответственно через рычаги с сепаратором и кареткой; vкар – скорость движения каретки; Rц – радиус цапфы или, в случае ее отсутствия, усредненный радиус качения ролика по опорной поверхности планки; Rу – радиус ролика по ширине ручья.
В стане ХПТР ролики находятся одновременно во вращательном и поступательном движении и от соотношения между этими видами движения зависят знак и направление осевых усилий, действующих на рабочий конус и стержень оправки.
В зависимости от соотношения между скоростью поступательного и вращательного движения ролика и скоростью истечения металла по контактной поверхности возможно разное сочетание зон относительного скольжения, т. е. возможна как одно-, так и двухзонная схема очага деформации. Теоретический анализ процесса роликовой прокатки труб показал идентичность скоростных условий этого процесса с валковой холодной прокаткой труб.
На рис. 3.16 показаны эпюры скоростей металла и ролика при прямом и обратном ходах клети стана ХПТР.
Силовые параметры процесса прокатки. Прокатка труб на станах ХПТР характеризуется значительной неравномерностью деформации металла. Из-за использования на стане ХПТР ручья постоянного радиуса на большей длине рабочего конуса калибр, образованный роликами, не замкнут. Чем ближе к началу рабочего конуса, тем больше зазор между ребордами соседних роликов. Последнее приводит к тому, что объемы металла, заключенные между роликами, подвергаются внеконтактной деформации. Это увеличивает давление в очаге деформации, приводит к возникновению значительных растягивающих напряжений во внеконтактных зонах деформации, а следовательно, к снижению пластичности деформируемого металла.
В.В. Носаль рекомендует рассчитывать давление металла на ролики станов ХПТР по методике А.И. Целикова для продольной прокатки полосы.
Горизонтальную проекцию контактной поверхности металла с роликом, учитывая упругое сплющивание инструмента, определяют по формуле:
13 EMBED Equation.3 1415, (3.33)
где 13 EMBED Equation.3 1415 – ширина очага деформации; n – число роликов; rт – радиус прокатываемой трубы; pср – усредненное по поверхности контакта нормальное напряжение; ( – коэффициент формы контактной поверхности, равный при 2-, 3-, 4-х роликах 1,201,25; 1,081,10; 1,01,04 соответственно.
Полное усилие металла при роликовой прокатке
13 EMBED Equation.3 1415 (3.34)
Для инженерных расчетов усилие металла на ролик рекомендуется определять по формуле
13 EMBED Equation.3 1415, (3.35)
где 13 EMBED Equation.3 1415 – усредненный предел прочности материала трубы, определяемый по специальным диаграммам или по уравнению 13 EMBED Equation.3 1415; 13 EMBED Equation.3 1415 – пределы прочности заготовки и прокатанной трубы;13 EMBED Equation.3 1415 – диаметры заготовки и трубы; m( – суммарное за двойной ход линейное смещение трубы; Rк – катающий радиус ролика, определяемый по уравнению
13 EMBED Equation.3 1415 (3.36)
lобж.к – длина обжимной зоны конуса; k – коэффициент, учитывающий особенности пластической деформации металла при роликовой прокатке труб (влияние внеконтактных зон, неравномерности деформации, условия внешнего трения и т. п.). Коэффициент k может быть определен с использованием экспериментальных данных В.А. Вердеревского: k = 1,453,55.
Осевое усилие, действующее на заготовку. Как было отмечено, при холодной прокатке в очаге деформации наблюдается скольжение металла относительно валков, при этом соотношение между зонами опережения и отставания в очаге деформации изменяется по длине хода каретки. Соответственно изменяются величина и направление осевого усилия со стороны роликов на заготовку.
На рис. 3.17 показана схема сил, действующих на заготовку при прямом и обратном ходах сепаратора. Спроектировав силы, действующие со стороны одного ролика на заготовку (ось х), получаем при прямом ходе сепаратора (рис. 3.17, а):
13 EMBED Equation.3 1415, (3.37)
где Qпр – осевое усилие, действующее со стороны одного рабочего ролика на заготовку;13 EMBED Equation.3 1415 – результирующая контактных сил трения в зоне отставания металла;13 EMBED Equation.3 1415 – то же в зоне опережения металла; f – коэффициент трения на контактной поверхности ролика; ( – угол наклона равнодействующей сил нормального давления к вертикали;13 EMBED Equation.3 1415 – суммарная площадь контактной поверхности металла с валком; 13 EMBED Equation.3 1415 – площадь контактной поверхности на участке отставания металла.
После ряда преобразований Ю.В. Шевакин и Ф.С. Сейдалиев получили формулы для определения суммарных осевых усилий, действующих на заготовку со стороны всех n роликов при прямом ходе сепаратора:
13 EMBED Equation.3 1415 (3.38)
где усилие 13 EMBED Equation.3 1415.
Отношение площадей зоны отставания и всей площади контактной поверхности:
при
·x дна <
·x дна
13 EMBED Equation.3 1415 (3.39)
при
·x дна =
·x дна
13 EMBED Equation.3 1415 (3.40)
при
·x дна >
·x дна
13 EMBED Equation.3 1415. (3.41)
Суммарное осевое усилие, действующее на заготовку со стороны всех n роликов при обратном ходе сепаратора (рис. 3.17, б):
13 EMBED Equation.3 1415 (3.42)
где 13 EMBED Equation.3 1415.
Если результат расчета получен со знаком плюс, значит осевое усилие действует в направлении прокатки, т. е. оно растягивающее; если результат со знаком «минус», то осевое усилие сжимающее.

3.6. Примеры расчета энергосиловых параметров по методике Ю.Ф. Шевакина при прокатке на станах ХПТР
Задача 3.4. Определить усилие металла на ролики при прокатке трубы из стали 1Х18Н9Т по маршруту: 13 EMBED Equation.3 1415 на стане ХПТР 30-60; величина подачи m = 10 мм.
Решение. Усилие металла на ролик определяем по формуле (3.35):
13 EMBED Equation.3 1415,
где Rк – катающий радиус ролика определяется по формуле (3.36): Rк = 52 мм.
Суммарный коэффициент вытяжки по стенке трубы
13 EMBED Equation.3 1415
Длина обжимной зоны конуса
13 EMBED Equation.3 1415.
Принимаем коэффициент k = 1,62, а 13 EMBED Equation.3 1415 для стали 1Х18Н9Т из рис. 3.12 – равным 1000 Н/мм2.
Таким образом, усилие прокатки:
13 EMBED Equation.3 1415.
Задача 3.5. Рассчитать осевое усилие, действующее со стороны роликов стана ХПТР 30-60 на заготовку из стали 1Х18Н9Т размером Dз x Sз = 51Ч1,5 мм при прокатке в готовую трубу Dт Ч Sт = 47Ч1,03 мм, подаче m = 10 мм.
Решение. 1. Из табличных данных (см. табл. 6.3) находим основные параметры роликов стана ХПТР 30-60: Dдна = 96 мм, Dц = 65 мм, OA = l4 = 552 мм, OB – OA = l3 = 348 мм.
2. Определяем длину обжимной зоны на рабочем конусе:
13 EMBED Equation.3 1415,
где 13 EMBED Equation.3 1415 – длина обжимного участка на опорной планке (см. рис. 6.6).
3. Расчётное обжатие и профиль рабочей поверхности планки рассчитываем по методике Ю.Ф. Шевакина.
13 EMBED Equation.3 1415
где 13 EMBED Equation.3 1415.
Коэффициент вытяжки по стенке:
13 EMBED Equation.3 1415.
Коэффициент 13 EMBED Equation.3 1415 при 13 EMBED Equation.3 1415
13 EMBED Equation.3 1415
Отношение 13 EMBED Equation.3 1415
Толщина стенки рабочего конуса в сечении x/l = 0,1 при 13 EMBED Equation.3 1415:
13 EMBED Equation.3 1415;
в сечении x/l = 0,5 при 13 EMBED Equation.3 1415:
13 EMBED Equation.3 1415.
Коэффициенты вытяжки по диаметру трубы в соответствующих сечениях:
13 EMBED Equation.3 1415
Расчётные обжатия в мгновенном очаге деформации:
в сечении x/l = 0,1
13 EMBED Equation.3 1415
в сечении x/l = 0,5
13 EMBED Equation.3 1415.
4. Коэффициент настройки рычажной системы определяем на основании табличных данных: 13 EMBED Equation.3 1415,13 EMBED Equation.3 1415:
13 EMBED Equation.3 1415.
Относительное обжатие:
в сечении x/l = 0,1 при 13 EMBED Equation.3 1415
13 EMBED Equation.3 1415;
в сечении x/l = 0,5
13 EMBED Equation.3 1415.
6. Рассчитываем углы (, (1, ((, 13 EMBED Equation.3 1415:
в сечении x/l = 0,1:
13 EMBED Equation.3 1415 (или 0,547 рад);
13 EMBED Equation.3 1415
13 EMBED Equation.3 1415
13 EMBED Equation.3 1415, (или 0,611 рад);
13 EMBED Equation.3 1415, или 0,547 рад;
в сечении x/l = 0,5: ( = 0,547 рад;
13 EMBED Equation.3 141513 EMBED Equation.3 1415
13 EMBED Equation.3 1415
7. Находим отношение площадей:
в сечении x/l = 0,1:
13 EMBED Equation.3 1415,
13 EMBED Equation.3 1415;
в сечении x/l = 0,5:
13 EMBED Equation.3 1415,
13 EMBED Equation.3 1415
8. Определяем осевые усилия, действующие на заготовку: в сечении x/l = 0,1, при прямом ходе сепаратора:
13 EMBED Equation.3 1415;
при обратном ходе сепаратора:
13 EMBED Equation.3 1415;
в сечении x/l = 0,5, при прямом ходе сепаратора:
13 EMBED Equation.3 1415;
при обратном ходе сепаратора:
13 EMBED Equation.3 1415.
Глава 4. Оборудование и технологический инструмент валковых станов холодной периодической прокатки

Первые станы ХПТ типоразмера 11/2 и 21/2 были изготовлены в США фирмой «Wean Industries» («McRay Machine») по патенту Ньюберта 1927 г. и получили название «Рокрайт» (Rock-right). В СССР американские станы ХПТ «Рокрайт» были установлены в 1937 г. на Днепропетровском заводе им. В.И. Ленина и Никопольском Южнотрубном заводе. Практически одновременно на Уральском заводе тяжелого машиностроения были созданы первые отечественные станы ХПТ для Первоуральского Новотрубного и Синарского трубного заводов.
Наиболее интенсивно холодная периодическая прокатка развивалась в 1990–1995 годах, что было связано с большой потребностью как в России, так и за рубежом в холоднодеформированных трубах.
Первые модели станов ХПТ32, ХПТ55, ХПТ75 были спроектированы на УЗТМ в 1955 г, а изготовлены в ГДР; уже в 1957 г. на УЗТМ спроектировали и изготовили станы ХПТ120П и ХПТ90П оригинальной конструкции; индекс «П» обозначает, что они снабжены устройствами, обеспечивающими прокатку труб с переменной толщиной стенки по длине трубы.
После 1957 г. производство станов ХПТ организовали на ЭЗТМ – Электростальском заводе тяжелого машиностроения с использованием эвакуированного оборудования НКМЗ – Новокраматорского машиностроительного завода, начали с выпуска серии станов ХПТ32, ХПТ55, ХПТ75 (вторая модель) усовершенствованной конструкции; затем были спроектированы и изготовлены станы ХПТ третьей модели ХПТР32-3, ХПТ55-3, ХПТ90-3 для холодной и теплой прокатки труб, а также уникальные станы ХПТ160, ХПТ250 и ХПТ450-3 (табл. 4.1). Станы третьей модели – короткоходовые с повышенной быстроходностью за счет пневматических устройств уравновешивания инерционных сил подвижных масс от станов второй модели отличаются только наличием пневматических уравновешивающих устройств. Третья модель станов ХПТ получила наибольшее распространение в отечественной трубной промышленности. Всего с 1958 по 1996 г. на ЭЗТМ было произведено более 200 станов ХПТ второй и третьей модели, как для отечественной трубной промышленности, так и в зарубежные страны – Японию, Италию, Индию и др.
Другой мировой лидер в производстве станов ХПТ – Германия (фирма «Mannesmann Demag-Meer» ныне «SMS-Meer»), которая начала производство станов ХПТ по американской лицензии в 1935 г. В дальнейшем конструкции станов «KPW Kalt Pilger Walsen» были усовершенствованы, до 1996 г. было изготовлено свыше 400 станов KPW одно-, двух и трехниточных (табл. 4.2). В настоящее время станы ХПТ производства этой фирмы технологически совершенны и занимают лидирующее положение на мировом рынке.
Таблица 4.1. Характеристика современных моделей станов ХПТ производства ЭЗТМ
Параметры
ХПТ32-3
ХПТ55-3
ХПТ-90-3
ХПТ120П
ХПТ-250
ХПТ-450

Размеры заготовки

Наружный диаметр, мм
22–46
38–73
57-102
89–140
104–273
219–480

Толщина стенки, мм
1,35–6
1,75–12
2,5-20
4–24
3–45
4–40

Длина, м
1,5–5/8
1,5–5/8
1,5–5/8
2,5–8,5
2–6
3–8

Размеры готовой трубы

Наружный диаметр, мм
16–32
25–55
40–90
80–120
90–250
170–450

Толщина стенки, мм
0,4–5
0,5–10
0,75–18
1,5–20
1–35
1,5–35

Длина (после резки), м
4–10/18
4–10
4–0/18
4,5–20
4–10
6–25

Технологические параметры

Уменьшение поперечного сечения заготовки при прокатке из сталей (max), %:


углеродистых
88
88
88
80
85
75–85

коррозионностойких
70
70
70

60
60–75

то же при теплой прокатке
85
85
85




Уменьшение наружного диаметра заготовки (max), мм
24
33
32
40
70
70

Уменьшение толщины стенки (max), %
70
70
70
70
75
80

Число двойных ходов клети в минуту
150
130
100
60
60–70
20–40

Подача, мм
2–30
2–30
2–30
2–25
4–40,5
2–25

Производительность, (м/ч), при прокатке сталей:


углеродистых
270
260
215

160


коррозионностойких
230
210
180




Конструктивные параметры

Диаметр валка ,мм
300
364
434
550
800
950

Диаметр ведущих шестерен, мм
280
336
406 и 378
476
640; 680; 720
950

Ход клети или обоймы, мм
452
625
708
755
1008
1300

Угол поворота валка, град
185
213
199 и 213
187,6
180; 170; 160
160

Инструмент:


количество рабочих валков
2
2
2
2
2
3

диаметр валов, мм
300
364
434
550
800
950

диаметр оправки (max), мм
42
67
92

255
135–468

Мощность двигателя главного привода, кВт
67
95
140
2Ч125
1000
2150


Таблица 4.2. Техническая характеристика станов ХПТ «Mannesman Meer»
Параметры
KPW 25 VMR
КРW 50 VMR
КРW 75 VMR
KРW 100 VMR
SKW 125 VMR
КРW 75 DMR

Максимальный диаметр заготовки, мм
30
51
76
102
133
75

Диаметр готовых труб, мм
10–25
12–38
20–40
10–80
48–113
20–60

Диаметр калибров (валков), мм
205
310
370
450
520
375

Длина рабочей части ручья калибров, мм
360
610
760
890
1050
1023

Максимальное число двойных ходов клети, мин–1
240
210
180
160
115
190

Год начала выпуска
1967
1970
1968
1968
1989
1995


Примечание: Числа после букв в обозначении станов – максимальный диаметр труб, прокатываемых на данном стане; VMR – стан длинноходовой, быстроходный с вертикальным грузовым уравновешиванием и кольцевыми калибрами; SKW – стан длинноходовой, быстроходный с двойной подачей и поворотом; DMR – стан длинноходовой, быстроходный с двойной ротационной системой уравновешивания.

4.1. Классификация, состав и техническая характеристика станов ХПТ
Валковые станы ХПТ подразделяют на группы в соответствии с размерами прокатываемых труб:
Станы для производства труб малых диаметров – ХПТ 32 (диаметр готовых труб 1632 мм); ХПТ 55 (диаметр готовых труб 2555 мм);
Станы для производства труб средних типоразмеров – ХПТ 75 (диаметр готовых труб 1080 мм); ХПТ 90 (диаметр готовых труб 4090 мм); ХПТ 250 (диаметр готовых труб 90250 мм);
Станы для производства труб больших типоразмеров – ХПТ 450 (диаметр готовых труб 170450 мм).
Станы ХПТ принято также классифицировать:
по максимальному наружному диаметру прокатываемых труб
по характеру движения инструмента (валков): - станы с поступательным движением осей валков (станы ХПТ); станы с неподвижными осями валков (НХПТ, ХПТС); станы с вращающимися осями валков (станы ХПТВ и планетарные);
по числу одновременно прокатываемых труб – одно-, двух- и трехниточные;
по длине рабочего конуса прокатываемых труб – короткоходовые и длинноходовые с углом поворота калибра вокруг собственной оси на угол больше 180(;
по температурным условиям прокатки – станы холодной и теплой прокатки;
по типу прокатываемых труб – для труб постоянного и переменного сечения (в обозначении стана добавляется индекс П, например, ХПТ120П;
по типу загрузки заготовки-передельной трубы – станы с торцевой и боковой загрузкой;
Кроме того, станы ХПТ подразделяют по исполнению основных механизмов: главного привода, рабочих клетей и распределительно-подающих устройств:
по типу рабочей клети – двухвалковые с подвижной клетью, четырехвалковые с подвижной клетью, с подвижной валковой кассетой и силовыми направляющими, со стационарной клетью;
по типу приводного устройства клети – с уравновешиванием на рабочей клети, на кривошипном валу, на валу двигателя, без уравновешивания;
по типу уравновешивающего устройства – пневматическое, грузовое с возвратно поступательным движением противовеса, грузовое с качающимся дисбалансом, с вращающимся противовесом, пневмогидравлическое;
по механизму подачи и поворота заготовки – рычажного типа, редукторного типа с муфтами свободного хода, редукторного типа с дифференциальной передачей, зубчатого типа с мальтийским механизмом, дифференциального типа с периодическим торможением эпицикла и водила, с планетарно-гипоциклоидным преобразователем, с упругими элементами, со стационарным патроном;
по способу работы патронов – с периодическим возвратом (на всю длину), непрерывного циклического действия (с трастовым механизмом и механизмами со стационарным патроном, с совмещенным возвратом (два патрона работают с перехватом);
по расположению главного пульта управления – правые (справа от стана по ходу прокатки) и левые.

4.2. Оборудование станов ХПТ
На рис. 4.1 показана схема стана ХПТ, состоящего из рабочей клети, главного привода, механизмов подачи и поворота трубы, системы смазки и управления.
Кинематическая схема стана ХПТ конструкции ЭЗТМ показана на рис. 4.2. От электродвигателя 1 вращение через главный редуктор 2 передается на кривошипно-шатунный механизм 3, который сообщает рабочей клети 4 возвратно-поступательное движение. Одному полному обороту кривошипа соответствует двойной ход рабочей клети: в направлении выхода готовой трубы – прямой и в обратном направлении – обратный.
Вращение валков 5 осуществляется с помощью ведущих шестерен 6, находящихся в зацеплении с неподвижными зубчатыми рейками 7. Угол разворота валков зависит от диаметра начальной окружности ведущей шестерни и параметров кривошипно-шатунного механизма. На действующих станах угол разворота составляет 157214(. От главного редуктора 2 вращение передается на редуктор 8 кулачкового механизма 9 подачи и поворота. Этот механизм сообщает системе 10 рычагов прерывистое движение, которое передается винту 11 подачи и валу 12 поворота трубы. В крайнем заднем положении рабочей клети происходит подача и поворот трубы, в крайнем переднем положении – поворот ее. Механизм 13 предназначен для ускоренного отвода винта подачи, а механизм 14 – для установки и отвода стержня крепления оправки.
Конструкции рабочих клетей станов ХПТ. Рабочие клети станов ХПТ изготовляют с подвижной станиной; с неподвижной станиной и с опорными валками. Рабочие клети с подвижной станиной применяют на станах ХПТ для прокатки труб диаметром до 90 мм. За рубежом в Германии (фирма «Маннесманн Меер») и в США (фирма «Блисс») клети такого типа используют на станах больших типоразмеров.
На рис. 4.3 и 4.4 показаны схемы подвижной рабочей клети стана ХПТ с американским типом привода валков (рис. 4.3) и рабочая клеть стана ХПТ75 конструкции ОАО «ЭЗТМ» (рис. 4.4). Конструкции рабочих клетей станов ХПТ55 и ХПТ32 аналогичны конструкции клети стана ХПТ75 (рис. 4.4).
Станина 1 стана ХПТ75 закрытого типа представляет собой цельную отливку, состоящую из двух боковых рам с вырезами для установки рабочих валков, верхней и нижней поперечин. Боковые рамы на уровне оси прокатки имеют приливы для крепления проушин шатунов. В вырезах станины установлены рабочие валки 2, смонтированные на четырехрядных конических подшипниках 3 в подушках 4. На оси каждого рабочего валка с каждой стороны насажены ведомые шестерни 5; на хвостовых частях верхних валков насажены ведущие шестерни 6, которые входят в зацепление с рейкой, смонтированной на станине под рабочую клеть. В подушках нижнего валка установлены пружины, уравновешивающие верхний валок с деталями, смонтированными вместе с ним. В нижней раме станины 1 в специальных приливах растачивают отверстия, куда на подшипниках устанавливают оси 7, на концах которых монтируют бегунки 8, катящиеся по направляющим станины. Рабочие клети станов ХПТ55 и ХПТ32 перемещаются по рельсам станины на ползунах, а станина стана ХПТ90 – на катках.
Подушки нижнего валка устанавливают в клети неподвижно. От бокового смещения их предохраняют боковые планки 9. Верхний валок может перемещаться в осевом и вертикальном направлениях, что позволяет достичь точной установки калибров. Осевое перемещение валка осуществляется ослаблением болтов с одной стороны боковой планки 9 и затягиванием – с другой стороны. Верхний валок перемещают вертикально с помощью клиньев 10, которые перемещаются по наклонным плоскостям верхней подушки винтами 11. В клиньях 10 размещены предохранительное кольцо 12 и пуансон 13, с помощью которых станина клети предохраняется от разрушения при появлении больших нагрузок.
Возвратно-поступательное движение рабочей клети обеспечивают шатуны приводного механизма. При перемещении клети ведущие шестерни 6 катятся по рейке, благодаря чему верхний и нижний валки, связанные шестернями 5, вращаются. Заготовка, насаженная на оправку, прокатывается между валками.
Как было отмечено, вращательное движение передается валкам в результате взаимодействия ведущих шестерен валков с зубчатыми рейками – главного зацепления.
В станах ХПТ «Рокрайт» (американский тип привода валков) ведущие шестерни расположены на нижнем валке (рис. 4.3, а), и обеспечивают стабильность зацепления с рейкой, однако не могут перемещаться при изменении зазора между калибрами в процессе настройки валков. В станах ХПТ конструкции ЭЗТМ ведущие шестерни расположены на верхнем валке (рис. 4.5, а), и перемещение которого при настройке проводится от нажимного устройства. Такое зацепление позволяет извлекать рабочую клеть без выкатки клети вперед, как при американской схеме, и обеспечивает лучшие условия для проведения ремонтных работ, а также позволяет проводить перевалку валков заменой всей клети.
Фирма «Маннесманн Меер» разработала конструкцию рабочей клети стана ХПТ с подвижной станиной с рядом конструктивных преимуществ по передаче валкам вращательного движения. Главное преимущество привода в станах фирмы «SMS-Meer» в том, что задействованы всего две шестерни (рис. 4.5, б), чем сокращается количество зазоров в зубчатых парах. Кроме этого, в клети данной конструкции свободный конец валка и разборный валковый подшипник обеспечивают быструю замену кольцевого калибра.
Станины клетей станов ХПТ работают в исключительно тяжелых условиях, а большая масса движущихся рабочих клетей вызывает большие динамические нагрузки, создаваемые усилиями прокатки и шатунами привода рабочей клети.
На современных станах ХПТ число двойных ходов рабочей клети достигает 180200 мин–1, поэтому во избежание больших динамических нагрузок станина должна быть предельно легкой и в то же время прочной. Обычные станины изготовляют закрытого типа с оребрением стоек и поперечин для уменьшения массы.
В случае большой массы рабочей клети (станы ХПТ больших типоразмеров, многониточные) для прокатки труб диаметром более 90 мм используют рабочие клети с неподвижной станиной и подвижными рабочими валками. Например, в станах больших типоразмеров: ХПТ 120, ХПТ 250 (рис. 4.6), ХПТ 450 конструкции ОАО «ЭЗТМ» используют рабочие клети с неподвижной станиной (рис. 4.7).
В клети (см. рис. 4.7) усилие прокатки, воспринимаемое рабочими валками, передается через бегунковые роликоподшипники с утолщенными наружными кольцами 2 на неподвижные рельсы 1 и 3. Рельсы 3 закреплены на нижней траверсе станины, а рельсы 1 опираются на два клина 8, перемещая которые винтами 12, устанавливают требуемый зазор между рабочими валками. Через сферический подпятник 11 при помощи пружин уравновешивания 9 клинья подтягиваются к верхней траверсе 10 станины. Рабочие клети с неподвижной станиной позволяют получать переменный зазор между валками по длине хода клети благодаря раздельному регулированию левого и правого клиньев. Для этой цели у гайки 14 предусмотрен наружный зубчатый венец, который входит в зацепление с втулкой 13, имеющей внутренние зубья. Если левую втулку 13 вывести из зацепления с гайкой 14, то при вращении винта перемещаться будет только правый клин. В зависимости от направления его перемещения правый конец рельса поднимется или опустится, вследствие чего может измениться зазор между валками в зоне калибрующего участка при сохранении установленного зазора в зоне редуцирования. Малые подшипники рабочего валка, установленные за бегунковыми опорами, могут перемещаться в окнах сварной кассеты 6. Нижний рабочий валок служит одной из двух опор кассеты, верхний – прижат к верхним рельсам пружинами, усилие которых должно быть в пять–шесть раз больше силы тяжести рабочего валка. Другой опорой кассеты являются бегунки 15, перемещающиеся по рельсам 16. Расточка 5 предназначена для присоединения кассеты к шатунам 4 приводного механизма. Оси 7, на которых установлены подшипники бегунков, имеют эксцентриситет 2,5 мм. Поворачивая ось относительно запрессованной в кассету втулки, можно изменять положение бегунка по высоте для регулирования зазора между бегунками и рельсом. При регулировании положения малого бегунка устраняют также смещение бегунковых опор рабочей клети в горизонтальной плоскости от оси прокатки.
Рабочие клети с опорными валками. Эти клети также изготовляют с неподвижной станиной. В конструкции клети фирмы «Etna Standard» (рис. 4.8) подшипники рабочих валков разгружены от вертикальных усилий прокатки. Последние передаются от рабочих валков 1 на опорные валки 2, перекатывающиеся по рельсам 3. Применение опорных валков вызвано кинематическими особенностями движения рабочих валков.
Преимущество рабочей клети с опорными валками – несколько большая жесткость, достигаемая за счет уменьшения расстояния между опорами валков и меньшей упругой податливости валков в зоне контакта по сравнению с опорными бегунками.
Конструктивные недостатки такой клети – большие габариты и масса, а также необходимость изготовления валков с повышенной точностью.
Механизмы привода рабочих клетей станов ХПТ. Рабочие клети станов ХПТ приводятся в движение электродвигателями постоянного тока через кривошипно-шатунные механизмы, которые преобразуют вращательное движение вала электродвигателя в возвратно-поступательное перемещение рабочей клети.
Известны две схемы расположения кривошипно-шатунного механизма: перед рабочей клетью (рис. 4.9, а) в зоне действия патрона подачи и за клетью (рис. 4.9, б). По первой схеме спроектированы отечественные станы ХПТ, по второй – станы фирмы «Mannesmann-Demag» (Германия). В конструкции отечественных станов сокращается их длина и протяженность трансмиссионного вала механизма подачи и поворота заготовки 1, по второй схеме – облегчается обслуживание приводного механизма, поскольку он не заставлен направляющими патронами подачи. Чтобы компенсировать ударные нагрузки и колебательные процессы в валках и шатунах привода применяют упругое звено. В станах ХПТ конструкции ОАО «ЭЗТМ» в качестве упругого звена используют упругие муфты 3 и 5, которые устанавливают между электродвигателем 2 и редуктором 4, а также между редуктором и быстроходным валом 6 кривошипно-шатунного механизма привода клети 7. В станах ХПТ фирмы «Mannesmann-Demag» упругим компенсатором служит ременная передача 9. Благодаря такой передаче и отсутствию конических шестерен приводы указанных станов испытывают значительно меньшие динамические нагрузки в процессе эксплуатации. За каждый оборот кривошипного вала главный привод претерпевает неравномерную нагрузку. В первой половине прямого и обратного ходов клети двигатель ускоряет движущиеся массы 10, 11, приводимые коленвалом 8, а во второй половине обоих ходов затормаживают их. При этом в звеньях приводного механизма наблюдается значительные знакопеременные напряжения.
Способы уравновешивания инерционных сил подвижных масс станов ХПТ. Для уменьшения инерционных сил в станах ХПТ применяют следующие типы уравновешивающих устройств: грузовое; пневматическое и пневмогидравлическое (рис. 4.10).
Способ грузового уравновешивания (рис. 4.10, а) заключается в том, что рабочая клеть 1 и уравновешивающие массы 2 и 3 приводятся в движение от одного коленчатого вала 4, который получает вращение от главного привода 5. В момент остановки рабочей клети в крайнем положении уравновешивающие грузы имеют максимальную скорость, благодаря этому динамические нагрузки резко снижаются, и скорость прокатки может быть значительно увеличена. При грузовом уравновешивании значительно уменьшается момент сил инерции на валу главного привода. Суммарный статический и динамический моменты остаются положительными весь цикл прокатки. Возвратно-поступательное движение уравновешивающего груза происходит от общего коленчатого вала. В станах ХПТ фирмы «Mannesmann-Demag» груз располагают под углом 90( к кривошипно-шатунному механизму рабочей клети. В многониточных станах отечественной конструкции груз диаметрально противоположен рабочей клети. Еще одна разновидность таких механизмов – пневматическое уравновешивающее устройство, которое в отличие от грузового, непосредственно воздействует на рабочую клеть, чем создаются более благоприятные условия для уравновешивания динамических нагрузок в кинематической цепи приводного механизма стана. Пневматическое уравновешивающее устройство (рис. 4.10, б) состоит из двух пневмоцилиндров 2 с поршнями 3, соединяющихся с рабочей клетью 1 (цилиндр слева не показан). При возвратно-поступательном движении клети поршень перемещается внутри цилиндра, при движении рабочей клети от среднего положения вправо или влево воздух в одной полости цилиндра сжимается, а в другой расширяется. Энергия движущейся массы клети при торможении накапливается и используется для преодоления инерционных сил, что значительно уменьшает перегрузку электродвигателя приводного механизма. Оборудование станов ХПТ пневматическими уравновешивающими устройствами позволило увеличить на 1015% число двойных ходов клети действующих станов. Однако пневматические уравновешивающие устройства сложны в эксплуатации, поскольку необходимо тщательно соблюдать постоянный температурный режим; в случае перегрева воздуха пневматические цилиндры выходят из строя, что приводит к остановке стана.
Пневмогидравлическое устройство (рис. 4.10, в) уравновешивает динамические нагрузки в рабочей клети 1 с помощью гидроцилиндра 2, в котором движется поршень 3, соединенный штоком 4 с рабочей клетью. Левая и правая полости гидроцилиндра соединены с двумя газовыми аккумуляторами 5 и 6. При движении клети к крайнему положению ее кинематическая энергия переходит в энергию сжатого газа в одном из аккумуляторов. При возвращении клети в среднее положение энергия сжатого газа способствует ее движению с увеличенной скоростью. Возвратно-поступательное движение рабочей клети осуществляется от электродвигателя с помощью шатунов 7.
4.3. Технологический инструмент станов ХПТ
Рабочий инструмент станов ХПТ представлен на рис. 4.11. Рабочие валки станов ХПТ непосредственно не контактируют с прокатываемой трубой и обжатие металла осуществляется специальными калибрами трех видов: полудисковыми, кольцевыми и подковообразными, установленными на рабочих валках и прикрепленными к рабочим валкам (рис. 4.12).
Наиболее распространен тип крепления, когда калибр – полудиск закрепляют в вырезе рабочего валка (рис. 4.12. а) и крутящий момент калибру передается через клинья. При втором типе крепления (рис. 4.12, б) калибр выполнен в виде кольца, которое насаживают на валок-ось. При третьем типе крепления (рис. 4.12, в) подковообразный калибр закрепляется на валке боковыми гайками. Полудисковые калибры применяют в короткоходовых станах; кольцевые калибры устанавливают в длинноходовых станах, а подковообразные калибры применяют главным образом при модернизации короткоходовых станов.
Исследования, проведенные Ю.Ф. Шевакиным и Ф.С. Сейдалиевым, показали, что конструкция стана с применением подковообразного калибра оптимальна.
Калибры изготавливают из стали ШХ-15 и 60ХФА; после термообработки твердость поверхности ручья калибра должна быть не менее 55...60 HRC. Рабочие валки изготавливают из стали 30ХГСА; их подвергают объемной закалке до твердости 250...320 НВ. Шестерни рабочих валков выполняют из стали 45Х с поверхностной закалкой зубьев до твердости не менее 45 НRC.
Оправки станов ХПТ состоят из цилиндрической и конической частей с хвостовиком для их крепления. Износостойкость и твердость их не менее 5560 HRC достигается применением сталей ШХ15 и 50ХФА и соответствующей термической обработкой; чистота поверхности и точность размеров достигаются шлифовкой и полировкой рабочей поверхности. калибров и оправок.
В табл. 4.3 приведены данные по стойкости калибров и оправок станов ХПТ при прокатке 1 тыс. м труб из сталей разных марок.
Таблица 4.3. Стойкость калибров и оправок станов ХПТ
Стали труб
Стойкость, тыс. м труб


калибров станов
оправок станов


ХПТ32
ХПТ55
ХПТ75
ХПТ32
ХПТ55
ХПТ75

Углеродистые и низколегированные
18–32
18–35
20–40
3–6
4–8
5–9

Высоколегированные и легированные
13–27
16–30
18–32 (10–15)*
1,5–4
2,5–5
3–5

Коррозионностойкие и жаропрочные
8–10
8–12
10–15
0,5–2,5
0,5–3
1–3

* При прокатке труб из стали ШХ15.
4.4. Методы расчета на прочность основных механизмов и технологического инструмента станов ХПТ
Расчет рабочей клети стана ХПТ. Схема действия сил на рабочую клеть с подвижной станиной приведена на рис. 4.13.
К клети приложены: 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 – равнодействующие сил от прокатываемой трубы соответственно на верхний и нижний валок; 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 – нормальные силы в зацеплении между рейкой и соответственно левой и правой ведущими шестернями (на рис. 4.13 сила 13 EMBED Equation.3 1415сливается с силой 13 EMBED Equation.3 1415); 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 – усилия соответственно от левого и правого шатунов; 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 – усилия соответственно от верхнего и нижнего штоков уравновешивателя; 13 EMBED Equation.3 1415 – сила тяжести клети; qн – нормальное давление со стороны рельсов на опору клети (распределенная сила).
В горизонтальной плоскости клеть фиксируется направляющими, реакция от которых возможна только при погрешностях изготовления и монтажа клети. В связи со случайным характером этих нагрузок они в расчете не учитываются.
Вследствие малой жесткости прокатываемой трубы в вертикальном направлении можно считать, что силы 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 равны. Они определяются как равнодействующие 13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 для нескольких положений рабочей клети:
13 EMBED Equation.3 1415 (4.1)
В формуле (4.1) М.И. Гриншпун и В.И. Соколовский рекомендуют принимать, что точки приложения сил 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 совпадают. Усилия 13 EMBED Equation.3 1415 численно равно полному усилию в одном шатуне, умноженному на коэффициент неравномерности распределения усилий между шатунами, равный 1,3–1,5. Усилия 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 определяются из условия равенства нулю моментов всех сил, действующих на валки (включая динамический момент):
13 EMBED Equation.3 1415 (4.2)
Учитывая неравномерность распределения нагрузки между левой и правой шестернями коэффициентом 1,5, можно записать:
13 EMBED Equation.3 1415, (4.3)
где 13 EMBED Equation.3 1415 – момент прокатки на обоих валках; 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 – маховые моменты соответственно верхнего и нижнего валков вместе с калибрами; 13 EMBED Equation.3 1415 – угловое ускорение валков; 13 EMBED Equation.3 1415 – момент трения в опорах валков.
Момент прокатки
13 EMBED Equation.3 1415 (4.4)
где 13 EMBED Equation.3 1415 для угла зацепления 13 EMBED Equation.3 1415.
Угловое ускорение валков:
13 EMBED Equation.3 1415, (4.5)
где 13 EMBED Equation.3 1415 (4.6)
– ускорение клети, 13 EMBED Equation.3 1415 – угловая скорость кривошипа; 13 EMBED Equation.3 1415 – радиус кривошипа; 13 EMBED Equation.3 1415 – угол поворота кривошипа; ( – отношение радиуса кривошипа к длине шатуна; ( – отношение дезаксиала к радиусу кривошипа.
Величины 13 EMBED Equation.3 1415и 13 EMBED Equation.3 1415 переменны по длине хода клети, поэтому величина сил 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 будет зависеть от рассматриваемого положения клети. Максимальное значение сил 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 можно определить, если на одном графике суммировать кривые
13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415.
Усилия 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 зависят от выбранного типа уравновешивающего устройства, а сила тяжести клети 13 EMBED Equation.3 1415определяется по обычной методике.
Принимаем условно, что нагрузка qн равномерно распределяется по длине опоры и зависит от вертикальной составляющей сил 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415, силы тяжести клети и распорных усилий в зацеплении ведущих шестерен с рейкой, тогда:
13 EMBED Equation.3 1415. (4.7)
Для расчета рабочей клети с неподвижной станиной удобнее составить две расчетные схемы (рис. 4.14, а, б) для подвижной рабочей обоймы и неподвижной станины.
Внешние силы 13 EMBED Equation.3 1415,13 EMBED Equation.3 1415,13 EMBED Equation.3 1415,13 EMBED Equation.3 1415и момент 13 EMBED Equation.3 1415для подвижной обоймы определяются так же как и для рабочей клети с подвижной станиной.
Нормальные силы в зацеплении 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 находятся с учетом того, что привод валков односторонний, а маховые моменты верхнего и нижнего валка одинаковы:
13 EMBED Equation.3 1415. (4.8)
Тогда принимая, что 13 EMBED Equation.3 1415=13 EMBED Equation.3 1415=13 EMBED Equation.3 1415, имеем
13 EMBED Equation.3 1415. (4.9)
Для определения нормальных сил 13 EMBED Equation.3 1415,13 EMBED Equation.3 1415,13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415, действующих со стороны неподвижных рельсов на большие бегунки, рассмотрим равновесие рабочих валков с учетом сил уравновешивания верхнего валка.
Из равенства нулю суммы моментов сил, действующих на верхний валок, можно записать:
13 EMBED Equation.3 1415 (4.10)
13 EMBED Equation.3 1415. (4.11)
Аналогично определяем силы 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 (для более точного их определения учитывают составляющую силу тяжести кассеты, действующую на нижний валок). Так как силы 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 намного меньше усилия13 EMBED Equation.3 1415, приближенно можно принять
13 EMBED Equation.3 1415. (4.12)
При определении нормальных сил 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415, действующих на малые бегунки со стороны рельсов, или сил 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415, которые могут возникнуть, когда вертикальная составляющая Pш направлена вверх, следует учитывать, что внешние силы 13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415 практически симметричны относительно оси прокатки, и поэтому реакции 13 EMBED Equation.3 1415 появляются только от вертикальных составляющих13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415, а также от силы тяжести кассеты 13 EMBED Equation.3 1415. Взяв сумму моментов этих сил и принимая, как и ранее, что неравномерность распределения усилий между шатунами составит 1,3–1,5, можно записать:
13 EMBED Equation.3 1415. (4.13)
На неподвижную станину (рис. 4.14, б) действуют силы 13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415, , равные по величине и противоположные по направлению соответствующим силам на предыдущей расчетной схеме (рис. 4.14, а). Распределенная сила – нормальное давление со стороны фундамента
13 EMBED Equation.3 1415, (4.14)
где 13 EMBED Equation.3 1415 – сила тяжести станины; 13 EMBED Equation.3 1415 и – реакции в опорах коренных шеек коленчатого вала.
Горизонтальная сила, воспринимается фундаментом, равна:
13 EMBED Equation.3 1415. (4.15)
Расчет станин рабочих клетей стана ХПТ по методике М.И. Гриншпуна и В.И. Соколовского. Для расчета подвижной станины на прочность составим так называемую «основную» систему сил (рис. 4.15), заменяя для упрощения задачи пространственную раму станины рабочей клети двумя плоскими рамами.
Для рабочих клетей без уравновешивания обе плоские рамы полностью идентичны; станины с уравновешивающимися устройствами отличаются расположением прилива под его штоки. Можно предположить, что в наиболее неблагоприятных условиях работает станина, у которой прилив расположен ближе к середине вертикальной стойки, поэтому такую раму и рассчитывают на прочность.
В основную систему сил (см. рис. 4.15) включают: вертикальное усилие прокатки Р0, которое равно: 13 EMBED Equation.3 1415; при этом распорными усилиями в реечном зацеплении и в зацеплении ведомых шестерен пренебрегаем, так как эти усилия составляют не более 3–5% Рв; силы давления L1 и L2 верхней и нижней подушек на станину, определяемые из равенства нулю суммы горизонтальных проекций всех сил, действующих на рабочий валок. Очевидно что
13 EMBED Equation.3 1415; (4.16)
где R1 – нормальная сила в зацеплении ведомых шестерен.
При равенстве моментов прокатки на верхнем и нижнем валках R(1 = 0,5R, и тогда
13 EMBED Equation.3 1415 (4.17)
горизонтальное усилие в шатуне
13 EMBED Equation.3 1415 (4.18)
считая, что степень уравновешивания близка к единице, можно принять усилие от штока уравновешивателя
13 EMBED Equation.3 1415 (4.19)
Вообще линия действия силы Тз может не совпадать с осью прокатки; при этом создается крутящий момент в соединительном шве между левой и правой половинами станины. Однако это смещение незначительно, и им можно пренебречь. Пренебрегаем также силой тяжести станины и силой давления со стороны опорных рельсов вследствие малой вертикальной составляющей силы Рш1г.
Наиболее неблагоприятная для прочности станины комбинация сил возникает в случае, когда напряжения от горизонтальных сил складываются с напряжениями от вертикальных сил. Такое сочетание сил возникает при приближении рабочей клети к переднему крайнему положению, если усилие прокатки остается постоянным на всем участке рабочего хода клети. Поэтому для расчета можно принять максимальные значения сил Рв и Рш1г.
Для удобства вычислений и оценки влияния по отдельности вертикальных и горизонтальных сил на напряжения в станине ее рассчитывают с учетом независимости действия сил. С этой целью «основную» систему сил расчленяют на две: с вертикальными и с горизонтальными силами.
Для системы с вертикальными силами изгибающий момент в поперечине М1-1 находится графоаналитическим методом по известной формуле
13 EMBED Equation.3 1415 (4.20)
а момент в стойке
13 EMBED Equation.3 1415 (4.21)
где y – длина волокна между сечением а-а и рассматриваемым сечением; lx – момент инерции рассматриваемого сечения; y1 – (см. рис. 4.15, а).
Система с горизонтальными силами решается несколько сложнее, так как симметрия сил не соблюдена. Поэтому в уравнении Кастильяно, которое определяет угол поворота сечения b-b
13 EMBED Equation.3 1415, (4.22)
потенциальная энергия системы 13 EMBED Equation.3 1415берется как сумма потенциальных энергий двух участков. На участке 0 < x < c 13 EMBED Equation.3 1415 где у( – плечо силы Рш1г / 2 относительно рассматриваемого сечения; х – длина нейтрального волокна станины между сечениями b-b и рассматриваемым; l – длина нейтрального волокна станины между сечениями b-b и b1-b1.
После преобразований и перехода от интегралов к конечным суммам выражение для момента MII-I примет вид
13 EMBED Equation.3 1415. (4.23)
Символы «l» и «l – с» у знака суммы означают, что суммирование ведется по всей длине рамы l или на участке l-с.
Момент МII-I также находят графоаналитическим способом. На графике (см. рис. 4.15), где по оси ординат отложены моменты Мх, а по оси абсцисс – нарастающая сумма 13 EMBED Equation.3 1415, числитель выражения представляет собой площадь S1, ограниченную осью абсцисс и кривой 1, ординаты которой равны разности 13 EMBED Equation.3 1415. При этом необходимо иметь ввиду, что величину 13 EMBED Equation.3 1415 нужно учитывать, начиная с абсциссы u, для которой 13 EMBED Equation.3 1415. Как и в предыдущем случае, значение МII-I равно высоте прямоугольника OABC, площадь которого S-S1 и определяется по графику с помощью планиметра или каким-либо другим способом.
Момент в поперечине от действия горизонтальных сил
13 EMBED Equation.3 1415, (4.24)
где у2 – расстояние от оси станины до нейтральной оси поперечины.
Определив эти моменты, нетрудно найти полные изгибающие моменты в сечениях а-а и b-b:
13 EMBED Equation.3 1415 (4.25)
по которым определяют напряжения изгиба в этих сечениях.
Учитывая, что сила тяжести подвижной клети существенно влияет на усилие в приводе, а также относительно малые размеры подвижных станин станов ХПТ по сравнению со станинами обычных прокатных станов, допускаемые напряжения в станине выбирают значительно более высокими, чем это принято при проектировании прокатных станов. Так, для стали 30Л принимают [(]u = 80ч100 Н/мм2.
Расчет неподвижной станины на прочность. Неподвижную станину сборной конструкции можно рассчитывать на прочность по упрощенной методике, так как в этом случае сила тяжести станины не влияет на динамические усилия в приводе и, следовательно, запасы прочности могут быть больше, чем в предыдущем случае. Кроме того, в сборной станине, в зависимости от качества изготовления и сборки, узел соединения траверсы с колоннами может работать как жесткий угол (заделка) или как шарнир. В первом варианте в наиболее неблагоприятных условиях оказываются колонны, на которые действует изгибающий момент, во втором – верхняя траверса, работающая как балка на двух опорах.
Таким образом, расчетные напряжения в верхней траверсе с учетом изгиба и кручения:
13 EMBED Equation.3 1415 (4.26)
где 13 EMBED Equation.3 1415; l5 – плечо, определяющее наибольший крутящий момент, воспринимаемый траверсой, когда валки находятся близко к крайнему положению; WTи и WTк – моменты сопротивления траверсы соответственно изгибу и кручению.
Обычно изготавливают траверсу прямоугольного коробчатого сечения, для которого
13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415 (4.27)
где ВТ и НТ – ширина и высота траверсы; bT и hT – ширина и высота окна (внутренней полости).
Для траверсы из стали 30Л
·расч
· [
·] = 4050 Н/мм2.
Расчетные напряжения в колонне с учетом растягивающих сил и изгибающего момента в заделке определяем, рассматривая систему как П-образную раму с защемленными стойками:
13 EMBED Equation.3 1415, (4.28)
где 13 EMBED Equation.3 1415; hк, l7 , l4 – (см. рис. 1.19); dк – диаметр колонны в посадочной расточке; lк и lТ – моменты инерции колонны и траверсы.
Расчетные напряжения, вычисленные по формуле (4.28), выше действительных, так как принято, что в работе участвуют только две колонны. Это допущение справедливо лишь для момента, когда валки находятся вблизи крайних положений. Допускаемое напряжение для колонн из стали 50: [(]u = 150 Н/мм2.
При расчете неподвижной станины необходимо также проверить напряжение в рельсе, рассматриваемом как балка на двух опорах. Наиболее опасно сечение с-с, в котором напряжение изгиба
13 EMBED Equation.3 1415 (4.29)
где bp и hp – ширина и высота рельса в сечении с-с.
Расчет на прочность валков станов ХПТ. Рабочие валки станов ХПТ непосредственно не контактируют с прокатываемой трубной заготовкой, а обжатие металла осуществляется специальными калибрами (см. рис. 4.12)
Рабочий валок рассчитывают на прочность с учетом знакопеременного характера напряжений, при этом чаще всего напряжения проверяют для сечений I-I и II-II (см. рис. 4.12). На рис. 4.16 показана схема действия сил на рабочие валки стана ХПТ: вертикальные усилия прокатки – Р; окружные – Р1 и радиальные – N1 усилия ведущих шестерен; окружные – Р2 и Р3 и радиальные – N2 и N3; усилия ведомых шестерен; распорные силы – Т от клиньев, крепящих калибры (только для вырезного валка (см. рис. 1.22, а), а также крутящий момент – Мкр
Крутящий момент Мкр, действующий на одну шейку рабочего валка, принимается равным половине момента прокатки: Мкр = 0,5Мпр.
Окружные силы
13 EMBED Equation.3 1415 (4.30)
где D1 и D2 – начальные диаметры соответственно ведущей и ведомой шестерен.
Радиальные силы определяются так:
N2 = N3 =P2tg200 (4.31)
Р и Мпр в общем случае переменны по длине хода рабочей клети. Достаточно точно значения Р и Мпр могут быть определены по формулам Ю.Ф. Шевакина:
13 EMBED Equation.3 1415 (4.32)
13 EMBED Equation.3 1415 (4.33)
где К( – коэффициент, зависящий от характера упрочнения металла и равный 1,42 для черных металлов и сплавов, сплавов титана и 1,101,17 для сплавов на основе меди и алюминия; 13 EMBED Equation.3 1415 – коэффициент, учитывающий влияние конусности оправки 13 EMBED Equation.3 1415 (для ( ( 0,02 рад), где ( – средний угол наклона образующей оправки к ее оси; (В50 – предел прочности материала при 50% деформации; Dз, Dтр, Sз, Sтр – диаметр и толщина стенки соответственно заготовки и готовой трубы; m – величина подачи; (( – суммарный коэффициент вытяжки; Rср – средний радиус гребня ручья: Rср = Rб – 0,125 (Dз + Dтр); Rб – радиус бочки калибра; L1 – длина рабочей части ручья без калибрующего участка; Rрасч – расчетный радиус валка; Rрасч = Rб – 0,125 (Dз – Dтр);
·Sср – среднее обжатие за цикл 13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415 – длина рабочей части ручья.
Эпюры изгибающих и крутящих моментов показаны на рис. 4.17.
На валках, предназначенных для крепления кольцевых и подковообразных калибров, крутящий момент действует по всей длине валка, а момент от действия сил Т отсутствует.
Характер нагружения валка близок к симметричному знакопеременному циклу (рис.4.18). Максимальное значение напряжений определяют по формулам
13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415, (4.34)
где i – сечение валка, i – I, II, III.
В частности, Wизг сечения II–II валка относительно проходящих через центр тяжести осей X-X и Y-Y (рис. 4.18) можно определить так:
13 EMBED Equation.3 1415, (4.35)
13 EMBED Equation.3 1415, (4.35, а)
где 13 EMBED Equation.3 1415 – положение центра тяжести, величины b, b1, b2, b3, h показаны на рис. 4.18,
13 EMBED Equation.3 1415
При этом 13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415.
В расчетах используется радианная мера (. Коэффициент запаса прочности
13 EMBED Equation.3 1415 13 EMBED Equation.3 1415 (4.36)
где 13 EMBED Equation.3 1415 – коэффициент запаса по нормальным напряжениям при отсутствии кручения; 13 EMBED Equation.3 1415 – коэффициент запаса по касательным напряжениям при отсутствии изгиба; 13 EMBED Equation.3 1415 и 13 EMBED Equation.3 1415 – пределы выносливости материала (для стали 30ХГСА 13 EMBED Equation.3 1415 = 28 Н/мм2 и 13 EMBED Equation.3 1415 = 15 Н/мм2; для стали 35ХМ 13 EMBED Equation.3 1415 = 38 Н/мм2 и 13 EMBED Equation.3 1415 = 22 Н/мм2); k( и k( – эффективные коэффициенты концентрации напряжений при изгибе и кручении для рассматриваемого сечения валка (определяются по справочным данным в зависимости от вида и параметра концентратора напряжений); ( – коэффициент упрочнения, вводимый для валков с поверхностным упрочнением (поверхностная закалка, химикотермическая обработка, поверхностный наклеп и т. д.); ( – масштабный фактор, равный 0,40,6 для валков станов ХПТ 32, 55, 75, 90; ((, (( – коэффициенты, характеризующие чувствительность материала к асимметрии цикла; (для материала валков станов ХПТ (( = 0,2 и (( = 0,1); 13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415 – амплитуда первой гармоники функций ( (t) и ( (t) (см. рис. 4.18).
Средние значения функций ( (t) и ( (t) за период – 13 EMBED Equation.3 1415, 13 EMBED Equation.3 1415; коэффициент запаса прочности n ( 1,4.
Валковые шестерни рассчитывают на прочность при изгибе по формуле
13 EMBED Equation.3 1415, (4.37)
где Кх – коэффициент характера нагрузки; учитывая реальные условия работы передачи с большими боковыми зазорами (до 2–3 мм), принимают Кх = 2,22,5 (неизбежность зазоров определяется необходимостью регулировки валков по высоте); yз – коэффициент формы зуба; для Zз = 2030 yз = 0,1060,128; mз – модуль; Zз – число зубьев; bз – ширина зуба.
Хотя открытые зубчатые передачи не принято рассчитывать на контактную прочность, опыт эксплуатации станов показывает, что основная причина выхода из строя реек и валковых шестерен – их износ. Учитывая это, для проверки зубьев можно рекомендовать формулу, полученную из известной формулы Герца:
13 EMBED Equation.3 1415, (4.38)
где [
·к] в единицах HRC.

4.5. Расчет конструктивных и технологических параметров станов ХПТ по методике Ю.Ф. Шевакина
Методика Ю.Ф. Шевакина позволяет определить основные параметры станов ХПТ с учетом заданного сортамента (по размерам и материалам) и производительности, а также установить наиболее рациональную рабочую схему стана и тип крепления калибров.
При определении основных параметров станов ХПТ с опорными валками необходимо исходить не из производительности стана, а из допустимого давления. Расчетным путем, используя табличные данные, принимают среднее значение давления металла на валки для заданного сортамента труб. При этом имеют в виду, что для схемы с опорными валками наиболее целесообразен первый тип крепления калибра (см. рис. 4.12, а). При конструктивной проработке варианта стана ХПТ с опорными валками необходимо сравнение с двухвалковой подвижной клетью стана ХПТ.
Пример расчета основных параметров стана ХПТ с опорными валками. Стан предназначен для прокатки труб из углеродистой стали и тяжелых цветных металлов и сплавов. Максимальный диаметр заготовки Dз = 120 мм, диаметр трубы Dтр = 40(80 мм, суммарное обжатие стенки трубы для стали (S( = 4 мм, (в50 = 700 Н/мм2.
Очевидно, линейное смещение металла за цикл m(( у стана с опорными валками не может быть меньше, чем у двухвалкового, поэтому принимаем m(( = 30 мм. Коэффициент упрочнения в формуле (3.18) для стали принимаем равным k( = 1,42 и Rср / l1 = 0,200. Тогда по формуле Ю.Ф. Шевакина (3.18) усилие металла на валок
13 EMBED Equation.3 1415.
Оставляя без изменения длину полупролета валка lпр = 350 мм (схема с опорными валками позволяет уменьшить длину полупролета валка) и рассчитывая валок на сосредоточенную нагрузку, определяем радиус опорного валка.
1. Радиус опорного валка
13 EMBED Equation.3 1415
2. Принимаем lб = 200 мм; ((( = 20 Н/мм2; Е = 2·105 Н/мм2; 13 EMBED Equation.3 1415n = 0,197; (( = 6,28 рад.
3. Из выражения определяем радиус рабочего валка:
13 EMBED Equation.3 1415
Принимаем Rр ( 75 мм.
Радиус рабочего валка должен удовлетворять следующему соотношению (учитывается расточка ручья):
13 EMBED Equation.3 1415.
4. Число оборотов кривошипа при постоянстве динамического усилия определяем по формуле Ю.Ф. Шевакина:
13 EMBED Equation.3 1415
Принимаем n = 400 об/мин.
5. Ориентировочная масса клети 13 EMBED Equation.3 1415
6. Длина хода клети 13 EMBED Equation.3 1415
7. Радиус кривошипа 13 EMBED Equation.3 1415
8. Рабочая длина хода 13 EMBED Equation.3 1415
9. Радиус ведущей шестерни 13 EMBED Equation.3 1415
10. Линейное смещение 13 EMBED Equation.3 1415
11. Величина подачи m для трубы Dт Ч Sт = 80Ч3 = 240 мм
13 EMBED Equation.3 1415
12. Коэффициент дробности деформации
13 EMBED Equation.3 1415, т. е. вполне достаточен.
13. Удельный расход энергии при производительности стана П = 250 м/ч составит (n = 147 об/мин)
13 EMBED Equation.3 1415
Результаты расчета основных параметров для стана ХПТ-75 по данной методике для валков с разным креплением калибров приведены в табл. 4.4. Для стана типа ХТП-75 предпочтительнее схема с опорными валками. Однако при этом усложняется конструкция клети, что может привести к увеличению массы подвижных частей против расчетной. Исследования, проведенные Ю.Ф. Шевакиным и Ф.С. Сейдалиевым в промышленных условиях, показали, что конструкция стана с применением подковообразного калибра (см. рис.4.12, в) также оптимальна.
Таблица 4.4. Результаты расчета основных конструктивных и технологических параметров стана ХПТ-75 при разных схемах крепления калибров
Схема крепления калибров
Диаметр валка (калибра), мм
Масса клети, кг
Число оборотов кривошипа в минуту
Давление металла на валок, кН
Длина хода клети, мм
Удельный расход энергии, кВт·ч/м






полная
рабочая


Калибры и валки одно целое
180
510
300
615
520
455
1,88

Калибры в виде полудисков
380
4800
85
153
690
550
1,09

Калибры насадки в виде «подков»
200 360*1
700
190
83
910
782
2,03

С опорными валками
150
300
400 147*2
885
434
379
1,08 0,54*2

______________________
*1 Калибры – насадки. *2 – При Пр = 250 м/с.

4.6. Совершенствование оборудования станов ХПТ
Дальнейшее развитие процесса холодной прокатки труб направлено на улучшение качества труб, повышение производительности и надежности станов, увеличение обжатия за цикл за счет увеличения длины хода валков и максимального использования ресурса пластичности металлов, а также разработки новых конструкций оборудования.
В станах ХПТ последних конструкций каждый валок приводится от своей рейки, при этом отпадает необходимость в промежуточных шестернях, следовательно уменьшается масса рабочей клети, что позволяет снизить динамические напряжения в кривошипно-шатунном механизме стана.
Станины клетей станов ХПТ работают в исключительно тяжелых условиях, а большая масса движущихся рабочих клетей вызывает большие динамические нагрузки, создаваемые усилиями прокатки и шатунами привода рабочей клети.
На современных станах ХПТ число двойных ходов рабочей клети достигает 180200 мин-1. Поэтому во избежание больших динамических нагрузок станина должна быть предельно легкой и прочной. Обычно изготовляют станины закрытого типа с оребрением стоек и поперечин для уменьшения массы.
Фирма «Маннесманн Меер» разработала конструкцию рабочей клети стана
КПГ 4(/2(( с подвижной станиной (рис. 4.19) с высокими эксплуатационными качествами. Основные конструктивные особенности: массивная литая станина с опорой на нижние рельсы по всей длине, обеспечивающая минимальное давление станины на рельсы (в среднем до 1,5 Н/см2); проушина для соединения клети с шатунами при помощи консольного пальца; отсутствие предохранительных устройств; односторонний привод валков. Опыт эксплуатации этой клети на легких режимах показал, что она может эксплуатироваться без ремонта в течение года (за исключением подшипников рабочих валков, которые надо заменять через 4 месяца).
При большой массе рабочей клети станов ХПТ (больших типоразмеров, многониточных) трубы диаметром более 90 мм прокатывают в рабочих клетях с тремя валками и неподвижной станиной (рис. 4.20), оси валков находятся в одной вертикальной плоскости и образуют углы в 120(. Трехвалковая схема станов ХПТ позволяет уменьшить массу валка и снизить неравномерность деформации между вершиной (гребнем) ручья и выпусками за счет меньших глубины ручья и перепада окружных скоростей по дну ручья и у его реборд.
Многониточные станы ХПТ. Для повышения производительности в 1970-х гг. в России (ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ), а также в США, Германии, Швеции были созданы двух- и многониточные станы холодной прокатки труб. Отечественными конструкторами ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ были созданы специализированные многониточные станы.
Для изготовления готовых товарных труб применяют двух- и трехниточные станы ХПТ. При изготовлении передельных труб–заготовок возможно увеличение числа ниток на станах ХПТ до 56.
Схема расположения оборудования трехниточного стана ХПТ-25 показана на рис. 4.21. Заготовки подаются краном на загрузочный стол 1 стана и далее поочередно транспортируются на линию технологической смазки внутренней поверхности, а затем на три оси прокатки. Ролики 3 подают заготовки на стержни оправок через задний механизм зажима стержня 4, который в этот момент закрыт и удерживает стержни оправок. Когда задние торцы заготовок выходят из зажима, последний закрывается и удерживает стержни оправок. При этом передний зажим стержня 2 открывается, заготовки подающими роликами транспортируются до упора в задние торцы прокатываемых труб и перемещаются за ними до зоны действия патронов подачи 5. Прокатанные в три нитки трубы режут на мерные длины летучими дисковыми пилами 6 и транспортируют тянущими роликами 7 на приемный стол 8 и оттуда сбрасывают в карманы 9.
На стане применены два патрона подачи, работающие поочередно. Первый патрон подает заготовку в зону деформации, второй находится в крайнем заднем положении. При подходе первого патрона к переднему положению дается команда от конечного выключателя на включение второго патрона, и два патрона некоторое время одновременно подают трубу, что повышает надежность перехвата. При подходе к крайнему переднему положению первый патрон переключается на ускоренный отвод в исходное положение. При подходе второго патрона к переднему положению цикл повторяется. На стане применяется двухвалковая рабочая клеть (рис. 4.22). В каждом рабочем валке 1 и 2 установлены три калибра 7. Калибры крепятся к валкам тремя болтами 5, боковыми клиньями 8 и общей шпонкой 6. Для самоустановки валков предусмотрены четыре пяты 3 и подпятники 4 со сферическими контактными поверхностями.
По аналогичной схеме выполнен двухниточный стан ХПТ-55. На нем возможна прокатка профильных и длинномерных труб, сматываемых в бухту. Для прокатки профильных труб механизм поворота обеспечивает кантовку заготовки на 53, 60 и 90(. Круглые трубы прокатывают при угле поворота 53(, шестигранные – при 60(, квадратные – при 90(. Трубы прямоугольного и арочного сечения прокатывают пи отключенном механизме поворота. Для смотки длинномерных труб (до 60 м) на каждой нитке установлены сматывающие барабаны. Расстояние между нитками на этом стане 250 мм, диаметр валков 308 мм, ход клети 803 мм, быстроходность до 150 двойных ходов в минуту.
Ниже приведены сравнительные данные по одно- и двухниточным станам ХПТ-55:
Стан . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Однониточный
Двухниточный

Наружный диаметр заготовки, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3867
3860

Максимальная толщина стенки заготовки, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
12
7

Наружный диаметр готовой трубы, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2555
2550

Толщина стенки готовой трубы, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
0,610,0
0,65,0

Число двойных ходов клети в минуту . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
6590
6570

Величина подачи, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
220
215

Диаметр бочки рабочего валка, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
364
325

Расстояние между осями одновременно прокатываемых труб, мм . .

140

Масса, т:
рабочей клети стана . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
дополнительно поставляемого оборудования . . . . . . . . . . . . . . . . .
4,1 61,5
5,1 73 11,5

Мощность главного привода, кВт . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
80
95

Условная производительность, % . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
100
150


Многониточные станы изготовляют и за рубежом в Германии, Франции, США. На рис. 4.23 представлена планировка трехниточного стана ХПТ-75 VMR фирмы «Mannesmann-Demag». Стол загрузки 1 с системой рычагов-упоров позволяет загружать поочередно заготовки на три оси прокатки. Ролики рольганга 2 приводятся от электродвигателя через цепные передачи. За столом загрузки по ходу прокатки установлен первый блок подающих роликов 3. Каждая группа роликов приводится от одного электродвигателя через цепную передачу. Каждый верхний ролик поднимается-опускается своим гидроцилиндром. За первым блоком подающих роликов расположен задний зажим стержня оправки 5 с тремя шпинделями и шестью (3Ч2) зажимными кулачками. Стержень оправки имеет кольцевые проточки и может поворачиваться в кулачках. На корпусе заднего зажима стержня смонтирован механизм смазки 4 внутренней поверхности трубы, подающий смазку к оправкам через полые стержни. Далее установлены три поддерживающих ролика, приводимые во вращение от одного электродвигателя через цепную передачу. За ними размещены второй подающий ролик 3 и четыре поддерживающих ролика с цепным приводом от одного двигателя, за которым размещены подающие ролики. На стане установлены механизмы подачи 6, механизм поворота 7 и два патрона заготовки 8, работающие в режиме перехвата. Перед рабочей клетью установлен промежуточный патрон 9 для поворота заготовки, а за клетью – передний патрон 11 для поворота докатываемой трубы. Патроны подачи имеют три шпинделя по количеству ниток с установленными в них кулачками, приводимыми в движение гидроцилиндрами. В рабочей клети 10 установлены два валка с тремя кольцевыми калибрами каждый. На обоих концах валка на конусных втулках закреплены ведущие шестерни, которые входят в зацепление с зубчатыми рейками, регулируемые по высоте клиновым механизмом. На стане установлено грузовое уравновешивающее устройство рабочей клети вертикального типа. За приводным механизмом расположены пилы 12. Предусмотрен также выбрасывающий ролик 13, аналогичный подающим роликам. Готовые трубы выдаются на приемный стол 14.
В США фирмой «Etna Standart» разработан стан ХПТ с неподвижной станиной и опорными валками (см. рис. 4.8). Клеть предназначена для одновременной прокатки трех и более труб диаметром 3139 мм со скоростью до 100 дв.ходов/мин. В подвижной кассете размещены два рабочих 1 и два опорных 2 валка. Усилие прокатки воспринимается неподвижной станиной через опорные рельсы 3. Рабочие валки имеют несколько кольцевых калибров в соответствии с числом ниток. Рабочие и опорные валки связаны зубчатыми колесами, которые находятся в зацеплении с неподвижными рейками, установленными на станине.
Трехниточные станы фирмы «Monbar» (Франция) выполнены по аналогичной схеме. Отличие состоит в том, что обжатие заготовки на оправке происходит только при прямом ходе рабочей клети. При обратном ходе валки раздвигаются, и за этот период заготовка подается и поворачивается на определенный угол. Расстояние между валками изменяется перемещением клиньев, на которые опираются планки опорных валков. Эти клинья приводятся в движение системой рычагов, соединенных с шатунами главного привода, затяжных муфт и кулачков, установленных в главном приводном механизме. Подобная схема деформации имеет ряд преимуществ по сравнению с традиционными: снижается неравномерность деформации, уменьшаются осевые усилия, действующие на заготовку, а также возрастает время для осуществления подачи и поворота заготовки, благодаря чему уменьшаются динамические нагрузки в механизме подачи и поворота.
Стан предназначен для прокатки труб диаметром 2055 мм из цветных металлов, диаметр рабочих валков составляет 295284 мм, расстояние между калибрами 290 мм, максимальная быстроходность – 120 дв.ходов/мин.
Недостаток рассмотренных многониточных станов ХПТ – отсутствие возможности автономной настройки очага деформации в каждой нитке. Поэтому затруднительно прокатывать на них трубы требуемой точности одновременно в нескольких деформационно взаимосвязанных калибрах, устанавливаемых на одной бочке валка. Чтобы обеспечить идентичные условия деформирования металла в смежных нитках, ЭЗТМ и фирма «Mannesmann-Demag» разработали конструкции многониточных станов.
Фирмой «Mannesmann-Demag» предложено оригинальное конструктивное решение (рис. 4.24): нижние валки устанавливают клиньями 3 посредством нажимных винтов 1. Каждый валок приводится в движение от отдельных шестерен 4 и 5. Для удобства установки и извлечения рабочей клети все приводные рейки расположены под шестернями, а для привода нижних валков предусмотрена промежуточная шестерня 2.
На рис. 4.25 показана схема рабочей клети многониточного стана ХПТ конструкции ЭЗТМ, в которой для уменьшения расстояния между витками валки смещены вдоль оси прокатки один относительно другого на 560 мм.
Рабочая клеть состоит из цельнотянутой станины 1, в которой размещены две пары рабочих валков 2-3, 5-6 с кольцевыми калибрами 13. Радиальный зазор в валках регулируется клином 4 от винта 7; осевое регулирование валков производится винтом 8. Рабочая клеть перемещается в станине на ползунах 12. С шатунами приводного механизма клеть соединена осями 10, установленными в пазах клети и оснащенными крышками 11 и клиньями 9. На оси 10 установлены роликоподшипники 14, вмонтированные в шатуны приводного механизма, что обеспечивает простое обслуживание стана. Перевалка валков 2 выполняется совместно с подушками, смена калибров – на специальном стенде вне стана. Масса дополнительного оборудования составляет 15–20% от массы однониточного стана.
М.В. Поповым с работниками НГТИ (бывший ВНИТИ, Украина) разработан и внедрен на Никопольском Южнотрубном заводе способ холодной прокатки труб в двух рядах валков, расположенных в одной рабочей клети стана ХПТ «тандем». Для осуществления этого способа АО «ЭЗТМ» разработаны новые модели всех типоразмеров станов ХПТ с четырехвалковой клетью. Рабочая клеть такого стана (рис. 4.26) состоит из литой станины 1 открытого типа, в которой установлены в пазах две траверсы 2, соединенные со станиной клиньями 3 и стяжками 4 для обеспечения плотного соединения в вертикальной плоскости. В станине на подшипниковых подушках 5 две пары рабочих валков 6 (обжимная и калибровочная) с насаженными кольцевыми калибрами 7. Обжимная пара валков (верхний и нижний), расположенная ближе к шатунам, осуществляет начальную стадию деформации заготовки (редуцирование и последующее обжатие по диаметру и стенке); вторая калибровочная пара валков – завершает обжатие по диаметру и стенке, а также калибрует готовую трубу. В клети «тандем» вращение валкам передается от реек через шестерни 10, установленные на концах верхних валков обжимной пары. С верхнего валка обжимной пары через шестерню 11 вращение передается на шестерню 12, установленную на конце нижнего валка калибровочной пары. С нижнего валка вращение передается посредством шестерен 13, установленных с противоположного конца валка.
На станах с четырехвалковой клетью «тандем» суммарная длина очага деформации в 1,7–1,9 раза больше, чем на станах тех же типоразмеров с двухвалковой клетью. Это позволяет повысить дробность деформации, уменьшить развал калибра и овализацию поперечного сечения трубы, что в сочетании с разным диаметром приводных шестерен первой и второй пар валков даст возможность значительно увеличить сжатие трубы по диаметру, сохранив необходимое соотношение деформаций по диаметру и толщине стенки. Благодаря знакопеременным усилиям между мгновенными очагами деформации в первой и второй парах валков металл разупрочняется непосредственно при деформировании, снижается его сопротивление пластической деформации и увеличивается технологическая пластичность, что позволяет выполнять многопроходную прокатку в ряде случаев без промежуточной термической обработки. Например, прокатка труб из KC- и легированных сталей на стане ХПТ 32 с двумя последовательно расположенными парами валков идет стабильно при µ = 6 ч 8, что позволяет получать трубы размером Dт Ч Sт = 18Ч1,5 мм за один проход из заготовки 45Ч5,0 мм. При реконструкции станов ХПТ 75 с установкой четырехвалковой клети тандем при одной и той же длине хода клети и диаметре валков 360–370 мм обеспечивается длина развертки ручья калибра 1050–1100 мм, что позволяет сократить один проход. Производительность станов ХПТ с клетями тандем повышается в 1,4–1,7 раза. Ниже приведены сравнительные данные М.В. Попова (НГТИ, Украина) по максимальным достигнутым коэффициентам вытяжки (деформации) при прокатке труб из разных сталей на станах ХПТ обычной конструкции (однорядная прокатка) и на стане тандем (двухрядная):

Прокатка на стане ХПТ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Однорядная
Двухрядная

Стали:



коррозионностойкие . . . . . . . . . . . . . . . . . .
35
710

углеродистые . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
34,5
68

подшипниковые . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
22,5
45

Цветные металлы и сплавы . . . . . . . . . . . . . . . . . .
45
610


В отечественной трубной промышленности получили распространение комбинированные валково-роликовые станы (разработанные в НГТИ), сочетающие достоинства обоих способов прокатки. В этих станах устанавливают последовательно валковую и роликовую клети, что позволяет увеличить линейное смещение металла за один двойной ход клети в 1,5 раза против принятого на стане ХПТ. Новый способ соединяет преимущества валкового и роликового способов прокатки, т.е. создается возможность значительного обжатия по диаметру и толщине стенки и получения труб, удовлетворяющих высоким требованиям по точности размеров и чистоте поверхности, особенно для труб малого диаметра и толщины стенки.
На рис.4.27 показана схема стана ХПТ 55 с дополнительной роликовой клетью. Роликовая клеть 1, закрепленная на рабочей клети 2 стана ХПТ, совершает возвратно-поступательное движение, сообщаемое от главного привода через кривошипно-шатунный механизм, и имеет равную с рабочей длину хода. Сепаратор с роликами 3 тягами связан с рычагом кулисы 4, один конец которой шарнирно закреплен на днище станины 5, а другой связан тягой с рабочей клетью стана ХПТ. При возвратно-поступательном движении клети длина ходя сепаратора отличается от длины хода рабочей клети на величину, определяемую параметрами кинематической связи. Точная настройка стана для прокатки труб определенного размера достигается регулировкой длин и точек крепления тяг. В положении I происходит подача заготовки; при движении клети вперед калибры обжимают трубу по стенке и диаметру, а ролики калибруют по диаметру. В положении II калибры и ролики освобождают трубу, и она совершает поворот. При обратном ходе клетей калибры раскатывают трубу по стенке, а ролики калибруют по диаметру, после чего цикл повторяется. Применение роликовой клети позволило увеличить длину обжимного участка за счет сокращения длины калибрующего участка до 30 мм. Поэтому линейное смещение металла за один двойной ход увеличилось в 1,5 раза против принятого для става ХПТ 55. Малые обжатия в роликовой клети позволили облегчить ее конструкцию; при этом масса подвижных частей стана возросла незначительно, и число двойных ходов клети не изменилось. Производительность стана увеличилась на 30% по сравнению с производительностью обычного стана ХПТ 55. Кроме того, расширился сортамент прокатываемых труб в сторону уменьшения толщины стенок.
Созданный в нашей стране в 1960-х гг. способ производства труб теплой периодической прокаткой с подогревом металла перед очагом деформации до 200–400(С, позволяет интенсифицировать режим деформации, особенно при прокатке труб из коррозионностойких и жаропрочных сталей, и, как следствие, повысить производительность станов в 1,5–2 раза.
Для холодной прокатки прецизионных труб в отечественной трубной промышленности МИСиС и Алма-атинским ЗТМ создан стан ХПТС со стационарной клетью, в основу конструкции которого положен способ периодической прокатки труб в стационарной клети с непрерывно вращающимися валками, при этом прокатываемая труба и стержень с оправкой совершают возвратно-поступательное движение. На таком принципе работают известные пилигримовые станы горячей прокатки труб. Процесс прокатки на стане со стационарной клетью (ХПТС) заключается в следующем: трубную заготовку с оправкой перемещают вперед в направлении прокатки на величину, соответствующую части обжимаемой рабочими валками. Одновременно осуществляют поворот заготовки с оправкой относительно продольной оси и смещение заготовки относительно оправки вперед на величину подачи. В процессе перемещения заготовки с оправкой назад часть заготовки обжимается на оправке вращающимися валками. По окончании движения назад заготовку с оправкой вновь перемещают вперед и повторяют эти циклы прокатки до получения готовой трубы. Рабочая клеть двухниточного стана 2ХПТС 8-25 – кварто со станиной открытого типа. Приводные валки рабочие, каждый с двумя калибрами (наружный диаметр калибров 200 мм, ширина – 120 мм). На одной половине каждого калибра нарезан рабочий ручей переменного сечения, а на другой – холостой постоянного сечения. Рабочие валки установлены в двухрядных конических роликоподшипниках, через которые вертикальное усилие прокатки передается на крышку и станину, соединенные эксцентриковым валом, поворотом которого систему, включающую станину, опорные валки, рабочие калибры и крышку, предварительно «напрягают» от гидроцилиндра усилием до 1 МН. Возникающее при прокатке вертикальное усилие не превышает усилие предварительного напряжения, поэтому прокатка происходит при работе валков «в обкат», т. е. без зазора между калибрами, что повышает точность прокатываемых труб. При перевалке поворотом эксцентрикового вала от гидроцилиндра крышка откидывается вместе с установленным в ней опорным валком и рабочие валки извлекаются вверх. Новый комплект рабочих валков устанавливают в обратной последовательности.

Глава 5. Калибровка технологического инструмента станов ХПТ
5.1. Общие принципы расчета калибровки технологического инструмента станов ХПТ
Деформирующим инструментом на станах ХПТ, как отмечено в 4.3, служат валки, в которых крепятся калибры (полудиски) и оправки.
При расчете калибровки прокатного инструмента определяют (с использованием опытных данных) его оптимальные размеры, обеспечивающие стабильность процесса, высокое качество прокатываемых труб и достаточную стойкость инструмента. Заготовки на стане ХПТ обжимают калибрами в форме полудисков или сегментов. Часть поверхности калибра, соприкасающаяся с металлом при прокатке, называется ручьем. Ручей калибра стана ХПТ состоит (рис. 5.1, а) из трех основных участков: 1 холостого lз.п с центральным углом (з.п, при нахождении которого в горизонтальной плоскости происходит подача заготовки (зев подачи); 2 рабочего Lр с центральным углом (р, участок при прокатке по заготовке деформирует ее на оправке до заданных размеров; 3 – холостого lз.в с центральным углом (з.в, при прохождении которого через горизонтальную плоскость происходит поворот труб (зев поворота). Образующая рабочего участка ручья называется гребнем. Радиус гребня Rxг в начале участка имеет наибольшую величину и уменьшается к концу участка (по ходу прокатки). На участке lк с центральным углом 13 EMBED Equation.3 1415 радиус Rxг не изменяется. Этот участок называется калибрующим, на нем труба калибруется по диаметру без обжатия по стенке.
На станах ХПТ применяют круглые калибры (рис. 5.1, б) с выпусками по дуге; угол выпуска калибра (в принимают переменным от 32–35( в начале обжимного участка и до 18–20( к середине калибровочного участка. Форма ручья представляет окружность, радиус которой Rх в начале рабочего (обжимного) участка равен радиусу прокатываемой заготовки, а в конце участка – радиусу готовой трубы. Ширина ручья Вх больше его диаметра Dх на величину развалки bр = Bx–Dx. Технологический зазор между калибрами зависит от типоразмера стана и толщины стенки трубы, обычно (к = 0,2ч1,0 мм.
Развертка профиля гребня рабочей части ручья в прямоугольной системе координат по линии зацепления ведущих шестерен валков с рейками представляет наружный контур очага деформации и представлена на рис. 5.2. По оси ординат в данной системе – величина Rx, а по оси абсцисс – длина ручья Lp.
Длина рабочей части ручья Lр (см. рис. 5.2), развернутой по радиусу делительной окружности ведущих шестерен, разбивается на функциональные участки, длина которых определяется конструкцией стана, размерами заготовки и готовой трубы, а также параметрами принятой методики расчета калибровки. На рис. 5.2 выделены характерные участки: lз.п и lз.в – соответственно длина участков зевов подачи и поворота; lд – длина участка деформации, состоящего из участка редуцирования lред, участка обжатия стенки lо и участка калибровки стенки lк.с, называемого предотделочным; lк – участок калибровки трубы по диаметру.
С целью унификации технологического инструмента длины, мм, основных участков (lз.п., lз.в, lд и lк) по начальной окружности для каждого типа стана принимаются постоянными на весь сортамент прокатываемых труб:
Стан . . . . . . . . . . . . . . . .
ХПТ 32
ХПТ 55
ХПТ 75
ХПТ 120
ХПТ 250

lз.п. . . . . . . . . . . . . . . . . .
20,6
12
13,5
13,3
85

lз.в. . . . . . . . . . . . . . . . . .
27,8
12
25
25,2
85

lд . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
290
410
477
615
650–700

lк . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
101,2
115,5
122
150
100–120

Сумма длин основных участков равна полуокружности ведущей шестерни по начальному диаметру
(Dш): lз.п + lз.в + lд + lк = (Dш/2 (5.1)
Длину предотделочного участка lп рекомендуется определять с учетом коэффициента полировки Пп = 1,0ч1,4:
13 EMBED Equation.3 1415, (5.2)
где т – величина подачи, (( – коэффициент вытяжки за один проход.
Длину зоны редуцирования рассчитывают по формуле:
13 EMBED Equation.3 1415 (5.3)
где (p – зазор между заготовкой и цилиндрической частью оправки; Dз, Sз – диаметр и толщина стенки заготовки; tg(ред = 0,1 – конусность ручья на участке редуцирования; tg(p – конусность оправки в зоне редуцирования (для конических оправок она равна 0,015–0,045, для вогнутых 0,08–0,15). Для конических оправок
2tg
·p [(Dз –Dт} – 2(Sз – Sт) –
·р] /lд (5.4)
Минимально допустимую величину зазора между цилиндрической частью оправки и внутренней поверхностью заготовки определяют с учетом возможных колебаний толщины стенки заготовки, и для каждого типоразмера стана в зависимости от толщины стенки значение (p составляет: 1,5–2,5 мм для ХПТ 32; 2–3 мм для ХПТ 55; 2,5–3,5 мм для ХПТ 75.
Площадь поперечного сечения заготовки Fз.о в начале обжимного участка можно определить по формуле:
Fзо = 0,25
· (Dзо2 - dзо2) (5.5)
При прокатке труб, применяя оправки с криволинейной образующей, принимают Fз.о = Fз.
Коэффициент вытяжки на участке редуцирования (ред = Fз / Fз.о, на предотделочном участке µп = 1 + ln2tg
· / (Dзп – Sзп}, на обжимном – 13 EMBED Equation.3 1415.
При расчете калибровки рабочего инструмента в станах ХПТ основное внимание уделяют распределению на длине рабочего конуса частного обжатия заготовки по стенке. Однако имеет значение и распределение по длине рабочего конуса величины частного редуцирования заготовки по ее внутреннему диаметру
·dx, которая в сечении х определяется из равенства: (dx = 2Sх tg(.

5.2. Методы расчета профиля обжимного участка (рабочего конуса) калибра стана ХПТ
При расчете калибровки обжимного участка калибра валков стана ХПТ определяют:
размеры образующей рабочего конуса;
площади поперечного сечения деформируемой трубы;
толщины стенок трубы по длине рабочего конуса
К наиболее общей характеристике профиля обжимного участка процесса периодической прокатки относят закон изменения площади поперечного сечения Fx (коэффициента вытяжки
·х или величины обжатия
·х) деформируемой трубы (рис. 5.3).
Зарубежными и отечественными исследователями рекомендуются разные зависимости вида ( = F(x), удовлетворяющие тем или иным условиям деформации трубной заготовки при прокатке на стане ХПТ и, таким образом, предлагаются разные методы расчета калибровки валков.
По мнению П.К. Тетерина вытяжка на обжимном участке
·о должна быть распределена с учетом характера изменения пластических свойств металла, требуемого закона распределения усилий прокатки и допустимых осевых нагрузок, а также в зависимости от заданного соотношения обжатий по стенке и диаметру трубы (см. рис. 5.3). Однако автор не дает рекомендаций как учитывать степень использования ресурса пластичности (ф при расчете профиля обжимного участка калибра стана ХПТ.
Первые попытки теоретического определения профиля зоны обжатия при горячей периодической прокатке принадлежат немецким ученым Г. Гралю и Г. Лобковицу.
Для расчета профиля зоны обжатия Г. Граль принял положение о постоянстве уменьшения площади поперечного сечения зоны обжатия по ее длине и получил уравнение распределения профиля зоны по параболическому закону.
Г. Лобковиц заложил гиперболический закон распределения обжатия по длине рабочего конуса и получил соответствующие зависимости.
По мнению П.К. Тетерина, эти работы не имеют никакой технологической основы, не отражают действительный механизм деформации металла при периодической прокатке, поэтому представляют лишь исторический интерес.
В первых работах по расчету калибровок технологического инструмента станов ХПТ, выполненных в США, развертка ручья калибра валков представляла усеченный конус с постоянным углом наклона образующей – так называемая «коническая калибровка» (рис. 5.4). Построение профиля рабочего конуса возможно как по кривой близкой к архимедовой спирали, так и по ломаной линии, в этом случае рабочий конус состоит из нескольких конических участков с прямолинейными образующими – так называемая «многозонная калибровка» (рис. 5.5). Конусность первых трех участков в направлении прямого хода клети постепенно уменьшалась.
Анализ этих калибровок, выполненный П.И. Орро и Я.Е. Осадой, показал, что при прокатке труб по такой калибровке рабочей части ручья валков в пределах каждого конического участка обжатие и коэффициент вытяжки распределяются неравномерно. В начале первого участка обжатие и коэффициент вытяжки минимальны, а затем непрерывно возрастают и достигают максимальных величин в конце третьего и начале четвертого участков (рис. 5.6). Рост обжатий и вытяжек в пределах каждого конического участка приводило к неравномерности распределения толщины стенки прокатываемой заготовки, увеличению наклепа металла и как результат – к неравномерному распределению давления металла на валки. Пики давления металла на валки в пределах каждого участка приводили к перегрузке и поломке деталей (калибров и оправок) стана ХПТ.
Оптимален профиль части ручья по плавной кривой, обеспечивающий падение абсолютных и относительных степеней деформаций по длине обжимной части ручья, как показано на рис. 5.3.
Позднее П.Т. Емельяненко, Я.Е. Осадой, П.К. Тетеринным, Ю.Ф. Шевакиным и др. взамен конических были разработаны калибровки с плавной образующей рабочего конуса зоны деформации трубной заготовки. Внедрение этих калибровок обеспечило более благоприятное распределение обжатий, коэффициента вытяжки и нагрузки на инструмент по длине рабочего конуса, увеличению подачи и повышению производительности станов ХПТ, а также к улучшению качества труб. Это позволило создать отечественные станы ХПТ более производительными по сравнению с зарубежными и обеспечивающими получение холодной прокаткой передельных и готовых труб с более тонкой стенкой.
Среди методов расчета калибровки технологического инструмента станов ХПТ можно выделить два основных направления: К первому направлению можно отнести методы расчета профиля гребня валков, основанные на определенном изменении обжатия с учетом значительного снижения пластичности металла в процессе прокатки. Этот принцип положен в основу теоретических методов расчета калибровок, разработанных П.Т. Емельяненко (1940 г.), А.И. Целиковым и А.Н. Ирошниковым (1940 г.), Я.Е. Осадой (1951 г.), Ю.Ф. Шевакиным (1963 г.) и др. авторами, а также экспериментально-расчетных методов НИТИ-НТЗ, НТЗ (НИТИ – бывший ВНИТИ; НТЗ – ПНТЗ – Первоуральский Новотрубный завод).
Ко второму направлению относятся методы расчета профиля гребня валков, основанные на условии постоянства давления металла на валки (калибровка П.К. Тетерина). При теоретическом расчете калибровки учитываются закон изменения абсолютного обжатия по длине рабочего конуса, допустимая нагрузка на валки, основные узлы рабочей клети и привод стана.
Первые фундаментальные работы по теории пилигримовой прокатки в нашей стране были выполнены П.Т. Емельяненко. Принимая изменение относительного уменьшения площади поперечного сечения зоны обжатия (рис. 5.7) по квадратичной параболической зависимости
13 EMBED Equation.3 1415, (5.6)
П.Т. Емельяненко предложил определять профиль зоны обжатия при холодной периодической прокатке по формуле:
13 EMBED Equation.3 1415 (5.7)
где a, b и c – коэффициенты.
При выводе формулы (5.7) П.Т. Емельяненко исходил из схемы деформации металла в очаге, не учитывающей условия постоянства объемов металла при периодической прокатке. По мнению П.К. Тетерина, данная схема деформации металла в зоне обжатия ошибочна, однако, определение П.Т. Емельяненко профиля зоны обжатия нашло в свое время широкое применение и сыграло положительную роль, а формула (5.6) представляет определенный теоретический интерес.
Впервые попытка отыскания профиля зоны обжатия, основанная на правильном представлении схемы деформации металла и определении степени деформации при периодической прокатке была сделана А.И. Целиковым и А.И. Ирошниковым. Затем решения этого вопроса были предложены П.К. Тетериным, Я.Е. Осадой и П. Грюнером.
А.И. Целиков и А.И. Ирошников рекомендуют определять профиль зоны обжатия из условия постоянства частных вытяжек (
·х = const) по длине очага деформации или по любому заданному закону
·х = 
·(х) по длине очага (см. рис. 5.7)
13 EMBED Equation.3 1415 (5.8)
Я.Е. Осада предложил профиль обжимной зоны ручья выполнять по плавной кривой, удовлетворяющей заданному закону изменения (уменьшения) относительных деформаций по длине хода клети (рис. 5.8):
13 EMBED Equation.3 1415 (5.9)
где Fx – площадь поперечного сечения трубы в сечении x очага деформации; Fo – площадь поперечного сечения в месте начала рабочего конуса; ((x) =
·F / F – относительное уменьшение площади поперечного сечения прокатываемой трубы в пределах рабочего конуса.
Я.Е.Осадой выведена формула для определения уменьшения толщины стенки трубы Sx в сечении х-х рабочего конуса при любом режиме обжатия стенки по длине ручья:
13 EMBED Equation.3 1415 (5.10)
где S0 = Sз + (p; Sз – толщина стенки заготовки, (p – величина зазора между внутренней поверхностью заготовки и цилиндрической частью оправки; Rз – радиус заготовки; m – величина подачи.
Функция ((х) – многочлен, определяемый из граничных условий.
Недостаток методики Я.Е. Осады – сложность расчетных формул и вследствие этого невозможность применения их для расчетов калибровки валков станов ХПТ.
Во ВНИТИ и ПНТЗ был разработан графоаналитический метод расчета калибровки ручья калибра, в основу которого положены формулы Я.Е. Осады и условие соблюдения падающего режима относительных деформаций стенки трубы по длине рабочего конуса. На рис. 5.9 показана схема продольного разреза очага деформации, которая применяется для расчета калибровки ручья калибра по данному методу. Линия АВ на рис. 5.9 проведена параллельно образующей оправки. Радиус ручья калибра по длине обжимной зоны:
13 EMBED Equation.3 1415, (5.11)
где Rт и Sт – радиус и толщина стенки готовой трубы; Sx – толщина стенки трубы в сечении х-х определяется по формуле:
13 EMBED Equation.3 1415 , (5.12)
где ((х) – закон изменения относительной частной деформации, выраженной в форме: ((х) = (х
· 1; (х – коэффициент частной вытяжки, переменной по длине обжимной зоны; m – величина подачи; rц – радиус цилиндрической части оправки; tg( – угол конусности оправки и ручья.
В данном методе расчета определяющим фактором является коэффициент частной вытяжки
·х, который и определяет режим деформации заготовки в очаге при прокатке в стане ХПТ.
Площадь поперечного сечения рабочего конуса в сечении х-х определяется по формуле:
13 EMBED Equation.3 1415. (5.13)
При расчете калибровки инструмента по данному методу приводило к повышению конусности гребня ручья и оправки (2tg(
· 0,07), что вызывало появление волнистости наружной и внутренней поверхности трубы.
Профиль обжимной части ручья П.К. Тетерин рекомендует определять так же, как и для горячей пилигримовой прокатки из условия постоянства давления металла на валки по следующим формулам.
При x = 0:
13 EMBED Equation.3 1415. (5.14)
При x = 1:
13 EMBED Equation.3 1415. (5.15)
Формула (5.14) рекомендуется автором при гиперболическом законе распределения степени деформации металла в очаге:
13 EMBED Equation.3 1415, (5.16)
где (1 и (0 – частные степени деформации в начале и конце зоны обжатия; N( = (1/(0.
Наибольшее распространение в отечественной и зарубежной практике получили калибровки ручья калибров станов ХПТ, разработанные Ю.Ф. Шевакиным в МИСиС; в них удачно сочетается оптимальная крутизна профиля обжимной зоны с прокаткой на оправке, имеющей малую конусность.
Ю.Ф. Шевакин рекомендует определять профиль обжимной части ручья при изменении относительного обжатия по формуле 13 EMBED Equation.3 1415:
13 EMBED Equation.3 1415; (5.17)
где 13 EMBED Equation.3 1415; n = 0,64 – коэффициент крутизны профиля обжимной зоны; х – текущая координата; l = l0; m – величина подачи.
Полученное на этой основе уравнение для определения толщины стенка в любом сечении обжимной зоны при редуцировании:
13 EMBED Equation.3 1415; (5.18)
где Sз = Sз +
·Sред; (( = Sx / Sт – суммарная вытяжка по стенке трубы.
Кроме учета утолщения стенки, особенностью данного метода расчета калибровки технологического инструмента станов ХПТ являются пониженная конусность ручья в предчистовой зоне (2tg( = 0,0150,03) и повышенная конусность ручья в зоне редуцирования (2tg(р
· 0,22) по сравнению с калибровками, рассчитанные по методике ВНИТИ-ПНТЗ. Применение таких калибровок позволило снизить давление металла на валки по сравнению с калибровками ВНИТИ-ПНТЗ и ПНТЗ (рис.5.10), а также повысить производительность станов ХПТ и улучшить геометрические характеристики прокатываемых труб.
Для расчета коэффициента вытяжки Ю.Ф. Шевакин рекомендует формулу:
13 EMBED Equation.3 1415, (5.19)
где х – расстояние от начала обжимного участка до рассматриваемого сечения очага деформации.
Для инженерных нужд Ю.Ф. Шевакин предлагает профиль гребня ручья рассчитывать по формуле (5.18) и по номограмме (рис. 5.11, б) в следующей последовательности: 1) суммарный коэффициент вытяжки по стенки трубы ((, исходя из параметров процесса; 2) коэффициенты вытяжки (( по стенке в соответствующих контрольных сечениях (7 равных по длине контрольных участков см. рис. 5.11, а); 3) толщина стенки в контрольных сечениях – на основании значений ((; 4) глубина ручья калибров – с учетом значений Sx в контрольных сечениях, конусности оправки, диаметра прокатываемой трубы и величины зазора между калибрами.
Универсальность метода расчета калибровки технологического инструмента станов ХПТ, разработанного Ю.Ф. Шевакиным, позволила применить этот метод и для расчета калибровки инструмента при теплой прокатке путем его усовершенствования: увеличения конусности профиля ручья в зоне редуцирования (2tg(р = 0,350,4), смещения обжатия заготовки к началу зоны обжимной зоны и уменьшения коэффициента полировки с Кп = lк / (m() от 35 до 1,83. Это позволило успешно освоить прокатку труб из КС-сталей типа Х18Н10Т при 150300(С и коэффициентах вытяжки за проход ( = 2,55.

5.3. Примеры расчета калибровки инструмента станов ХПТ
Расчет калибровки инструмента станов ХПТ по методике Ю.Ф. Шевакина
Пример 5.1. Рассчитать калибровку инструмента при прокатке трубы из стали 12Х18Н10Т по маршруту: DзSз DтSт = 57·4,5 мм 38,0·1,8 мм. Величина подачи m = 6 мм. Длина конической части ручья lд = 410 мм; длина участка редуцирования lр = 74 мм; длина обжимного участка (по толщине стенки) lо = 336 мм. Зазор между калибрами
·k = 0,4 мм. Схема очага деформации стана ХПТ приведена на рис. 5.12.
Решение
Характеристика калибровки инструмента. Суммарный коэффициент вытяжки
(( = [Sз (Dз – Sз)] / [Sт (Dт – Sт] = [4,5 (57 – 4,5] / [1,8 (38 – 1,8 ] = 3,63.
Относительное уменьшение площади поперечного сечения
[(Fз – Fт)/Fз]·100% = [(731,89 – 204,5)/731,89]
·100 = 73%.
Относительное обжатие стенки заготовки
[(Sз – Sт)] / Sз = [(4,5 – 1,8) / 4,5]·100 = 60%.
Уменьшение наружного диаметра заготовки
Dз – Dт = 57 – 38 = 19 мм.
Конусность оправки 2tg( выбирается, исходя из уменьшения (Dз – Dт). Рекомендуемая конусность оправок приведена в табл. 5.1.
Таблица 5.1. Конусность оправок станов ХПТ
Стан
Dз – Dт, мм
2tg(, рад

ХПТ 32
< 13
0,010,015


> 13
0,02

ХПТ 55
< 14
0,01


1418
0,015


> 18
0,020,03

ХПТ 75
1216
0,01


1722
0,02


2328
0,03


> 28
0,04


В данном примере Dз – Dт = 19 мм, следовательно, 2tg( = можно принять 0,025. Диаметр оправки в конце конической части ручья dп = dп = Dт – 2Sт = 38 – 2·1,8 = 34,4 мм.
Диаметр цилиндрической части оправки
Dц = dп + lд
·2tg( = 34,4 + 410 · 0,03 = 44,65 мм.
Расчет профиля гребня ручья.
Величина зазора для ввода оправки в заготовку

·p = (Dз – 2Sз) – Dц = (57 – 2·4,5) – 44,65 = 3,35 мм.
Утолщение стенки на участке редуцирования

·Sр = (0,050,06)
·p = 0,06
·3,35 = 0,201 мм.
Толщина стенки заготовки после редуцирования
Sр = Sт +
·Sр = 4,5 + 0,2 = 4,7 мм.
Коэффициент вытяжки по стенке (x = Sр / Sт = 4,7 / 1,8 = 2,61.
Для определения размеров профиля гребня ручья на обжимном участке необходимо знать коэффициент вытяжки (x в контрольных сечениях, которые определяют по номограмме (рис. 5.6) и толщину стенки Sx = 
·Sp/Ss в контрольных сечениях:
Номер сечения . . . . . . . . .
0
1
2
3
4
5
6
7

(x . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1
1,3
1,6
1,45
2,05
2,3
2,5
2,6

Sx, мм . . . . . . . . . . . . . . . . .
4,7
3,66
2,93
2,54
2,29
2,04
1,88
1,8


Диаметр оправки в контрольных сечениях определяется из выражения:
dx = dп + lx 2tg(,
где lx – расстояние от калибрующего участка до данного сечения
d0 = 34,4 + 336
·0,025 = 42,8 мм;
d1 = 34,4 + 298 0,025 = 41,6 мм;
d2 = 34,4 + 240 0,025 = 40,4 мм;
d3 = 34,4 + 192 0,025 = 39,2 мм;
d4 = 34,4 + 144 0,025 = 38,0 мм;
d5 = 34,4 + 96 0,025 = 36,8 мм;
d6 = 34,4 + 48 0,025 = 35,5 мм;
d7 = 34,4 + 0 0,025 = 34,4 мм.
Диаметр ручья калибра в контрольных сечениях: Dxi = dxi + 2Sxi –
·ki
D0 = d0 + 2S0 –
·k = 42,8 + 2 4,7 – 0,4 = 51,8 мм;
D1 = d1 + 2S1 –
·k = 41,6 + 2 3,66 – 0,4 = 48,52 мм;
D2 = d2 + 2S2 –
·k = 40,4 + 2 2,93 – 0,4 = 45,96 мм;
D3 = d3 + 2S3 –
·k = 39,2 + 2 2,59 – 0,4 = 43,98 мм;
D4 = d4 + 2S4 –
·k = 38 + 2 2,29 – 0,4 = 42,18 мм;
D5 = d5 + 2S5 –
·k = 36,8 + 2 2,04 – 0,4 = 40,48 мм;
D6 = d6 + 2S6 –
·k = 35,6 + 2 1,88 – 0,4 = 38,95 мм;
D7 = d7 + 2S7 –
·k = 34,4 + 2 1,8 – 0,4 = 37,6 мм.
Определение ширины ручья. Расчет ширины ручья проводится в контрольных сечениях по формуле:
Bxi = Dxi + 2 [kТm(xi (2tg(x – 2tg() + k(m(xi·tg(],
где kТ = 1,81,05 – коэффициент, учитывающий вынужденное уширение и износ инструмента(большие значения – для начальных сечений; меньшие – для конечных); k( – коэффициент, учитывающий горизонтальное сплющивание валков: k( = 0,7.
Конусность участков обжимной зоны ручья 2tg(xi = (Dx – Dx-i) / lx, где lx = 48 мм – длина участка.
Конусность участков обжимной зоны ручья по сечениям:
Номер сечения . . . . . . . . . . . . . .
1
2
3
4
5
6
7

2tg( . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
0,068
0,055
0,039
0,0375
0,035
0,032
0,028


Расчетная величина ширины ручья в контрольных сечениях:
В1 = 48,52 + 2 [1,8·6·1,3 (0,068 – 0,025) + 0,7·6·1,3·0,025] = 50,20 мм.
В конечном итоге получим расчетные значения ширины ручья в контрольных сечениях
Номер сечения, i . . . . . . . . . . . . .
1
2
3
4
5
6
7

Bxi, мм (расчет). . . . . . . . . . . . . . .
50,20
47,37
44,84
43,04
41,32
39,68
38,24


К рассчитанной величине ширины ручья следует прибавить величину зазора
·k = 0,4, тогда ширина ручья по сечениям будет равна:
Номер сечения, i . . . . . . . . . . . . .
1
2
3
4
5
6
7

Bxi, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
50,60
47,77
45,24
43,44
41,72
40,08
38,64

Пример 5.2. Расчет калибровки инструмента стана ХПТ-55 по методике ГТИ (бывш. ВНИТИ) – ПНТЗ.
Для расчета принимаем следующие исходные данные: маршрут 48Ч2,3  28Ч1,0 мм; материал труб – сталь 12Х18Н10Т. Dз = 48 мм; Sз = 2,3 мм; диаметр готовой трубы D0 = 28мм; толщина стенки S0 = 1,0 мм; зазор между оправкой и внутренней поверхностью заготовки (необходимый для свободного прохода оправки через заготовку при зарядке стана)
·р = 2 мм; зазор между калибрами при расточке ручья, шлифовке и прокатке
·k = 0,4 мм; величина подачи за один двойной ход клети m = 6 мм; длина конической части ручья (развертки) Lр = 406 мм.
Характеристика калибровки инструмента. Общий коэффициент вытяжки:
13 EMBED Equation.3 1415.
Относительное уменьшение площади поперечного сечения заготовки после деформации в калибрах:
13 EMBED Equation.3 1415,
где Fз – площадь поперечного сечения заготовки; F0 – площадь поперечного сечения готовой трубы.
Относительное уменьшение толщины стенки заготовки:
13 EMBED Equation.3 1415.
Уменьшение наружного диаметра заготовки
13 EMBED Equation.3 1415.
Калибровка оправки. Диаметр цилиндрического участка оправки
13 EMBED Equation.3 1415.
Диаметр конца конической части (диаметр калибрующего участка)
13 EMBED Equation.3 1415.
Конусность оправки
13 EMBED Equation.3 1415.
Изменение диаметра оправки на длине каждого из семи участков конической части ручья
13 EMBED Equation.3 1415.
Расчет профиля гребня ручья. Диаметр ручья в любом сечении xn вычисляют по формуле
13 EMBED Equation.3 1415.
Величину 2a0 определяем по уравнению
13 EMBED Equation.3 1415.
Величину 13 EMBED Equation.3 1415 обозначаем через коэффициент kп. Коническую зону ручья стана ХПТ-55 разбиваем на 7 участков и в каждом сечении определяем 2a0kп:
Сечение . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1
2
3
4
5
6
7

2a0kп . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
0,046
0,138
0,230
0,0391
0,713
1,173
1,909


Расчет профиля гребня ручья начинают от калибрующего участка.
Диаметр ручья в калибрующем участке 13 EMBED Equation.3 1415 мм.
Диаметры ручья в конце каждого участка (начиная от калибрующего) равны, мм:
D1 = D0 + (d + 2a0kп1 = 27,6 + 2,2 + 0,046 = 29,846;
D2 = D1 + (d + 2a0kп2 = 29,846 + 2,2 + 0,138 = 32,184;
D3 = D2 + (d + 2a0kп3 = 32,184 + 2,2 + 0,230 = 34,614;
D4 = D3 + (d + 2a0kп4 = 34,614 + 2,2 + 0,391 = 37,205;
D5 = D4 + (d + 2a0kп5 = 37,205 + 2,2 + 0,713 = 40,118;
D6 = D5 + (d + 2a0kп6 = 40,118 + 2,2 + 1,173 = 43,491;
D7 = D6 + (d + 2a0kп7 = 43,491 + 2,2 + 1,909 = 47,600.
Определение ширины ручья. Развалка ручья:
13 EMBED Equation.3 1415 (в конце рабочего участка);
13 EMBED Equation.3 1415 (в начале обжимной зоны),
где 2tg( – конусность ручья;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
Развалка в промежуточных сечениях от bк до bн (b0 = bк = 1,38) составит, мм:
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415.
Ширина ручья равна сумме величин диаметра и развалки (Bx = Dx + bx), таким образом, мм:
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415;
13 EMBED Equation.3 1415.
Развалку калибровочного участка принимаем b = 0,2–0,8 мм, начиная от зева поворота до его половины. Далее развалка плавно увеличивается до bк, соответственно изменяется и ширина ручья калибрующем участке.
Примеры расчета калибровки инструмента станов ХПТ с расчетом маршрута прокатки заготовки из КС-стали на нескольких станах ХПТ для получения готовой трубы по маршруту прокатки DЗЧSЗ DтЧSт = 83,0Ч5,75 20,0Ч1,0 мм (табл. 5.2).
Таблица 5.2. Примеры расчета калибровки инструмента станов ХПТ
Действия
Формула для расчета
Пример расчета

1. Определяется количество проходов п и округляется до ближайшего большего
13 EMBED Equation.3 1415
F = 3,14 (83–5,75)
·5,75 = 1394,72 мм2; Fn = 3,14
·(20–1) 1 = 59,66 мм2; по расчету по формуле n = 2,5 принимаем n = 3

2. Определяется общая вытяжка за три прохода и уточняется средний коэффициент вытяжки
13 EMBED Equation.3 1415 13 EMBED Equation.3 1415

·общ = 1394,72 / 59,66 = 23,3778
13 EMBED Equation.3 1415 или 13 EMBED Equation.3 1415, откуда µср = 2,8594

3. Рассчитывается площадь поперечного сечения трубы после каждого стана
13 EMBED Equation.3 1415 13 EMBED Equation.3 1415
13 EMBED Equation.3 1415 мм2 13 EMBED Equation.3 1415 мм2 F3 = 59,66 мм2 (определена ранее)

4. Выбираются маршрут прокатки, тип стана и промежуточные размеры подката
По данным, приведенным в табл. 5.1
Маршрут: стан ХПТ75: 8357 мм, стан ХПТ55: 5738 мм, стан ХПТ32: 3820 мм

5. Рассчитывается, абсолютное обжатие по диаметру заготовки

·D = Dз – Dт
ХПТ75:
·D = 83 – 57 = 26 мм, ХПТ55:
·D = 57 – 38 = 19 мм, ХПТ32:
·D = 38 – 20 = 18 мм

6. Проверяется, допустимо ли расчетное обжатие по диаметру
·D по технической характеристике стана
По табличным данным
ХПТ75:
·D = 32 мм;ХПТ55:
·D = 30 мм; ХПТ32:
·D = 24 мм

7. Рассчитывается получаемая толщина стенки трубы после прокатки. Для этого определяется внутренний диаметр трубы dт и толщина стенки Sт
13 EMBED Equation.3 1415; 13 EMBED Equation.3 1415
После стана ХПТ75: 13 EMBED Equation.3 1415мм; 13 EMBED Equation.3 1415мм
После стана ХПТ55: 13 EMBED Equation.3 1415мм; 13 EMBED Equation.3 1415 мм

8. Окончательно уточняются площади поперечного сечения трубы и коэффициенты вытяжки после каждой прокатки
13 EMBED Equation.3 1415 13 EMBED Equation.3 1415
F1 = 3,14
·(572,9) 2,9=492,63 мм2; F2 = 3,14·(381,5) 1,5 = 171,92 мм2 13 EMBED Equation.3 1415 13 EMBED Equation.3 1415 13 EMBED Equation.3 1415


Глава 6. Оборудование и технологический инструмент роликовых станов ХПТР
6.1. Оборудование роликовых станов ХПТР
Возрастающие требования к геометрическим размерам тонкостенных и особотонкостенных труб, их прочностным характеристикам, жаропрочности и стойкости в агрессивных средах привело к созданию нового способа холодной периодической прокатки – прокатке труб роликами.
Первые отечественные станы холодной прокатки труб роликами (ХПТР) были созданы во ВНИИМЕТМАШе и появились на заводах в конце 1950-х гг.; их серийное производство организовано как в России, так и за рубежом. Роликовые станы периодического действия ХПТР предназначены для холодной прокатки особотонкостенных труб диаметром 4120 мм и толщиной стенки 0,033 мм. Общая относительная деформация трубы за один проход 8085% достигается в основном за счет уменьшения толщины стенки, так как по диаметру труба может быть уменьшена только на 24 мм. Станы ХПТР обеспечивают производство труб с высоким классом (46-й) шероховатости поверхности, малыми допусками по толщине стенки ( 5 - ( 10% и отношением диаметра к толщине стенки 150 - 1.
Роликовые станы по сортаменту прокатываемых труб можно разделить на две группы: 1 – станы для прокатки труб малых типоразмеров – станы ХПТР 3-8. ХПТР 4-15, ХПТР 8-15, ХПТР 15-30; 2 – станы для прокатки труб средних размеров – станы ХПТР 30-60 и ХПТР 60-120$ станы ХПТР 8-15 и ХПТР 15-30 изготавливаются также в двухниточном исполнении.
Станы ХПТР изготовляются правого и левого исполнения. Техническая характеристика указанных станов представлена в табл. 6.1.
Таблица 6.1. Техническая характеристика станов ХПТР
Параметры
ХПТР 4-15
ХПТР 8-55
ХПТР 15-30
ХПТР 30-60
ХПТР 60-120

Размер заготовки. мм

Диаметр
4,818
18
1633
31168
65130

Длина
18004000
15005000
15005000
15005000
15005000

Размер готовой трубы, мм

Диаметр
415
815
1530
3060
60120

Толщина стенки
0,0081,5
0,0081,5
0,12,5
0,33
60120

Диаметр роликов, мм
32
52
62
83
180

Число роликов, шт.
3
3
3
3
4

Ход клети, мм
490
450
450
600
755

Число ходов клети, мин–1
60,80,120
60,80,120
60,89,124
10100
10100

Величина подачи заготовки за один ход, мм
1,78
1,38
1,39
1,39
1,39

Мощность двигателя главного привода, кВт
12,5
12,5
48
71
100

Производительность стана, м/ч
2137
2137
1035
2035
1035

Масса стана, т
7,87
7,67
14,6
23,25
52,76

Габаритные размеры стана, м

Длина
8,2
8,2
9,6
17,06
17,72

Ширина
1,35
1,35
2,1
2,8
3,9

Высота
1.34
1,34
1,5
1,54
1,95

Компоновка оборудования станов ХПТР. На рис. 6.1 показана схема расположения оборудования однониточного роликового стана холодной прокатки труб. По такому плану расположено оборудование станов ХПТР 15-30, ХПТР 30-60 и ХПТР 60-120.
Стан ХПТР (см. рис. 6.1) состоит из рабочей клети 1, приводного механизма 2, механизмов подачи и поворота трубы 3, стола 4 для заготовок с механизмами их загрузки, смазочного, электрооборудования и др.
На станах ХПТР применяется только торцевая загрузка заготовок, поскольку прокатку ведут на цилиндрической оправке. Весьма жесткие требования предъявляют к механизмам подачи, так как стабильность величины подачи оказывает решающее влияние на разностенность готовых труб. Подача и поворот заготовки осуществляется с помощью мальтийских механизмов, а величина подачи устанавливается посредством коробки скоростей.
Размеры, м, роликовых станов:
Станы . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
ХПТР8-15
ХПТР15-30
ХПТР30-60
ХПРТ60-120

Длина стана со стороны заготовки . . . .
11,0
20,5
25,5
25,4

Ширина . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1,25
1,5
2,5
4,6

Высота над уровнем пола . . . . . . . . . . . .
1,07
1,25
1,32
1,8


Рабочие клети стана отличаются от рабочих клетей стана ХПТ по конструкции и принципу работы. Станы ХПТР (стандартного типа) состоят из рабочих клетей (рис. 6.2); их узлы: рабочие ролики, размещенные в сепараторе, станина и система рычагов, соединяющих сепаратор со станиной. Сепаратор выполнен в виде в виде втулки с прямоугольными окнами и двумя проушинами для соединения с рычагом. Ролики монтируются в окнах сепаратора посредством вкладышей, подаваемых на цапфы роликов. Благодаря вкладышам из бронзы, текстолита или других антифрикционных материалов ролики размещены в одной вертикальной плоскости и свободно перемещаются в радиальном направлении. Станина клети выполнена в виде толстостенного кольца-втулки. Станина рабочих клетей станов ХПТР крупных типоразмеров имеет выступы, на которых она перемещается в направляющих неподвижной рамы. На станах ХПТР 4-15, ХПТР 8-15, ХПТР15-30 толстостенная втулка встроена в легкую сварную каретку, которая может перемещаться в неподвижной раме. При расчете на прочность и жесткость станину представляют в виде толстостенного кольца, нагруженного изнутри сосредоточенными силами по числу роликов. Путем перемещения специальных клиньев ролики устанавливаются на размер прокатываемой трубы.
Стан ХПТР 15-30 стандартной конструкции может быть оснащен валковой клетью (рис. 6.3) с диаметром рабочих валков 300 мм. Валки так же, как на станах ХПТ, приводятся от зубчатых реек. Масса валовой рабочей клети стана ХПТР 1450 кг (вместо 2100 кг стана-аналога ХПТ 32).
Валковая клеть позволяет прокатывать на роликовом стане трубы из КС-стали диаметром 1420 м с толщиной стенки
· 0,5 мм из заготовки диаметром 2532 мм с толщиной стенки до 3,0 мм. При этом производительность стана ХПТР 15-30 с валковой клетью увеличивается и составляет 120 м/ч при суммарной вытяжке 2,58,5.
Станы ХПТР 6-15 и ХПТР 15-30 изготовляют также двухниточными, их индекс 2ХПТР 6-15 и 2ХПТР 15-30. Трубы, прокатываемые на таких станах, имеют допуск по наружному диаметру ± 0,05 мм, по внутреннему диаметру ± 0,03 мм. Благодаря прокатке одновременно двух труб производительность стана увеличивается в среднем в 1,61,7 раза.
Для прокатки труб диаметром 8010 мм применяют станы ХПТР 30-60 и ХПТР 60-120, в которых рабочая клеть (рис. 6.4) имеет опорные катки, установленные с рабочими роликами 2 в подвижном сепараторе 3. Опорные планки 4 с регулировочными клиньями 5 закрепляются в неподвижной обойме 6. Диаметр цапф рабочего ролика значительно меньше катающего диаметра, благодаря чему значительно увеличивается длина хода сепаратора, снижается масса подвижных частей клети, что особенно важно для станов ХПТР больших типоразмеров.
Механизм подачи и поворота. С его помощью подают и поворачивают заготовки в строго определенные моменты времени в крайних положениях рабочей клети. Для обеспечения высокой точности величины подачи и угла поворота в этом механизме используется мальтийский крест (рис. 6.5) в качестве преобразователя непрерывного вращения в прерывистое. Периодический поворот шестипазового ведомого диска 1 на 60( осуществляется пальцем 2, установленным кривошипом на ведущем валу 3 при его повороте на угол равный 120(. Во время поворота на остальные 240( кривошип не взаимодействует с ведомым диском, который остается неподвижным.
Подача и поворот заготовки стана ХПТР выполняются с помощью патрона специальной конструкции, который вместе с люнетами, поддерживающими заготовку и стержень оправки, перемещается в направляющих промежуточной рамы, установленной между станиной рабочей клети и механизмом подачи и поворота заготовки.

6.2. Технологический инструмент роликовых станов
Заготовка трубы в роликовом стане деформируется роликами, которые раскатывают трубу-заготовку на оправке. В процессе прокатки ролики, по периметру которых нарезан круглый калибр постоянного радиуса, равного радиусу прокатываемой трубы, катятся по рабочей поверхности опорной планки, профиль которой аналогичен развертке ручья калибра стана ХПТР, и в конце длины прямого хода клети в поперечном сечении ролики образуют замкнутый калибр (рис. 6.6). Хотя непосредственно контактируют с металлом трубы ролики и оправка, однако все усилия прокатки передаются на направляющие планки через цапфы роликов. Поэтому и ролики, и оправки, и направляющие планки должны выдерживать усилие прокатки, иметь соответствующую твердость и высокую степень точности размеров.
Для станов ХПТР 3-8; 15-30 и 30-60 ролики и оправки изготовляют из стали ШХ15, а для станов ХПТР 60-120 – из стали 55ХФА и термически обрабатывают до HRC 54–58; опорные планки изготовляют из стали ШХ15 и термически обрабатывают до HRC 52–58.
На роликовых станах изготовляют трубы, главным образом, из КС-сталей, сплавов титана, циркония, тантала, ниобия и других материалов, склонных к налипанию на рабочий инструмент.
В настоящее время при холодной прокатке труб на станах ХПТР применяют разные смазки и покрытия, состав и способ нанесения которых во многом зависит от технологии и от требований к качеству труб. Для станов ХПТР на наших заводах считают лучшей смазкой внутренней поверхности труб касторовое масло в смеси с цинковыми белилами. Наружная поверхность охлаждается эмульсией или минеральным маслом. При прокатке труб из КС-сталей на внутреннюю поверхность заготовки иногда наносят слой антифрикционного металла – меди.
За рубежом в Японии. Германии, США, Франции на станах ХПТР применяют смазки и эмульсии другого состава, в том числе пластические массы. Как отмечает В.А. Вердеревский, и зарубежные смазки с более высокими антифрикционными свойствами все-таки не исключают налипания металла при ужесточенных маршрутах и высоких скоростях прокатки.
На Никопольском Южнотрубном заводе (Украина) были проведены исследования Т.Н. Дорогань с сотр. износостойкости покрытий на основе карбида бора, хрома и сплавов Cr–Mo, Cr–W, Cr–Mo–W (с разным содержанием Mо), наносимых на поверхность оправок из стали 60С2ХФА). Результаты исследований показали, что твердость покрытий сплавом Сr–Mo–W повышалась с увеличением содержания в них молибдена (табл. 6.2), причем в результате эксплуатации инструмента отмечено значительное деформационное упрочнение поверхности покрытий, отсутствие налипания и повышение стойкости оправок с покрытием Cr–Mo–W в 25 раза (рис. 6.7).
Таблица 6.2. Влияние содержания молибдена на стойкость инструмента стана ХПТР
Мо, %
Микротвердость покрытия поверхности оправки*, МПа
Количество труб, прокатанных на одной оправке, м
Степень упрочнения, %

0
1000 / 1200
250
20

1
1200 / 1600
380
30

8
1500 / 2000
1500
33

* Слева и справа от косой черты – до и после холодной прокатки стальных труб.

При промышленных исследованиях было установлено, что наиболее высокой износостойкостью и повышенной трещиностойкостью обладали оправки с покрытием сплавом Cr–Mo–W, отожженные в течение 1 ч при 300–400 (С; стойкость таких оправок была в 25 раза больше по сравнению со стойкостью оправок без покрытия или покрытых другими сплавами.
В технической литературе приводятся результаты исследования по налипанию металла на ролики и оправки станов ХПТР, их износостойкости при разных деформационно-скоростных режимах прокатки.
Ниже приведен расход инструмента при прокате 1000 м труб из КС-стали:
Инструмент . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Ролики
Опорные планки
Оправки

Расход, шт., на стане:




ХПТР 8-15 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1,9
0,8
10

ХПТР 15-30 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
0,50
0,2
8

ХПТР 30-60 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
0,70
0,3
6

ХПТР 60-120 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
0,70
2,0
14


6.3. Расчет калибровки технологического инструмента станов ХПТР
При расчете калибровки технологического инструмента станов ХПТР необходимо учитывать:
исходной заготовкой для роликовых станов служат трубы, поступающие со станов ХПТ и волочильных. Наружный диаметр исходной заготовки принимается больше наружного диаметра готовой трубы на 13 мм, так как на роликовых станах большее редуцирование по диаметру невозможно;
толщина стенки заготовки определяется с учетом допустимых деформаций труб на роликовых станах соответствующего диапазона согласно технической характеристике станов и допустимым коэффициентам вытяжки.
Для каждого типоразмера станов ХПТР изготовляют свой комплект инструмента.
Калибровка роликов. Ролики имеют постоянный круглый ручей с дугой окружности, равной диаметру прокатываемой трубы и центральным углом 2( = 360є/n (n – количество роликов).
Большое значение для разработки процессов холодной прокатки труб в станах ХПТР имеет правильный выбор диаметра ролика. Он определяется из условия получения труб с заданной минимальной толщиной стенки. Максимальный диаметр ролика определяется из условия, когда в результате его упругого сплющивания среднее удельное давление окажется меньше сопротивления металла деформированию. По достижении этого условия дальнейшее увеличение давления не вызывает утонения стенки трубы из-за упругого сжатия роликов. Поэтому минимальную толщину стенки, которая может быть получена при использовании ролика заданного диаметра, находят из решения уравнений среднего удельного давления и «сплющенной» дуги захвата. Затем находят максимальный диаметр ролика:
13 EMBED Equation.3 1415, (6.1)
где Smin – заданная минимальная толщина стенки готовых труб, мм; f – коэффициент трения; (т – предел текучести материала труб с учетом наклепа, Н/мм2.
Соотношение между диаметром и шириной цапф ролика определяется по допустимым напряжениям в месте контакта цапфы с опорной планкой и жесткостью роликов (допустимый прогиб 5...7 мкм). Известна зависимость для определения допустимой нагрузки на единицу длины бочки валков или цапф:
13 EMBED Equation.3 1415, (6.2)
где (ц – радиус цапфы ролика.
Допустимая нагрузка на один ролик
P = 2 bц q, (6.3)
где bц – ширина цапфы ролика.
Обычно диаметр цапфы dц выбирается равным примерно 0,75 от диаметра ролика.
Скорость поступательного движения роликов при прокатке vр зависит от скорости движения рабочей клети vкл и отношения катающего радиуса ручья роликов к радиусу цапф (рис. 6.8):
13 EMBED Equation.3 1415 (6.4)
или
13 EMBED Equation.3 1415. (6.4, а)
Скорость перемещения сепаратора vс должна быть равна скорости перемещения роликов, так как они размещены в сепараторе. Нормальный процесс прокатки может быть нарушен при появлении сравнительно небольшого рассогласования этих скоростей. В результате заготовка смещается с оправки, и на поверхности труб появляются характерные дефекты. Необходимое соотношение скоростей vр и vкл достигается применением двуплечного рычага ОН (рис. 6.9), большее плечо которого присоединено к рабочей клети, а меньшее – к сепаратору. Ось качания рычага закреплена в станине рабочей клети. Соотношение vр и vкл можно варьировать, перемещая точку К на рычаге:
13 EMBED Equation.3 1415. (6.5)
Плечо
13 EMBED Equation.3 1415. (6.6)
Отношение скоростей vкл и vc должно оставаться постоянным на всем протяжении хода клети, для чего необходимо соблюдать подобие треугольников ОНМ и ОКР. это подобие сохраняется (при изменении плеча рычага l1) за счет перемещения точки М на рабочей клети и изменения тем самым плеча НМ стяжной гайки. При этом плечо рычага ОН и тяга сепаратора КР остаются неизменными.
В станах ХПТР между перемещениями роликов на трубе в (путь сепаратора) и по опорным планкам а (рабочая длина опорных катков) существует зависимость:
S = a + в . (6.7)
Величина а соответствует разности плеч рычагов l0 – l1 и определяется плечом КН (см. рис. 6.9). Поскольку плечо КН варьируется в зависимости от отношения (ц/(к, изменяется и величина хода роликов по планкам.
Для каждого типоразмера стана ХПТР предусмотрены два комплекта роликов (малых и больших), размеры которых выбираются согласно табл. 6.3.
Таблица 6.3. Размеры, мм, роликов станов ХПТР (см. рис. 6.6)
Стан
dтр
А
Б
2
·, град





е

8-15
8
19
40
120
48,29
45,15
41
28,5
53,15
0,5


10
19
40
120
47,29
43,15
41
28,5
53,15
0,5


15
19
40
120
44,29
38,19
41
28,5
53,15
0,5

15-30
15
30
65
120
73,63
67
63,5

·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·
·Калибровка рабочей поверхности опорных планок. Обжатие трубной заготовки на стане ХПТР осуществляется за счет того, что цапфы ролика в процессе прокатки катятся по рабочей поверхности опорных планок, которые имеют участок зева подачи и поворота трубы lз; участок редуцирования lр; участок обжатия lоб; калибровочный участок lк.
Схема расчета профиля опорных планок.
1. Определение длины опорной планки:
L = Lкар [1 – (l0 – l1)], (6.8)
где Lкар – длина хода каретки, определяемая при проектировании стана соответственно его типоразмера; l0 – длина верхнего плеча кулисы; l1 – длина нижнего плеча кулисы.
2. Определение длины зева подачи и поворота трубы:
lз = Lкар.п / [1 + (Dк / Dц)max], (6.9)
где Lкар.п – длина хода (перемещения) каретки за время подачи и поворота заготовки, которая определяется при проектировании стана; Dк – катающий диаметр ролика; Dц – диаметр цапфы.
3. Выбор длины калибрующего участка
lк = (45)m
· , (6.10)
где m – величина подачи,
· – коэффициент вытяжки.
4. Расчет длины рабочего конуса планки:
lр.п. = L – lз или lр.п. = Lкар (1 – l0/l1). (6.11)
5. Выбор длины участка редуцирования lр (из практических данных).
6. Определение длины обжимного участка:
lоб = lр.к – (lред + lк). (6.12)
7. Определение суммарного обжатия по стенке трубы (коэффициента вытяжки):
( = Sз / Sт . (6.13)
8.  Обжимной участок опорной планки разбивают на семь контрольных сечений, расстояние между которыми равно 14 мм (рис. 6.10). Поскольку профиль опорной планки аналогичен развертке гребня ручья калибра стана ХПТ, то по номограмме, представленной на рис. 5,10,б согласно методике Ю.Ф. Шевакина определяют вытяжку в каждом контрольном сечении: (1; (2(7 и толщину стенки в каждом контрольном сечении:
Sк = Sз / (х (6.14)
Снижение высоты планки по ее длине:
(y = Sх – Sт. (6.15)
По полученным расчетным данным строят профиль рабочей планки роликового стана.
Ниже приведены размеры направляющей планки роликового стана ХПТР (см. рис. 6.6).
Размеры, мм . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
A
B
C
L
E
F
k

Стан: ХПТР 8-15 . . . . . . . . . . . . . . . . .
40
19
10,5
150
22
9
1,87

ХПТР 15-30 . . . . . . . . . . . . . . . .
80;
40;
20;
210;
42,15;
20;
3;


80
30
25
210
47,15
25
3

ХПТР 30-60 . . . . . . . . . . . . . . . .
135;
76;
29,5;
207;
66,9;
31,7;
5,4;


135
56
39,5
207
72,9
37,5
5,4


Пример расчета калибровки опорных планок стана ХПТР.
Исходные данные: на стане ХПТР15-30 прокатывают трубную заготовку по маршруту: Dз Ч Sз Dт Ч Sт = 27,5 Ч 2,0 24,0 Ч 1,0 мм при следующих режимах: ход каретки Lкар = 450 мм, ход каретки во время подачи поворота заготовки Lкар.п = 69 мм, m
· = 15 мм.
Решение:
1. Длина опорной планки определяется по формуле (6.8):
L = 450/(1+1,0) = 173 мм;
2. Длина зева подачи и поворота заготовки определяется по формуле (6.9):
lп = 69/(1 + 1,6) = 26,0 мм;
3. Длина участка редуцирования принимается равной 12 мм;
4. Длина калибрующего участка рассчитывается по формуле (6.10):
lк =4 15 · 0,6 = 36 мм;
5. Длина обжимного участка рассчитывается по формуле (6.12):
lобж = 170 – (26 + 12 + 36) = 99 мм;
6. Суммарное обжатие заготовки по стенке определяется по формуле (6.13):
µ = 2/1 = 2;
7. Обжимной участок планки разбивают на 7 контрольных сечений, с равным расстоянием 14 мм. По номогра
·

Приложенные файлы

  • doc 7405909
    Размер файла: 8 MB Загрузок: 7

Добавить комментарий