Особенности циклического формоизменения при прошивке заготовок в косовалковых станах разных типов с учетом положения направляющего инструмента в очаге деформации Чепурин Максим Владимирович

Содержание к диссертации

Введение

1. Литературный обзор 6

2. Особенности расчета прошивных станов разных типов.

2.1. Системы координат заготовка и валков 18

2.2. Решение прямой геометрической задачи винтовой прокатки .29

2.3. Факторные плоскости параметров скрещивания для существующих прошивных станов 37

2.4. Влияние параметров скрещивания на направляющие косинусы скорости прошиваемой заготовки . 41

2.5. Расчет установки оправки с учетом фактической конусности очага деформации 42

3. Количество дефектов и тип прошивного стана 46

3.1. Характеристика прошивных станов и заводские данные по разбраковке труб 46

3.2. Обработка заводских данных по различным дефектам .. 47

4. Математическое моделирование процесса прошивки заготовок 52

4.1. Основные положения 52

4.2. Пример распечатки одного варианта для прошивного стана ТПА 220 ОАО «ПНТЗ»

4.2.1. Исходные данные и настройка стана 54

4.2.2. Параметры циклического формоизменения по длине очага деформации

4.3. Тип прошивного стана и параметры циклического формоизменения 57

4.4. Влияние типа направляющего инструмента и его положения в очаге деформации на параметры циклического формоизменения...62

4.5. Применение методов планирования эксперимента для оценки влияния параметров процесса прошивки на накопленную степень деформации сдвига

4.5.1. Основные положения проведения эксперимента 77

4.5.2. Калибровка инструмента прошивного стана 79

4.5.3. Параметры настройки прошивного стана 87

4.5.4. Коэффициенты осевой и тангенциальной скорости...91

4.5.5. Размеры заготовки-гильзы 95

4.5.6. Анализ результатов планирования первой итерации 96

4.5.7. Результаты планирования 99

5. Существующие и предлагаемые режимы прошивки заготовок на ТПА 140-1 ОАО«ПНТЗ» .102

Основные выводы.. 107

Список литературы

• Решение прямой геометрической задачи винтовой прокатки
• Влияние параметров скрещивания на направляющие косинусы скорости прошиваемой заготовки
• Обработка заводских данных по различным дефектам
• Применение методов планирования эксперимента для оценки влияния параметров процесса прошивки на накопленную степень деформации сдвига

Введение к работе

Актуальность темы.

В технологических процессах производства горячекатанных труб, важное место занимают станы винтовой прокатки, в которых осуществляется прошивка заготовок. Работа этих станов в значительной мере определяет сортамент, качество поверхности и точность размеров труб, стабильность работы агрегатов в целом и их производительность. Роль винтовой прокатки существенно возрастает при изготовлении труб из высоколегированных сталей, когда прошиваемость металла, стойкость технологического инструмента, конструкция и параметры станов определяют принципиальную возможность получения продукции экономичным способом прокатки.

В связи с этим при создании прогрессивных технологий производства труб высокого качества одна из первоочередных задач заключается в разработке методов оценки различных станов винтовой прокатки, типа и положения направляющего инструмента при производстве труб ответственного назначения эта задача приобретает решающее значение.

Создание и освоение новых технологий и конструкций станов, оптимизация процессов винтовой прокатки требуют развития теории винтовой прокатки и на ее основе — новых методов расчета рациональных режимов деформации, разработки новых типов и режимов работы направляющего инструмента.

Данная работа выполнена по плану фундаментальных исследований Минобразования РФ в области инженерных наук (гранты Минобразования № 01200102640 и 01200304631).

Цели и задачи работы. Целью настоящей работы является исследование процесса прошивки заготовок в станах различного конструктивного исполнения при разном типе и положении в очаге деформации направляющего инструмента, с привлечением математического моделирования, результатов экспериментальных исследований и анализа распределения параметров циклического формоизменения по длине очага деформации.

Для достижения поставленной цели решались следующие задачи:

разработка математической модели для обобщенного описания станов разного конструктивного исполнения;

установление влияния разного типа направляющего инструмента и его положения в очаге деформации на параметры циклического формоизменения;

определение геометрических, кинематических и деформационных параметров их распределения по длине очага деформации и по отдельным участкам;

проведение анализа существующих промышленных станов и разработка рекомендаций по уменьшению дефектов.

&

Научная новизна. Разработана математическая модель, позволившая рассчитать параметры циклического формоизменения при прошивке заготовок в различных прошивных станах.

Выявлено влияния пространственного положения осей заготовки и валков и типа направляющего инструмента и его установки в очаге деформации на параметры циклического формоизменения.

Получены зависимости геометрических, кинематических и деформационных параметров при каждом единичном обжатии и на отдельных участках очага деформации в зависимости от настройки стана, калибровки направляющего инструмента и его положения в очаге деформации, размеров исходных заготовок и получаемых гильз и других факторов.

Методами планирования эксперимента выявлена значимость параметров процесса прошивки на величину накопленной деформации сдвига на различных участках очага деформации.

Практическая значимость. Научные разработки диссертации и технические решения направлены на снижение расхода металла, повышение точности геометрических размеров труб и снижение поверхностных дефектов. Они включают усовершенствованные технологические режимы прошивки заготовок и рекомендации по получения труб.

Реализация результатов в промышленности. Результаты теоретических исследований и обобщений явились научной основой технологических решений, внедряемых лабораторией горячей прокатки труб ЦЗЛ в условиях ОАО «Первоуральский Новотрубный завод» и ОАО «Волжский трубный завод» на различных трубопрокатных агрегатах 220,140-1 и 200.

Обоснованность и достоверность полученных результатов подтверждаются соответствием отдельных зависимостей общим положениям теории обработки металлов давлением и механики сплошных сред достаточно точным совпадением ряда рекомендаций с заводскими данными по разбраковке труб, полученных на агрегатах с различными прошивными станами.

Апробация работы. Отдельные разделы работы доложены, обсуждены и одобрены на:

пятой международной научно-технической конференции «Теоретические проблемы процессов прокатки» в г. Днепропетровск (2000 г.);

третьем, четвертом и пятом международных конгрессах прокатчиков г. Липецке (1999 г.), в г. Магнитогорске (2001 г.), в г. Череповеце (2003 г.);

пятой, шестой, седьмой, восьмой, девятой и десятой всероссийских научных конференциях аспирантов и студентов. Москва, МЭИ (1999-2004 г.);

международной научно-технической конференции «Трубы России. 2004». (г. Екатеринбург, 2004 г.).

Публикации. Основное содержание работы опубликовано в _7_ статьях.

Объем и структура работы. Диссертация состоит из введения, _5_ глав,

Развитие процесса прошивки заготовок связано с именами таких известных российских и украинских ученых как П. Т. Емельяненко, А. И. Целиков, И. М. Павлов, В. С. Смирнов, А П. Чекмарев, П. И. Полухин, П. К. Тетерин, Ю. М. Матвеев, А О. Пляцковский, И. А. Фомичев, Ю. Ф. Шевакин, В. Я. Осадчий, И. Н. Потапов, А. А. Богатов, В. М. Друян, М. И. Ханин, А. П. Коликов, Р. М. Голубчик, Б. А. Романцев, С. П. Галкин, Б. Н. Матвеев, Д. В. Меркулов, В. Б. Леняшин, а также ученых-производственников А. 3. Глейберга, Н. С. Кирвалидзе, Е. Д. Клемперта, В. Н. Умеренкова.

Ими решены многие важные вопросы теории и технологии процесса прошивки: геометрия очага деформации, ряд задач кинематики, напряженно-деформированного состояния и образования центрального разрушения, теория условий захвата, определение силовых условий и др.

Вместе с тем отсутствовали методики сравнения прошивных станов различных типов при сопоставимых настройках, оценки видов направляющего инструмента и его положения в очаге деформации.

При всем многообразии факторов, влияющих на процесс прошивки, оценка их воздействия была весьма ограничена. Отсутствовали заводские данные по разбраковке труб, полученных на различных трубопрокатных агрегатах из исходных заготовок различных поставщиков.

В предлагаемой работе сделаны попытки в какой то мере восполнить эти пробелы.

При производстве бесшовных труб используются двухвалковые прошивные станы с грибовидными, чашевидными и дисковыми валками, хотя форма очага деформации является общей.

Станы винтовой прокатки описываются по взаимному положению осей валков и заготовки: углами подачи'ос и раскатки J3, расстоянием между осями валка и заготовки в вертикальном q и горизонтальном Ь_с направлениях, функцией изменения формы валка R(S) (S - координата по оси валка). Вместо R(S) могут указываться углы конусности валка на входе и выходе фі, фг и радиус валка в пережиме Двп Существующие другие параметры - угол поворота планшайбы и т. п., являются альтернативными и пересчитываются в вышеназванные.

Для любых косовалковых станов оси валка и заготовки в пространстве являются скрещивающимися прямыми. Именно это обстоятельство является физическим обоснованием винтового движения заготовки во вращающихся приводных валках.

Рис. 1. Пространственное положение осей валка Qs и заготовки Ох:

Ф, * - фронтальные, Г, Н - горизонтальные, 0, П - профильные плоскости в

системах координат Qstu и Oxyz; Ф^х - плоскость, проходящая через ось Ох и

параллельная Ф; Qs*, Qs^H, Qs¹¹ - проекции оси валка Qs на координатные

плоскости заготовки; Q*, Q^H - проекция точки Q на плоскости и Н

На рис. I показаны координатные системы валка (Qstu) и заготовки (Охуг), начало координат выбрано в точке качания (поворота) оси валка относительно оси заготовки, начала координат жестко связаны между собой.

В станах с бочковидными валками расстояние между осями валка и заготовки равно й_с. Валки поворачивают на угол подачи а (точку поворота принимают за начало координат валка Q). Расстоянию между точкой Q на оси валка и точкой О на оси заготовки, и будет расстоянием между скрещивающимися прямыми. Такое положение оси валка относительно оси заготовки назовем каноническим (расстояние между скрещивающимися прямыми а_с=Ь_с, угол скрещивания 5=а). После дополнительного поворота валков относительно точки Q на угол раскатки (3 точки, соответствующие минимальному расстоянию между скрещивающимися прямыми, переместятся в другое место на расстояние Z_s по осям валка и заготовки. В зависимости от знака угла раскатки переместятся вправо или влево. Для краткости эти точки назовем точками "скрещивания".

При помощи инвариантных геометрических преобразований для стана любого типа, системы координат валка и заготовки можно перевести в каноническое положение: путем поворота системы координат валка относительно оси заготовки Ох на угол / и переноса начала координат в точку поворота по оси валка Qs на величину Z_s, т.е. можно перейти от параметров конструкции стана к параметрам скрещивания. Очаг деформации можно полностью определить при помощи четырех параметров: угла скрещивания 8 и расстояния между скрещивающимися прямыми а_е (см. рис. 1), смещения начала координат Z_s и функции формы валка. R(S) (прямая задача) ил" заготовки г(х) (обратная задача). Координата Z_s на оси валка имеет большое значение. Величина Z_s для существующих станов, для министанов МИСиС (Б. А. Романцев, С. П. Галкин, С. М. Горбатюк) и углы раскатки В будут иметь большие отличия, что бесспорно отразится на характере циклического формоизменения.

Угол скрещивания можно вычислить через параметры стана по формуле:

tgS = signa -^tg²a+tg²p, (1)

расстояние между скрещивающимися прямыми: -q-tg$ + b, -tga '

(2)

смещение точки поворота:

Z,=q'/sinb, О)

, q-tga + b_t -rgB где q'=-

Угол поворота систеШі Qstu вокруг оси Ох

cosy = -— (4)

На рис 2 показана
рассчитанная по формуле (1)
зависимость угла скрещивания
от угла раскатки (крестиками
показаны существующие

станы) Так как при

отрицательном угле подачи
угол скрещивания поменяет
только свой знак, то эта
область не показана Из рис 2
следует, что при постоянном
угле раскатки р влияние угла
подачи а на угол скрещивания
8 заметнее при меньших
значениях Р При постоянном
же значении а чем больше р,
тем выше значения 5 На
станах винтовой прокатки
прошивают заготовки

различных диаметров Для
анализа иногда используют
передаточное отношение

25 30 Угол раскатки валка Р, град Рис 2 Зависимость угла скрещивания от

у глов подачи а и раскатки р (х - значения р для действующих станов)

;=?з/Овп ( и >вп - диаметр заготовки и валка в пережиме)

Области существующих промышленных прошивных станов (включая прошивные станы установок с пилигримовыми раскатными станами, на которых в качестве заготовки используют слитки) охватывают следующие значения >вп⁼600-1300 мм, »=0,1-1, а=7-15, значения Р принимали равными 0, ±7, ±17, ±30, ±85 Значение эксцентриситета q для дисковых прошивных станов принимали для получения очага деформации эквивалентного для валковых станов при углах подачи 7-15.

представить в виде

Для того чтобы станы разных типов можно было сравнивать друг с другом взяты относительные параметры скрещивания На рис 3 показаны факторные плоскости b-aJD^n И ZJD-sa-oJD^n, на которые нанесены области существующих станов (показаны только бочковидные, чашевидные и дисковые станы aSO И Р>0, для грибовидных и дисковых станов с отрицательным углом раскатки факторная плоскость Ь-aJD^i останется неизменной, а факторная плоскость ZJDvxs-aJD%n отобразится зеркально относительно оси aJDvn) При Р=0 отношение aJDmi приближенно можно 1+1

те в таком виде оно характеризует известное

передаточное отношение j Выбор относительных величин позволил на факторных плоскостях разместить все существующие прошивные станы и

выявить области с бочковидными -1, чашевидными (грибовидными) - И, III IV (Р=7, 17, 30) и дисковыми V валками.

Отношение оД>вп Отношение аД>вп

Рис. 3. Зависимость угла скрещивания 5(a) и отношения ZJD_an (б) от

отношения aJDuni.

1 -угол подачиа=7;2-а=11,3-а=15;— /=0.1-,--- /=0.5;-- /=1.0; I-

а*0, Р=0; II - а*0, р=7; III - а*0, p=17;IV - а*0,р=30; V - а=0, р=85

Области I-V показывают на существование свободных зон на факторных плоскостях. Очевидно, что под кривыми 1 новых станов существовать не может, так как углы подачи меньше 7 не применяются. Возможность существования станов в других зонах требует учета и обоснования по многим конструктивным и технологическим факторам, параметрам циклического формоизменения (шаг подачи, вытяжка, частные обжатия, параметр Одквиста и т. п.). Однако для анализа новых конструкций прошивных станов, использование подобных факторных плоскостей целесообразно.

Отношение aJDan и угол скрещивания 5 оказывают влияние и на величину направляющих косинусов скорости заготовки.

Направляющий косинус осевой скорости заготовки (в точке минимального расстояния М от оси заготовки до поверхности валка) после математических преобразований можно записать в виде:

где q = \s——-Л_я«/^ф , а_с - расстояние между

а, -У \ а_г )

скрещивающимися прямыми (осями валка и заготовки см. рис. 1), Лв — радиус

валка в данном сечении, <р - текущий угол конусности валка в данном

сечении, s - координата по оси валка, у - расстояние от оси заготовки до

проекции точки М в плоскости Н.

В работе получены зависимости направляющего косинуса /_х в зависимости от б и aJDan- Это позволило выявить отличия в значениях /_х для действующих прошивных станов, министанов МИСиС для прокатки прутков и планетарных раскатных трех- и четырехвалковых станов.

При производстве бесшовных труб широко используются двухвалковые прошивные станы с различным направляющим инструментом: линейками, роликами и дисками.

При настройке стана направляющий инструмент характеризуется не только своим профилем, но и положением в очаге деформации. Положение инструмента в очаге деформации, например линеек, определяется двумя параметрами: расстоянием между ними а и смещением гребня /_смгр относительно пережима валков.

На производстве при настройке станов считают коэффициент овализации в пережиме \^=а1Ь, параметры b И а (рис. 4) измеряются в пережиме валков и по гребню линеек. При смещении гребня получают неточное значение коэффициента овализации в пережиме „, хотя его величина влияет на накопленную степень деформации. При смещении гребня линеек коэффициент овализации в пережиме следует считать по формуле:

Ъ-г—_ь .(⁶)

где: у; - угол наклона линейки (см. рис. 4) на входе или на выходе.

Для оценки влияния смещения гребня направляющего инструмента /_смгр. и расстояния между линейками а на процесс прошивки, японскими исследователями было предложено располагать варианты отдельных настроек на факторной плоскости абсолютных параметров l^^—a. Однако для того чтобы оценить все существующие режимы, надо перевести абсолютные параметры в относительные величины, так как, например, расстояние между линейками зависит от диаметра исходной заготовки. Dj, в данной работе предложено использовать относительные параметры. Относительное расстояние между линейками в виде Az=alD}.

Смещение гребня направляющего инструмента 1_ш.гр. относительно пережима валков на некоторых заводах позиционируют с выдвижением носка оправки за пережим с. Поэтому в данной работе предложено относительное

Смещение Гребня В ВИДЄ Кг=1см.гр/С.

Значения Az и Kz можно выразить через параметры конечного формоизменения щ, щ, овализацию в пережиме „, и смещение гребня направляющего инструмента /_см._гр.. В конечном виде

А₂=%(\-и_п), (7)

L* -2-<8Ф,

(8)

Кг=-

D,-(u_B-uJ + 0.5-k_n-tgq,_}

Бьгл проведен анализ заводских таблиц прокатки и найдены параметры ^мо> Мп. ^п, ^смл>> используемые при прошивке, их численные значения: ио=5-7%, «п=9Ч2%, ,=1.05-1.1, /_CMjp =20-20 мм.

По формулам (7) и (8) рассчитаны параметры At и A!z. На факторной плоскости AjtKz бьгли выявлены области с минимальными и максимальными значениями накопленной степени деформащш для ответственных сечений В, Си F (С М. рис. 4) Подбирая значения параметров щ, «п, п> /сыгр, можно найти режимы, отвечающие поставленной задаче: минимизации или максимизации значений накопленной степени деформации.

МОДЕЛИ

Влияние угла раскатки После приведения конструкций различных станов к каноническому положению бьгли рассчитаны параметры циклического формоизменения. Шаг подачи за каждый цикл поворота заготовки на угол 2л/и (где п'— число рабочих валков) зависит от калибровки всего технологического инструмента, параметров настройки и условий процесса (химический состав материала заготовки, температура и скорость прокатки). В связи с этим история циклического деформирования от сечения захвата заготовки (рис 4, сечение А) до сечения выхода изделия (рис. 4, сечение F) при одних и тех же геометрических размерах заготовки и гильзы может быть различной.

V6

Рис. 4. Расчетная схема для определения граничных точек контакта заготовки-гильзы с линейкой и валком при прошивке в бочкови'дном стане фз=\ 10 мм,

DrxSr=l 13x11 мм): 1 - валок; 2 - оправка, 3 - линейка; 4 - стержень оправки; 5 - заготовка; б -

гильза

Для выявления особенностей циклического формоизменения в

прошивных станах разных типов для конкретности в качестве примера был

взят очаг деформации прошивного стана ТПА 140-1 ОАО «ПНТЗ» без

смещения пережима. В качестве сопоставляемых станов были взяты станы с

грибовидными (р= -7, -17", -30") и с чашевидными ф=7, 17", 30") ралками,

т. е. по сравнению с бочковидным станом (Р=0) угол раскатки измели от -30

до +30 (рис. 5).

т

Угол раскатки J3,

Рис. 5. Зависимость параметра Одквиста Aj от угла раскатки Р^-

а - по длине очага деформации; б - в граничных точках

Если исходная форма очага деформации, рассматриваемая при а=0, соответствовала схеме с разными углами раскатки р, то фактическая конусность фл и фр в сечениях А и .F(cm. рис. 4) вместо 2,5 и 3,75 изменялась до Фа⁼3,06 и фр=4,43, причем значения фд больше изменялись при Р>0, а значения фр при р<0.

Изменение угла раскатки Р от -30 до +30 приводило к смешению точек встречи заготовки с валками в сторону входа (грибовидные валки) и в сторону пережима валков (чашевидные валки) по сравнению с бочковидными валками. Для точек выхода гильзы из валков /"эти смещения носят обратный характер.

В работе выявлено влияние схемы стана на параметры циклического формоизменения. Приведен пример (рис. 5) для прошивки заготовки В =105 мм в гильзу 113x8,5 мм (труба 102x5) мм из стали 12Х18Н10Т на станах разных типов.

С увеличением угла раскатки от -30 до +30 накопленная степень деформации Az (параметр Одквиста) уменьшается по всей длине очага деформации (рис. 5, а) идо отдельных участков очага деформации (значение Лв.Лс, А-е на рис. 5, б). Для других режимов наблюдаются аналогичные зависимости.

Полученные данные представляют большой практический интерес. При прошивке заготовок из сталей с пониженной пластичностью чашевидная схема явна предпочтительнее, чем грибовидная, так как необходимо минимизировать значения Л. Дпя-непрерывнолитых пластичных заготовок, где требуется проработка литой структуры или ее остатков, необходимо максимизировать значение Л, что делает более предпочтительной грибовидную схему.

Анализ изменения величины шага подачи и числа циклов от угла раскатки Р показывает, что отличия в значениях Л обусловлены изменением геометрического положения очага деформации и влиянием ширины поверхности контакта. Это приводит к изменению времени и скорости деформации, что и влияет на накопленную степень деформации Л.

Для проверки полученных зависимостей параметра Одквиста Л от угла раскати р были обработаны заводские данные, полученные в ЦЗЛ на различных трубопрокатных агрегатах. Для труб из стали 20, полученных из заготовок разных поставщиков (ОХМК, Н-Тагил, Златоуст, ЧМК, Серов, ОЭМК), отмечено, что по наружным пленам, количеству труб второго сорта и общему количеству дефектов лучшие показатели имеет стан ТПА 30-102 (прошивной стан с чашевидными валками, Р>0), затем ТПА 140-1 и ТПА 220, где используют прошивные станы с боковидными валками (Р=0).

Эти данные корреспондируются с полученными на математической модели расчетными зависимостями Л(р), хотя здесь возможно влияние и других факторов.

Влияние типа направляющего инструмента и его положения в очаге

деформации'

С использованием математической модели были рассчитаны режимы циклического формоизменения при прошивке (для ТПА 220 с использованием линеек, роликов и дисков. Точки встречи заготовки и выхода гильзы из контакта с линейкой, роликом и диском, а также длина контакта с ними различны. В табл. 1 в качестве примера приведены данные для прошивки заготовки диаметром 150 мм в гильзу 166x15 мм.

С линейкой заготовка встречается и отрывается раньше, чем с роликом и диском. Как правило, заготовка сначала встречается с направляющим инструментом, а потом с носком оправки. Исключение составляет диск при Дмгр-^О мм. Заготовка отрывается от направляющего инструмента после схода с оправки. Исключение составляет значение /_см гр = —40 мм для линейки и ролика. Величина смещения гребня /_Шгр. выбрана исходя из того, чтобы заготовка касалась направляющего инструмента после встречи с валком и отрывалась от направляющего инструмента до выхода из контакта с валком, при смещении гребня /смгр-40, положение сечений Fh F_n для диска почти одинаковы.

1.1

1.09

S ЕГ ев м S

1.08

1.07

в-

в-

1.06

1.05

1.04

1.03

1.02

1.01

Длина очага деформации, мм

Рис. 6. Изменение коэффициента овализации % по длине очага для различного

направляющего инструмента при I_CM ^ =0 мм

1 - линейка; 2 - ролик; 3 - диск; а - точка встречи заготовки с инструментом;

о - точка отрыва гильзы от инструмента

Закон изменения коэффициента овализации ^(^х) ^по длине очага деформации для линейки, диска и ролика будет разным (рис. 6). График зависимости !;(*) является функцией без разрывов, изменения угла наклона кривой связанно с тем, что изменение углов конусности валка и направляющего инструмента не совпадают.

При смещении гребня направляющего инструмента в сторону входа заготовка раньше встречается с направляющим инструментом и раньше отрывается от него (см. табл. 1), при смещении гребня в сторону выхода характер контакта меняется.

Таблица 1 Координаты, мм, точек встречи и выхода заготовки с направляющим

инструментом

Примечание: положение сечений относительно пережима валков, мм: А=-

181,6; В=-95,97; С=0,0; D=107,l; Е=147,2; F=205,5 (см. рис. 4)

Зависимости (х) у ролика и линейки (рис. 6, кривые 1, 2) практически совпадают по численным значениям и по характеру изменения графиков. Зависимости (х) для диска (см. рис. 6, кривая 3) отличаются от линейки и ролика, так как у диска другая калибровка.

Коэффициент овализации оказывает существенное влияние на параметры циклического формоизменения, на число циклов N и накопленную степень деформации А* (параметр Одквиста). Накопленная степень деформации Аі для ролика и линейки практически совпадает. Накопленная степень деформации Лед у диска до точки В (см. рис. 4) совпадают с линейкой, от точки В до С Лід незначительно возрастает, после точки С (в конусе раскатки) Лід растет значительно быстрее, чем у ролика и диска

В табл. 2 сведены параметры циклического формоизменения до граничных точек В,С и F(cm. рис. 4), при разном направляющем инструменте и варьировании /_смгр. При смещении гребня из конуса прошивки (/_c«rp⁼ -40 мм) в конус раскатки (/_СМгр⁼40 мм) число циклов до точек В н С -- N& и Nq возрастает.

Зависимость параметра Одквиста Лх значения /_шгр имеет другой характер по сравнению с числом циклов N, что также согласуется с полученными ранее данными о влиянии коэффициента овализации.

Таблица 2
Параметры циклического формоизменения

* Первая строчка - параметры при прошивке с линейкой, вторая - с роликом, третья - с диском.

Применение дисков ограниченно их габаритами, что практически исключено для действующих прошивных станов с другим направляющим инструментом. Однако, отмеченные особенности в распределении коэффициента коэффициента овализации, в характере накопления параметра Одквиста позволяют рекомендовать изменение профиля линеек или роликов: вместо функции типа у(х) = к*Х + Ъ для линейки и биконических роликов на профиль ближе к профилю диска, с возможным смещением "гребня" в конус раскатки. Это позволит получить лучшую проработку литой структуры за счет повышения накопленной степени деформации Лг при прошивке.

ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ РАЗЛИЧНЫХ ПАРАМЕТРОВ НА НАКОПЛЕННУЮ СТЕПЕНЬ ДЕФОРМАЦИИ (ПАРАМЕТР ОДКВИСТА)

Для оценки воздействия на процесс прошивки различных параметров был использован аппарат методов планирования эксперимента. Для этого было предложено все факторы разбить по общим признакам на семь групп. Параметры: валка ф|, ф2, АіП, ^КП> линейки Yl> Y2, Uv гр (^см- Р^ис- 4); скрещивания

a, P, /см np; установки валков и линеек b, а; оправки d_a, Lf, заготовки-гильзы Аз, A", >Sr; коэффициенты осевой и тангенциальной скорости Т|і, т]о-

Бьгли проведены семь полнофакторных экспериментов вида п² (2², 2³ ' 2 ). В качестве функций отклика была выбрана накопленная стелень деформации сдвига Л (параметр Одквиста) в сечениях В, Си F(см. рис. 4), которую рассчитывали с использованием математической модели.

Нижний и верхний уровень параметров (значения соответствующие +1 и -1) выбирались так, чтобы при любом чередовании параметров в эксперименте величины конечного формоизменения лежали в пределах: и₀=4,5-7%, и_п=8-11%, овализация =1,05-1.1.

После проведения расчетов, методами регрессионного анализа были найдены зависимости функций отклика от варьируемых параметров, проведена опенка значимости (по нуль гипотезе и критерию Стьюдента) каждого параметра в опыте для всех функций отклика, так как значимыми для Лв, Лс И Af могут быть разные параметры.

Было проведено ряд итераций отдельно для каждой функции отклика и выявление наиболее значимых параметров.

Схема проведения опытов показана на рис. 7.

Результаты исследования представлены уравнениями регрессии:

Л_в=1,14575-0,0685-<р₂+0,0919-Ъ,+0,0716-1(п-0,№-~Ь,

A_c = 9,0948-l,987-Sr+l,32S-p₂-l,131'lc„,

A_F=16,742-l,098-Sr+0,8325-v₂-0,7087-ln,

~ z
значок указывает на нормализацию величины: г = —, где

Z + Z

z^=———, z+i и z.1 соответственно верхний и нижний уровень величины,

показаны только линейные эффекты.

По уровню значимости параметры настройки располагаютг следующим образом (по мере убыванию значимости, знак «-» поред параметром указывает на то, что при возрастании параметра функция отклика уменьшается): Л_в=> -Ь, Аз, к_п, -фг, 5_Г, -Лт, -а, 4>, -'см гр. А, -/«_пр ~Уі -Дзгь -а> -фі, г)о, Lf, -р; Л_с=> -^г. фг, -*п> b, -a, -d_B, -<п^, -а, -уі, -г|₀, -/_смпр, фь L?, -D_Bn, А, Лт, -Уг. -р. -Д-; Л*=> Sr, Уг, Фг, -*п. -а,Ъ,1_шгг,<рь-уь -U, D_u а, Аз, Лт» Ло, -Р, -do,

Данные исследования позволяют оценить влияние различных параметров настройки прошивного стана на параметр Одквиста (Лв, Лс и Лр).

Используя полученные ряды значимости параметров можно производить настройку стана, для получения необходимой проработки структуры на различных участках очага деформации

Если параметрами настройки прошивного стана (b, a, D_onp, а, Р; /_с«гр.) не удалось добиться поставленных задач, то следует перейти на другие размеры заготовки-гильзы.

Исходные параметры

Первая итерация

Проведение экспериментов и оценка значимости

Ь. Чт- Р_г Фт-РуР-'Ч.», "П-Р.І..ТІ S_Pa.L_Mrp S|.,D^.L„^ ФрПоД^, к,,,а

Вторая итерация

ПЭиОЗ

ПЭиОЗ

| SpQ;,K_n

Третья итерация

ПЭиОЗ

EIZ3-

S_r. Фу Пт

Ті.Фі.По

Ч>;.Р₉ «п. Ь. Р_Г

з:

Четвертая итерация

ПЭиОЗ

,Р,,к„,Ь

'-„.n.i'-p.L,,,

Рис. 7. Схема проведения опытов

Геометрические параметры стана и инструмента (ф|, (р2, Азп, *п> 'смпр. УьУг) как правило нельзя менять на существующем стане, их нужно учитывать на стадии проектирования или модернизации-реконструкции стана.

Данные исследования позволяют оценить влияние параметров настройки прошивного стана на степень накопленной деформации.

На производстве при отсутствии нужного диаметра заготовки используют заготовки других диаметров, имеющиеся на складе альтернативные режимы прошивки. Для оценки влияния геометрических размеров заготовки-гильзы бьшо проведено планирование эксперимента в качестве изменяемых параметров бьши взяты Dy=\05—115 мм, Д—108-112 мм, Sr= 10— 14 мм. В таблицах прокатки бьши выбраны восемь режимов

прошивки с указанными геометрическими параметрами. Режимы прошивки подбирались так, чтобы параметры конечного формоизменения и коэффициент овализации лежали в следующих пределах: и₀=5-7%, м_п=9⁺12%,^п=1.05-1.1.

После проведения опытов методами регрессионного анализа были найдены зависимости функций отклика от варьируемых параметров.

Результаты исследования на реальных режимах представлены уравнениями регрессии:

Л_в =I.I25+0,366-Dj+0,01896Dr-0,064]-Sr,

Л_с =10,85346 + 0,181 5з-0Д341-5г-0.8379-Іг,

Л_Р = 14,331 - 0,809 6з + 0,2709 5г-1,4173-S г.

Из геометрических размеров заготовки - гильзы на накопленную степень деформации перед носком оправки наиболее сильно влияет диаметр заготовки, потом стенка и диаметр гильзы. На накопленную степень деформации в пережиме валка и в сечении выхода из валков наиболее сильно влияет стенка гильзы, потом диаметр заготовки и диаметр гильзы.

В табл. 3 показаны заводские и предлагаемые режимы, полученные изменением настройки прошивного стана - расстояний между валками Ъ и линейками а, диаметра оправки d₀.

Таблица 3 Характеристика заводских (сверху) и предлагаемых (снизу) режимов прошивки заготовок из стали 12Х18Н10Т на ТПА 140-1 ОАО «ПНТЗ», (91=2,5, ф₂=3,75⁰, a=10,i>r=108 мм)

Расстояние между линейками а, мм

Диаметр оправки d₀, мм

Фактические углы

конусности в точках В

(числитель) и F

(знаменатель),

Установка оправки У*, мм

Обжатие перед носком оправки и₀*, %

Обжатие в пережиме валков ы_п, %

Отношение Л7Дз

Параметр Одквиста

перед воском оправки

Параметр Одквиста в пережиме валков Лс

Параметр Одквиста на выходе заготовки из очага деформации Лр

* - Числитель параметры рассчитанные без учета фактического угла конусности, знаменатель - с учетом фактического угла конусности.

** - Толщина стенки гильзы получаемая при расчете без учета фактического угла конусности.

В табл. 3 дана оценка искажения очага деформации (углов фч И фгЛ вызванных поворотом валка на угол подачи 10. Показано влияние этого искажения на установку стержня оправки, толщину стенки гильзы и обжатие перед носком оправки.

Во всех предлагаемых, настройках получено уменьшение отношения X/D$, что снижает число циклов до носка оправки, уменьшающее склонность к образованию поверхностных дефектов.

По сравнению с заводскими режимами произведено перераспределение параметров циклического формоизменения по длине очага деформации: уменьшены значения параметра Одквиста до носка оправки на 4-546% и увеличить на остальной части очага деформации.

1. Проведено совершенствование математической модели МЭИ, позволившее расчетным путем определять параметры циклического формоизменения при прошивке заготовок на станах разных типов при использовании в качестве направляющего инструмента линеек, роликов и дисков с их различным положением в очаге деформации.

2. Установлено, что при одном и том же значении параметров скрещивания 8 и ас (но при разном знаке Zs), например при р= -30 и +30 (а=10), величины накопленной степени деформации Л имеют существенные отличия. В этом случае сопоставление станов следует проводить по углу раскатки р. Построены факторные плоскости параметров скрещивания 5-

и ZJDurr^JDsn. и выявлены области существующих станов и области поиска для разработки новых конструкций прошивных станов.

3. Исследованы возможности станов разных типов в зависимости от исходной пластичности и типа прошиваемых заготовок.

4. Предложен метод выбора положения направляющего инструмента в очаге деформации на основе анализа режимов настройки станов с использованием разработанной факторной плоскости Аг-Кг- Показаны области настроек направляющего инструмента, обеспечивающие воздействие на проработку структуры.

5. Для увеличения проработки структуры предложено изменить профиль линейки на «дисковый», с возможным смещением «гребня» в конус раскатки.

6. Проведена оценка влияния различных групп параметров на характер циклического формоизменения по длине очага деформации. Параметры воздействия на процесс прошивки включали калибровку валков (ф|, фг, )вп, к\\), линеек (уь 1г, /см.гр) и оправки (d₀, р), характеристику скрещивания (а, Р, 1ш пр.)> положение валков и линеек ф, а), размеры заготовки и гильзы (Бз, Д-> Sr), коэффициенты осевой и тангенциальной скорости (г|о, Цт)-

7. После исследования с использованием математической модели методами статистической обработки проведено ранжирование по значимости указанных варьируемых параметров по их влиянию на накопленную деформацию в сечениях перед носком оправки, в пережиме валков и выхода из очага деформации.

8. Для реальных заводских режимов получено влияние размеров заготовок и гильз на параметры циклического формоизменения, что позволило методами статистической обработки установить, что на накопленную степень деформации сдвига основное влияние оказывает: до носка оправки диаметр заготовки, в сечениях пережима валков и выхода гильзы - толщина стенки гильзы.

9. Разработаны настройки стана для прошивки заготовок из
высоколегированных сталей, позволившие по сравнению с заводскими
режимами перераспределить параметры циклического формоизменения:
уменьшены значения параметра Одквиста до носка оправки на 4/46% и
увеличить на остальной части очага деформации.

Решение прямой геометрической задачи винтовой прокатки

Для того чтобы уменьшить количество опытов на промышленных станах, применяют аппарат математического моделирования процесса [63, 64].. Впервые использовать расчетные методики для процесса прошивки предложил Урин Ю. Л. [65, 66], в работах которого математическая модель строилась после статистической обработки результатов опытов на лабораторном стане в виде уравнений регрессии. Однако на таких моделях можно делать расчеты в очень узких пределах - только для анализируемого стана и только для режимов прошивки, стоящих рядом с расчетными.. Подобный подход использовал Белевитин В.А. [67] Другой подход для построения математической модели процесса базируется на рассмотрении процесса прошивки, как процесса с циклическим формоизменением. Шаг цикла определялся из условия постоянства объема подачи. Впервые эта идея рассмотрена Тетериным П. К. при определении профиля рабочей части оправки в работе [68] и в его докторской диссертации [69]. Эти же подходы нашли свое отражение в последующих монографиях Тетерина П. К. [70, 7]. Однако во всех перечисленных работах [68-70, 7] отсутствуют данные о численной реализации разработанного подхода.

.Указанный подход был реализован в работе [71] и развит в диссертации [5]; В этих исследованиях вычисляли объем подачи на выходе гильзы из валков. Геометрически сечение выхода находится без больших затруднений. Кинематика процесса с учетом коэффициента осевой скорости г)ог позволяет определить осевую скорость выходящего сечения гильзы, найти время одного цикла за 27и/п оборота заготовки (п - число валков).

Одними из первых работ, в которых численно определены параметры циклического формоизменения, были исследования [72, 73, 36], в которых более точно определены единичные обжатия. Достоинством этих работ было то, что в них авторы получили численные значения трещиноватости \\/ по Колмогорову В. Л. и др. [74-78] для процесса прошивки заготовок.

Общим недостатком таких работ [72, 73] является желание получить аналитическое выражение для определения шага подачи в явном виде. Более правильный подход, основанный на постоянстве объемов подач по длине очага деформации [68-70, 7], был использован в работах [5, 71], что позволило численно определить параметры циклического формоизменения и разработать практические рекомендации [79-82].

Несмотря на целый ряд достоинств, решения задачи об определении параметров циклического формоизменения в работах [5, 71] были сделаны допущения, снижающие точность конечных результатов. Прежде всего, в работах [5, 71] в качестве закона изменения коэффициента овализации (х) по длине очага деформации принята аппроксимация экспериментальной кривой из работы [83].

Одной из причин принятия такого закона изменения (х) явилось то, что отсутствовали решения, позволяющие определить продольную границу очага деформации при контакте с направляющей линейкой.

В работах [6, 58, 59] в математическую модель процесса были внесены утонения для учета действия линеек. Работы [58, 59] были выполнены с участием автора данной работы. Но в работах [6, 58, 59] не исследовались разные конструкции прошивных станов, тип и положение направляющего инструмента в очаге деформации (расчеты проводились на бочковидных станах ПНТЗ 140-1 и 220 с линейкой).

На основании изложенного в предлагаемой работе сделана попытка: - для всех существующих станов определить параметры скрещивания, однозначно определяющих положение не только осей заготовки и валка, но и пространственное положение заготовки и валков как тел вращения; " - определить влияние параметров скрещивания на кинематические и деформационные характеристики при прошивке заготовок; - определить влияние параметров скрещивания на кинематические и деформационные характеристики при прошивке заготовок; - определить влияние параметров воздействия на процесс прошивки: калибровки валков (фі,ф2, DBU, кп), линеек (уь у2, /см.гр) и оправки (d0, L?), характеристик скрещивания (а, (3, /см.пР.), положения валков и линеек (Ь, а), размеров заготовки и гильзы (D3, Av Sr), коэффициентов осевой и тангенциальной скорости (rj0, Тт); - оценить влияние типа направляющего инструмента и его положения в очаге деформации на параметры циклического формоизменения; - усовершенствовать математическую модель процесса, для учета разных конструкций прошивных станов, типа и положения направляющего инструмента в очаге деформации.

Влияние параметров скрещивания на направляющие косинусы скорости прошиваемой заготовки

В. связи со сложным пространственным положением валков и заготовки решение многих задач процесса винтовой прокатки зависит от выбора систем координат для осей валка и заготовки.

При решении геометрической задачи в качестве основной будет использоваться правая прямоугольная система координат Oxyz, ось Ох которой совпадает с осью вращения заготовки и направлена в сторону ее поступательного движения, фронтальная, горизонтальная и профильная координатные плоскости обозначены буквами Т, НиП (рис. 6). Каждому валку стана ставится в соответствие своя правая прямоугольная система координат Qstu, направление оси Qs совпадает с осью вращения валка и направлена в сторону осевого движения заготовки. Три координатные плоскости обозначены буквами Ф, Г и 0 (см. рис. 6). Система координат Qstu строится таким образом, чтобы ось Qt лежала в плоскости П, т.е. QtaTl. При заданной ; настройке стана положение всех его валков зафиксировано. Тогда условие QtczII делает систему координат Qstu единственной для каждого валка.

Действительно, для осуществления винтовой прокатки необходимо, чтобы оси валка и заготовки скрещивались. Проведем через точку Q координатную плоскость Q±Qs (см. рис. 6). Тогда координатные плоскости 0 и П пересекутся по прямой Qt, положение которой будет определяться только взаимным расположением осей Ох и Qs.

Координатная плоскость ФА-Qs. Поскольку QtaTl, то 0JJTL Но тогда проекция (Qtn)±(Qsn), и значит, профильная проекция (Qs11) задает единственное положение оси Qt (см. рис. 6). I Рис. 6. Пространственное положение осей валка Qs и заготовки Ох: Ф, - фронтальные, Г, Н - горизонтальные, 0, П - профильные плоскости в системах координат Qstu и Oxyz; Фх плоскость, проходящая через ось Ох и параллельная Ф; Qs , QsE, Qs11 - проекции оси валка Qs на координатные плоскости заготовки; Qv, Qn - проекция точки Q на плоскости VP и Н ю Взаимное положение скрещивающихся прямых характеризуется двумя величинами: расстоянием Й-С между параллельными плоскостями, в которых они лежат, и углом скрещивания 5. В рассматриваемом случае ас — это расстояние между профильными следами Фхп и Фп, или, что то же самое, от точки О до (Qsn). Для построения угла 5 необходимо прямую Qs перенести параллельно самой себе в плоскость Фх (см. рис. 6).

Однозначную связь двух прямоугольных систем координат в пространстве устанавливают шесть независимых параметров [84-86]: три линейных размера, связывающие начала обеих систем, и три угла Эйлера, определяющие поворот одной системы относительно другой.

Условие Qtczli накладывает такое ограничение на взаимное расположение координатных систем Oxyz и Qstu, которое снижает число независимых параметров до четырех, так как два параметра становятся тождественно равными нулю. Прежде всего, тождественно равна нулю абсцисса точки Q в системе Oxyz, т.е. лг рО. Что касается углов Эйлера, то угол 5 играет роль угла нутации, угол у - угла прецессии (см. рис. 6), а по условию QtczU. угол чистого вращения тождественно равен нулю.

В качестве четырех независимых параметров, определяющих исходное положение системы Qstu в системе Oxyz, в дальнейшем всегда будут рассматриваться две координаты начала Q: ZQ=q и yq— be, и два угла: а и Р, которые образуются между осью Ох и проекциями оси Qs на координатные плоскости ТиН (см. рис. 6).

Исходные параметры q, be, а и р являются алгебраическими величинами. Положительные значения q и be совпадают с положительными направлениями осей Oz и Оу, а положительные направления отсчета углов а и Р приняты от оси Ох соответственно к осям Oz и Оу.

Положение начала координат Q в системе Oxyz может быть определено также полярными координатами е и є (см. рис. 6) которые связаны с параметрами q и Ьс следующими соотношениями: є = Ja2 +b2, q (1) tgz = f-. Направление прямой в пространстве определяется двумя углами. Поэтому угол у, дающий наклон проекции оси валка (Qsn) к оси заготовки Оу, выражается через углы аир следующим образом: tgOL ?SY=ft- (2) Используя рис. 7 и принимая, что sign8=signoc, находим угол 5 и расстояние ас между осями Ох и Qs как скрещивающимися прямыми: -2о _2_. , ,_2г tg2d = tg2a + tg% (3) tgd = signa Jtg2a + tg2 = signa - —, siny Из формулы (3) следует sinY = l7il (4) \tgb\ тогда / , . ч - q tgfi + br tga (5) ac = signa -{-q- cosy + bc siny) = —-—— —2— tg8 Допустим, что прямые Ox, OQ и Qs абсолютно жестко соединены между собой. Тогда при вращении системы Qstu вокруг оси Ох каждая точка, зафиксированная в системе Qstu, будет перемещаться в своей профильной плоскости по окружности с центром на оси Ох (рис. 8). Следовательно, любое положение системы Qstu и зафиксированных в ней геометрических объектов, отличное от известного исходного, однозначно определяется одним параметром — углом поворота. Некоторые параметры не изменяют своих значений в процессе вращения вокруг оси Ох и являются, поэтому его инвариантами. Это -расстояния ей ас и угол 8.

Обработка заводских данных по различным дефектам

Трубы, полученные на разных типах ТПА, имеют разное качество внутренней и внешней поверхности [98, 99], даже если они все изготовлялись из заготовок одного и того же поставщика. При этом дефекты, как правило, образуются на стадии прошивки, влияние других стадий на дефектообразование значительно меньше. На кафедре "Технологии металлов" МЭИ совместно с центральной заводской лабораторией (ЦЗЛ) ОАО «ПНТЗ» были проведены исследования качества труб из стали 20, полученных на разных ТПА. 140-1 220 30-102 160 750 1100 840 950 560 700 800 500 2,5 2,5 10.0- 3,0 3,75 4,5 -3,0 5,0 10-11 8-Ю 14-15 10-11 0 0 +7 0 111 58 90 70 90-120 120- 150 115 160 150 88-115 137- 148 107 166 141 8,5- 9,5- 15,5-18 18-36 15,5 21,5 Прошивные станы ПНТЗ имеют следующие характеристики: Параметр/Стан Диаметр валка в пережиме DBn, мм Длина бочки валка LB, ММ Угол конусности валка на входе фь град+ Угол конусности валка на выходе ср2, град, Угол подачи а, град, Угол раскатки 3, град, Скорость вращения валков, об/мин Диаметр заготовки, мм Диаметр гильзы, мм Толщина стенки гильзы, мм Как видно на ТПА 140-1, 220 и 160 используют прошивные станы с бочковидными валками, на ТПА 30-102 - с чашевидными. Анализировались следующие заводы-поставщики: ОХМК, Нижний Тагил, Златоуст, Ижевск, ЧМК, Серов, ОЭМК, Бекабад, Дзержинск. Трубы с различными дефектами были классифицированы по группам и сведены в табл. 1 и 2. В табл. 1 показано количество труб с различными дефектами, размещенные по типу трубопрокатного агрегата и по поставщикам заготовки. В табл. 2 показано количество труб с различными дефектами, размещенные по трубопрокатным агрегатам. В таблицах 1 и 2 показано количество дефектов и число осмотренных труб.

Анализ данных по разбраковке позволяет отметить следующую закономерность — для всех труб, полученных, из заготовок разных поставщиков, сохраняется ранжирование прошивных станов по количеству наружных дефектов, т. е. все прошивные станы по мере уменьшения количества дефектных труб можно расположить в такой последовательности (числа под индексом показывают во сколько раз в среднем дефектность гильз на этой ТПА больше, чем у гильз полученных На рис. 15, а приведена гистограмма количества наружных плен, в зависимости от типа ТПА. На ТПА 30-102 (прошивной стан с чашевидными валками) отмечено минимальное количество плен по всем поставщикам заготовок. На ТПА 140-1 количество наружных плен меньше по сравнению с остальными ТПА, использующими бочковидные валки на прошивных станах. Максимальное количество наружных плен получено на ТПА 220.

На рис. 15, б приведены гистограммы количества труб второго сорта в зависимости от типа ТПА. На ТПА 30-102 отмечено минимальное количество труб, отбракованных на второй сорт по всем поставщикам заготовки. На ТПА 160 количество труб, отбракованных на второй сорт меньше по сравнению с остальными ТПА использующими прошивные станы с бочковидными валками. Максимальное количество труб, отбракованных на второй сорт, получено на ТПА 220.

После анализа данных ОТК (см. табл. 2) по всем дефектам была построена зависимость количества различных дефектов (рис. 16) от типа ТПА. На рис. 16 показана зависимость количества дефектов от типа ТПА. На ТПА 30-102 наблюдается минимальное количество дефектов. Максимальное количество дефектов получено на ТПА 220.

После сбора и анализа данных ОТК было найдено, что минимальное количество дефектов получено на ТПА 30-102. Возможно, это связано с влиянием угла раскатки. Положительная роль угла раскатки отмечена в работах [100, 101].

Применение методов планирования эксперимента для оценки влияния параметров процесса прошивки на накопленную степень деформации сдвига

Так как шаг подачи почти не зависит от угла раскатки (см. рис. 18, а), то изменение отношения FYJV связано с изменением ширины контактной поверхности. При увеличении угла раскатки (3 (от -30 до 30) площадь контактной поверхности растет за счет обжатия.

С увеличением угла раскатки от -30 до +30 накопленная степень деформации Лг (параметр Одквиста) уменьшается по всей длине очага деформации (рис. 19, а) и до отдельных участков очага деформации (значение Лв, Лс, Лр рис. 19, б). Полученные данные представляют большой практический интерес. При прошивке заготовок из сталей с пониженной пластичностью чашевидная схема-явна предпочтительнее, чем грибовидная, так как необходимо минимизировать значения Л. Для непрерывнолитых пластичных заготовок, где требуется проработка литой структуры или ее остатков необходимо максимизировать значение Л, что делает предпочтительной грибовидную схему. Полученные зависимости накопленной степени деформации от типа прошивного стана косвенно подтверждаются данными по качеству труб получаемых на различных ТПА (см. п. 3.1 и 3.2).

Рассмотренный характер изменения Л не может быть объяснен зависимостями числа шагов подачи по длине очага деформации и особенно числом шагов на отдельных участках очага деформации, так как существенного влияния угла раскатки р\ на число шагов подачи в рассмотренном примере не обнаружено.

Анализ изменения величины шага подачи (см. рис. 18, а) и числа циклов от угла раскатки показывает, что отличия в значениях Л обусловлены изменением геометрического положения очага деформации (см. табл. 3) и зависимостью отношения поверхности контакта (53) к

Так как объем подач постоянен, то отличия в значениях Л вызваны изменением ширины контактной поверхности. Это приводит к изменению времени и скорости деформации, что влияет на накопленную степень деформации Л. Полученные зависимости параметров циклического формоизменения от типа прошивного стана позволяют рекомендовать при проектировании новых ТПА или модернизации существующих: заготовки из коррозионностойких сталей прошивать на станах с чашевидными валками, а заготовки из углеродистых сталей с остатками литой структуры прошивать на станах с грибовидными или бочковидными валками.

Влияние типа направляющего инструмента и его положения в очаге деформации на параметры циклического формоизменения

В предлагаемой работе в сопоставимых условиях рассмотрено влияние направляющего инструмента всех видов и его установки относительно пережима валков на параметры циклического формоизменения. На производстве при настройке станов считают коэффициент овализации в пережиме Ъ,п=а1Ъ, параметры Ъ и а (см. рис. 1) измеряются в пережиме валков и по "гребню" линеек. При смещении "гребня" линеек получают неточное значение коэффициента овализации в пережиме ,п, хотя его величина влияет на накопленную степень деформации. При смещении "гребня" линеек коэффициент овализации в пережиме следует считать по формуле: . a + 1"f,Si\ (54) где Yi - угол наклона линейки (см. рис. 4) на входе или на выходе. На производстве используется направляющий инструмент со следующими параметрами: углы наклона линейки [110] и ролика на входе и выходе берутся из диапазона уі=(0,5...0.8)-ф( и у2=(1...1.4)-ф2 (где (pi и (р2 углы конусности валка), длина пережима ролика [41-47] КР=(1...0,5укп (кп - длина пережима валка), диаметр ролика DP-(l.. .0,5)-Дщ Фвп - диаметр валка в пережиме), радиус диска [48-53] Яд=\-5 м. При расчетах брались совпадающие калибровки линейки, диска и ролика, в качестве прототипа был взят стан 220 ОАО «ПНТЗ», радиус диска находили аппроксимацией (рис. 20) по трем точкам: 1 - точка Ал встречи заготовки с линейками; 2 точка FJI выхода заготовки из контакта с линейками; 3 - "гребень" линейки при смещении /см.гр =0 (рис. 4). Были проанализированы таблицы прокатки ТПА 220 для высоколегированных сталей. В табл. 4 показаны трубы, получаемые на каждой позиции линейки. Из табл. 4 были выбраны трубы представители и по методике работы [6] были найдены точки встречи и выхода заготовки из контакта с линейками (табл. 5).

Так как точки Ад и Fn (см. табл. 5) расположены несимметрично относительно "гребня" линейки GJI, то "гребень" диска G% не совпадает с "гребнем" линейки (рис. 20). Были рассчитаны точки Ал и FR для всей таблицы прокатки ТПА 220 и получен диаметр эквивалентного диска. С погрешностью 5% его можно брать для всех линеек равным 1,6 м. Отклонение "гребня" диска (7д от "гребня" линейки можно не учитывать, так как погрешность вычисления коэффициента овализации по формуле (54) составляет 1 %.