автореферат диссертации по металлургии, 05.16.05, диссертация на тему:Исследование и разработка режимов прошивки заготовок в косовалковых станах разного конструктивного исполнения

На правах рукописи

Татаркин Илья Анатольевич

ИССЛЕДОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА РЕЖИМОВ ПРОШИВКИ ЗАГОТОВОК В КОСОВАЛКОВЫХ СТАНАХ РАЗНОГО КОНСТРУКТИВНОГО ИСПОЛНЕНИЯ

Специальность 05.16.05 - «Обработка металлов давлением»

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 2011

2 2 СЕН 2011

4853479

Работа выполнена на кафедре «Технология металлов» Московского энергетического института - технического университета

Научный руководитель: доктор технических наук, профессор

Голубчик Рудольф Михайлович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Коликов Александр Павлович доктор технических наук, профессор Матвеев Борис Николаевич

Ведущая организация: ОАО «Первоуральск™ Новотрубный завод»

Защита состоится 12 октября 2011 г. в 14 часов на заседании диссертационного совета Д 002.060.02 в Учреждении Российской академии наук Институте металлургии и материаловедения им. A.A. Байкова РАН по адресу: 119991, ГСП-1, Москва, Ленинский проспект, 49.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Учреждения Российской академии наук Института металлургии и материаловедения им. А.А. Байкова РАН.

Автореферат разослан «6 » сентября 2011 года. Справки по телефону (499) 135-96-29.

Ученый секретарь диссертационного Совета

Шелест А.Е.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Прошивка заготовок является основной и ответственной операцией при производстве бесшовных горячекатаных труб. Большинство прошивных станов имеют бочковидные валки. В первой половине прошлого века появились станы с консольно-расположенными грибовидными и дисковыми валками.

В настоящее время станы с дисковыми валками демонтированы, а в 1972 году в Челябинске (Осадчий В. Я., Тартаковский И. К.) запущен первый стан с грибовидными двухопорными валками с индивидуальным приводом валков. Подобные станы в 1973 году установлены на заводе в Днепропетровске и на Синарском трубном заводе (Каменск-Уральский). Все станы конструкции ЭЗТМ. В 60-х годах на Первоуральском Новотрубном заводе установлен стан с чашевидными валками (Потапов И. Н., Финагин П. М.).

При создании прогрессивных технологий производства труб высокого качества из непрерывнолитых заготовок одна из первоочередных задач заключается в разработке оптимальных режимов прошивки и оценки работы различных станов винтовой прокатки.

Уже в этом веке разными фирмами (ЭЗТМ, SMS-Meer, Daniely) изготовлены грибовидные станы для получения труб больших диаметров. В связи с этим исследование и разработка режимов прошивки заготовок в станах разного конструктивного исполнения является актуальной задачей.

Создание и освоение новых технологий и конструкций станов, оптимизация процессов винтовой прокатки требуют развития отдельных положений теории винтовой прокатки и на основе этого новых методов расчета рациональных режимов деформации.

Пели и задачи работы. Целью настоящей работы является совершенствование и разработка режимов прошивки непрерывнолитых заготовок для получения труб с привлечением математического моделирования, результатов экспериментальных исследований и анализа распределения параметров циклического формоизменения по длине очага деформации.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

- выявить кинематические особенности разных конструктивных схем прошивных станов и на базе этого провести совершенствование математической модели процесса прошивки для определения параметров циклического формоизменения по длине очага деформации;

- обобщить методику расчета коэффициентов деформации проверкой выполнимости условия постоянства объема;

- оценить адекватность математической модели при сравнении с экспериментальными данными;

- установить особенности работы станов на «подъем» и «посад», оценить проработку структуры и разработать рекомендации для совершенствования режимов прошивки заготовок.

Научная новизна. Разработана математическая модель, позволившая впервые рассчитать по длине очага деформации коэффициенты скорости в направлениях движения заготовки и валка, оценить особенности режимов на «подъем» и «посад», проверить условия постоянства объема на каждом шаге и сравнить адекватность принятых гипотез с экспериментами.

К новизне научных результатов можно отнести:

• формулы для расчета значений коэффициентов скорости в тангенциальном направлении движения заготовки и в направлении вращения валка в любой точке контактной поверхности по длине очага деформации прошивных станов с бочковидными, грибовидными и чашевидными валками, учитывающие значения меридиональных углов по валку и заготовке;

• совершенствование математической модели за счет уточнения расчета коэффициентов деформации и скорости по длине очага деформации;

• методику и аналитические выражения для определения коэффициентов деформации с проверкой условия постоянства объема;

• экспериментальные исследования, позволившие оценить точность теоретического описания поперечных сечений прошиваемых заготовок;

• рассчитанные на математической модели зависимости коэффициента тангенциальной скорости т)т по длине и ширине контактных поверхностей заготовки-гильзы

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

Реализация результатов в промышленности. Результаты теоретических исследований и обобщений явились научной основой технологических решений, переданных на заводы РФ и СНГ в виде рекомендаций и режимов прошивки заготовок:

• на основании проведенных исследований процесса прошивки опредено влияние конструктивной схемы действующих стянет России и Украины на параметры циклического формоизменения, позволившие оценить проработку структуры непрерывнолитых заготовок;

• предложены режимы использования станов разной конструкции для работы на «подьем» и «посад» и даны рекомендации по их обоснованному выбору при прошивке заготовок из сталей с различной исходной пластичностью;

• проведено сравнение современных четырех прошивных станов России и Казахстана, предназначенных для изготовления труб большого диаметра из непрерывнолитых заготовок. Предложены рекомендации по изменению параметров настройки для повышения эффективности работы станов;

• разработаны рекомендации по совершенствованию режимов прошивки заготовок на установке 159-426 Волжского трубного завода.

Методы исследования. Для совершенствования режимов использована математическая модель процесса винтовой прокатки МЭИ с уточнением аналитического описания кинематики процесса и расчетом коэффициентов трехмерной деформации.

Проверка одной из основных гипотез этой модели выполнена с использованием промышленных экспериментов на трех трубопрокатных агрегатах ОАО «ПНТЗ».

Достоверность и обоснованность результатов исследований и разработанных рекомендаций подтверждены: использованием фундаментальных основ механики сплошных сред, современной теории прокатки, строгостью применения математических методов, экспериментальной проверкой отдельных гипотез, подтверждением некоторых результатов ранее проведенными исследованиями, положительной оценкой Челябинского трубопрокатного и Нижнеднепровского трубного заводов.

Апробация работы. Материалы диссертации доложены, обсуждены и одобрены на следующих международных научно-технических конференциях: «Трубы Украины 2008», Киев; «Пластическая деформация металлов», Днепропетровск, 2008 г; «Трубы 2006», «Трубы 2009» и «Трубы 2010», Челябинск; VIII Конгресс прокатчиков, Магнитогорск, 2010 г; «Будущее машиностроения России», Москва, МГТУ им. Баумана, 2010 г; «Прогрессивнее технологии пластической деформации;;, Москва, МКСяС, 2009 г. Публикации. Основное содержание работы опубликовано в 14 статьях. Объем и структура работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, сводки общих выводов, изложена на 121 страницах машинописного текста, содержит рисунков, 25 таблиц; библиографический список включает 130 наименований отечественных и зарубежных авторов.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В основу значительной части исследований положены усовершенствованные положения работ советских и российских и зарубежных ученых: П. Т. Емельяненко, А. И. Целикова, И. М. Павлова, В. С. Смирнова, А. П. Чекмарева, П. И. Полухина, П. К. Тетерина, Ю. М. Матвеева, А. О. Пляцковского, И. А. Фомичева, Ю. Ф. Шевакина, В. Я. Осадчего, И. Н. Потапова, А. А. Богатова, М. И. Ханина, А. П. Коликова, Р. М. Голубчика, Б. А. Романцева, С. П. Галкина, Б. Н. Матвеева, 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 усилий и др.

Вместе с тем отсутствовали методики оценки кинематических параметров по длине и ширине контактной поверхности, сравнения прошивных станов различных типов при сопоставимых настройках, оценка при работе стана на «подьем» и «посад».

При всем многообразии факторов, влияющих на процесс прошивки, оценка их воздействия была весьма ограничена. Отпуттипия-ти чяиодскле данные о реальных темплетах поперечных сечений очага деформации, необходимых для сравнения адекватности используемых моделей и алгоритмов.

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

Совершенствование математической модели Для определения кинематических показателей в станах винтовой прокатки, значения которых зависят во многом от коэффициентов скорости, необходимо учитывать сложное расположение осей валков и заготовки в пространстве

Для точного решения кинематической задачи требуется найти направляющие косинусы, которые зависят не только от углов подачи а и раскатки р, но и меридиональных углов по сечению валка со и заготовки ф. Используя в расчетах и рассуждениях параметры скрещивания, получена более простая структура конечных формул с учетом меридиональных углов to и ф и удобная для анализа.

Для решения геометрической задачи задавали две системы координат: по валку Qstu и заготовке O'xy'z'. Оси Qs и О'х направляют в сторону движения заготовки и они совпадают с осями вращения заготовки и валка соответственно, а оси Qt и О'у' отличаются только знаком, но совпадают по направлению.

Угол скрещивания б, обеспечивающий винтовое движение заготовки, назовем технологическим, можно выразить через конструктивные углы

ig25 = #2cc + rg2p. (1)

Связь систем координат валка и заготовки Qstu и O'xy'z' записывается в виде х = jcos8 + asin8,]

y'=b.~t, I (2)

г'= isinS-ucosS.J

При моделировании были приняты следующие допущения:

1. Распределение осевой скорости заготовки по длине очага деформации зависит от текущей вытяжки по соотношению Vx = V3 .

2. Скручивание в очаге деформации отсутствует, поэтому угловая скорость заготовки по всей длине очага деформации = const.

3. Полную скорость валка радиусом Rn находили по известной скорости вращения

у = пКв»в

30

4. Задавались значениями коэффициентов осевой и тангенциальной скорости на выходе гильзы из валков, так как в этом сечении их наиболее просто замерить экспериментально на существующих прошивных станах.

Для определения скоростей по заготовке и валку в любой точке контактной поверхности в направлении движения заготовки и инструмента, требуется спроектировать полную скорость валка на выбранные оси систем координат валка и заготовки. На рис. 1, а показаны координатные оси системы валка для рассматриваемой точки Р на

поверхности валка, имеющей радиус К у, показана полная скорость вращения валка К и ее проекции на координатные оси валка У, и У„. Также показан меридиональный угол по валку ш.

На рис. 1, б показаны координатные оси системы заготовки О'ху'г'. В произвольной рассматриваемой точке Р, имеющей радиус по заготовке г, полная скорость

валка V также была разложена в направлениях движения заготовки Ух, меридиональный угол по заготовке ф.

Vy-, Vz\ Показан

Г7 Г] р / ÍN

АФ

У* ; О р //

,vy.

Рис. 1. Вектор окружной скорости валка в системе координат валка Qstu (а) и заготовки-гильзы О 'ху z' (б)

Так как валок совершает только вращательное движение, то его скорость в направлении оси вращения s будет равна нулю, две оставшиеся скорости можно спроектировать на оси / и и:

'Г,'О,

V, = -V sin со, (3)

Уи = Kcosco .

Меридиональный угол по валку и

tga = ~.

Взяв полученные проекции скоростей в системе Qstu, и воспользовавшись уравнением связи (2) между координатными системами, после преобразований можно записать:

Ух =Fsin5cos co = F-/B,

(4)

У. = Fsino-», У.. = -V eos б eos со.

Из этих формул нам интересна скорость валка в направлении осевого движения заготовки У,. Для вычисления скорости валка в тангенциальном направлении движения заготовки вводится подвижная система координат Охуг, совпадающая с принятой в работе П. К. Тетерина.

В данном исследовании через параметры скрещивания направляющие косинусы использовали в виде:

(5)

/„ = sin 8 cos to,

mu =cosco(ígwsin»|/ + cos5cos\j/).J

Отметим, что формулы (5) имеют более «сжатую» структуру записи, что является преимуществом выбора координатных систем валка и заготовки через параметры скрещивания.

Перейдем теперь к скоростям заготовки. По выражениям (3) и (4) можно вычислить скорости валка в осевом и тангенциальном направлениях движения заготовки. Задаваясь коэффициентами осевой и тангенциальной скоростей в сечении отрыва гильзы от валка, можно рассчитать скорости заготовки по длине очага деформации.

Используя положение 1, через текущую вытяжку ц* можно вычислить осевую скорость заготовки по всей длине очага деформации.

Зная радиус гильзы в этом сечении, можно определить угловую скорость вращения заготовки. Принимая положение 2, и зная распределение радиуса заготовки-гильзы в каждом сечении очага деформации, можно получить скорость заготовки в тангенциальном направлении.

В итоге, проведя расчет меридиональных углов по валку и заготовке, можно по формулам (1) и (2) с учетом выражений (4) и (5) найти коэффициенты осевой и тангенциальной скорости.

Для расчета коэффициента скорости в направлении движения валка необходимо провести дополнительные вычисления.

В общем виде конечная формула для расчета коэффициента скорости в направлении движения инструмента (валка) имеет вид:

fw

-w,

(6)

ЯЛХ)

где ц - направляющий косинус скорости в направлении валка, к< - коэффициент учитывающий передаточное отношение ¡' и прочие геометрические параметры. Из-за громоздкости формул и выкладок в данной работе не приводится полная структура формулы (6).

На рис. 2 показано изменение коэффициентов скорости по контактной поверхности в тангенциальном направлении (сплошные линии) и в направлении движения валка (пунктирные линии) для прошивного стана с бочковидными валками.

-150 -100 -50 0 50 100 Длина очага деформации, мм

150

Рис. 2. Распределение изолиний коэффициентов скорости Как можно заметить (см. рис. 2), максимальный вклад в значение т|у(х) дает все же коэффициент тангенциальной скорости, в осевом и радиальном направлении заготовка движется значительно медленнее и их суммарный вклад составляет 5-20%.

Обоснованность предложенного подхода для расчета коэффициентов скорости подтверждают экспериментальные данные Потапова И. Н. (рис. 3), полученные по керновым отпечаткам.

о У ш и

0 р

1 л Ф С

II

-е- х

■е- 2

1,00

0,75

0.50

0.25

-25

25

50

75

Длина очага деформации, мм Рис. 3 Экспериментальные (заштрихованная область, сплошные линии) и расчетные (пунктирные линии) данные по распределению коэффициентов скорости по длине контактной поверхности: (Дз = 45 мм; А-х£г = 47x5 мм; ¿01ф = 30 мм; а = 9 91 = 3,5 ф2 = 3,5 °)

При исследовании процесса прошивки на математической модели или удельной работы на каждом шаге циклического процесса необходимо знать коэффициенты деформации по всем осям. Если принять, что исходная плотность материала в процессе деформации остается неизменной, т.е. условие несжимаемости выполняется, то условие постоянства объема записывается в виде:

е,+Е,+£,= 0, (7)

где ег, 5| и £1 - истинные коэффициенты радиальной, продольной и тангенциальной деформации.

Для расчета рассматриваемых коэффициентов очаг деформации по длине условно можно разбить на три основных участка формоизменения (рис. 4): I - деформации сплошной заготовки с образованием в первом приближении эллиптического поперечного сечения; И и III - деформация на оправке в конусах прошивки и раскатки.

Рассматривая объем подачи на каждом шаге мы сталкиваемся с усеченными «конусами», которые имеют эллиптические основания (рис. 5), и образующие не прямолинейной формы из-за перекоса осей валков на угол подачи. Для участков на оправке мы имеем дело уже с полыми «конусами».

Радиальную деформацию ег на шаге, можно брать как логарифм отношения радиусов на текущем / и предыдущем /-1 шагах. Так как в поперечном сечении на рассматриваемом шаге заготовка встречается с валком уже «овализированнванная», то необходимо учитывать овализацию на предыдущем шаге (рис. 5, а). Тогда

■ "'-"¿Ь (8)

Еще один из способов для расчета радиальной деформации заключается в использовании «эквивалентных» радиусов (рис. 5, б) Д,,

Е, =1П-

(9)

которые берутся по площади поперечных сечений: считается площадь эллипса Р;, и затем вычисляется радиус эквивалентной окружности Лэс

6 - гильза

£ -О-

Рис. 5. Схема аппроксимации объема подачи: а - объем подачи в виде аппроксимации «конусами с эллипсами в основании»; б - аппроксимация правильными конусами

Линейную деформацию берут как логарифм коэффициента вытяжки через отношение средних площадей предыдущего (/-1) и последующего (г) шагов подач или через отношение длин объемов подач, отстоящих друг от друга на один шаг.

Тангенциальную деформацию можно расочшагь с одной стороны из условий постоянства объема:

е,=-(е, + в,) (Ю)

Также тангенциальную деформацию можно рассчитать как отношение логарифмов периметров средних поперечных сечений: через периметры эллипсов: Р = Я|1,5-Д(1 + 5)-ЛД!

через периметры эквивалентных окружностей

ет = 1п-^- = 1п-^Ч (12)

Рэ/-1 ^Э/-1

и через «средние» периметры по поперечному сечений.

Если оценить выполнения условия постоянства объема по представленным формулам, то до носка оправки (участок I) погрешность может составлять до 2-11%, на участках II и III - до 5 и 8% соответственно.

Условия проведения исследований и обработка промышленных экспериментальных

данных

Для сравнения, анализа и разработки режимов были рассмотрены девять промышленных станов трубопрокатных агрегатов заводов России, Украины и Казахстана: 220 и 30-102 Первоуральского Новотрубного завода, 140 Днепропетровского завода и Челябинского трубопрокатного завода, современные прошивные станы Челябинского трубопрокатного завода, Северского трубного завода, Таганрогского металлургического завода, Волжского трубного завода и Павлодара.

Для нахождения шага подачи, начиная с основополагающих работ П. Т. Емельяненко, необходимо определить распределение коэффициента вытяжки ц(х) по длине очага деформации. Так как коэффициент вытяжки ц является отношением площадей, то представляет интерес описание формы поперечного сечения прошиваемой заготовки и определения его площади.

1'. А. Фомкчсвым было предложено внешний контур поперечного ссчения описывать спиралью Архймеда. Однако данная рекомендация может использоваться только для описания поперечного сечения заготовки до носка оправки. После носка оправки, прошиваемая заготовка имеет два контура: наружный и внутренний, которые не могут быть описаны только спиралью Архимеда.

В данной работе описание контура деформируемой заготовки после отрыва от валка до встречи с линейкой дано в виде спирали Архимеда, а последующей части контура - в виде «кусочно-гладкой» кривой. Также можно рассматривать поперечное сечение в виде эллипсов (наружного и внутреннего), большие оси которых определяются расстояниями между валками и линейками и текущим диаметром оправки.

Значения площадей расчетных поперечных сечений сравнивали с данными обмеров темплетов, полученных на заторможенных недокатах прошиваемых заготовок в промышленных станах.

В экспериментах прошивали непрерывнолитые заготовки диаметром £>з= 145 мм на трех прошивных станах различных трубопрокатных агрегатов (ТПА) ОАО «ПНТЗ» (табл. 1) и вырезали темплеты поперечных сечений с обязательным получением темплетов в сечениях Л-F (см. рис. 4).

Темплеты шлифовали и на координатном столе, сопряженном с ПК, проводили геометрические замеры через каждые 12 градусов по периметру сечения. В табл. 2 приведены примеры (через 36 градусов) зависимости внешнего и внутреннего диаметров гильзы в сечении пережима от угла годографа со.

Подобные измерения темплетов были, проведены для всех режимов, указанных в табл. 1.

Зная радиус на каждом участке годографа, можно, разбив на секторы годограф, посчитать площадь и периметр:

F>--36Ö~* <13>

где I - номер сектора; у - угол сектора равный 30 град; - средний радиус по сектору р . р

V — сек/ сек/+1 --- ■

Таблица 1

Режимы прошивки_

Стан Диаметр гильзы Г>г, мм Толщина стенки гильзы 5г, мм Расстояние между Диаметр оправки (¡о, мм

валками Ь, мм линейками а, мм

30-102 145 18 126 136 98

160 150 18,5 126 136 96

220 151 15,5 131 142 108

220 156 10 132 143 129

Таблица 2

Характеристика поперечных сечений гильзы в пережиме валков _(ТПА 220, гильза Дгх5г=151х15.5 мм)_

Угол со, град. Радиусы, мм Угол со, град. Радиусы, мм

наружный йн внутренний Яв наружный Дн внутренний Дв

0 71,9 46,2 216 59,2 35

36 64,7 40,1 252 68 46

72 74,5 50,3 288 68,3 46,8

108 73,7 51,3 324 68,3 51,3

144 71,7 53,9 360 68,4 50,7

180 67,6 42,6

Рассчитав по выражениям (13) и (14) площадь и периметры секторов внутреннего и внешнего контуров, можно найти суммарные геометрические параметры сечений.

Площадь поперечного сечения

-^Ггопсеч. = —

30

где индексы «Н» и «В» обозначает внутренний и наружный контур.

Наружный и внутренний периметры

Р =Ур

* поп.сеч.Н / . Н/ > 30

Р =УР

поп.сеч.В 1 ВГ

30

Также применялось построение поперечного сечения кусочно-гладкими кривыми (секторами окружностей и эллипсов). Но при этом аналитические формулы будут более громоздкими, что усложняет их анализ.

Обработанные экспериментальные данные и результаты математического анализа сравнили по геометрическим параметрам: площади, периметру и коэффициенту вытяжки для пяти поперечных сечений.

Максимальная относительная ошибка по длине очага деформации для площадей и коэффициентов вытяжки (ТПА 220, гильза £>гх5г=151х15,5 мм) для двух вариантов описания поперечного сечения составляют 3-5% и 3,5-6,5% соответственно. При

сравнении с экспериментальными данными при определении числа шагов ошибка не превышает 3%, а при расчете параметра Одквиста составляет менее 2,5% (рис. 6).

£ 3

rf а ю s

а 2

о

S

\ \ \

^2 Ч

-150 -100 -50 0 50 100 150 200 Длина очага деформации, мм Рис. б. Распределение относительной ошибки числа шагов 1 и параметра Одквиста 2

Исследование режимов прошивки заготовок на математической модели

Кинематические особенности при прошивке заготовок в станах разных типов Для сравнения, были проведены расчеты без учета меридиональных углов и с их учетом: рассчитаны геометрические характеристики очага деформации и параметры циклического формоизменения в точке встречи заготовки с оправкой В, в пережиме валков С, в точке схода гильзы с рабочего участка оправки D (см. рис. 4).

В табл. 3 приведены следующие параметры: ширина контактной поверхности èt, меридиональные углы по заготовке (ук - угол встречи с заготовки с поверхностью валка, Ум - угол отрыва заготовки от поверхности валка, Лу - разница меридиональных углов), N и As; - число шагов и накопленная степень деформации сдвига до рассматриваемых сечений.

Таблица 3

Вид валка Бочка Гриб Чашка

Угол раскатки 0 -7,0 +7,0

Сечение В С D В С D В С D

X -96,44 0 63,56 -97,27 0 62,73 -95,59 0 64,41

Фк -19,39 -22,25 -15,11 15,72 13,16 20,74 -55,07 -57,43 -49,44

Фм -2,69 -0,55 1,97 30,92 33,27 35,68 -36,36 -32,97 -31,47

Дф 16,70 19,32 13,13 15,20 20,10 14,93 18,71 24,46 17,97

Ь< 15,59 19,32 15,99 14,26 18,01 14,04 17,45 21,97 17,03

N* 6,16 14,99 18,56 5,38 12,69 15,63 4,96 12,10 15,12

6,58 15,96 20,08 6,94 16,35 20,41 6,33 15,63 19,84

** 6,92 6,47 8,19 28,92 28,84 30,58 27,44 29,17 31,22

Л£» 1,78 17,03 20,61 2,38 17,41 21,10 1,39 14,70 17,99

1,9В 14,83 18,31 1,84 17,27 20,85 1,55 12,94 16,26

** 8,26 12,92 11,16 22,78 0,80 1,18 10,83 11,97 9,62

* - расчетные выражения без учета меридиональных углов (знаменатель), с учетом (числитель);

** - разность параметров циклического формоизменения, %, рассчитанных по выражениям без учета и с учетом меридиональных углов.

Сравнивая полученные значения, можно заметить, что ранее выявленная тенденция о влиянии конструктивной схемы на накопленную степень деформации сдвига сохраняется: в стане с чашевидными валками она наименьшая, а в стане с грибовидными валками - достигает наибольших значений. При расчете без учета меридиональных углов количество шагов от схемы расположения валков изменялось незначительно и могло доходить до ±4% относительно бочковидного стана.

С учетом всех кинематических характеристик наблюдается интересная тенденция по изменению количества шагов. Во-первых, при сравнении разница в количестве шагов может достигать 30%. Во-вторых, при сравнении количества шагов, рассчитанных по методике, предложенной в данной работе, можно заметить, что в стане с бочковидными валками наблюдается возрастание по сравнению со станами с грибовидными и чашевидными валками (14 -18%).

С учетом меридиональных углов, рассчитанных в данной работе, накопленная степень деформации сдвига может отличаться на 28%. Также более выраженную картину видим и при сравнении станов с разным расположением валков (бочковидным, чашевидным и грибовидным) по накопленной степени деформации она составляет 33%.

Малые и средние трубопрокатные агрегаты России и Украины Для анализа работы разных агрегатов использовали опубликованный в литературе коэффициент сравнения

к

"5! "-г

где индексы «1» и «2» указывают на параметры двух сравниваемых станов или режимов.

Коэффициент учитывает термомеханические условия (через структурно-чувствительное свойство - сопротивление деформации ст8) и деформационно-кинематические особенности (через накопленную степень деформации сдвига Л).

Методика расчета а? основывается на экспериментальных данных исследования процессов деформации и эмпирической зависимости Хайдука М.:

а5=а50-Л1-е-м'-г ■ Аг ■ ■ Лу гт>, где Аь Аг, А3, ть тг, тз - коэффициенты, учитывающие свойства материалов и влияние температуры Т, степени Б и скорости ё деформации на каждом шаге подачи; ст_?0 -сопротивление деформации при Т = 1000°С, е = 0,1 и Б = 1 с"1.

Степень деформации £ определяли, как истинное обжатие в сечениях В и С для

сплошной заготовки и при раскатке на оправке по формулам:

Е = (15)

Д

Е = ЬД±, (16)

где й,, Д., - радиусы заготовки перед носком оправки и в сечении, отстоящем на шаг подачи; - коэффициент овализации в сечении отстоящем от сечения г на половину шага подачи; .У,, £м — толщина стенки гильзы в сечениях пережима валков и отстоящем на шаг подачи.

Среднюю скорость деформации за один цикл обжатия определяли по выражению

е = —, (17)

где тд - время деформации на шаге, которое может быть найдено по формуле

Г,-^. (18)

ха- время цикла (для двухвалкового стана цикл будет составлять время полуоборота заготовки); п - число валков.

В свою очередь время цикла тц находим через скорость вращения гильзы

пиг

. "вИУРг

(20)

где ив - скорость вращения валка; i - отношение диаметра заготовки к диаметру валка в рассматриваемом сечении; ти - направляющий косинус окружной скорости; Г|г-коэффициент тангенциальной скорости.

Три сравниваемых прошивных стана имеют разные настройки, углы подачи и раскатки и калибровки инструмента: стан 220 ОАО ПНТЗ имеет бочковидные валки, стан 30-102 ОАО ПНТЗ - чашевидные, стан 140 НТЗ - грибовидные. Также эти станы работают на разных углах подачи, соответственно: 8-10; 9-13; 9-12 град., при разной скорости вращения валков.

Общим для этих трех станов является частичное совпадение сортаментных возможностей, поэтому их можно сравнивать при одинаковых и близких диаметрах заготовок и гильз. При сравнении были выбраны режимы из таблиц прокатки, в которых используется заготовки диаметром 150 мм для получения тонкостенных и толстостенных гильз следующих размеров: стан 220 Дгх5'г=153х19 и 155x9: стан 30-102 - 148x19; стан 140 - 148x19 и 154x9.

Сначала сравнили эти станы при работе на заводских углах подачи (табл. 4), затем было проведено сравнение при работе на угле подачи 9 град (см. табл. 4). Для более объективной картины были выбрано по два режима для получения толстостенной и тонкостенной гильзы (верхняя и нижняя строчки в табл. 4). Так как прошивной стан 30102 имеет ограниченный сортамент гильз, был взят только один режим получения толстостенной гильзы.

Таблица 4

Стан S 9 § е- Число циклов Накопленная степень деформации О « о. Ь ш о К 2 5 } л > Сопротивление деформации, МПа Коэффициент сравнения

§ 8 а 9 ЛЬ «с Nр Лв Ас л„ 5 о. 4J С £ н 1 £ х CL а о". о", ^рВ Крс

10 7.03 12.0 16.5 5.95 12.25 15.2 100 47.4 68.5 2,25 1

220 13,6 22,8 28,0 9,54 19,2 24,1 1250 95 45,2 73,4 1,178 1

9 8,01 13.6 !?,6 6,25 12.6 15J JP0 44.2 66.4 1,26 1

14,2 25,6 31,2 10,3 20,5 23,3 95 44,2 69,3 1,05 ■1

30- 13 4,96 10,03 14,0 2,52 8,74 11,3 1220 120 49,8 80,1 1 0,83

102 9 8,59 15,9 22,0 4,71 11,0 13,0 120 46,5 74,5 1 0,93

11 6л 1Ы 16.0 4.69 11.1 Ц8 100 J3.4 80.5 1,99 1,06

140 11,1 19,7 26,0 6,82 16,7 22,2 1225 100 53,7 83,2 1 0,97

(НТЗ) 9 8,50 14,Р9 20,0 5,33 12.4 15JJ ДОО 50.1 77.03 1,22 1,14

14,5 24,8 32,0 8,72 19,1 23,1 100 49,8 79,7 1 1,07

По накопленной деформации (см табл. 4) максимальную проработку структуры по всем сечениям удалось получить на стане 220, что вызвано особенностями его калибровки и хорошо коррелируется с количеством шагов. Минимальная проработка структуры получена на стане 30-102 (толстостенные трубы) и стане 140 (тонкостенные трубы).

При сравнении разных станов по деформационно-кинематическому показателю Л даже при одинаковом угле подачи выводы являются только качественными, так как имеются отличия в калибровке инструмента, в скорости вращения валков и других параметров. Если все характеристики стана и параметры режимов были одинаковы, то это был бы один стан, один режим и сравнения были бы излишни.

В действительности из-за имеющихся отличий параметры циклического формоизменения будут разными. Например, это степень и скорость деформации, температура. В таком случае нужно при сравнении вводить коэффициент несоответствия, который было предложено определять через отношение сопротивлений деформаций о^ сопоставляемых станов или режимов.

За моделируемый стан в сечении В был принят стан 30-102 (толстостенные гильзы) и стан 140 (тонкостенные гильзы). В сечении С за моделируемый был взят стан 220. В итоге минимальное значение кср в сечениях В и С удалось получить на стане 30-102 (толстостенные гильзы) и 140 (тонкостенные гильзы).

Сравним эти три стана при одинаковых углах подачи (см. табл. 4).

Если при рабочих углах подачи наблюдалось минимальное число шагов на стане 30-102, то на «выровненном» угле подачи картина меняется на противоположную. Объяснить это можно калибровкой валков прошивного стана (самый маленький угол конусности на входе - 2,33 град). Для тонкостенных труб максимальное число шагов получено на стане 140, что также можно объяснить его калибровкой и установкой оправки. Максимальная проработка структуры (параметр Одквиста) получен на стане 220.

За моделируемый стан в сечении В был принят стан 30-102 (толстостенные гильзы) и стан 140 (тонкостенные трубы). В сечении С за моделируемый был взят стан 220. В итоге минимальное значение кср в сечениях В и С удалось получить на стане 30-102 (толстостенные гильзы) и 140 (тонкостенные гильзы).

Кинематические особенности при работе прошивного стана на «подъем-посад»

Для сравнения на математической модели с учетом кинематических параметров и оценки влияния меридиональных углов на ПЦФ были взяты три режима на «подъем-посад» (табл. 5). На этих режимах были рассчитано распределение числа шаюв и накопленной степени деформации сдвига по длине очага деформации в зависимости от угла раскатки.

Таблица 5

Режимы прошивки заготовок (толщина стенки гильз 67 мм, обжатие перед носком оправки ир = 6%)_

№ Диаметры, мм Расстояние между валками Ь, мм Обжатие в пережиме валков уп, % Отношения Коэффициент вытяжки ц

заготовки Д 3 гильзы Г>г

-Шз (см. рис. 1) длины оправки к диаметру ¿р/Уоп,

1 400 450 360 10 0,52 2.04 1,58

2 400 400 360 10 0,52 1,25 1,81

3 400 360 335 16 0,46 1,92 2,06

4 360 360 317 12 0,5 1,78 1,66

5 360* 360 317 12 0,54 1,64 1,66

6 360 400 317 12 0,52 2,38 1,46

* Все режимы кроме № 5 были получены на угле подачи а = 8°, режим №5 а = 14°

Также было проведено сравнение с данными, полученными без учета кинематических параметров. Относительная разница при расчете числа шагов при учете кинематики составляет от 1,5 до 6,3%. Относительная разница по накопленной степени деформации при учете кинематики до точки В составляет 5-6%, до точки С - 7-8%, на выходе очага деформации 10-11%.

Если принять данные, полученные Романцевым Б. А. и Марченко К. Л. по коэффициенту тангенциальной скорости, для станов разных типов получим в числе шагов разницу до 10%, в накопленной деформации сдвига до 15%.

При моделировании задача была сформулирована следующим образом: на прошивном стане агрегата Северского трубного завода требовалось получить гильзы диаметром 360, 400 и 450 мм с толщиной стенки 67 мм, из заготовок диаметром 360 и 400 мм. В табл. 5 приведены использованные при сравнении режимы прошивки заготовок. Их подбирали из таблиц прокатки таким образом, чтобы можно было получить гильзу на действующем прошивном стане. Стоит отметить режим № 3: при получении гильзы на посад было выбрано повышенное обжатие в пережиме валков (16%).

Было проведено исследование влияния угла подачи и схемы расположения валков в пространстве на параметры циклического формоизменения. Оправки подбирали таким образом, чтобы обеспечить одинаковые условия по параметрам конечного формоизменения в сечении В перед носком оправки, как наиболее опасном с точки зрения образования внутренних дефектов на поверхности гильзы.

На рис. 7 показаны зависимости накопленной степени деформации сдвига от угла раскатки. Большинство зависимостей от угла раскатки р имеют общую черту: значение накопленной степени деформации сдвига уменьшается с увеличением угла раскатки, т.е. на грибовидных станах проработка структуры выше, чем на чашевидных.

Относительное расположение кривых объясняется значительным влиянием поперечной деформации в результате деформации заготовки из эллипса в эллипс на каждом шаге подачи. При большем коэффициенте овализации и большем числе циклов эта связь еще более заметна.

Угол раскатки ß, град. » Угол раскатки р, град.

Рис. 7. Зависимость накопленной степени деформации сдвига Az перед носком оправки в

сечении В (а) и на рабочем участке оправки В - D (б) от схемы расположения валков: 1 - угол подачи а = 8° режим прошивки Ns 1 (см. таблицу); 2 - № 2; 3 - № 3; 4 - № 4; 5 -угол подачи а = 14° режим прошивки № 5; обозначение сечений см. на рис. 4

Разработка практических рекомендаций

Сравнение современных прошивных станов на заводах России и Казахстана Для сравнения были выбраны режимы прошивки для получения наиболее «массовых» размеров труб, на рассматриваемых станах (табл. 6).

Из особенностей заводских режимов (см. табл. 6) следует отметил, различные суммарные вытяжки (1,586; 1,64; 2,696; 2,059). Это приводит к разной длине шага подачи в сечении входа Л и разному числу шагов подачи до граничных точек В, С, Da F.

Большое количество шагов на прошивном стане Челябинского завода вызвано мальм углом подачи. Количество шагов может изменяться, если взяты разные диаметры гильз и толщина стенок, это видно на примере прошивного стана Павлодарского завода -для расчета взят режим с малой толщиной стенки гильзы и самым большим коэффициентом вытяжки.

Таблица б

Заводские режимы настройки _

\ДаРаметР Завод (фирмам Диаметр заготовки, D3, мм Размер гильзы DrxS„ мм Расстояние между валками Ь, мм Диаметр оправки, i/o, мм Обжатия, % Отношение X/D3 Угол подачи а, град

«0 «п

Челябинский (ЭЗТМ) 430 450x80 385 275 7.5 10.5 0.44 4.15

Северский (ЭЗТМ) 360 360x67.5 325 214 5,4 10 0.4 8

Павлодарский (Daniely) 300 328x29 270 260 6 10 0.61 8

Таганрогский (SMS-Meer) 300 328x38 270 235 8.5 10 0.72 10

Как можно увидеть (см. табл. 6), параметры настройки заводских режимов существенно отличаются. Для более адекватного сравнения четырех прошивных станов был выбран «модельный» режим прошивки заготовки диаметром 325 мм г г:;льзу 350x50 мм, который можно осуществить на всех рассматриваемых станах. Для этого случая были подобраны обжатия в пережиме и„ и перед носком оправки щ, приведенные в табл.7. Как можно заметить длина оправки подбиралась под заданное обжатие перед носком оправки щ.

Таблица 7

Сравнение четырех «больших» прошивных станов ТПА

^ч. Параметр Завод Расстояние между валками Ь, мм Обжатия, % Отношение Х/Ог

Щ и„

Челябинский 292 5,5* 10 0.34

5 0,32

Северский 286 5,9 12 0.42

5 0,35

Павлодарский 292 6,3 10 0.58

5 0,47

Таганрогский 286 5 12 0.44

5 10 0,47

* числитель - диаметр заготовки 03 = 325 мм, знаменатель - В3 = 300 мм, расстояние между валками указано для диаметра заготовки 325 мм.

При сравнении станов разных заводов на одном режиме и угле подачи, суммарная вытяжка составляла 1,5, длина шага подачи на входе и выходе (в точках А и Р) равнялась соответственно 50 и 75 мм. Но из-за неодинаковой калибровки валков и длины оправки -количество шагов и накопленная степень деформации сдвига в граничных точках была разная. На стане Северского завода снова были получены оптимальные значения, как по числу шагов подачи, так и по накопленной степени деформации сдвига. При этом следует заметить, что рекомендуется увеличивать проработку структуры при использовании непрерывнолитых заготовок из углеродистых сталей, но одновременно не следует увеличивать количество циклов до носка оправки для недопущения «разрыхления» осевой зоны заготовки и последующего образования внутренних плен.

По сравнению с другими станами на прошивном стане Северского завода получена минимальная проработка литой структуры до носка оправки (рис. 8) и достигается ее максимальное значение на выходе.

После уменьшения диаметра заготовки до 300 мм отмечено небольшое снижение количества циклов до носка оправки, что положительно сказывается на процессе

прошивки. Накопленная степень деформации сдвига существенно не изменилась, по-прежнему наибольшая проработка структуры наблюдается на стане Северского завода.

Рис. 8. Распределение накопленной степени деформации сдвига по длине очага

деформации:

1 - прошивной стан Челябинского завода; 2 - Северского; 3 - Павлодарского; 4 -Таганрогского; «маркерами» показано положение сечение Л в очаге деформации

Как меры по совершенствованию режимов прошивки на рассматриваемых станах можно рекомендовать (если это осуществимо в технологическом процессе): изменение углов конусности и подачи; использование более длинных оправок; получение заданных размеров гильз из заготовки большего диаметра; применение повышенных обжатии в пережиме валков. Например, применение заготовки 400 мм вместо 360, сделанное на Северском заводе, является оправданным с точки зрения производительности.

По результатам сравнения четырех прошивных станов, было выявлено, что станы Павлодарского и Таганрогского заводов дают наименьшую проработку структуры по сравнению со станом Северского завода и проектным станом Челябинского завода.

Для увеличения проработки структуры обычно рассматривают изменение угла подачи. Возьмем для примера прошивной стан Таганрогского завода и изменим угол с 10 до 8 град. (см. табл. 7 ¿>з=300 мм). Из-за изменения фактического угла конусности, меняется и обжатие перед носком оправки но с 5 до 6%. При таком изменении угла подачи число шагов увеличится практически в полтора раза (от 1,3 до 1,5 раз на разных участках очага деформации. Накопленная степень деформации увеличится в 1,2 раза.

Изменение обжатия в пережиме и коэффициента овализации так же можно рекомендовать для увеличения проработки структуры.

Использование станов разных типов при работе на «подъем-посад»

Рассматривая деформацию на участке B-D с точки зрения проработки литой структуры заготовок по параметру Одквиста, можно сделать вывод, что более предпочтительны для этой задачи станы с грибовидными валками. В условиях больших углов подач их преимущество еще значительнее. Для некоторых режимов значения на угле подачи 14° больше, чем на угле подачи 8° (кривые 4 и 5), что одновременно положительно сказывается на проработке структуры и производительности стана. В общем случае для непрерывнолитых заготовок из углеродистых сталей необходимо уменьшать углы подачи и раскатки и увеличивать отношение Dz/Dt.

Поясним представленные общие рекомендации. Например, при получении тонкостенных гильз (работа на «подъем») можно установить угол подачи а = 8°, тогда число циклов при раскатке на оправке No-Na - 13.

Увеличение числа циклов в раскатной части при прошивке на подъем способствует лучшей проработке литой структуры металла и улучшает геометрию гильзы.

С увеличением коэффициента вытяжки и отношений /УД- возрастают число циклов и накопленная степень деформации сдвига как в сечении В, так и в сечении Б. Это может вызвать появление или вскрытие имеющихся дефектов на наружной поверхности. Данное заключение согласуется с экспериментальными данными ОАО «ПНТЗ». Поэтому рекомендации по ведению процесса прошивки при разных конструктивных схемах, отношениях следует выбирать с учетом качества наружной поверхности исходных заготовок.

При прошивке на "подъем" необходимый угол подачи, определяющий оптимальное число циклов перед носком оправки, меньше необходимого угла подачи при прошивке "размер в размер" и при "посаде".

Проведено сравнение действующего и проектируемого прошивных станов трубопрокатного агрегата с пилигримовым станом Челябинского трубопрокатного завода с целью увеличения диаметра гильз из заготовки диаметром 430 мм (работа на подъем). Показано влияние калибровки валков, угла подачи и формы оправки. Из анализа параметров циклического формоизменения выявлены направления возможного изменения калибровки валков, за счет соотношения участков прошивки и раскатки.

Прошивка толстостенных гильз (Ог/5г < 7) при прокатке на "посад" необходимый угол подачи должен быть увеличен (на 2...30) по сравнению с режимами "подъема" и "размер в размер". При этом число циклов на раскатной части будет несколько меньше, чем при других вышеупомянутых режимах.

Проработка структуры (коэффициент Оквиста) в зоне раскатки увеличивается с увеличением тонкостенности гильзы и уменьшением угла раскатки.

Для лучшей проработки структуры металла прошивку гильз целесообразно осуществлять по грибовидной схеме, что согласуется с мировыми тенденциями при выборе типа стана (ЭЗТМ, аМБ-МЕЕК, Пашен).

Совершенствование режимов на стане агрегата 159-426 Волжского трубного завода

По данным таблиц прокатки прошивного стана Волжского трубопрокатного завода была построена факторная плоскость параметров конечного формоизменения ио-ип. Размещение режимов и выделение зон сделаны по известной в литературе методике. Несколько режимов из заводской таблицы прокатки приведены в табл. 8. Эти режимы не соответствуют рекомендуемым значениям обжатий. Стоит отметить, что в заводских режимах прошивки используются большой коэффициент овализации - до 1,2 (рекомендуемый в литературе 1,05-1,08), и большие коэффициенты раскатки кп.

Таблица 8

Пример заводских режимов прошивки, требующих перенастройки_

N Диаметр заготовки, мм Диаметр гильзы, мм ! Толщина стенки ; гильзы, мм 1 ( Диаметр ^ оправки, мм ! Расстояние между 1 валками, мм ; Расстояние между ! линейками, мм ^ Выдвижение оправки ; за пережим, мм ■ Угол подачи, град - Скорость вращения ; валков об/мин | Обжатие в : пережиме валков ^ и„, % } я «> я 8-1 £ 1 I а° ю о О = Коэффициент раскатки кп Отношение Л/7>}

1 260 257 25,5 186 220 257,5 204 11 118 15,4 6,67 20 0,51

1 260 281 34 195 230,8 257,5 88 11 118 11,2 7,09 18 0,56

3 260 281 42 188 235,2 257,8 38 11 118 9,5 7,75 9 0,45

4 410 426 30,5 330 365,4 406,6 282 8 108 10,9 4,03 35 0,33

5 410 426 38 320 368 406,7 249 8 108 10,2 3,96 30 0,31

Используя блок схему перенастройки режимов прошивного стана предложенную Титовой С. В., произвели перенастройку (табл. 9).

Целью предлагаемых режимов прошивки (см. табл. 9) было перераспределить параметры циклического формоизменения для большей проработки структуры. На

математической модели МЭИ были рассчитаны параметры циклического формоизменения в граничных точках, для сравнения (табл. 10).

Таблица 9

N Диаметр заготовки, мм Диаметр гильзы, мм Толщина стенки гильзы, мм Диаметр оправки, мм Расстояние между валками, мм Расстояние между линейками, мм Угол подачи, град Скорость вращения валков об/мин к», % I § 1 к с II ^ 1 и £ а и а ^

1 260 257 25,5 195 232 250 11 118 10,8 5,4 11 0,55

2 260 281 34 195 232 250 11 118 10,8 V 18 0,56

3 260 281 42 180 232 250 11 118 10,8 6,2 17 0,54

4 410 426 30,5 340 365 394 8 108 10,9 5,2 26 0,55

5 410 426 38 330 368 397 8 108 10,2 5,3 20 0,57

Таблица 10

Параметры циклического формоизменения

N Коэффициент овализации ^ Вытяжка Цр Число шагов Накопленная степень деформации сдвига

N3 Мс Лв-в Лг Лв Лс Лв-э ЛР

1 1,17» 2,9 7,7 15,8 9Д 21,2 2,4 8,4 7,1 11,0

1,08 3,5 10,5 7,6 14,2 3,2 14,7 12,0 18,5

2 1,11 2,0 5,6 8,9 6,0 14,9 2,2 4,9 6,5 10,3

1,08 6,3 10,2 7,0 16,1 з,з 6,2 7,0 15,1

з 1,1 3,! 5,9 9,3 7,2 16,5 2,3 5,2 6,8 11,7

1,08 6,8 11,5 8,1 17,8 3,5 6,6 7,7 16,4

4 1,12 3,5 5,4 16,1 13,4 22,3 2.4 11,6 11,3 16,1

1,08 6,3 17,2 12,7 24,5 2,6 12,4 12,5 18,8

5 1,11 2,8 4,4 12,9 10,4 18,8 2,5 10,5 10,3 14,7

1,08 6,7 13,5 9,9 19,66 2.9 9.4 11,2 16,1

* Заводские режимы - верхняя строчка; предлагаемые - нижняя.

Перераспределение числа шагов и накопленной степени деформации по длине очага было- произведено изменением диаметра оправки, расстояния между валками и линейками.

Анализ полученных настроек (см. табл. 10) показал, что достигнуто уменьшение коэффициента овализации и рекомендуемых обжатий ип и щ при значениях А7£>з<0,6.

Существующие режимы 4 и 5 в табл. 8 способствовали ухудшению вторичного захвата.

Таким образом режимы, требовавшие корректировки (см. табл. 8), после исправлений отвечают требованиям по параметрам ио, и„, и ХЛЭз.

Основные выводы

1. Через параметры скрещивания предложены формулы для расчета коэффициентов скорости в осевом и тангенциальном направлении движения заготовки и в направлении вращения валка по всей контактной поверхности прошиваемых заготовок в станах разных типов.

2. Разработана методика и аналитические выражения для определения коэффициентов деформации по трем осям с проверкой условия постоянства объемов для каждого объема подачи при единичных обжатий.

3. С использованием промышленных экспериментов и обработки темппетов заторможенных заготовок сделана оценка точности аналитического описания поперечных сечений прошиваемой заготовки.

4. Выполнено совершенствование математической модели процесса прошивки за счет учета особенностей кинематики станов разных типов и уточнения определения коэффициентов деформации по трем осям.

5. На основании проведенных исследований процесса прошивки определено влияние конструктивной схемы действующих станов в России и в Украине на параметры циклического формоизменения, позволившие оценить проработку структуры непрерывнолитых заготовок и разработать методику сравнения режимов.

6. Предложены режимы использования станов для работы на «подъем» и «посад» и даны рекомендации по их применению при прошивке заготовок из сталей с различной исходной пластичностью.

7. Проведено сравнение современных четырех прошивных станов России и Казахстана, предназначенных для изготовления труб большого диаметра из непрерывнолитых заготовок. Выявлено преимущество стана конструкции ЭЗТМ по сравнению со станами фирм SMS-Meer и Daniely. Предложены рекомендации по изменению параметров настройки и калибровки инструмента для повышения эффективности работы стана.

8. Проведен анализ режимов формоизменения на новом прошивном стане агрегата 59-426 Волжского трубного завода и разработаны рекомендации для улучшения условий вторичного захвата и снижения склонности к дефектообразованию.

9. Получены заключения Днепропетровского и Челябинского трубных заводов об экономической целесообразности практических рекомендаций. Личный вклад автора составляет 320 тыс. руб./год.

Основное содержание работы изложено в следующих публикациях: в изданиях, рекомендованных ВАК РФ

1. I олу 5чик, Г. М. Моделирование формоизменения при прошиьке заготовок ь косовалковых станах. [Текст]/ Р. М. Голубчик, Д. В. Меркулов, Е. Д. Клемперт, М. В. Чепурин, М. В. Новиков, И. А.Татаркин. // Черные металлы. - 2008. - № 11. - С. 11-15.

2. Голубчик, Р. М. Получение труб большого размера на заводах России и Казахстана. [Текст]/Р. М. Голубчик, Д. В. Меркулов, М. В. Чепурин, И. А. Татаркин, А. В. Канский. // Черные металлы. - 2011. - № 4, - С. 18-22.

3. Голубчик, Р. М. Эффективные режимы прошивки заготовок в станах различного конструктивного исполнения. [Текст]/ Р. М. Голубчик, Д. В. Меркулов, М. В. Чепурин, И. А. Татаркин. // Сталь. -2011. - № 3. - С. 50-57.

4. Новодережкин, В. П. Коэффициенты осевой и тангенциальной скорости по длине очага деформации при винтовой прокатке. [Текст]/ В. П. Новодережкин, Р. М. Голубчик, Д.

B. Меркулов, М. В. Чепурин, И. А. Татаркин. // Производство проката. - 2011. - № 5. -

C. 23-29.

статьи в изданиях, не входящих в перечень ВАК РФ, труды конференций

5. Чикалов С. Г., Сравнение действующего и проектируемого прошивных станов трубопрокатного агрегата с пилигримовым станом. [Текст]/ Д. В. Марков, С. А. Панов, Д. В. Меркулов, М. В. Чепурин, И. А. Татаркин // Труды XIV Международной научно-практической конференции "Трубы - 2006". Сборник докладов в двух частях. Том 2. Челябинск: ОАО "РосНИТИ", 2006 г., С. 199-203.

6. Голубчик, Р. М. Совершенствование математической модели процесса прошивки заготовок. [Текст]/ Р. М. Голубчик, Е. Д. Клемперт, Д. В. Меркулов, М. В. Чепурин, М.

B. Новиков, И. А. Татаркин. // Сучасщ проблеми металурги. HayKOBi BicTi. Том 11. Пластична деформащя меташв. - Дншропетровськ: «Системш технологи». - 2008. -

C. 61-70.

7. Тартаковский, Б. И. Сравнение прошивных станов Синарского и Челябинского заводов по параметрам циклического формоизменения. [Текст]/ Б. И. Тартаковский, М. М. Фадеем, Д. В. Меркулов, М. В. Новиков, М. В. Чепурин, И. А. Татаркин. // Там же. - С. 212-215.

8. Голубчик, Р. М. Сравнение прошивных станов ОАО «ПНТЗ» по параметрам циклического формоизменения. [Текст]/ Р. М. Голубчик, Е. Д. Клемперт, Д. В. Меркулов, М. В. Чепурин, М. В. Новиков, И. А. Татаркин. // Труды научно-технической конференции «Трубы Украины 2008», «Современные тенденции производства сварных и бесшовных труб: технология и оборудование». - Киев. - 2008 г. - С.18-24.

9. Меркулов, Д. В. Особенности проработки структуры при прошивке непрерывнолитых заготовок в станах разного конструктивного исполнения. [Текст]/ Д. В. Меркулов, Е. Д. Клемперт, Е. К. Медведев, М. В. Чепурин, И. А. Татаркин, А. С.Стешенко. // Труды XTV Международной научно-практической конференции 'Трубы - 2009". Сборник докладов. - Челябинск: ОАО "РосНИТИ". - 2009 г. - С. 375-381.

10. Голубчик, Р.М. Оптимизация отношения диаметра заготовки к диаметру гильзы при прошивке заготовок в станах различного конструктивного исполнения. [Текст]/ Р. М. Голубчик, Б. И. Тартаковский, Д. В. Меркулов, Е. Д. Клемперт, М. В. Чепурин,

Е. К. Медведев, И. А. Татаркин, М. М.Фадеев. // Там же, С. 299-304.

11. Меркулов, Д. В. Сравнение процесса прошивки заготовок из коррозионно-стойких сталей при постоянной вытяжке. [Тезисы доклада]/Д. В. Меркулов, Е. Д. Клемперт, М. В. Чепурин, Е.К.Медведев, И. А. Татаркин. // Труды международной технической конференции «Прогрессивные технологии пластической деформации». -М.: МИСиС. — 2009.-С. 477-478.

12. Чепурин, М. В. Сравнение прошивных станов для получения труб большого диаметра. [Тезисы доклада]/ М. В. Чепурин, Д. В. Меркулов, И. А. Татаркин, А. В. Канский. // Сборник трудов третьей всероссийской конференции молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России». - М.: Mi ГУ. - 2010, - С. 98-99.

13. Новодережкин, В. П. Распределение коэффициентов осевой и тангенциальной скорости по длине очага деформации. [Текст]/ В. П. Новодережкин, Р. М. Голубчик, Д. В. Меркулов, М. В. Чепурин, И. А. Татаркин, А. В. Канский. // Труды VIH международного конгресса прокатчиков. -М.: ООО "Объединение прокатчиков, корпорация производителей черных металлов". - 2010, - С. 517-522.

14. Голубчик, Р. М. Сравнение современных прошивных станов России и Казахстана при производстве труб большого диаметра. [Текст]/ Р. М. Голубчик, Д. В. Меркулов, М. В. Чепурин, И. А. Татаркин, А. В. Канский. // Там же, С. 357-361.

Подписано в печать Х-.09' Ар?! Зак. Тир. Пл. ■/,& Полиграфический центр МЭИ (ТУ) Красноказарменная ул., д. 13

Введение

1. Литературный обзор

2. Совершенствование математической модели

2.1. Коэффициенты скорости при прошивке заготовок

2.1.1. Геометрические соотношения координатных систем заготовки и валка

2.1.2. Распределение коэффициентов скорости по длине

2.1.3. Аналитическое определение коэффициентов скорости

2.2. Проверка условия постоянства объемов при циклической деформации

2.2.1. Радиальная деформация

2.2.2. Деформация в осевом направлении

2.2.3. Тангенциальная деформация

2.2.4. Анализ формул для расчета деформаций

3. Экспериментальное исследования на промышленных прошивных станах

3.1. Характеристики исследованных прошивных станов и нормали инструмента

3.2. Экспериментальное определение элементов формоизменения по длине очага деформации

3.2.1. Условия проведения промышленных экспериментов

3.2.2. Обработка экспериментальных данных

3.2.3. Оценка точности экспериментальных и расчетных сечений

3.3. Сравнение расчетных и экспериментальных данных при измерении коэффициентов скорости

4. Исследование процессов прошивки заготовок в станах разного 65 конструктивного исполнения на математической модели

4.1. Проверка условия постоянства объема при прошивке заготовок

4.2. Кинематические особенности в станах разных типов

4.2.1. Распределение коэффициента тангенциальной скорости по контактной поверхности очага деформации

4.2.2. Влияние учета кинематических особенностей при расчете количества шагов на примере режимов на «подьем-посад»

4.3. Получение труб большого диаметра на «подьем-посад» на станах с разным углом раскатки

4.4. Особенности конечного и циклического формоизменения на прошивных станах России и Украины

4.5. Сравнение прошивных станов ОАО «ПНТЗ» по параметрам циклического формоизменения

5. Разработка практических рекомендаций

5.1. Сравнение действующего и проектируемого прошивных станов трубопрокатного агрегата ЧТПЗ с пилигримовым станом

5.2. Сравнение действующих и проектируемого прошивных станов для получение «больших труб» на заводах России и Казахстана

5.2.1. Сравнение заводских режимов для получения «массовых» размеров труб

5.2.2. Сравнение на «модельных» режимах с одинаковым углом 94 подачи

5.2.3. Рекомендации по совершенствованию режимов прошивки

5.3. Рекомендации по использованию станов разных типов при работе на «подьем-посад»

5.4. Рекомендации по улучшению режимов прошивки на агрегате 159-426В олжского трубного завода

Прошивка заготовок является основной и ответственной операцией при производстве бесшовных горячекатаных труб. Большинство прошивных станов имеют бочковидные валки. В первой половине прошлого века появились станы с консольно-расположенными грибовидными и дисковыми валками. В настоящее время станы с дисковыми валками демонтированы. В 1972 году в Челябинске (Осадчий В. Я. [1] , Тартаковский И. К. [2]) запущен первый стан с грибовидными двухопорными валками с индивидуальным приводом. Подобные станы в 1973 году установлены на заводе в Днепропетровске и Синарском трубном заводе (Каменск-Уральский). Все станы конструкции ЭЗТМ.

В шестидесятых годах на Первоуральском Новотрубном заводе (ПНТЗ) установлен прошивной стан с чашевидными валками (Потапов И. Н., Финагин П. М.) в составе трубопрокатного агрегата (ТПА) с непрерывным раскатным станом [3, 4] и изготовлен полупромышленный стан в МИСиС.

Несмотря на одинаковую форму раствора валков [5, 6] процесс формоизменения по длине очага деформации в станах с разным типом валков проходит неодинаково. В работе Фомичева И. А. [5] при построении обобщенного очага деформации не учтены прошивные станы с чашевидными валками. В работе Матвеева Б. Н [6] показаны все существующие конструкции прошивных станов.

При создании прогрессивных технологий производства труб высокого качества из непрерывнолитых заготовок одна из первоочередных задач заключается в разработке оптимальных режимов прошивки и оценки работы станов винтовой прокатки разной конструкции.

Уже в этом веке разными фирмами (ЭЗТМ, SMS-Meer, Daniely) изготовлены грибовидные станы для получения труб больших диаметров. В связи с этим исследование и разработка режимов прошивки заготовок в станах разного конструктивного исполнения является актуальной задачей.

Создание и освоение новых технологий и конструкций станов, оптимизация процессов винтовой прокатки требуют развития отдельных положений теории винтовой прокатки, их экспериментальной проверки и на основе этого новых методов расчета рациональных режимов деформации.

В сопоставимых условиях прошивные станы разных типов сравнивали экспериментально Романцев Б. А. и Марченко К. Л. [7] и расчетами на математической модели Чепурин М. В. [8]. Однако в исследовании [7] было проведено сопоставление станов по энергосиловым условиям, но деформационные аспекты определяли по параметрам конечного формоизменения (ПКФ). Расчет же параметров циклического формоизменения (ПЦФ) [8] проведен без учета различия в термомеханических условий, особенностей пространственного положения осей заготовки и валков, хотя кинематические условия на контактных поверхностях станов с различным типом валков будут отличаться.

Точность расчета ПЦФ зависит от корректности математического описания поперечных сечений. Широко используемая гипотеза, принимающая поперечное сечение в виде эллипса, требовала экспериментального подтверждения [9].

Кроме того нужен был показатель для сравнения режимов прошивки, учитывающий деформационно-кинематические условия (число циклов, накопленную степень деформации сдвига — параметр Одквиста) [9] и термомеханические условия (температуру, степень и скорость деформации [10]).

В связи с изложенным проведение предлагаемого исследования являлось актуальной задачей.

Кроме научного руководителя автор выражает благодарность кандидатам технических наук: доценту Меркулову Д. В., который в качестве научного консультанта руководил теоретическими и экспериментальными исследованиями; ассистенту кафедры технологии металлов МЭИ Чепурину М. В. за проведение расчетов на математической модели; Клемперту Е. Д. за помощь при проведение промышленных экспериментов в условиях ОАО «ПНТЗ».

1. Литературный обзор

При рассмотрении особенностей кинематики винтовой прокатки важнейшее значение имеют коэффициенты скорости и их изменение по длине очага деформации. В технической литературе имеются экспериментальные данные Пляцковского О. А. [11] и Потапова И. Н. [3] по распределению коэффициентов осевой и тангенциальной скорости

Если хронологически данные работы [11] дали первое представление об изменении этих коэффициентов, то в работе [3] получены значения коэффициентов тангенциальной скорости в поперечном сечении прошиваемой.заготовки на входе и выходе при контакте с валком.

Отметим, что экспериментальные данные получены методом керновых отпечатков.

Таким же методом получены данные в исследованиях Мухина Ю. А. [12-16], Кривошеева А. И. [17-19], выполненных на грибовидных станах.

Оригинальные исследования коэффициента тангенциальной скорости для процесса поперечной прокатки сделаны Филевым В. С. [20-22]. Однако автор не учитывает вытяжку в: осевом направлении, а предложенные формулы не подкреплены примерами вычислений.

Широкие исследования грибовидного промышленного прошивного стана выполнены Фролочкиным В. В. [23], Рябченко В. В. [24-27], Могилевкиным Ф. Д. [28-30]. В этих работах авторы определяли коэффициент осевой скорости на выходе гильзы из валков, т.е. точно так же как и в многочисленных исследованиях процесса прошивки в станах с бочковидными валками.

Можно отметить и предложения аналитически рассчитать коэффициенты скорости. Так в работе Ваткина Я. Л. и др. [31] предложено выражение для определения коэффициента осевой скорости на выходе гильзы из валков. Однако это сделано только для бочковидного стана, а коэффициент тангенциальной скорости остался без внимания авторов.

Аналитическое определение коэффициентов тангенциальной скорости г|т рассмотрено Тетериным П. К. [32-34], который отметил другой характер расположения зон опережения и оставания по сравнению с продольной прокаткой. Автор рассмотрел две скоростные схемы: собственную и Емельяненко П. Т. [35]. Для схемы Емельяненко П. Т. характерно расположение зон опережения и отставания аналогичное процессу продольной прокатки.

Подобное рассмотрение этих вопросов для процесса поперечной прокатки проведено в работах [36, 37].

Миленный К. Ф. [38, 39] с использованием поляризационно-оптического, метода (метод оптически чувствительных покрытий) экспериментально получил характер зон аналогичный процессу продольной прокатки. Отметим, что это был процесс поперечной прокатки тонких образцов (плоско-напряженное состояние).

Потапов И. Н. [40] для случая прошивки заготовок в стане с бочковидными валками с использованием силоизмерительных приборов оригинальной конструкции получил обратный порядок зон скольжения.

Рассматривая перемещение точки в очаге деформации Ходак И. 3. [41, 42] сделал попытку определить скорость заготовки в разных направлениях, а следовательно и коэффициенты скорости. Однако в работе отсутствуют примеры расчетов, введенные автором понятия среднеинтегральной и максимальной вытяжек на рассматриваемом участке без достаточных обоснований снижает достоверность предложенных решений.

Особо следует отметить два исследования, выполненные под руководством Романцева Б. А. [7, 43]. Марченко К. Л. [7] провел комплексные исследования процесса прошивки в станах с разным типом валков и экспериментально получил значение коэффициентов скорости для каждого стана на выходе из очага деформации (табл. 1).

Таблица 1

Параметры процесса прошивки заготовок из стали 45 на стане МИСиС-130Д

Угол раскатки р, град. Диаметр оправки ёопр, мм Коэффициент скорости Площадь контактной поверхности металла с валком, см2 осевой т|0 тангенциальной г|т

Угол подачи а = 12 град.

-17 38 0,87 1,08 16,9

46 0,88 1,06 18,6

50 0,93 1,04 20,8

0 38 0,82 0,98 20,3

46 0,82 0,95 23,1

50 0,85 0,93 25,2

17 38 0,71 0,96 20,1

46 0,74 0,95 23,1

50 0,75 0,92 25,4

Угол подачи а = 18 град.

-17 38 0,88 1,04 16,7

46 0,88 1,01 18,4

50 0,91 0,98 21,1

0 38 0,8 0,93 20,4

46 0,8 0,91 22,1

50 0,82 0,9 25,3

17 38 0,73 0,93 17,3

46 0,75 0,92 19,2

50 0,76 0,91 22,4

Алещенко А. С. [43] предложил аналитические выражения для расчета коэффициента осевой скорости на выходе из очага деформации бочковидного стана. Например, для углеродистой стали: А/Ал

Г]0 = -0,63 + С56 + ип°'ш + 0,07£ + 0,037 высоколегированных сталей:

А/А г у А/А

Ч, = -0,71 + м00'289 + ип0'117 + ОД 1+ 0,068

V А/А

Кроме того, им же предложен коэффициент кинематической эффективности процесса в зависимости от коэффициента осевой скорости и вытяжки ц:

Л„ +Лов* Л0(1 + ц)

Лэ„ =■

Данные работ [7, 43] с коэффициентами скорости на выходе из очага деформации могут служить основой при рассмотрении особенностей кинематики по всей длине прошиваемой заготовки.

Особенности же скольжения металла в станах разного конструктивного исполнения в литературе практически отсутствует.

Коэффициенты деформации в большинстве исследований рассмотрены в общем виде [44-46], т.е. оговорены три коэффициента продольной, радиальной и тангенциальной деформации без каких либо численных значений. Приводимые графики [44, 45] только качественно- отражают процесс.

В указанных работах не отражены особенности циклического формоизменения. Кроме того, попытки [44, 45] представить взаимосвязь коэффициентов в виде качественной гиперболы деформации по Павлову И. М. [47] не учитывает особенности деформации полых тел, что показано в работе [48].

Значительно интереснее исследования Фомичева И. А. [5], который отметил особенности двух участков: безоправочной прокатки и раскатки на оправке. В этой работе приведены и результаты промышленных экспериментов на прошивных станах с бочковидными, дисковыми и грибовидными валками. Автором получено изменение коэффициентов и площади поперечного сечения по длине очага деформации указанных станов.

Достоинством работы [5] является полученные автором данные о распределении обжатия по стенке на каждом из двух участков (табл. 2). К ограничениям работы [5] можно отнести:

- отсутствие числовых значений по оси абсцисс, кроме частного случая (рис. 1) и рекомендаций по методике расчета коэффициентов деформации пригодной для использования на математической модели;

- проведение замеров на темплетах без учета распределения шагов подачи по длине очага деформации.

Таблица 2

Доля обжатия по стенке на I и II участках

Тип стана Диаметр заготовки, Удельное значение величины Бо/Б, % мм на 1-м участке очага на И-м участке очага

Валковый — для пилигримовой 275 26 74 установки

Валковый — для автоматической 180 10 90 установки

Дисковый с грибовидными валками 90 80 7,5 3,5 92;5 96,5

Примечание. Высокие удельные значения деформаций на первом- участке при прокатке слитка обьясняются наличием полости перед носком оправки.

- н

3 р/р

2 - •- —

1 .

1

Б (I

160

80 - р - - г! - с

0 ¡Ь

30 -- - - -- Б,

20 - -

10

0 —г -

1 2 3 4 5 6 7 8 9 --------------—

Рис. 1 Изменение основных характеристик деформации заготовки-гильзы по длине очага деформации

Особенности циклического деформирования, характерного для винтовой прокатки, требуют расчета, коэффициентов деформации на каждом шаге подачи. Как будет показано в главе 2, нужно рассматривать два соседних объема подачи, определять коэффициенты деформации и проверять выполнимость условия постоянства объема.

Подробнее выполнимость условия постоянства объема рассмотрена в работе [49].

Для расчета параметров циклического формоизменения в разных станах кроме учета рассмотренных особенностей кинематики процесса и определения коэффициентов деформации необходимо принять гипотезу о форме поперечного сечения заготовки-гильзы. В технической литературе для аналитического описания предложено использовать эллипс [9 и др.] или спираль Архимеда [5, 50, 51].

При всем удобстве подобных подходов необходимо экспериментально проверить правомерность принятых допущений и гипотез.

К сожалению в работе [5] в больших экспериментальных исследованиях этот вопрос не нашел своего отражения. Поэтому необходимо провести специальные эксперименты.

В прошивном стане нужно затормозить заготовку при установившемся режиме прошивки, разрезать на темплеты, произвести обмеры и оценить точность принимаемых гипотез по форме поперечного сечения.

При использовании формы поперечного сечения в виде эллипса можно принять за основу анализ, содержащийся в работах [52-54].

В феноменологической теории деформируемости без разрушения Колмогорова В. Л. [55, 56, 57] рассмотрено влияние разных факторов на трещиноватость:

В формуле (1) три сомножителя: первый из них Е учитывает влияние наследственных факторов и меняется от нуля до единицы; сомножитель В(т) учитывает немонотонность деформации, меняется также от нуля до единицы; а сомножитель, представляющий собой дробь (интеграл от Н<1/т это накопленная степень деформации сдвига в рассматриваемом процессе, Ар -накопленная степень деформации при разрушении в зависимости от коэффициента жесткости кж схемы напряженного состояния, который меняется во времени). Впоследствии Колмогоров В. Л. отказался от сомножителя Е и осталось два сомножителя. В работе [58] было показано,

1) что выдержать постоянными условия исследуемого и модельного процесса, при котором получено значение Ар возможно только теоретически, как правило, условия не будут совпадать. Если кривая на диаграмме пластичности получена при одной скорости, то в течение процесса прошивки скорость деформации меняется в довольно широких пределах. В этой связи в работе [58] было предложено ввести коэффициент несоответствия, который учитывает разницу в условиях. Для расчета коэффициента несоответствия было предложено взять структурно чувствительное свойство -сопротивление деформации а5.

Я(т)

К лД^Лт)

Далее в работе [59] было показано как изменяется коэффициент жесткости в осевой зоне деформируемой до носка оправки заготовки и эта позиция была подкреплена и рекомендована к применению. Впоследствии при широком использовании параметра Одквиста или накопленной степени деформации сдвига Л для сравнения режимов и процессов, было отмечено, что параметр Одквиста учитывает только кинематические и деформационные параметры, термомеханические параметры он не учитывает. Для учета термомеханических параметров было взято сопротивление деформации []а5, которое зависит от температуры, степени и скорости деформации. Произведение а5*Л в одном процессе деленное на такое же произведение в другом сопоставляемом процессе или режиме было предложено называть коэффициентом сравнения кср [10]. С использованием этого показателя для различных случаев деформации было проведено сравнение режимов и прошивных станов.

Знание а5 в свою очередь имеет свои особенности. В технической литературе имеется справочник [60], в котором приведены кривые изменения а5 в зависимости от температуры, скорости и степени деформации. В литературе также предложен целый ряд формул. Все формулы для расчета сопротивления деформации приводятся к одному виду: базовое напряжение для температуры 1000 °С для данной марки стали на какой-то постоянный коэффициент и три коэффициента для температуры, степени и скорости деформации. В литературе известно подходы это Андреюка Л. В. [61], Зюзина В. И. [62, 63] и формула, предложенная Хайдуком М. и приведенная в справочнике Хензеля А. [64]:

05 = 0м-Аге-т>-г-А2-Е»*-Л3-ет1, (2) где Аь А2, Аз, Шь т2, тз — коэффициенты, учитывающие свойства материалов и влияние температуры Т, степени в и скорости в деформации на каждом шаге подачи; ст50- сопротивление деформации при Т = 1000°С, в = 0,1 и в= 1 с"1, полученное экспериментально.

Обобщение указанных формул сделано Клименко П. Л. [65-67], который подтвердил структуру имеющихся формул и предложил некоторые изменения по учету параметров очага деформации.

Проведенные расчеты а5 и сравнение формул различных авторов с данными справочника [60], позволили установить области применимости этих формул, так как погрешность у них разная. Это объясняется тем, что каждая предложенная формула справедлива и более точная для экспериментальных данных автора, предложившего формулу. В широком распространении лучшие показатели получены при использовании формулы Зюзина В. И.[63]. Знание сопротивления деформации важно не только для вычисления коэффициента сравнения, но и как показали исследования аспиранта Медведева Е. К., для определения работы.

Для расчета напряжения деформации р берется произведения показателя п предложенного Целиковым А. И., и умножается на а5. Показатель п зависит от параметров очага деформации. В последнее время опубликованы исследования Дрозда В. Г. [68], который представил обобщенную кривую зависимости п от параметров очага деформации (рис. 2). Процесс прошивки заготовок можно представить таким образом, что до носка оправки берется отношение ширины контактной поверхности к среднему диаметру деформируемой заготовки, а после носка оправки берется традиционный показатель /дЛ^р. Подобные расчеты были сделаны и получены очень хорошие зависимости коэффициента п по всей длине очага деформации прошивного стана, з

2,5 н х ш ^

Г 2

-8--& со о 1,5

V

1 ч

N - г -

0,5 1

4,5

1,5 2 2,5 3 3,5 4 Параметр очага деформации /д///ср Рис. 2. Зависимость коэффициента пег от параметра очага деформации [68]

Для определения положения носка оправки в очаге деформации в зависимости от обжатия в пережиме для получения гильзы заданного размера Глейбергом А. 3. [69] была предложена формула (рис. 3): с = /„ - 0,5к - (о,5йопр + ¿7 - 0,5ъ)

3) где /0 - длина оправки, к - длина цилиндрического участка валка, ¿/01ф — диаметр оправки, 5У — толщина стенки- гильзы, ф2 - угол конусности валка на участке раскатки.

Валок

Оправка

Рис. 3. Очаг деформации прошивного стана

Впоследствии это нашло отражения в известной монографии [70]. В учебной литературе эти формулы приняты для расчета настройки [71-73]. Расстояния между валками Ь и выдвижение носка оправки за пережим с очень сильно влияют на качество получаемых гильз. В работе японских исследователей [74] приведена диаграмма взаимного влияния расстояний Ь и с и показано возможные дефекты, возникающие при данных настройках в процессе прошивки (рис. 4). Однако предложенная диаграмма носит качественный характер, поскольку по ее осям отсутствуют какие либо численные значения. Естественно, что расстояние между валками зависит от диаметра заготовки и поэтому в абсолютных величинах диаграммы, предложенные в работе [74], не могут быть использованы. Я

Рост разностенностн гильз

Внутретме трещины

Пробуксовка переднего конца

ХЛ>„=0.4

ХЛ)3=0.6

Расстояние между валками Ь

6 8 Число циклов N

Рис. 4. Схема взаимного влияния положения валков и оправки на процесс прошивки [74] (а) и влияние числа единичных обжатий до носка оправки (б) на пластичность 5 (кривые 1 и 2) и дополнительные угловые сдвиги у (кривые 3 и 4) при коэффициенте вытяжки [1 = 2 (кривые 1 и3)иц = 3,5 (кривые 2 и 4) В работе Меркулова Д. В. [75] предложено использовать относительные величины обжатий перед носком оправки щ ив пережиме валков и1Л. В этом случае можно наносить режимы и учитывать влияние размерных факторов. Положение носка оправки с определяет появление дефектов, японскими исследователями выражено в виде показателя ХЮ^ расстояние от входа заготовки в валки до носка оправки, отнесенное к диаметру заготовки. Чем больше это отношение, тем больше вероятность появления поверхностных дефектов (рис. 5). 100 " а s 5 и s

X ÍE аз С i> r PC

SO

60

40

20

03

0.4

0.8

0.9

0.5 0.6. 0.7

Отношение Х/03

Рис. 5 Влияние отношения Х/Т)з на количество внутренних трещин [74] Для того чтобы определить настройку, одновременно учитывающую в явном виде обжатия перед носком оправки и в пережиме валков и японский показатель ХШ3 были предложены формулы [76, 77] для получения положения носка оправки: c = l0-0,5k-(0,5donp+Sr)+^

1-м,

- + 2 X tg(p2 2tS(P\ D з У

Указанная методология позволила получить обоснованные факторные плоскости (рис. 6), отражающие условия процесса и учитывающая влияния обжатий перед носком оправки и в пережиме валков и отношение [78, 79].

Так же был предложен алгоритм перенастройки для получения требуемых параметров конечного формоизменения [79], учитывающий размеры заготовки гильзы, размеры и взаимное положение инструмента в очаге деформации (рис. 7).

Обжатие в пережиме валков ип Обжатие в пережиме валков ип

Рис. 6. Схема расположения заводских режимов прошивки заготовок из коррозионностойких сталей для ТПА140-1 (а) и 220 (б) ОАО «ПНТЗ» на факторной плоскости иП-иО при значенияхХ/ВЗ < 0,5 (■), ХЮЗ = 0,5-0,6 (•), ХЮЗ > 0,6 (▲): 1 - область существующих режимов; 2 — область режимов с рекомендованными в работе [70] значениями ХЮЗ =0,5-0,6; 3 - область рекомендуемых в литературе [74] режимов; 4 область оптимальных режимов (заштрихована)

Исходные данные: DTOx STO, характеристика ТПА, калибровка валков

Рис. 7. Структорно-логическая схема для перенастройки прошивного стана в зависимости от технологических задач

Подьем-посад» оценивают обычно отношением диаметра заготовки к диаметру гильзы 03/ПГ. Впервые довольно подробно рассмотрено это отношение как один из факторов интенсификации в докторской диссертации [80] и монографии [81] Финилыптейна Я. С.

Интересные рекомендации приведены в монографии [81], где авторы рассматривают процесс прошивки с точки зрения интенсификации процесса. Авторы выделили пять групп факторов (табл. 3), из которых перечислены только те, что рассматриваются в представленной работе. Отметим, что авторы работы [81] рассматривают процесс с точки зрения только кинематической интенсификации, оцениваемой в основном коэффициентом осевой скорости на выходе гильзы из валков (см. стр. 154 [81]). О том, что происходит внутри очага деформации при варьировании параметра любой группы авторы ничего не говорят.

Таблица 3

Классификация направлений интенсификации процесса прошивки

Изменяемый параметр Применяемые значения Принимаемые стандартные значения Возможный коэффициент интенсификации

Соотношение диаметров заготовки и гильзы 0,8-1,2 1,0 1,2

Окружная скорость валков, м/с 2,8-4,5 3,5 1,3

Угол подачи, град. 4-16 8,0 1,9

Обжатие перед носком оправки, % 5-10 5,0 1,2

Степень овальности 1,08-1,16 1,1 1,15

Коэффициент вытяжки 2-4,5 3,0 1,3

Угол входного конуса очага деформации, град. 1-7 3,0 1,05

Угол выходного конуса очага деформации, град. 1-7 3,0 1,05

Угол раскатки, град. ±30 0 1,3

При всех достоинствах анализа и предложений по интенсификации некоторые положения приводят к ухудшению качества. Например, рекомендуемое увеличение диаметра заготовки Дз [81, 82] расходится с положением Ваткина Я. Л. И Бибика Г. А. [83], Клемперта Е. Д. [84] и др. Увеличение обжатия перед носком оправки и коэффициента овализации также вызывает снижение качества.

Также дискуссионным являются кривые [81] на рис.: 91, а; 93; 108. При рассмотрении типов станов авторы работы [81] не учитывают влияние разных углов меридионального сечения по валку со и заготовке \|/.

В целом выводы работ [80, 81] оценивают процесс по параметрам конечного формоизменения, не затрагивая особенностей циклических обжатий при каждом шаге подачи.

Практически «подъем» получен в работе Лубе И. И. [85]. Вопрос «подъёма» довольно интересный, сначала заготовка в очаге деформации на участке обжатия уменьшается ее диаметр до пережима, потом на участке раскатки происходит ее подъем. В диссертациях и работах Лубе И. И. и Алещенко А. С. [43, 85-87} это рассмотрено с точки зрения практического результата.

Теоретически вопрос «подъёма» рассмотрен в работах Чикалова С. Г с соавторами [88, 89], в которых были рассмотрены сортаментные возможности стана и численно приведены коэффициенты расширения. Это было вызвано необходимостью рассмотреть, как из непрерывнолитой заготовки 430 мм получать трубы большего диаметра на действующем и проектируемом прошивном стане ЧТПЗ.

Вопрос «посада» не менее интересен, здесь возможно несколько подходов. Один из оригинальных подходов был рассмотрен в диссертации Марченко К. Л. [7], в которой предложено давать большие обжатия (до 23 % и более) в пережиме валков ип. Естественно, чтобы оставить обжатие перед носком щ на приемлемом уровне по условиям захвата, необходимо было заметно удлинить оправку. Без удлинения оправки добиться большого «посада» невозможно.

Оригинальный метод был предложен в статье работников Северского завода Толмачева В. С. и др. [90]. Которые предложили располагать оправку в конусе прошивки, а в конусе раскатки не делать никакого «подьема». Тогда даже при меньшем обжатии в пережиме ип можно добиться «посада». В последнее время на Северском заводе на прошивном стане с пилигримовой установкой произвели повышение диаметра с 360 на 400 мм [90].

Проектом прошивного стана с грибовидными валками на Севереском трубном заводе предусмотрено получение гильз для изготовления труб 0219 и 0245 мм из непрерывнолитой заготовки (HJI3) 0360 мм, а для труб 0273 и 0325 мм — из HJ13 0400 мм, т.е. выдерживание принципа работы стана «на подъём», когда диаметр гильзы больше диаметра НЛЗ. [90].

Однако очаг деформации при прошивке HJ13 в гильзу имеет зону осадки, в1 конце которой диаметр заготовки уменьшается на величину до 20%. То есть, в случае окончания- процесса прошивки в пережиме валков, имеется возможность получения гильзы диаметром меньше диаметра заготовки:

Основываясь на сказанном, специалисты научно-исследовательского центра завода предложили прошивку гильз для труб всех размеров производить из HJI3 0400 мм. Применение исходной заготовки большего диаметра приведет к росту коэффициента вытяжки, в нашем случае ц — 1,8 до -2,1, что не является запредельной величиной для прошивных станов. Но «. определение величины деформации металла в процессе прошивки обычным способом (отношением площади поперечного сечения заготовки к площади поперечного сечения гильзы), т.е. вытяжкой производить не следует, т.к. это приводит к очень грубым ошибкам» [91].

Физический смысл этого становится понятным из рассмотрения схем очага деформации при прошивке гильзы для труб 0219 мм из НЛЗ 0400 мм и из 0360 мм (рис.8).

Из рис. 8, а видим, что в зоне I происходит уменьшение размеров заготовки, а в зоне II - их увеличение. Таким образом, в этих зонах осуществляется "излишняя" деформация (на рис. 8, а в виде особо отмеченной области). В случае, изображенном на рис. 8, б, зона "излишней" деформации отсутствует. б

Рис. 8. Очаг деформации при прошивке при НЛЗ 0360 (а) и 0400 (б)

Поэтому, при прокате гильзы для трубы 0219мм из НЛЗ 0400 мм общая деформация меньше, чем из НЛЗ 0360 мм, так как в этом случае отсутствует зона "излишней" деформации.

На основании проведенного анализа приняли решение об опытно-промышленном, а затем и промышленном производстве трубы 0219 мм из НЛЗ 0400 мм. Практика подтвердила правильность принятых решений. Так, токовая нагрузка главных приводов прошивного стана при прошивке гильз для труб 0219 мм из НЛЗ 0360 мм составляет, в среднем, 5,7 кА, а из НЛЗ 0400 мм - 5, 6 к А.

Внедрение изменённой технологии прошивки гильз из НЛЗ 0400 мм для производства труб всего сортамента позволило получить годовой экономический эффект более 8 млн. руб. за счет сокращения перевалок и времени настройки машины непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) в электросталеплавильном цехе и прошивного стана в трубопрокатном цехе завода, а также снижения расхода сменного оборудования. С точки зрения производительности данная мера понятна и обоснована, но необходимо учитывать и необходимость проработки литой структуры. Эти вопросы для Северского завода не рассмотрены.

Принципиальный вопрос получение гильзы на «посад» рассмотрен в работах Галкина С. П. [92] при прокатке сплошных профилей, где показано что в трехвалковом стане с чашевидными валками можно добиваться значительного обжатия по диаметру, т.е. «посада», но там три валка. Стоит отметить:

1. Во всех перечисленных работах не было оценки и рассмотрения истории деформирования с определением параметров циклического формоизменения.

2. Не рассматривался вопрос по сравнению станов разной конструкции при работе на «подъем» и «посад».

В связи с этим работа прошивного стана на «подъем» и «посад» требует специального исследования.

Какой брать диаметр заготовки при прошивке? Максимально возможный или наоборот. В первой из работ в 1954 г. Слесарчик С. Д. и Финкильштейн Я. С. [82] показали, что для увеличения производительности нужно брать диаметр заготовки больше. Это очевидно: чем больше диаметр заготовки, тем больше производительность.

Анализируя качество получаемых гильз или труб методом больших статистических выборок готовой продукции, Ваткин Я. Л. и Бибик Г. А. [83] показали; что для улучшения качества*нужно диаметр заготовки уменьшать.

В работе Клемперта Е. Д. и др. [84] показано, что чем меньше диаметр заготовки, тем меньше число циклов до носка оправки. При различных диаметрах заготовок рассмотрено получение труб и приведены данные разбраковки, которые подтвердили данное предположение.

Снижение диаметра заготовки позволяет повысить качество получаемой гильзы. Если нет ограничений по производительности, которые требуют увеличивать диаметр заготовки, необходимо для повышения качества диаметр заготовки снижать.

Непрерывнолитые заготовки последние годы все чаще используются для изготовления труб из углеродистых сталей. Необходимо отметить, что первая машина непрерывного литья заготовок (МНЛЗ) в Советском союзе установлена в г. Рустави в 1965 г. на которой получали не круглые заготовки при разливке, а заготовки прямоугольного сечения, которые деформировали на непрерывном заготовочном стане, получая трубные круглые заготовки. В этой связи можно сказать так, что эти заготовки, полученые непрерывной разливкой и прокаткой на сортовом стане, являются заготовками с предварительной деформацией, но с остатками литой структуры. Точно также и на-заводе в Старом Осколе получали на МНЛЗ заготовку 330x380 мм и перекатывали' в круглую заготовку на крупносортном стане до диаметра 150-160 мм. В итоге получают круглую заготовку с частично раздробленной литой структурой, т.е. с остатками литой структуры. Вопрос устранения литой структуры это отдельный вопрос, который представляет интерес. Интересны данные, которые были получены в 1974 г. Жаворонковым В. А. с сотрудниками [93]. Было показано, что при деформации сплошной заготовки при вытяжке четыре в трехвалковом стане литая структура отсутствует.

Вопрос качества непрерывнолитых заготовок рассмотрен в монографии Генкина В. И. и др. в 1984 г. [94]. Затем начались испытания непрерывнолитых заготовок на Руставском металлургическом заводе, отраженные в работах Жордания И. С. и сотрудников [95, 96], которые показали применимость непрерывнолитых заготовок для получения труб.

Большие эксперименты были проведены на Волжском трубном заводе, когда из непрерывнолитых заготовок получали трубы [97-100].

Вопрос изменения структуры в двухвалковом прошивном стане, рассмотрен при деформации непрерывнолитой заготовок в диссертациях Зимина В. Я. [101], Романенко В. П. [102] и Никулина А. Н. [103].

Деформация непрерывнолитых заготовок в трехвалковом стане винтовой прокатки кроме Жаворонкова В. А. в последние годы осуществлен на Синарском трубном заводе [104, 105], где в линии трубопрокатного агрегата установили трехвалковый обжимной стан, который непрерывнолитую заготовку диаметром 156 мм деформирует в заготовку диаметром 120 мм и она уже идет на прошивной стан.

Для заготовок из высоколегированных сталей имеются свои особенности, поэтому настройка прошивного стана для деформации углеродистых и высоколегированных сталей существенно отличается. Как показал Дзугутов М. Я. [106], высоколегированные стали обладают различными видами пониженной пластичности. Вопрос изменения структуры стали аустенитного класса (коррозионностойкой стали 12Х18Н10Т) исследован Голубчиком Р. М. и Кротовой Н. А. [107-109]. Но вопрос детальной настройки прошивного стана, настройки стана с оценкой изменения параметров циклического формоизменения проведено не было. Только в последние годы уже в этом веке в работах Меркулова Д. В., Чепурина М. В., Титовой С. В. [75, 8, 77] были проведены подобные расчеты и показаны особенности циклического формоизменения высоколегированных и углеродистых сталей. Поведение углеродистых и высоколегированных сталей при прошивке заготовок в. станах различного конструктивного исполнения так же не было рассмотрено подробно. В связи с этим это также предстоит сделать.

На основании литературного обзора можно сделать следующие выводы:

1. Отсутствуют решения для расчета коэффициентов тангенциальной скорости при прошивке в станах разного конструктивного исполнения, что затрудняет использование методов математического моделирования при сопоставление этих станов.

2. В связи со сложным циклическим формоизменением прошиваемой заготовки при расчетах деформаций необходимо проводить проверку выполнимости условия постоянства объема при расчетах коэффициентов деформации при каждом единичном обжатии.

3. Адекватность принимаемых основных гипотез математической модели требует экспериментальной проверки.

4. При рассмотрении случаев работы прошивных станов на «подьем» и «посад» не учтены особенности циклического формоизменения. Предлагаемые в литературе практические рекомендации не всегда учитывают различные термомеханические условия сопоставляемых станов или режимов.

В связи с этим целью настоящей работы является совершенствование и разработка режимов) прошивки непрерывнолитых заготовок для получения горячекатаных труб с привлечением математического моделирования, результатов- экспериментальных исследований и анализа распределения параметров циклического формоизменения по длине очага деформации.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

- выявить кинематические особенности разных конструктивных схем прошивных станов и на базе этого провести совершенствование математической модели процесса прошивки для определения параметров циклического формоизменения по длине очага деформации;

- обобщить методику расчета коэффициентов деформации проверкой условии постоянства объема;

- оценить адекватность математической модели при сравнении с экспериментальными данными;

- установить особенности работы станов на «подъем» и «посад», оценить проработку структуры;

- использовать коэффициент сравнения станов или режимов и разработать рекомендации для совершенствования режимов прошивки заготовок.

Основные выводы

1. Представление геометрии и кинематики процесса винтовой прокатки через параметры скрещивания осей валков и заготовки позволило получить для станов разного конструктивного исполнения значения направляющих косинусов и скоростей заготовки в тангенциальном направлении, которые используются при анализе процесса винтовой прокатки, и в направление окружной скорости валка, как принято в продольной прокатке. Аналитические выражения получены в удобной для использования при математическом моделировании.

2. Рассмотрены особенности аналитического определения коэффициентов деформации в радиальном, осевом и тангенциальном направлениях.

3. Систематизированы, десять промышленных прошивных станов по типу валков, материалу и размерам исходных заготовок и получаемых гильз.

4. Проведены и обработаны результаты экспериментов на трех прошивных станах трубопрокатных агрегатах ОАО «ПНТЗ».

5. Проведено сравнение экспериментальных и расчетных данных по форме поперечного сечения. Дана оценка точности аналитического описания, поперечных сечений с использованием спирали Архимеда (по Фомичеву И*. А.) и эллипса. Установлено, что ошибка при аналитическом описании формы поперечного сечения и расчета числа циклов и накопленной степени деформации сдвига (параметр Одквиста) не превышает 1,5-3%.

6. Выполнены расчеты распределения коэффициентов скорости по контактной поверхности очага деформации для станов разного конструктивного исполнения. Построены изолинии коэффициентов тангенциальной скорости и скорости в направлении вращения валка по всей ширине контактной поверхности заготовки-гильзы с валками.

7. Сделано сравнение и оценка расчетов коэффициентов скорости без учета меридиональных углов и полученных по аналитическим выражениям через параметры скрещивания.

8. Рассмотрена возможность получения бесшовных труб большего диаметра из непрерывнолитых заготовок диаметром 430 мм на прошивных станах ОАО «ЧТПЗ». Показано влияние калибровки входного и выходного конуса валков на повышение диаметра получаемых гильз. Проведено сравнение сортаментных возможностей действующего и проектируемого прошивных станов ОАО «ЧТПЗ» по параметрам конечного и циклического формоизменения. Выявлено влияние калибровки валков и оправок на накопленную степень деформации сдвига.

9. Проведено сравнение четырех современных промышленных прошивных станов для, производства труб» большого диаметра на заводских режимах, используемых для получения «массовых» размеров труб и на «выровненном» режиме с одинаковыми для всех четырех станов- размерами» заготовки-гильзы. Выявлено, что на стане Северского завода на сравниваемых режимах наблюдается оптимальная проработка' структуры по длине очага деформации и, возможно, будет наблюдаться минимальное количество дефектов. Предложены рекомендации по перенастройке станов- с целью уменьшения количества циклов перед носком оправки и увеличения числа- шагов по итогу для повышения проработки структуры непрерывнолитых заготовок из углеродистых сталей.

10.Разработаны рекомендации по использованию прошивных станов разных типов при прошивке на «подъем» и «посад». Выявлены существующие резервы для получения на промышленных станах гильз большого диаметра.

11.При использовании теории трешиноватости, через коэффициент сравнения провели сравнение режимов прошивки на «малых» станах, и предложены методы совершенствования режимов прокатки.

12. Для прошивного стана Волжского трубного завода предложены методы перенастройки режимов по параметрам конечного и циклического формоизменения.

1. Осадчий В. Я. Исследование и совершенствование процесса поперечно-винтовой прокатки (докторская диссертация). Ленинград, 1967.

2. Тартаковский И. К. Развитие и создание нового поколения высокопроизводительных и надежных станов для производства горячекатаных бесшовных труб. Москва, 2009 (докторская диссертация).

3. Потапов И. Н., Полухин П. И. Технология винтовой прокатки (2-е издание). -М.: «Металлургия», 1990. — 344 с.

4. Финагин П. М., Потапов И. Н., Терентьев Д. В. Авт. Свид. 266701. -«Открытия, изобретения, пром. Образцы, тов. знаки», 1970, № 7, с. 14.

5. Фомичев И. А. Косая прокатка. Харьков, Металлургиздат, 1963. — 262 с.

6. Матвеев Б. Н. Горячая прокатка труб. Учебное пособие. —М. «Интермет Инжиниринг», 2000, с. 142.

7. Марченко К. JI. Интенсификация процесса прошивки непрерывнолитых заготовок с целью повышения качества труб, (кандидатская диссертация). Москва, 2007.

8. Чепурин М. В. Особенности циклического формоизменения при прошивке заготовок в косовалковых станах разных типов с учетом положения направляющего инструмента в очаге деформации, (кандидатская диссертация). Москва, 2004.

9. Golubchik R. М., Lebedev А. V. New methods piercing mills setting relaring to the cyclic forming of hollows. History and future of seemless steel tubes (7-th International Conference)/ Karlovy Vary, 1990, November, p. 1/8-17.

10. Ю.Голубчик P. M., Шелест A. E., Меркулов Д. В. О показателе качества процесса формоизменения при обработке металлов давлением. Металлы, № 1, 2009, с. 21-24.1.i t11 .Пляцковский О. А. Исследования скольжения в станах косой прокатки.

11. Бюлл. ЦИИНЧМ, 1950, № 17, с. 11-15. 12.Мухин Ю. А. Исследование процесса прошивки на грибовидномстане. Москва, 1968 (кандидатская диссертация). 1Э.Осадчий В. Я., Мухин Ю. А., Гетия И. Г., Фролочкин В. В., Просвиров

12. A. П., Сугаков В. И., Кугаевский Н. В. Экспериментальное исследование процесса прокатки на грибовидном прошивном стане. Известия вузов, черная металлургия, 1969, вып. 9, с. 91-95.

13. Н.Осадчий В. Я., Гетия И. Г., Левшунов М. А., Мухин Ю. А., Фролочкин

14. Фролочкин В. В. Исследование и разработка технологического процесса производства труб на установке 140 ЧТПЗ. Москва, 1972 (кандидатская диссертация).

15. Могилевкин Ф. Д. Исследование и совершенствование производства труб на автоматической установке 140 ЧТПЗ. Москва, 1970 (кандидатская диссертация).

16. Быков Ф. М. Кузнецов Э. М., Могилевкин Ф. Д. Особенности геометрии очага деформации грибовидных прошивных станов. Производство сварных и бесшовных труб. —М.: Металлургия, вып. 1.1964. с. 80-85.

17. Ваткин Я. Л., Ханин М. И., Голубчик Р. М., Кирвалидзе Н.С. Расчет осевого скольжения при прошивке в косовалковом стане. Известия вузов, Черная металлургия, 1967, с. 91-94.

18. Тетерин П. К. Вопросы теории косой прокатки. Москва, 1958 (докторская диссертация).

19. Тетерин П. К. Теория поперечно-винтовой прокатки. (2-е издание). -М.: "Металлургия", 1983. 270 с.

20. Тетерин П. К. В сб. «Прокатное и трубопрокатное производство» (ЦНИИЧМ), вып. 16. Металлургиздат, 1959, с. 162-180.

21. Емельяненко П. Т. Теория косой и пилигримовой прокатки. —М.: Металлургиздат, 1949. 491 с.

22. Голубчик Р. М., Полухин П. И., Миленный К. Ф. Скольжение металла при поперечной прокатке. Пластическая деформация металлов и сплавов. Сб. трудов МИСиС, вып. ХЬУП, М. "Металлургия", 1968, с. 27-30.

23. Миленный К. Ф. Исследование кинематики, контактных напряжений и напряженного состояния при поперечной прокатке. Москва, 1968 (кандидатская диссертация).

24. Голубчик Р. М., Полухин П. И., Матвеев Ю. М., Воронцов В. К., Зайончик JT. И. Исследование процессов производства труб. Металлургия, 1970, с. 328.

25. Потапов И. Н. Исследование скоростных и силовых условий процесса поперечно-винтовой прокатки. Москва, 1965 (кандидатская диссертация).

26. Ходак И. 3. Разработка установки, исследование и внедрение процесса прошивки с -осевым подпором заготовки. Челябинск, 1969 (кандидатская диссертация).

27. Финкелыитейн Я. С., Ходак И. 3. Скоростные условия в очаге деформации при поперечно-винтовой прокатке. Производство сварных и бесшовных труб. —М.: Металлургия, вып. 7. 1967. с. 120-127.

28. Алещенко А. С. Исследование и разработка методики проектирования технологического инструмента станов винтовой прокатки гильз и труб. Москва, 2010 (кандидатская диссертация).

29. Чекмарев А. П., Ваткин Я. Д., Ханин М. И., Биба В. И., Кирвалидзе Н. С. Прошивка в косовалковых станах. -М.: «Металлургия», 1967.-240 с.

30. Друян В. М., Чукмасов А. С., Гуляев Ю. Г. Теория и технология трубного производства. -Днепропетровск, изд. Днепр -ВАЛ., 2000.-574 с.

31. Смирнов B.C. Теория прокатки. М.: Металлургия, 1967. 460 с.

32. Павлов И.М. Теория прокатки. — М.: Металлургиздат, 1950, — 610 с.

33. Голубчик P.M., Шелест А.Е., Меркулов Д.В. Использование методологии И. М. Павлова при анализе формоизменения полых заготовок. Труды конференции, посвященной 100-летию со дня рождения академика И. М. Павлова. -М.: МИСиС, 2002, с. 21-22.

34. Шелест А. Е., Ефименко С. П. Выбор эффективного показателя для оценки формоизменения при обработке металлов давлением. Металлы, 1996, №2, с. 28-33.

35. Чикалов С. Г. Теоретические основы, исследование, разработка и внедрение высокоэффективных технологий производства бесшовных труб с использованием непрерывно-литой заготовки, (докторская диссертация). Москва, 2004.

36. Чикалов С. Г., Меркулов Д.В., Титова С. В., Новиков В. М. Оценка перспективности прошивных станов разных конструкций. Сталь. 2004. № 3, с. 44-47.

37. Голубчик Р. М. Теоретические основы технологии прокатки и калибровки инструмента косовалковых станов для совершенствования производства горячекатаных труб. Москва, 1996 (докторская диссертация).

38. Golubchik R. M., Klempert Е., Lebedev A. Vervollkommnung der Unformtechnologie beim Warmwalzen von Rohrew. Neue Hutte, 1990, №5, s. 172-176.

39. Голубчик P. M., Клемперт E. Д., Лебедев A. В., Меркулова H. Е. Особенности расчета таблиц прокатки на трубопрокатных агрегатах с автоматическим раскатным станом. Сталь, 1998, № 6, с. 47-50.

40. Колмогоров В. JI. Напряжение. Деформация. Разрушение. Издательство «Металлургия». —М.: 1970. 230 с.

41. Колмогоров В Л., Мигачев Б.А. Бурдуковский В.Г. Феноменологическая модель накопления повреждений и разрушения при различных условиях нагружения. Екатеринбург: УрО РАН, 1994. 104 с.

42. Колмогоров В.Л. Пластичность и разрушение. —М.: Изд. Металлургия, 1977, 336 с.

43. Голубчик Р. М. Определение степени использования ресурса пластических свойств при горячей обработке металлов давлением. Металлы, 1998, № 6, с 44-47.

44. Голубчик Р. М. Применение ЭВМ для оптимизации режимов формоизменения при винтовой прокатке. Теория и технология процессов пластической деформации 96 (сб. трудов научно -техн.конф.) Т. 1 .-М. , Изд-во "МИСиС", с. 291-296.

45. Полухин П. И., Гун Г. Я., Галкин А. М. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов. -М.: Металлургия 1976г. 488 е.,

46. Андреюк Л. В., Тюленев Г. Г. Аналитическая зависимость сопротивления деформации металла от температуры, скорости и степени деформации. Сталь. 1972, № 9, с. 825-828.

47. Третьяков А. В., Зюзин В. И. Механические свойства металлов и сплавов при обработке давлением: Справочник. Изд. 2. —М.: Металлургия, 1973, 234 с.

48. Зюзин В. И., Бровман М. Я., Мельников А. Ф. Сопротивление деформации сталей при горячей прокатке. -М.: Металлургия, 1964, 270 с.

49. Хензель А., Шпиттель Т. Расчет энергосиловых параметров в процессах обработки металлов давлением: Справочное издание. Перевод с немецкого. —М.: Металлургия, 1982, 360с.

50. Клименко П. Л. Расчет энергосиловых параметров прокатки с применением ЭВМ. Учебное пособие. ДМетМ, 1979, 80 с.1113

51. Клименко П. JL, Данченко В. Н. Контактные напряжения при прокатке. — Днепропетровск: Пороги. 2007. 292 с.

52. Клименко П. JI. Упрочнение стали при горячей деформации. — Днепропетровск: Пороги. 2009. 103 с.

53. Дрозд В. Г. Анализ сопротивления сталей пластической деформации для определении сил при горячей прокатке. Труды VIII конгресса прокатчиков. Т. 2., Магнитогорск 11-15 октября 2010 г. Москва, АО «Черметинформация», с. 552-563.

54. Звягинцев А. М., Глейберг А. 3. Расчет настройки прошивных станов. Сталь, 1951, № 8, с. 123-127.

55. Данилов Ф. А., Глейберг А. 3., Балакин В. Г. Производство стальных труб горячей прокаткой. -М.: Металлургиздат, 1954. — 597 с.

56. Потапов И. Н., Коликов А. П., Данченко В. Н. и др. Технологии производства труб. — М.: "Металлургия", 1994. — 528 с.

57. Друян В. М., Чукмасов А. С., Гуляев Ю. Г. Теория и технология трубного производства. -Днепропетровск, изд. Днепр -ВАЛ., 2000. 574 с.

58. Данченко В. Н., Коликов А. П., Романцев Б. А., Самусев С. В. Технология трубного производства: Учебник для ВУЗов. -М.: Интермет Инжиниринг, 2002. 640 с.

59. Hayashi С., Yamakawa Т. New methods piercing mills setting relaring. ISIJ. Intern, 1998, v. 37, № 11, p. 1255.

60. Меркулов Д. В. Процессы прошивки заготовок с различной исходной пластичностью с оптимальным распределением параметров циклического формоизменения по длине очага деформации. Москва, 2002 (кандидатская диссертация).

61. Голубчик Р. М., Клемперт Е. Д., Меркулов Д. В., Титова С. В., Русанов С. Е. Новая методика расчета параметров настройки прошивных косовалковых станов. Производство проката, 2001, № 8, с. 20-23

62. Голубчик Р. М., Клемперт Е. Д., Меркулов Д. В., Титова С. В., Русанов С. Е. Совершенствование прошивки заготовок из сталей с разной исходной пластичностью. Черная металлургия, 2001, №9, с. 39-42

63. Финкелыптейн Я. С. Теоретические и технологические основы интенсификации процесса прошивки и улучшения качества гильз на станах поперечно-винтовой прокатки. Челябинск, 1967. (докторская диссертация).

64. Чекмарев А.П., Матвеев Ю.М., Выдрин В.Н., Финкелыптейн Я.С. Интенсификация поперечно-винтовой прокатки. М.: «Металлургия», 1970. 184 с.

65. Ваткин Я.Л., Гуляев И.Н., Слесарчик С.Д., Финкелыптейн Я. С. и др. Выбор размеров прошиваемой заготовки для установки 140. Сталь, 1964, № 10, с. 917-922.

66. Ваткин Я.Л., Бибик Г.А Пути повышения качества труб. Киев, "Проминь", 1969. 78 с.

67. Клемперт Е. Д., Голубчик Р. М., Меркулов Д. В. Диаметр прошиваемой заготовки и качество труб. Сталь, 2006, № 4, с. 56-57.

68. Лубе И. И. Исследование и совершенствование технологии горячей прокатки труб из непрерывнолитой заготовки на агрегатах с непрерывным станом. Москва, 2010 (кандидатская диссертация).

69. Лубе И. И., Алещенко А. С. Исследование процесса прошивки заготовок в двухвалковом стане винтовой прокатки с «подъемом» по диаметру. Прогрессивные технологии пластической деформации, МИСиС, 2009, с. 483.

70. Романцев Б. А., Гончарчук А. В., Алещенко А. С., Лубе И. И. Исследование процесса получения тонкостенных горячекатаных труб на стане винтовой прокатки. Труды XVII международной научно-технической конференции «Трубы 2009», с. 272-275.

71. Чикалов С.Г., Меркулов Д. В.,Егоров П. В. Оценка сортаментных возможностей прошивных станов. Труды VI конгресса прокатчиков. Т. 2., Липецк 11-15 октября 2005 г. Москва, АО

72. Черметинформация», с. 244-247.

73. Безклубенко Л. П. Технология производства труб. НКЧМ СССР. -М.: Металлургиздат, 1941, с. 141.

74. Галкин С. П. Теория и технология стационарной винтовой прокатки заготовок и прутков малопластичных сталей и сплавов. Москва, 1998 (докторская диссертация).

75. Жаворонков В.А., Мухин Ю.А., Леваева Г.В. Исследование процесса винтовой прокатки круглых профилей из литых заготовок. Известия вузов, Машиностроение, 1974, №4, с. 139-141.

76. Генкин В. Я., Есаулов А. Т., Старосельский М. И. и др. Непрерывнолитые круглые заготовки. -М.: Металлургия, 1984, 143.

77. Жордания И. С. Разработка и внедрение комплексной технологии производства качественныхх стальных труб из заготовок, полученных на радиальной МНЛЗ. Тбилиси, 1984 (докторская диссертация).

78. Жордания И. С., Кашакашвили Г. В., Булгаков В. П., Никулин А. Н. Производство бесшовных труб из непрерывнолитых заготовок. Тбилиси, Мецниереба, 1988, с.,239:

79. Чикалов С.Г. Производство бесшовных труб из непрерывнолитой заготовки. Волгоград: Комитет по печати и информации, 1999, 416 с.

80. Зимин В.Я. Исследование процесса деформирования непрерывнолитых заготовок в станах винтовой прокатки (кандидатская диссертация). Москва, 1981.

81. Романенко В.П. Исследование деформирования сплошной заготовки на стане винтовой прокатки (кандидатская диссертация). Москва, 1975.

82. Никулин А. Н. Напряженно-деформированное состояние при винтовой прокатке и совершенствование технологии производства труб и сорта. Москва, 2000 (докторская диссертация).

83. Марченко JI. Г., Фадеев М. М., Бодров Ю. В., Овчинников Д. В., Чернышов Д. Ю. Использование обжимного стана в линии ТПА 80. Сталь, 2009, №7, с. 57-60.

84. Дзугутов М.Я. Пластичность, ее прогнозирование и использование приобработке металлов давлением. М.: Металлургия, 1984, 64 с.

85. Golubchik R. М., Krotova N. A., Koroljov V. I. Besonderheiten der Formänderung und Zerstörung von hochlegiertem Stahl beim Valzen und Lochen im Schragwalzwerk. Neue Hiitte, 1982, №. 5, s. 281-293.

86. Голубчик P.M., Кротова H.A., Столетний М.Ф. и др. Структурные зоны в очаге деформации при прошивке заготовок из стали I2XI8HIOT. В сб. трудов МЭИ, вып. 225. М., изд-во МЭИ, 1975, с. 80-84.

87. Голубчик P.M., Потапова М.С., Кротова H.A. и др. Трещинообразование при прошивке заготовок из стали I2XI8HIOT. Там же, с, 85-89.

88. Голубчик Р. М., Меркулов Д. В., Чепурин М. В. Коэффициенты осевой и тангенциальной скорости по длине очага деформации в косовалковых станах. Теория и практика металлургии, 2010, №3, с. 50-52.

89. Новодер'ежкин В. П. Теория винтовой прокатки. -М: Советский спорт, 2006, 138 с.

90. Меркулов Д. В. Опережение и отставание при винтовой прокатке. Металлы, 2008, №2, с. 38-43.

91. Голубчик Р. М., Меркулов Д. В., Клемперт Е. Д., Чепурин М. В., Новиков М. В., Татаркин И. А. Моделирование формоизменения при прошивке заготовок в косовалковых станах. Черные металлы. 2008. -№ 11. -с. 11-15.

92. Виноградов А.Г. Трубное производство. М.: «Металлургия», 1981.-343 с.

93. Ведякин Н.М. О рациональной форме оправок прошивных станов. Сталь. 1974, № 2, с. 537-541.

94. Ведякин Н.М. Элементы совершенствования процесса винтовой прокатки. Свердловск, 1975 (кандидатская диссертация).

95. Матвеев Б.Н., Голубчик P.M. Новые исследования процесса прошивки заготовок в косовалковых станах. Сталь, 2000, № 9, с. 53-58.

96. Голубчик Р. М., Меркулов Д. В., Чепурин М. В., Татаркин И. А., Канский А. В. Получение труб большого размера на заводах России и Казахстана. Черные металлы. 2011. № 4, - с. 18-22.

97. Тартаковский Б. И., Фадеем М. М., Меркулов Д. В., Новиков М. В., Чепурин М. В., Татаркин И. А. Сравнение прошивных станов Синарского и Челябинского заводов по параметрам циклического формоизменения. Там же. — с. 212-215.

98. Голубчик Р. М. , Меркулов Д. В., Чепурин М. В., Татаркин И. А., Канский А. В. Сравнение современных прошивных станов России и Казахстана при производстве труб большого диаметра. Там же, с. 357-361.

99. Голубчик Р. М., Меркулов Д. В. , Чепурин М. В., Татаркин И. А. Эффективные режимы прошивки заготовок в станах различного конструктивного исполнения. Сталь. — 2011. — № 3. — с. 50-57.