автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.05, диссертация на тему:Развитие теории формообразования профилей в винтовых калибрах и создание высокоэффективных процессов и оборудования для прокатки деталей машин

На правах рукописи УДК 621.771.65

КОТЕНОК ВЛАДИМИР ИВАНОВИЧ

РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ПРОФИЛЕЙ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ И СОЗДАНИЕ ВЫСОКОЭФФЕКТИВНЫХ ПРОЦЕССОВ И ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ПРОКАТКИ ДЕТАЛЕЙ

МАШИН

Специальность 05.03.05 - Технологии и машины обработки давлением

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 2005 г.

Работа выполнена в Открытом акционерном обществе Акционерная холдинговая компания «Всероссийский научно-исследовательский и проектно-конструкгорский институт металлургического машиностроения имени академика

А.И.Целикова»

Официальные оппоненты:

Доктор технических наук, профессор Голубчик P.M.

Доктор технических наук, профессор Казакевич ИМ.

Доктор технических наук, профессор Романцев Б.А.

Ведущее предприятие - ОАО «Московский подшипник», г. Москва

Защита состоится «20» декабря 2005 г. в 14 часов на заседании диссертационного Совета Д.520.016.01 при Открытом акционерном обществе Акционерная холдинговая компания «Всероссийский научно-исследовательский и проектно-конструкторский институт металлургического машиностроения имени академика А.И. Целикова».

Адрес: 109428, г. Москва, Рязанский проспект, 8а.

Справки по телефону 730-45-39.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке АХК ВНИИМЕТМАШ.

Автореферат разослан «"f-f» ноября 2005 г.

Ученый секретарь диссертационного Совета кандидат технических наук, доцент

Дрозд В.Г.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Для производства технологического оборудования, автомобилей и других машин в массовом количестве необходимо множество коротких профильных изделий и заготовок. К ним относятся шары (мелющие, подшипниковые и под штамповку), короткие оси и стержни диаметром до 120 мм, а также профильные заготовки колец диаметром 55...120 мм. Потребность в таких изделиях часто составляет сотни тысяч и даже миллионы штук в год.

Традиционное изготовление коротких профильных изделий точением горячекатаных прутков и труб очень трудоемко и дорого и требует больших капитальных затрат и производственных площадей.

Применение процессов штамповки из горячекатаного прутка позволяет существенно сократить затрата. Но при больших объемах производства текущие и капитальные затраты остаются достаточно большими, что во многом связано с недостаточно высокой производительностью штамповочного оборудования, а в ряде случаев и с невозможностью получения сложных профилей, в особенности, если они имеет канавки и большую длину.

Технология прокатки в винтовых калибрах позволяет в 2...5 раз повысить производительность формообразования заготовок, что является основой снижения удельных текущих и капитальных затрат при массовом производстве.

Прокатка изделий в винтовых калибрах один из наиболее сложных процессов поперечно-винтовой прокатки, что обусловлено постоянным изменением при формовке металла радиальных и осевых обжатий под воздействием внедряющейся и расширяющейся реборды и связанных с ней изменений размеров винтового калибра.

Повышение требований к качеству и точности изделий, необходимость освоения новых типов профилей и недостаточная изученность формообразования в винтовых калибрах привели к тому, что проектирование и освоение производства сложных профилей занимало много времени и требовало больших затрат, а прокатное оборудование нуждалось в совершенствовании и повышении технического уровня.

В связи с этим разработка единого теоретического подхода к формообразованию профилей в винтовых калибрах, проектированию новых и совершенствованию существующих технологий, прокатного инструмента и оборудования с учетом основных факторов процесса, является актуальной научно-технической задачей.

Цель я задачи исследования. Целью настоящей работы является создание высокоэффективных процессов и оборудования для прокатки в винтовых калибрах сложных изделий на основе развития теории и схем формообразования профилей

Для достижения поставленной цели требуется решить следующие задачи-

1. Разработать методику расчета формообразования профилей, рассматривая формообразование как процесс объемного перемещения металла и заполнения им винтового калибра под воздействием контактных сил, приложенных со стороны расширяющихся и внедряющихся винтовых реборд.

2. Разработать двухстадийные схемы формообразования сложных профилей.

3. Исследовать и рационализировать основные операции формообразования профилей и условия их осуществления для обеспечения высокой стойкости инструмента, точности и качества заготовок.

.'».лииая

• !-М

4. Разработать комплексную методику и прикладные программы для расчета технологических процессов прокатки сложных профилей в винтовых калибрах и калибровок прокатного инструмента.

5. Разработать и внедрить в промышленность высокоэффективные технологические процессы и оборудование для прокатки в винтовых калибрах основных профилей колец и шаров.

Методы исследования. Теоретические исследования формообразования профилей базировались на методах математического анализа, теоретической механики, теории обработки металлов давлением и вычислительной математики. Численные расчеты выполняли с помощью разработанных математических моделей.

Экспериментальные исследования проведены в лабораторных и заводских условиях с использованием современных приборов и датчиков, подключенных к персональным компьютерам. Обработка экспериментальных данных осуществлена методами математической статистики с применением компьютерных программ.

Достоверность полученных результатов определялась сравнением расчетных данных с экспериментальными и опытом промышленной эксплуатации прокатного инструмента, рассчитанного по разработанной методике.

Научная новизна. 1. Разработана методика расчета формообразования профилей, основанная на объемном течении металла и взаимодействии винтового калибра с формуемым металлом, позволившая впервые учесть влияние на заполнение калибра несимметричности осевого течения металла в очаге деформации, овализации и радиального течения металла, искажения калибра при повороте валков и наличия обжатия. Установлено, что равенство объемов металла, калибра и изделия должно достигаться только в конце участка калибровки профиля. На остальных стадиях процесса необходимо обеспечивать определенное соотношение между этими объемами, обусловленное условиями и режимом формообразования профиля.

2. Разработана методика расчета взаимодействия инструмента с формуемым металлом при прокатке в винтовых калибрах, что позволяет на стадии проектирования определять оптимальные условий совместной работы обжимных и формовочных валков, а также соседних винтовых калибров. При согласовании условий работы обжимных и формовочных валков выбраны рациональные параметры процесса и инструмента, позволившие обеспечить минимальный подпор и дополнительный объем металла, поступающего в винтовой калибр, а также синхронизировать подачи металла под реборды с изменениями развалки калибра.

3. Разработана универсальная методика расчета размеров винтового калибра, которая использует четыре характеристики процесса: радиальный параметр формовки, определяющий радиальные обжатия металла; осевой параметр формовки для передней грани реборды, определяющий соотношение между осевым и радиальным источниками металла для формообразования профиля; коэффициент асимметрии, определяющий несимметричность осевого течения металла под ребордой калибра и параметр овализации, определяющий соотношение между тангенциальным и общим смещенными объемами.

4. Разработаны двухстадийные схемы формообразования сложных базовых профилей и режимы их формовки, обеспечивающие высокую стойкость инструмента и качество заготовок. На первой стадии процесса осуществляют основную деформацию металла и формуют полуфабрикат, в наибольшей степени

удовлетворяющий условиям формообразования с большими обжатиями, а на второй -выполняют переформовку полуфабриката в готовый профиль.

5. Раскрыты механизмы образования основных дефектов (закатов и утяжин) при прокатке в винтовых калибрах заготовок колец и разработаны технические решения по их предотвращению или устранению за счет модификации профиля.

6. Разработана универсальная схема и режимы стабильного разделения заготовок колец за счет создания гарантированного недостатка металла в перемычке.

Практическая ценность. 1. Разработаны методика и прикладные программы для расчета параметров технологии и инструмента для прокатки профилей в винтовых калибрах, позволяющие создавать высокоэффективные калибровки формовочных валков с заданными режимами формообразования, стабильным разделением заготовок и монотонными винтовыми калибрами.

2. Разработаны новые технологические процессы и базовые калибровки рабочего инструмента для двухстадийной горячей прокатки в винтовых калибрах новых типов полых профилей - ступенчатых, «прямоугольных», конических и ступенчатых с канавкой для автомобильной и подшипниковой промышленности.

3. Определено влияние основных факторов технологии и настройки стана на точность заготовок колец, получаемых двухстадийной прокаткой в винтовых калибрах, и установлены технологические возможности этого процесса.

4. Разработаны малоэнергоемкие калибровки валков для прокатки шаров диаметром 20...120 мм, обеспечивающие снижение рабочих нагрузок на 25...30%, увеличение скорости прокатки и повышение стойкости валков. Это позволило повысить производительность и расширить сортамент шаропрокатных станов.

5. Создан современный кольцепрокатный агрегат 55-112, который имеет в среднем на 30% лучшие технико-экономические показатели, чем аIрегат 60-105.

6. Создано новое поколение шаропрокатных станов, имеющих расширенный сортамент, повышенную производительность, меньшую металлоемкость и увеличенную надежность и долговечность.

7. Разработана гамма специальных станков для обработки винтовых калибров переменного шага на валках, имеющих номинальный диаметр 240...750 мм.

Основные положения, выносимые на защиту.

1. Методика и прикладные программы для расчета формообразования профилей, параметров технологии и калибровок прокатного инструмента, основанные на объемном течении металла и взаимодействии винтового калибра с формуемым металлом с учетом совместной работы обжимных и формовочных валков и соседних винтовых калибров.

2. Двухстадийные схемы формообразования сложных базовых профилей и режимы их формовки, обеспечивающие прокатку высококачественных изделий при высокой стойкости инструмента.

3. Технические решения по предотвращению или устранению дефектов (закатов и утяжин) при прокатке в винтовых калибрах за счет модификации профиля.

4. Универсальная схема и режим стабильного разделения заготовок колец за счет обеспечения гарантированного недостатка металла в перемычке.

5. Высокоэффективные технологические процессы и базовые калибровки рабочего инструмента для двухстадийной горячей прокатки в винтовых калибрах новых типов полых профилей - ступенчатых, «прямоугольных», конических и

ступенчатых с канавкой для автомобильной и подшипниковой промышленности.

6. Современное высокоэффективное оборудование для винтовой прокатки коротких тел вращения и для изготовления винтовых валков с переменным шагом.

Реализация в промышленности. Разработаны и освоены технологические процессы и прокатный инструмент для производства 22 типоразмеров заготовок колец для подшипникового и автомобильного машиностроения в корпорации «Пткеп» (США) на российском кольцепрокатаом агрегате 55-112, созданным и поставленным совместно ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ.

Малоэнергоемкие калибровки валков для горячей прокатки шаров диаметром 20... 120 мм внедрены в России (КМК, Воскресенский завод «Машиностроитель», Катав-Ивановский механический завод, Ревякинский металлопрокатный завод, АП320) и поставлены за рубеж в Мексику, Германию, Индию, Турцию, Узбекистан (Узметкомбинат) и на Украину (ДМК).

Создано новое поколение шаропрокатных станов ШПС 20-60, ШПС 40-100 и ШПС 60-120. В настоящее время десять станов нового поколения поставлены ЭЗТМ и ВНИИМЕТМАШ в Россию (Гурьевский металлургический завод - 4 стана) и за границу - Мексику, Германия, Индия и Узбекистан (АПО«Узметкомбинат» - 3 стана).

Создана гамма специальных токарных станков для обработки на валках диаметром 240...750 мм винтовых калибров переменного шага. Пятнадцать станков поставлены в Россию и за границу - Германия, Индия, Мексика, Турция, Узбекистан, Украина и Казахстан.

Апробация работы. Материалы диссертации были выставлены, доложены и обсуждены на:

1. III Международной выставке-конгрессе «Высокие технологии и инновации и инвестиции - 98», Санкт-Петербург. 16-19 июля 1998 г. Диплом I степени победителя конкурса научно-технических разработок за разработку «Технология и оборудование для прокатки точных заготовок машиностроительных деталей».

2. V Научной сессии «Экологические проблемы в машиностроительном производстве» Объединенного Научного совета РАН по комплексной проблеме «Машиностроение». Научного совета РАН по проблемам машиноведения и технологическим процессам. МГТУ им.Н.Э. Баумана. Москва. 13-14 апреля 1999 г.

3. IV Международной выставке-конгрессе «Высокие технологии и инновации и инвестиции - 98». Санкт-Петербург. 13-16 июня 2000 г. Диплом Министерства промышленности, науки и технологии РФ за разработку «Кольцепрокатный агрегат».

4. 3-м Конгрессе прокатчиков. Липецк. 19-22 октября 1999 г.

5. Международной научно-технической конференции «Прогрессивные технологии поперечно-клиновой прокатки». Минск Белоруссия. 4-6 июня 2002.

6. 3-й Международной научно-технической конференции по проблемам совершенствования производства и эксплуатации трубной продукции «ТРУБОКОН-2002». Днепропетровск. Украина. 18-19 сентября 2002 г

7. Международной научно-технической конференции «Современные проблемы металлургического производства». Волгоград. 1-3 октября 2002.

8. Конференции «Современное оборудование и технологии для прокатных мини-заводов и сервизных металлоцентров». Москва. 10 сентября 2004

9. X Международной специализированной выставке «Металл-Экспо'2004». Серебряная медаль за разработку и внедрение шаропрокатных станов нового

поколения. Москва. 17 ноября 2004.

10. XI Научной сессии «Проблемы обеспечения качества зшотовок в машиностроении» Научного совета РАН по проблемам машиноведения и технологических процессов. МГТУ им. Н.Э. Баумана. Москва. 20 апреля 2005 г.

11. Расширенном заседании научно-технического совета АХК ВНИИМЕТМАШ им.академика А.И. Целикова. г. Москва. 2005 г.

Публикации. Основное содержание работы опубликовано в 32 работах, в т.ч. в 21 статьях, учебном пособии и 10 авторских свидетельствах и патентах.

Структура и объем работы. Диссертации состоит из введения, 6 глав и общих выводов. Она содержит 335 страниц машинописного текста, включая 114 рисунков, 51 таблицу, библиографический список из 106 наименований, и приложение.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

СОВРЕМЕННЫЙ УРОВЕНЬ РАЗВИТИЯ МАССОВОГО ПРОИЗВОДСТВА КОРОТКИХ ИЗДЕЛИЙ ДИАМЕТРОМ ДО 120 ММ

Для массового производства коротких тел вращения диаметром 3...120 мм применяется токарная обработка, штамповка и винтовая прокатка.

Токарная обработка - наиболее распространенная технология, она проста и не требует больших капитальных затрат для начала и расширения производства. Однако, из-за малой производительности (1...5 шт/мин) она трудоемка, а для массовою производства необходимы значительные площади и капитальные затраты, что в сочетании с большим отходом металла в стружку, делает эту технологию дорогой.

Штамповка значительно более производительна (10...500 шт/мин), она приближают форму поковки к изделию и потому более экономична. Но эта технология не позволяет получать без облоя профили с канавками, а производительность прессового оборудования ограничена динамикой возвратно-поступательного привода ползуна пресса. Недостатком процесса при производстве колец является вырубка при получении отверстия технологического отхода, составляющего 10.. .20% от массы заготовки и высокая стоимость оборудования.

Прокатка в винтовых калибрах начала развиваться как способ производства стальных шаров, а затем была применена для изготовления колец (рис. 1).

Изделие формуется на оправке тремя валками, развернутыми на угол подачи и вращающимися в одну сторону. Валки снабжены винтовыми калибрами, форма которых изменяется таким образом, чтобы металл, вытесняемый постепенно внедряющимися ребордами, заполнял калибр и принимал его форму. гильза; 5 - заготовка

Преимуществами процесса является его высокая производительность (60...2400 шт/мин), возможность получения сложных профилей с канавками при минимальных

Рис. 1. Схемы прокатки в винтовых калибрах колец: 1 - валок обжимной; 2 - валок винтовой; 3 - стержень; 4 -

припусках, расходе металла и трудоемкости, что обеспечивает снижение трудоемкости и удельных текущих и капитальных затрат. Эти преимущества процесса прокатки проявляются при массовом характере производства.

К недостаткам процесса следует отнести наличие технологических уклонов на торцах изделий (5...7°), сложность и дороговизну прокатного инструмента, несмотря на его высокую стойкость.

Наибольший вклад в развитие теории и технологий поперечно-винтовой прокатки и прокатки в винтовых калибрах внесли А.И. Целиков, B.C. Смирнов, П.К. Тетерин, П.Т. Емельяненко, П.И. Полухин, И.А.Фомичев, И.Н. Потапов, А.Ф. Балин, С.П. Грановский, И.С. Победин, Н.В. Мехов, Г.С. Майзелис, H.A. Целиков и др.

Анализ опыта разработки инструмента для прокатки в винтовых калибрах показал, что существующие подходы к расчету формообразования профилей не учитывали ряд существенных факторов. Так как методика расчета параметров процесса часто неадекватно описывала формообразование профиля, что связано с ее основами - плоской расчетной схемой, по которой весь обжатый металл поступает в вытяжку и несовершенными схемами, параметрами и режимами формообразования и разделения заготовок.

Это снижало точность и качество изделий и требовало выполнения большого объема работ по опытной доводке калибровок валков для прокатки новых профилей.

Повышение требований к точности изделий, экономичности производства и срокам его подготовки привело к тому, что существующие представления о процессе формообразования профилей в винтовых калибрах и методы его расчета стали сдерживать развитие прогрессивной технологии. Кроме этого технико-экономические характеристики оборудования отстали от выросших требований производства.

На основе изложенного сформулированы цель и задачи исследования.

ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ПРОФИЛЕЙ ПРИ

Процесс формообразования профилей ребордой рассматривается как процесс изменения размеров и формы профиля за ряд последовательных циклов формовки (обжатия) (рис. 2а). Для двухвалкового стана - это половина оборота заготовки, а для трехвалкового стана - это одна треть оборота заготовки. При этом границы длин 1Л и Ь2 формуемого профиля выбраны так, чтобы между ними заключался объем металла, равный объему прокатываемого изделия (условие постоянства объема).

Разделив очаг деформации на участки вершины, правой и левой граней реборды, а их на зону теоретического профиля и зоны отклонений от него (овализации, расчетного обжатия, искажения калибра, отклонений отверстия - рис. 2а, б), получим систему уравнений формообразования профилей за цикл обжатия

ПРОКАТКЕ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ

Vd = Vol + AVel2 + Vt\ + AViu ,

(2)

где ДУбЬ - объем, поступивший в перемычку из-под грани реборды; ДУс - объем вновь сформованного участка профиля.

Рис. 2. Расчетные схемы формообразования при прокатке в винтовых калибрах

Полученная впервые система уравнение формообразования для поперечно-винтовой прокатки профилей внедряющейся ребордой учитывает такие факторы, как:

- несимметричность осевого течения металла из-за независимого изменения объемов осевой подачи металла AVs под переднюю и заднюю грани реборды;

- овализация металла при формовке (объем Vo);

- образование радиальных наплывов металла (объем ДУг);

- изменение объема искажения калибра из-за увеличения раствора валков, связанного с поворотом валков на углы подачи и раскатки (объем AVel2);

- наличие обжатия металла (объем Vt);

- изменение объема утяжины ДУш в отверстии кольца и объема отверстия AVim из-за изменения диаметра'формовочной оправки.

Примем, что объемы овализировашюго металла Vo2 и осевой вытяжки металла ДУох пропорциональны части смещенного объема Уст, идущей на иХ образование

(3)

Vo2 - Ко ■ (Vcm - Vrti).................................(а)

АУох = (1 - Ко) ■ (Уст - Vrtf).......................(б)

где Ко - параметр тангенциального течения металла (овализации),

Vcm = Уо2 + Vox + Vrti.............................(a)j . .

Vrti = hVr + Vt2- №т..........................(6)}'

Добавим к правой и левой частям системы (1) соответствующих объемов осевой вытяжки металла Д Vox и получим систему уравнений формообразования

где

AFsl + Vd\ - AKsM + AKoxl = Vcm\..........................................................(a)'

Д Vsbl + Vbl-Vb2 + AVsb2 + Vdb + AVoxb = AVc\ + AVcl + Vcmb..........(6)

AVs2 + Vd2 - AVsbl + AVoxl = Vcm2.......................................................(e)

Дга + Vb\-Vb2 + A Vs2 + lVd\ + lAVox = AVcl + AVc2 + ZVcm...........(г)

С I,/ 9

Vcm] = AKsl • + vd\ = Fcm/1 + Vd\..........................................(a)

Fs

Vcmb = B\ ■ (Fbt\ - Fbt2) - AVkl - AVk2 + Vdb = Vcmtb + Vdb.............(б)

Vcm2 = AVs2- Fs~Fb'2 + Vd2 = Ияи/2 + .......................................(e)

Fs

(5)

(6)

Для расчета ширины вершины реборды задают режим формообразования, который определяется интенсивностью внедрения реборды, осевым параметров формовки Кэ2 для участка профиля, формуемого передней гранью реборды и коэффициентом асимметрии Ка, учитывающим несимметричность осевого течения металла под ребордой

АЫ = ДК«1/ДКс1 = Ао-&2; .А*2 = ДК$2/ДРс2. (7)

Осевой параметр формовки показывает долю объема нового участка профиля, сформованную из металла, поступившего под реборду из калибра (заготовки).

Выразим объем перемычки через ширину вершины В реборды и расчетную площадь перемычки ПЛ, решим систему уравнения (4) с учетом выражений (3) и получим зависимости для расчета ширины вершины В2 реборды после цикла обжатий

В2 - т'FM + АК?Ы ~ AKcl + AVsbl - AVc2 + (1 - Kob) ■ (Vdb - Vrttb) - Kob ■ Vcmtb

Fbtl

AVsbi = ДКл1 + (1 - Ko\) ■ (Vdl - Vrtil) - Ko\ ■ VcmtX..............................................................(6)

Д Vsb2 = AVs2 + (1 - Ko2) • (Vd2 - Vrti2) - Ko2 ■ Vcml2.......................................................(e)

• (8)

Все размеры винтового калибра являются функциями угловой координаты А винтовой линии калибра. В этом случае для однозаходных валков канавка через 360° 11 становится канавкой Б2, т.е. канавки БЦА) и 82(А+360°/2) являются сечениями одной и той же канавки Б(А) калибра (см.рис. 2в)

Д5(Л) = Д51(Л)+Д52(Л + 360°/2>......(а)1

= - 360°/ г)+ Д5(4..............(б)}'

д^^М, = 36°°/г), (10)

й Л

где ДА - угловой шаг расчета калибровки валков; Ъ - число заходов калибра.

По мере увеличения осевых параметров формовки Кв ширина вершины реборды должна уменьшаться (рис. За).

Учет овализации металла при формовке профиля показывает, что в начале формовки объем овализации увеличивается, а затем используется для оформления профиля (рис. Зв). Если при этом не предусмотреть соответствующее изменение ширины вершины реборды (рис. 36), то часть объема овализации, поступившего в калибр, создаст там избыток металла, что увеличивает вероятность образования дефектов: закатов, утяжин или появление некруглых заготовок.

a) Ksl = Ks, Ко = О

б) Ksl = Ks2 = 0.2

в) Ksl = Ks2 - 0.2

• ~Ко=02-*-К<И14 KxrOb]

К"""!

У S >

У •*

ш +

Рис. 3. Влияние параметров формовки Ks и Ко на ширину вершины реборды В (а, б) и объем овализированного металла Vo2 (в) под ребордой при формовке профиля 093.8x063.5 мм (Gtl=Gt2=20°, Bk~1.8 мм)

Наиболее сложными являются начало процесса, когда овализация быстро увеличивается и его окончание, когда она резко уменьшается. Ранее при проектировании инструмента эти стадии не учитывались, что вело к снижению точности и качества проката.

Для повышения точности профилей необходимо стремиться к созданию условий, уменьшающих овализацию металла и к применению схем и режимов формовки, выполняющих плавное формообразование профиля с малыми обжатиями.

Анализ, полученных выражений (8) и (10) для расчета размеров калибра показал, что для обеспечения качественного формообразования профилей необходимо обеспечивать определенное соотношение между объемом металла, находящимся в калибре и объемом калибра. Равенство объемов металла, калибра и изделия должно достигаться только в конце участка калибровки профиля, перед выдачей изделия из калибра.

Профили деталей машин часто имеют крутые и пологие участки.

Прямая формовка пологих участков ввиду их протяженности сопровождается значительной овализацией металла, что снижает точность проката. При прямой формовке крутых участков профиля реборда из-за малой толщины имеет низкую стойкость. Поэтому прямая формовка ряда профилей невозможна и для их получения приходится сначала формовать полуфабрикат, профиль которого в наибольшей степени обеспечивает высокую точность формообразования и стойкость реборды, а затем уже переформовать его в заданный профиль (табл. 1а).

Переформовки осуществляют до и после разделения заготовок. Переформовка

до разделения заготовок предпочтительна, но обычно ее удается выполнить только для невысокой ступени профиля, высота которой не превышает 3...5 мм.

Двухсторонние переформовки осуществляют обеими гранями реборды в тех случаях, когда необходимо переформовать два соседних участка профиля. Обычно это имеет место при прокатке гладких заготовок (табл. 16).

Таблица 1

Систематизация методик расчета полуфабрикатов для открытых переформовок

а) переформовка ступенчатого профиля

б) двухсторонняя переформовка гладкого профиля

в) переформовка конического профиля

Эксперим 1 ентальные критерии переформовки

Ю= 1.2+0.05 Кл1 = 1.1 ±0.05; К2= 1.2±0.05 Кт = 1.2+0.05

Объемы, участвующие в переформовке

Ур = Ур\ Ур2 + Ур2 - У 6 Ур - Ур1 + Ур2 + УрЗ Ур

Ук = Ур& - Ур1 + УсЬ Ук = УрП + Ур/2 Ук

Оптимальные параметры переформовки

Нр -1 .5...3.5л<л<; Ср = 25\..35"; Нря < №-(1...2)лш;

Нр = 1.5—3.5мм, <5р1 = 15\..25'; Ср2 = 20' ..35'; вр = 40'...50'; Нр&\ = (0.2...0.3)' Я/; 57 >.95; Нр%2 = (0.35...0.45)- ///; Я6 > 1лш ; >2.5мм

вр - 25\..40"; 6 = 55'. .60';

57 тш = 2...2.5-?

Ол < № ■

В зависимости от контакта переформуемого металла со стенками калибра осуществляют открытую переформовку, когда между металлом и стенкой калибра образуют специальный карман, размещенный в основной реборде, или закрытую переформовку, когда металл все время прилегает к стенке калибра. В последнем случае длина калибра для приема металла должна все время увеличиваться, поэтому такую переформовку осуществляют с удлинением изделия.

Открытую переформовку можно осуществлять без удлинения изделия, если объем кармана Ук, образованного в торце реборды, достаточен для бездефектного приема переформуемого металла Ур, а реборда имеет необходимую прочность.

Самые простые переформовки - это осевые, которые выполняют при постоянной высоте реборды. Для недопущения закатов их осуществляют с удлинением изделия и применяют для получения крутых участков профиля, когда дня его получения необходимо применять большие осевые обжатия металла. Например, при формовке металла гребнем и при получении крутых стенок канавок.

Радиальную переформовку с закрытием канавки применяют как завершающую операцию комбинированной переформовки. Это связано с тем, что для обеспечения прилегания металла к стенкам калибра переформовку ведут по ходу прокатки, что приводит к созданию канавки у основания реборды, в которой располагается выступ полуфабриката. Его обжатие осуществляется за счет закрытия канавки (см.табл.1а).

Комбинированные переформовки при одновременном внедрении реборды и закрытии канавки применяют при формовке конических профилей (табл.1 в).

В работе рассмотрены методики расчета закрытых переформовок, которые базируются на общей системе уравнений формообразования (5).

Расчет размеров полуфабриката для открытой переформовки выполняю! как оптимизационный, целевой функцией которого является заданная величина критерия переформовки Ki, а варьируемыми параметрами размеры полуфабриката (табл. 1)

Ki = VP - i Vox -уе\2 + (Vol - Vol) + (Vt2 - Vil) - A Vim - AViu '~Vk~ + Vk '

где Vox - объем металла, покинувший зону переформовки.

Критерий переформовки Ki увеличивается (Ki > 1) при возрастании овализации профиля, закрытии утяжины, наличии осевого отставания металла от движущегося калибра и увеличении раствора валков.

Важнейшим параметром переформовки является высота переформуемого металла Hp. Она определяет смещенный объем Vp, подвергаемый переформовке, и радиальное обжатие при формовке полуфабриката и его переформовке.

Объем переформовки Vp при формообразовании ступенчатых профилей уменьшает смещенный объем гребня, что снижает овализацию металла и давление на оправку на гребне. Поэтому для облегчения условий формообразования металла гребнем стремятся к увеличению высоты переформовки Hp. Однако для большого объема переформовки Vp необходимо подготовить в грани реборды карман соответствующего объема Vk. Возможность создания такого кармана и устанавливает границы применения переформовки без удлинения изделия.

Вторым важнейшим параметром процесса является угол Gr6 грани реборды, осуществляющей переформовку. Чем больше необходимо смещать металл в осевом направлении для лучшего заполнения кармана, тем меньше должен быть угол Gr6 Это увеличивает обжатие переформуемого слоя Hp, что способствует осевому течению металла и заполнению основания кармана.

Угол Gp также является важнейшим параметром процесса. Его малая величина ведет к закату на торце заготовки, а большая к незанолнению. Величина угла зависит от высоты Hpg - чем больше она, тем меньше угол Gp.

Оптимальные параметры переформовки, полученные на основании опытных прокаток и промышленного производства, приведены в таблице 1.

Предложенная модель формообразования профиля позволяет выполнить расчеты, если известны значения параметров формовки (Ksl, Ks2, Ко, частные обжатия Дг и т.д.). Одни из них можно задать из опыта, а другие необходимо определять с учетом первых. Это можно сделать, если правильно рассчитать условия равновесия металла, находящегося под ребордой.

В результате анализа взаимодействия винтовой реборды с формуемым

металлом с учетом того, что угол подачи при прокатке в винтовых калибрах составляет 2...6°, получены выражения для определения членов системы равновесия:

- для расчета осевых усилий О

ОрЬ = 0; 0тЪ = / Рт Ъ-Ноь )^°~<1Х-, вр = ря. ¡^.¿Х; (12)

о ДЯ 1'8°г

дт = рт\ъхНо^^с1Х-, ()т = -/о ■ Кт • М» • Лс; (13)

I

- япя расчета радиальных усилий Я

ЯрЬ = ртЬВ\ ЯтЬ = -/ртЬНоЬ-Г^-оНГ; йр = р„- \ЬХ-М', (14)

г л.9 у

„ Д5

*l ASr „ „t „ , ¿

AS1

- для расчета вращающих моментов М

** = "/• Л,- k-Яо — ttt-; Дс = Д6р + ЯА + 1(Др + Дг); (15)

,, л/v i

МрЬ = ~КррпВЬ2; МтЬ^ГРтгьЪНоЬ.В~-, (16)

Д6

= fe,1-««; = Mm = 0, (17)

где p, т, - индексы, указывающие на нормальные давления р и касательные напряжения т от сил трения, соответственно; Ь, ш - индексы, указывающие вершину реборды и формовочную оправку, а отсутствие индекса на грань реборды, соответственно; рт - среднее нормальное давление на контактной площадке; X, Xi -осевые координаты, соответствующие радиусам детали и перемычки; b, Ьх - ширина дуги контакта реборды с металлом для вершины и боковой грани реборды; f, fo -коэффициенты трения металла о валки и оправку; Gr - угол наклона грани реборды к вертикали; Но - коэффициент, учитывающий наклон контактной площадки к координатным осям; Km - коэффициент, показывающий какую часть от суммарного радиального усилия на ребордах составляет давление металла на оправку; ASo, ASr, ASw - осевая, радиальная и тангенциальная составляющие общего проскальзывания AS металла за цикл обжатия; Кр - коэффициент плеча равнодействующей; гх, гь -текущий радиус сечения и радиус перемычки формуемого профиля.

Выполненные экспериментальные исследования показали, что коэффициент Km при прокатке в винтовых калибрах колец составляет 0.1.. .0.2.

Для решения системы равновесия необходимо раскрыть силовые факторы, входящих в нее, через параметры очага деформации.

Проскальзывание металла при прокатке в винтовых калибрах определяется по формулам

ASw=2- - J'.[A' sina sinw + (/J>'-coSM'-r) cos«]-r}, (18)

Nv [и

,„ ч sina (Ti cosa , .„Л

ASo = 2-я -(Ry-r - co&w)--• ----- +A&L (19)

Nv u \ Nv и )

ASr = - — • • ASo + ■ ASw), (20)

n.

где Ыу - число валков; и - передаточное отношение валков; X - расстояние от оси разворота валков на угол подачи до рассматриваемого поперечного сечения заготовки; а - угол подачи; - угол отклонения контактной точки от оси г; Яу, радиус установки валка; г - радиус заготовки в контактной точке; п„, пг п№ -направляющие конуса единичной нормали к контактной поверхности.

При определении площади контакта применили формулу А.И. Целикова для расчета ширины контакта Ьх, в которой в качестве частных обжатий использовали действительные частные обжаггия Дгк при прокатке в винтовых калибрах.

Действительное частное обжатие Дгх сечения заготовки в общем случае прокатки является суммой обжатий от внедрения реборды Лг, (основное), изменения раствора валков Лгех на радиус и овализации металла Агоу.

Для расчета основного частного обжатия металла обжимной частью валка и гранью гребня применим идею А.И.Целикова и П.Т.Емельяненко о смещенном объеме и объеме подачи металла, которую П.К.Тетерин распространил на винтовую прокатку. Для повышения точности расчетов при определении объема подачи ДУзх учтем, что он является суммой расчетного объема подачи ДУ«х1 и объема металла, находящегося в межвалковом пространстве. Этот объем впервые учитывается и состоит из объем Д Уо овализированного металла и объем ДУ1 металла, подлежаще1 о обжатию из-за наличия расчетного обжатия Дгх1.

В этом случае основное частное обжатие Лгх, связано с осевым смещением металла Д8Х за цикл обжатия относительно контактной поверхности валков и рассчитывается как разность между расчетными радиусами 1Ъ(1 и Ях сечений, ограничивающих объем подачи ДУбх. Смещение Д8Х равно расстоянию между этими поперечными сечениями заготовки.

Для трехвалковой схемы выражение для определения смещения Д8Х численными методами применительно к задней 1рани реборды имеет вид (см. рис. 2)

ДКю - Яг • Лег = ДКго- = ДКк/ + Ш + А Уо + АУе + АУт + АУт = = '¡Рх/ ■ с!х + [дЛг + ДДсЛ(Л&)] ^+ АУо +АУе + АУш + АУт ' (21)

где = (г*2-г2), ЛЯх* л-1.5 Ьх)', ДК«1 « ДгИ| (:т г,|-1.5 Ьх))-

ДУвг - объем подачи металла на входе в очаг деформации; Бг - шаг контактной поверхности, приведенный к циклу обжатия; Рхг - площадь поперечного сечения очага деформацией начале контактной поверхности; ДУях1 - теоретический объем подачи металла, заключенный между теоретическим профилем и смещением металла Д8Х; АVI - часть объема подачи металла ДУэх, находящаяся межвалковом пространстве в зоне расчетного обжатия, г - радиус отверстия в поперечном сечении

При рассмотреннии очага деформации обжимного валка шаг вг равен нулю.

Объем овализированного металла ДУо, являющегося частью объема подачи ДУэх, связан с частным обжатием от овализации металла выражением

Д Уо

АГт =------

Д&с-(*г-Яг-1.5-йх)

Учет действительной формы очага деформации дает уменьшение расчетного смещения металла которое может достигать при прокатке сплошных тел 29%, а полых - 50%. Это отличие увеличивается по мере возрастания частных обжатий, когда происходит увеличение площади поперечного сечения очага деформации за счет обжатий и овализации металла.

Для предотвращения дополнительной овализации металла в калибре за счет его сжатия соседними ребордами, необходимо выбирать развалки калибра так, чтобы осевые силы, приложенные к металлу со стороны каждой реборды, были уравновешены в пределах самой реборды. Этот принцип проектирования винтовых калибров назовем принципом независимости работы соседних реборд.

При совместном решении уравнений формовки и системы равновесия металла с учетом этого принципа относительно осевых параметров формовки Кв1 и Кз2, определяют коэффициент асимметрии Ка, а затем рассчитывают развалки калибра по формулам (7), (9) и (10).

Основными факторами, вызывающими несимметричное течение металла под ребордой, является трение металла на валках и оправке и осевое скольжение Д80. Если они отсутствуют, то коэффициент асимметрии Ка равен 1.

Направление несимметричности осевого течения металла при прокатке сплошных тел определяется знаком осевого скольжения. В зоне осевого отставания [(А8о/Д8)ср > 0], находящейся на входе в валки, коэффициент асимметрии Ка больше 1 и реборда подает металл в калибр. В зоне опережения [(Д8о/ДЭ)ср < 0] он меньше 1 и реборда вытаскивает металл из калибра.

При прокатке полых тел сопротивление оправки осевому движению металла уменьшает коэффициент асимметрии и если он становится отрицательным, то начинается отход металла от задней грани реборды.

С увеличением угла задней грани реборды несимметричность течения металла всегда увеличивается и тем быстрее, чем больше угол передней грани реборды.

Таким образом, чем более острые углы граней реборды, тем меньше влияние параметров процесса на несимметричность осевого течения металла под ребордой.

На основании выполненного анализа и разработанной методики создана программа для расчета параметров прокатки металла в винтовых калибрах. Программа позволяет также анализировать редуцирование гильзы в обжимных валках и взаимодействие обжимных валков и гребня винтового калибра.

Программа решает численным методом систему уравнений равновесия, как оптимизационную задачу. Целевой функцией является ошибка уравнения осевого равновесия. Ограничением - ошибка' уравнения тангенциального равновесия, а варьируемыми величинами - передаточного отношения и валков и коэффициент осевой подачи Ког металла во входном сечении валков.

При решении частных задач принимаются дополнительные ограничения, например, при согласовании подач металла под реборду с изменением развалки калибра добавляется условие их равенства, а при определении условий согласованной работы обжимных валков и гребня - условие равенства подачи металла в закрытый калибр и шага передней грани реборды.

На каждом шаге расчета изменяют варьируемые параметры методом сопряженных градиентов и рассчитывают силовые характеристики деформирования металла. Затем численным интегрированием по методу трапеций определяют осевые

усилия и вращающие моменты, приложенные к металлу со стороны инструмента, целевую функцию и выполнение ограничения.

Разработанная программа позволяет определять влияние на формообразование металла параметров технологического процесса и калибровок прокатного инструмента, что является основой их рационализации.

При прокатке колец угол подачи валков соответствует углу подъема винтовой линии калибра на участке разделения колец. Поэтому угол подачи значительно больше угла подъема гребня, и металл, расположенный под обжимным валком и гребнем, находится в зоне осевого отставания. В результате со стороны обжимного валка возникает подпор металла, подаваемого в винтовой калибр, что существенно влияет на заполнение калибра во время формовки профиля гребнем. Чем больше величина подпора металла, тем большее происходит его сжатие в калибре, сопровождаемое увеличением раскатки и овализации формуемого профиля.

Различают усилие подпора Ор на металл, находящийся на входе в гребень, и усилие подпора Орк на металл, находящийся в первом закрытом калибре. Первое усилие является результатом действия обжимных валков, а второе зависит также от воздействия на металл гребня. Если усилие Ор всегда является усилием подпора, то усилие Орк при большом сопротивлении течению металла со стороны передней грани гребня может быть и усилием натяжения, что будет способствовать вытеканию металла из первого закрытого калибра.

На основании выполненного анализа установлено, что в зависимости от величины подпора Орк имеют место следующие варианты течения металла:

- при отрицательном подпоре (натяжении) металл, находящийся в первом закрытом калибре, начинает отставать от передней грани гребня и для компенсации этого явления необходимо иметь запас металла в развалке калибра. Если такая развалка не предусмотрена или недостаточна, то происходит осевая утяжка металла из калибра и на переднем торце готового профиля образуется отход (утяжина);

- при нормальном подпоре в калибр поступает необходимое количество металла из-под вершины гребня и поэтому развалка калибра не нужна. В результате готовый профиль имеет заданную форму. Оптимальная величина нормального подпора имеет место, когда подача металла с вершины гребня в закрытый калибр равна шагу передней грани гребня;

- при большом подпоре под гребень и в закрытый калибр поступает избыток металла, который идет на увеличение овализации профиля. Во втором и третьем витках винтового калибра овализированный металл выкатывается в осевом направлении с образованием дефектов (большой некруглости профиля, заката или утяжина в отверстии).

Согласованное взаимодействие обжимных валков и гребня имеет место тогда, когда они обеспечивают минимальный нормальный и, по возможности, постоянный подпор на протяжении всего внедрения гребня.

Решение поставленной задачи выполнялось с использованием рассмотренной выше программы на примере прокатки из гильзы 099x14.75 мм ступенчатого кольца 093.8x086.5x063.5 мм, имеющего ширину малой ступени 19.85 мм.

При внедрении гребня усилия подпора Ор постоянно уменьшается (рис. 4а), несмотря на увеличение осевого скольжения металла из-за уменьшения подачи заготовки в обжимные валки. Причиной этого является уменьшите относительного

осевого скольжения металла в очаге деформации обжимного валка из-за увеличения поворота вектора скольжения в тангенциальном направлении, что обусловлено уменьшением катающего диаметра заготовки в связи возрастающим тангенциальным воздействием гребня на формуемый металл.

Усилие подпора Орк сначала несколько увеличивается, а затем уменьшается , что связано с изменением соотношения осевых сил, приложенных к металлу со стороны вершины и задней грани гребня. По мере внедрения гребня сопротивление со стороны его грани все больше превышает тянущие усилия, приложенные со стороны вершины гребня. Однако для данного профиля основное влияние на снижение усилия подпора Орк оказывает уменьшение усилия подпора Ор (см.рис. 4а).

а)

х 20000

f 15000

в

| кххю

| 5000

о

>> о

-Qp—Qpk

1 1

■ \

—

•ч -1

0 12 3 Вист пкбм Н1, мм

б)

и-

t

к

к*

2000 Л

0 /

1 2 3 выотгя пкбт Н1, и«

В)

-

15 0 15

Ц1«г тлтЛ гртя rvtfm Tl. i

Рис. 4. Основные характеристики взаимодействия гребня (Gr = 55°) и обжимных валков (Grs = 6°) при прокатке ступенчатого кольца 093.8x086.5x063.5 мм из гильзы 099x14.75 мм: а - усилий подпора Qp и Qpk (а), б, в - дополнительного объема металла AVdr под гребнем

Из выполненного анализа следует, что для обеспечения постоянных осевых подпоров Qp и Qpk металла со стороны обжимных валков необходимо проектировать винтовые калибры так, чтобы вращающие моменты, приложенные с их стороны к формуемому металлу и катающий радиус заготовки, были постоянны на протяжении полного оборота валков.

Исследовано влияние на усилия подпора:

- угла Grs входного конуса обжимных валков;

- схемы формовки металла гребнем (расширение гребня при постоянной его высоте или вместе с его внедрением);

- интенсивности расширения гребня за счет изменения шага его задней грани;

- наличия на валке участка калибровки профиля, формуемого гребнем.

Замена угла входного конуса обжимных валков с 4° на 6° дало уменьшение

усилия подпора Qp на 61%, а усилия Qpk - на 43% за счет снижения сопротивления движению металла от нормальных давлений. В настоящее время все калибровки обжимных валков выполняют с углом входного конуса, равным 6°.

При отсутствии внедрения гребня все калибровки, как правило, вместо подпора создают натяжение металла в закрытом калибре, что способствует вытеканию металла из него, которое ведет к недостатку металла и образованию осевого незаполнения калибра. Это связано с отсутствием тянущих осевых сил на вершине

гребня и увеличенным сопротивлением движению металла от больших частных обжатий со стороны интенсивно расширяющегося гребня за счет левою шага ею задней грани.

Влияние шага задней грани гребня на усилия подпора при постоянных остальных параметрах калибровки сложно:

- при увеличении левого шага усилие подпора Qpk уменьшается за счет возрастания обжатий на гребне, а усилие Qp увеличивается из-за возрастания осевого скольжения в обжимных валках;

- при увеличении Правого mata усилие подпора Qpk сначала уменьшается, а затем начинает возрастать, при этом усилие подпора Qp медленно увеличивается, что связано с уменьшением обжатий на гребне и увеличением относительного скольжения в обжимных валках. При приближении шага задней грани к шагу передней воздействие гребня на металл резко снижается и усилия подпора увеличиваются до максимальной величины.

Из выполненного анализа следует, что:

- дополнительный объем металла AVdr, поступающий вместе с гребнем в закрытый калибр, увеличивается по мере внедрения реборды и увеличения интенсивности ее расширения (уменьшения шага задней грани реборды) (рис. 46, в);

- для уменьшения дополнительного объема, поступающего в закрытый калибр, необходимо шаг задней грани гребня принимать по возможности ближе к шагу передней грани гребня;

- выполнять в открытом калибре участок калибровки профиля, формуемого гребнем не целесообразно, так как создаваемый при этом подпор со стороны обжимных валков увеличивает овализацию металла под гребнем и в первом закрытом калибре. Поступивший в закрытый калибр дополнительный Объем (преимущественно состоящий из овализированного метйлла) из-за прекращения основных обжатий начинает выкатываться в осевом направлении с уменьшением подачи металла под гребень и одновременным отставанием профиля в закрытом калибре. Если обратное истечение металла продолжается достаточно долго и достигает значительных величин, то в закрытом калибре образуется утяжина, которую можно закрыть в последующих випйх калибра за счет увеличения угла подачи, но обычно с образованием^ заката. Для уменьшения обратного истечения металла необходимо перенести переформовку и калибровку профиля, формуемого гребнем, в закрытый калибр, что одноврёменно уменьшит обжатия на гребне.

Существующая методика расчета разделения заготовок растяжением не давала стабильного отделения заготовок с малой длиной остатка перемычки. При освоении нового сортамента заготовок этот Дефект встречался достаточно часто.

Анализ этой схемы показал, что основной причиной плохого разделения является обжатие во время разделения ребордой торцового выступа заготовки. При этом обжатый металл поступает в растягиваемую перемычку, что компенсирует расширение реборды и резко снижает разрывающее усилие в перемычке.

Таким образом, обязательным условием хорошего разделения заготовок является обеспечение недостатка металла в перемычке во время ее растяжения. Это достигается за счет специального режима расширения реборды.

Новая схема разделения заготовок была использована более чем для половины профилей и была эффективна во всех случаях.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ПРОФИЛЕЙ ПРИ ПРОКАТКЕ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ

Основной задачей, решаемой при разработке формообразования металла, является бездефектное, стабильное и точное придание ему заданной формы.

При формообразовании профилей в винтовых калибрах встречаются:

- поверхностные дефекты - плены, трещины и закаты;

- дефекты профиля - утяжины и наплывы металла по профилю и отверстию;

- дефекты формы заготовок - овальность и конусность заготовок;

- дефекты разделения - длинные перемычки и неразделенные заготовки.

Техническими условиями допускаются поверхностные дефекты и дефекты

профиля глубиной до 0.4 мм (не более 50% от минимального припуска на размер).

При формовке профилей основная масса дефектов связана с появлением в калибре избытка или недостатка металла, возникающего на различных стадиях формообразования.

Одной из основных причин появления избытков в калибре является значительная овализация профиля, которая начинается в открытом калибре, а затем попадает и в закрытый калибр.

Для определения овализации металла при формовке проводили торможение формуемой гильзы при прокатке ступенчатых заготовок. Измерению подвергали диаметр большого и малого бортов заготовок в двух взаимно перпендикулярных поперечных сечениях, при этом базовое сечение находилось под валком.

Исследования выполнялись для трех ступенчатых профилей, имеющих диаметр профиля D от 76 до 93 мм, диаметр ступени Ds от 66 до 81 мм, длину ступени от 11 до 20 мм, отношение D/S от 6 до 6.7. а отношение Ds/Ss, равное 9.

Анализ экспериментальных данных показал, что, несмотря на различия в характеристиках профилей и режимах их формовки, характер изменения размеров и овализации у всех профилей были одинаковы.

Овализация металла по диаметру D в закрытом калибре нарастает и достигает максимума в конце первого и начале второго закрытых витков калибра, а затем она уменьшается и перед разделением достигает минимума. Таким образом, увеличение овализации диаметра D в калибре сопутствует практически всему внедрению основной реборды. Максимальная величина коэффициента овализации Кр для диаметра профиля составляла 1.008... 1.018 (коэффициент Кр равен отношению овализированного диаметра к его расчетной величине).

Овализация ступени профиля (малого борта) в закрытом калибре достигает максимума в момент закрытия калибра, а затем она уменьшается. Это связано с выкаткой большого овала, образованного во время формовки ступени в открытом калибре и с постоянным уменьшением смещенного объема при формовке торца ступени основной ребордой. При этом овализация диаметра Ds значительно больше овализации диаметра D. Максимальная величина коэффициента овализации Кр диаметра ступени профиля составляла 1.015...1.035.

При формовке гребнем ступенчатого профиля угол задней грани гребня должен составлять 70...50° (Gs = 20...40°), что позволяет осуществлять большую

деформацию металла. В то время как угол готового профиля равен 15...35°, поэтому возникает необходимость в применении переформовки, чтобы основную деформацию металла выполнял гребень с оптимальным углом грани, а затем полученный полуфабрикат переформовать в готовый профиль.

Были исследованы три схемы формовки профиля гребнем и влияние их на взаимодействие гребня и обжимных валков.

Схема 1 наиболее простая и использовалась в традиционных калибровках. Она предусматривает, что гребень с углом передней грани, равным 65°, постоянно внедряется в металл на протяжении 305...345° поворота валков, а затем в открытом калибре быстро заменяется готовым профилем, имеющим угол 25...35°. Применение этой схемы не всегда позволяло сразу получать заготовки необходимого качества.

Схема 2 отличается тем, что гребень с углом передней грани, равным 65°, сначала внедряется на полную глубину за 135... 180° поворота валков, а затем на 215... 125° поворота валков осуществляет клиновую прокатку, которая завершалась до закрытия калибра быстрой переформовкой профиля. Это, казалось, позволит обеспечить постоянные условия формовки на второй стадии процесса.

По схеме 3 гребень с углом передней грани, равным 30°, внедряется на полную глубину за пол поворота валков. Затем в течение 45° происходила переформовка угла 30° в угол 65°. Процесс завершался протяженной клиновой прокаткой и переформовкой гребня в готовый профиль. Применение острой реборды было направлено на уменьшение овализации металла при внедрении гребня, так как такая реборда дает значительно меньший смещенный объем.

Исполнение второй и третьей схем показало, что при большой длине ступени шаг задней грани гребня при клиновой прокатке становился левым, равным 8... 18 мм, что вело к большому осевому сопротивлению со стороны его грани. Отсутствие обжатий на вершине гребня не способствовало подаче металла в винтовой калибр. Кроме этого большие обжатия при переходе от острого угла к тупому создавали разрывы в подаче металла, что увеличивало овализацию металла под гребнем и не стабилизировало его подачу в калибр. В результате по радиусу сопряжения углов профиля наблюдалась утяжина, которая при увеличении угла подачи закрывалась в закат. В ряде случаев возникала утяжина на ступени профиля типа «обратный конус» (рис. 5а). Глубина утяжины достигала 0.5... 1 мм, угол - 2...5°, а длина -1...10 мм.

Рис. 5. Утяжина на ступенчатых профилях: а - утяжина «обратный конус»; б - схема утяжины «обратный конус» и модификация профиля для ее компенсации (заготовка 16-асИ); в - схема модификации профиля для устранения утяжины в отверстии под гладким участком профиля

Для устранения утяжины без коренной переработки калибровки валков разработана модификация профиля заготовки, которая заключается в выполнении на реборде фаски с углом на 1.5...3° больше, чем угол конуса утяжины, при этом вершина фаски смещена в сторону малого борта на 0.5... 1 мм (рис. 56). Созданный фаской дополнительный объем металла обжимают в конце второго витка реборды, что полностью устраняет утяжину.

В итоге исследований установлено, что технологическая схема 1 обеспечивает необходимое качество изделий при следующих усовершенствованиях: »

- гребень с углом задней грани в 50...60° на протяжении 305° поворота валков непрерывно внедряется и расширяется. Затем сразу начинают плавную с натяжением переформовку сформованного полуфабриката, которую завершают калибровкой ь готового профиля во втором закрытом витке калибра, что позволило уменьшить обжатия и овализацию металла, а также дать место для осевой выкатки овализированного металла;

- применили модификации профиля (см. рис. 56, 7), что позволило улучшить плавность переформовки профиля.

Прокатка в валках с новой калибровкой гребня позволила получать заготовки необходимого качества.

Выполненные исследования подтвердили теоретические выводы об условиях согласованного взаимодействия обжимных валков и гребня - непрерывно внедряющийся и расширяющийся гребень в наибольшей степени обеспечивает плавное формообразование с малыми обжатиями и минимальным гарантированным подпором металла на входе в винтовой калибр. При этом переформовку профилей и калибровку готового профиля необходимо осуществлять в закрытом калибре.

В ходе работ по разработав, исследованию и испытанию валков для двухстадийной прокатки 12 ступенчатых и гладких заготовок были определены оптимальные условия переформовки, обеспечивающие получение качественных заготовок, из которых 9 заготовок были толстостенными (0/8=4.3...5) и 3 заготовки тонкостенные (0/8=9.. .11).

Основной проблемой при отработке новых процессов было получение качественного торца профиля в ходе переформовки полуфабриката.

При переформовке возможно образование двух дефектов.

Первый дефект - это незаполнение торца профиля у его основания. Дефект возникал, если при переформовке очаг деформаций не проникал на проектную глубину. Поэтому металл у вершины основной реборды практически не перемещался 1 в осевом направлении и карман не заполнялся.

Дефект устранили за счет уменьшения максимальной величины угла вр , (см.табл. 1а). Если этот угол составлял 40°, то незаполнение достигало 0.8 мм при ширине до 2.5 мм. При уменьшении его до 35° незаполнение принимало форму серпа и наблюдалось только на части прокатанных заготовок. При угле вр, равном 30°, незаполйение исчезло. Таким образом, величина угла вр должна составлять 30...35°, причем больший угол применяется при меньшей высоте кармана Н^.

Высоту кармана целесообразно принимать максимальной, что увеличивает технологические возможности переформовки. Выполненные исследования показали, что ее оптимальная величина составляет 4.. .6 мм.

Если высота переформуемого полуфабриката большая, что характерно для

гладких профилей, то для получения торца профиля без незаполнений нужно выполнять торец полуфабриката с дискретно-переменным углом (см.табл. 16).

Второй дефект - это закат в радиусе перехода от торца к наружной поверхности профиля. Он возникал, если угол вр был меньше 15°.

Выполненные исследования показали, что качественная переформовка осуществляется, если критерий переформовки Ю составляет 1.1... 1.25. Это объясняется тем, что в отверстии под малым бортом заютовки имеется утяжина, а при переформовке наблюдается осевое отставание металла от калибра. Меньшее значение критерия К! ведет к незаполнению торца заготовки, а большее - к некруглости малого борта заготовки с возможностью образования заката.

При прокатке гладких и ступенчатых заготовок с длиной не обжимаемых участком более 10... 12 мм в традиционных калибровках валков всегда образуется утяжина. Для ее ликвидации применяют модификацию профиля канавки в виде трапеции (рис. 5в). Угол при основании трапеции принимают равным 15...20°, а высоту модификации 1пп должна обеспечивать превышение объема модификации над объемом утяжины на 10..15%. Обычно ее величина составляет 0.5...0.8 мм. Модификацию начинают с начала калибра, а закрывают, по возможности, позже.

При прокатке ступенчатых профилей вероятность образования заката по радиусу сопряжения ступеней велика. В случае отсутствия мероприятий по предотвращению заката его глубина может достигать 1.5 мм.

Основной причиной образования заката является большая овализация профиля в первом и втором витках закрытого калибрах. В закрытом калибре овал начинает выкатываться в осевом направлении с образованием утяжины в зоне радиуса и наплыва у основания реборды, формующей ступень. Затем при входе в контакт с профилем нового участка реборды наплыв, постоянно подпитываемый металлом из овала большого борта, сдвигается вершиной реборды к радиусу сопряжения ступеней. Поэтому закат растет по мере продвижения заготовки внутрь винтового калибра.

Для устранения заката необходимо:

- уменьшать овализацию профиля за счет уменьшения обжатий при формовке металла гребнем и обеспечивать согласованную работу обжимных валков и гребня с минимальный гарантированный подпор металла;

- выполнять переформовку профиля гребня плавно и постепенно, используя модификации профилей;

- выполнять формовку профиля в закрытом калибре с недостатком металла, чтобы он компенсировался овализированным металлом;

- полировать участки реборды, формующие переход ступеней, с целью снижения трения между вершиной реборды и металлом;

- увеличивать радиусы в точках сопряжения ступеней профиля

МЕТОДИКА ПРОЕКТИРОВАНИЯ РАБОЧЕГО ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ ПРОКАТКИ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ ЗАГОТОВОК КОЛЕЦ

По форме заготовки, прокатываемые в винтовых калибрах, делят на шесть семейств, а внутри семейств по разновидностям формы на подсемейства и по

соотношению размеров на типы (табл. 2).

Для нормальных заготовок каждого семейства необходимо применять свои схемы формовки, учитывающие особенности их формы. При существенном отличии формы или соотношения размеров заготовок от нормальных необходимо модернизировать базовые схемы формовки, внося в них изменения, учитывающие особенности формы и соотношения размеров.

Калибровку валка по основной реборде разбивают на три зоны (табл. 3): - зону формовки, где за счет увеличения высоты основной реборды происходит формовка торцов профиля. Эта зона завершается основным сечением, в котором высота основной реборды достигает максимума. В этом сечении заготовка (полуфабрикат) получает окончательную форму;

Таблица 2

_Классификация катаных заготовок колец____

Семейства заготовок (55 мм < D < 120 мм и 38 мм < d < 80 мм)

Типы по основным размерам

По толщине стенки: По длине заготовки:

Толстостенные D/S < 5 Длинные Ldet > LdeW = (45... 120 мм)

Нормальные 5 S U/S < 9 Нормальные Ldetmm < Lde t< LdeWx

Тонкостенные D/S > 9 Короткие (15...20 мм) = Ldetmm < Ldet

- зону максимальной высоты основной реборды, где происходит разделение заготовок, переформовка дополнительными ребордами, калибровка и выдача заготовок из калибра;

- зону выдачи заготовки из валков, которая начинается с выходного сечения калибра, где остатки реборды удаляют.

В основном сечении форма и размеры калибра соответствуют готовой заготовке (полуфабрикату), ширину ВЗ принимают, равной 1.5... 1.8, а ширина 84 отсутствует (см. табл. 3 рис). Ширину БЗ назначают минимальной, обеспечивающей необходимую стойкость реборды 2, что оценивают по отношению С2/Ь2, которое должно бшъ не менее 0.8... 1.

После основного сечения через 45° поворота валка располагается сечение, где ширина ВЗ уменьшается на 0.5 мм с целью создания кармана для размещения в торцовом выступе избытка овализированного металла. При этом продолжается расширение основной реборды 2, а также ширин 83 и в4, но по различным линейным законам. Образование кармана в торце основной реборды на участке сс расширения позволяет устранить во время разделения обжатие торцового выступа, а значит и подпитку металлом растягиваемой перемычки. При этом в карман будет поступать металл из овала полуфабриката. Все это улучшает разделение заготовок и

минимизирует длину торцового заусенца.

Опыт промышленной эксплуатации валков с предложенной схемой разделения заготовок показал, что перемычка во время разделения удлиняется не более чем на 1 мм. То есть, фактически, разделение происходит за 20...40°. Дальнейшее расширение основной реборды является запасом для компенсации износа и погрешностей изготовления и осевой настройки валков. Поэтому достаточно выполнять участок разделения протяженность 120...180°.

Таблица 3

Режимы формообразования профиля основной ребордой (Кб = 0.15...0.25)

И

1 А1 ллшле лгг .) 1 А /А//У// /р/////7л>\

1 О"]

X 1 * 1 5

ч / 1

-—■ •" ^^л

} 1 ^— , | ы "Р

/ Н «Л- и [м

N° Наименование участка Высоты реборды Ы, мм Угол участка А1, градус Параметры формовки

Ы-Не-Н Максимальная величина §Рпих> мм/об. валков Радиальный параметр е=8р(ТМс, Коэффициент овализации Ко

1 Гребень Ь1=Н1-Н1о < 7 315+360 4+9 <3.5% 0.6-0.9

2 Реборда 2 с углом вр Ь21=Н2/ор-Н1 180+360 4+8 <3.5% 0.5-0.6

3 ~4 Реборда 2 с углом Сг2 Ь22=Н2рё-Н2/0р 180+360 4+6 <3% 0.4-0.6

Реборда 2 с углом Оа =7° Ь23-Н2-Н2р§= =1.5+7 180+540 3+5 <2.5% 0.4-0.5

5 | Реборда 3 ЬЗ=НЗ-Н2=1.8+4 270+360 1.8+4 <2% 0.4-0.5

В двухстадийных схемах участок переформовки состоит из переходной зоны и зоны переформовки. При необходимости вводятся также зоны модификации профиля и компенсации утяжины в отверстии.

Режим радиального обжатия перемычки основной ребордой назначают после определения формы калибра и разделения основной реборды на простые в соответствии с формой калибра Границы простых реборд являются узловыми точками графика изменения высоты реборды (см.табл. 3).

Расчет графика высоты реборды сводится к выбору угловой протяженности А1 простой реборды к имеющей высоту Ы, при рациональной величине поперечной подачи которые по мере увеличения высоты основной реборды должны уменьшаться

„ . 36ОМ „

%= <5рша>. (23)

/К

Обобщенные рекомендации по выбору режима формообразования профиля,

приведены в таблице 3.

Если при построении винтовой калибровки валков базовый виток и шаг в нем принимаются относительно произвольно, то получаемые калибровки валков имеют значительную немонотонность. При обработке таких винтовых калибров необходимо то ускорять, то замедлять инструмент, что приводит к появлению динамических нагрузок, отрицательно сказывающихся на точности валков и долговечности оборудования. Аналогичные процессы происходят и при прокатке. Поэтому в разработанной методике построение винтовой калибровки валков производится из условия монотонности винтовых линий.

Винтовую линию калибра задают через начальную координату Z1(A) базового витка, начальный шаг Т1о и приращения шагов АТ1о(А) по сечениям в базовом витке. Остальные координаты винтовой линии, рассчитывают по ширинам С(А) реборды и канавки S(A) калибра, полученным из условий формовки [см. формулы (8) и (9)].

Оптимизация калибровки валков состоит в том, чтобы выбрать такое положение базового витка и разность шагов ДТ1о(А) в нем, чтобы максимальная разность шагов винтовой линии калибра ДТ1тах была минимальной и, желательно, отрицательной при сохранении ширины реборды и калибра. Эти вычисления выполняются по программе поиска экстремума функции многих переменных ATlo с критерием оптимизации тш{л Л тах[дПо(л)]}.

В работе рассмотрен также выбор рациональных калибровок формовочных оправок и обжимных валков.

РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ И КАЛИБРОВОК ВАЛКОВ ДЛЯ ПРОКАТКИ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ ЗАГОТОВОК КОЛЕЦ С ПЕРЕФОРМОВКОЙ И ШАРОВ

Для формообразования толстостенных (D/S = 4.3...5) и тонкостенных (Ds/Ss = 9... 11) ступенчатых заготовок были использованы различные модификации разработанной общей схемы двухстадийной формовки. На первой стадии процесса формуют полуфабрикат, отличающийся увеличенной толщиной ступени за счет диаметра Dp, наличием вспомогательного выступа и увеличенного угла Gp малого торца (см.табл. 1а). Эти особенности резко расширяют технологические возможности двухстадийной схемы формовки ступенчатых заготовок.

Разработана базовая калибровка валков, в соответствии с которой новый процесс состоит из следующих переходов (в скобках даны ссылки на рис. 6):

1) внедрение гребня в трубу, выходящую из обжимных валков (а, б);

2) переход гребня в профиль большого борта полуфабриката (б, в, г);

3) формовка выступа S2 полуфабриката за счет одновременного внедрения основной Н2 и дополнительной Н6 реборд (г, д);

4) формовка внедряющейся ребордой 3 торцового выступа и перемычки (д, е);

5) разделение заготовок с расширением реборды СЗ и канавки S4 (е, ж);

6) открытие канавки S7 для образования заданного профиля заготовки (ж, з);

7) внедрение дополнительной реборды Н6 (з, и);

8) расширение дополнительной реборды Кб (и, к);

9) закрытие канавки Б7 (к, л, м);

10)калибровка заданного профиля заготовки (м).

Рис. 6. Схема базовой калибровки валков для двухстадийной прокатки ступенчатых заготовок

Модификации базовой калибровки валков выполняют за счет места и характера внедрения дополнительной реборды, формующей канавку на полуфабрикате.

Для снижения вероятности образования заката в радиусе перехода ступеней вводят специальные подрезки готового профиля, называемые модификацией профиля. Подрезки создают в открытом калибре по профилю реборды запас металла, который при последующей формовке в закрытом калибре компенсирует отход металла и предотвращает образование заката и утяжины.

Модификации профиля можно разделить на (рис. 7):

- вертикальные, когда модификации подвергается угол 01;

- горизонтальные, когда модификации подвергается угол (Зв;

комбинированные, когда модификации подвергаются оба угла.

Определение размеров комбинированной модификации профиля осуществляется следующим образом (см.рис. 7) - на высоте модификации откладывают в тело реборды смещение АСр, равное 1.4±0.4 мм. На цилиндрическом участке ступени - аналогичное смещение ACgp, равное 0.5±0.3 мм, а затем через полученные точки проводят модифицированный профиль полуфабриката.

Наиболее предпочтительно начинать внедрение дополнительной реборды 6 с нулевой высоты в момент закрытия калибра.

При формовке заготовок внутренних колец конических роликоподшипников задняя грань дополнительной реборды имеет угол 65...80°. Поэтому при обычных величинах осевых параметров формовки К.8 (0.15...0.25) начальная ширина реборды превышает 10 мм, что значительно больше минимальных значений (1...4 мм), обеспечивающих малую овализацию профиля. Для уменьшения ширины вершины реборды до требуемых величин необходимо увеличивать коэффициенты осевой формовки Кб, что ведет к увеличению ширины канавки Б2 калибра. Это позволяет создать в нее запас добавочного металла, который по мере внедрения дополнительной реборды будет использоваться для оформления профиля полуфабриката.

Как отмечалось ранее, при внедрении реборды в закрытом калибре наблюдается значительная несимметричность течения металла под ребордой.

Расчеты показали, что процесс внедрения начинается с отставания металла от вершины реборды (Ка < 0). Затем, по мере внедрения реборды ее передняя грань увлекает металл, коэффициент асимметрии растет, но не превышает 0.1.

Анализ полученных данных и расчетов показал, что при формовке полуфабриката можно принять, что весь запас металла расположен в канавке Б2.

Принципиальная схема формовки «прямоугольных» заготовок состоит в том, что сначала формуют полуфабрикат (см. рис. табл. 16), торцы которого имеют участки с углами Ор 15...30°, а на наружном диаметре к ним прилегают трапециидальные выступы, шириной Э5 и в7. Выступы разделяются ребордой 6, которая во время переформовки перемещает металл из выступов полуфабриката в

Рис. 7. Схема модификации ступенчатого профиля

торцы заготовки с углом 6...Т.

При прокатке «прямоугольных» заготовок не зависимо от настройки стана в середине отверстия заготовки наблюдается утяжина. Для устранения этой утяжины уменьшают высоту реборды 6, увеличивая тем самым объем переформовки Ур на объем, составляющий 105% от объема утяжины. Завершение внедрение реборды для устранения утяжины можно осуществлять до и после разделения заготовок. Наиболее эффективно это делать в самом конце переформовки полуфабриката, чтобы не допустить образование утяжины вновь.

Для двухстадийной прокатки конических заготовок, у которых вершина большего конуса имеет нормальную толщину, использовалась схема с открытой переформовкой без удлинения заготовки (см.табл.1в). Эту переформовку выполняют после разделения полуфабрикатов.

Для двухстадийной прокаггки конических заготовок, у которой вершина большего конуса тонкостенная, была применена схема с закрытой переформовкой с удлинением заготовки. Такую переформовку обычно выполняют до разделения полуфабрикатов, т.к. основная реборда имеет достаточную прочность и стойкость.

Для прокатки ступенчатых заготовок с канавкой разработана базовая калибровка валков, в которой сначала формуют полуфабрикат аналогичный полуфабрикату для прокатки ступенчатых заготовок, но при этом полуфабрикат имеет пологие стенки (55.. .65°) канавки, которые затем переформовывают в крутые (10.. .30°).

Важнейшим направлением совершенствования прокатки шаров является создание новых калибровок валков, максимально учитывающих особенности их формовки, что позволяет устранить дополнительные обжатия металла в закрытом калибре и снизить энергоемкость процесса.

Для решения поставленной задачи была применена разработанная в настоящей работе методика расчета калибровок валков, что позволило наиболее полно учесть все особенности формовки шаров в винтовых калибрах, что обеспечило устранение «паразитных» деформаций и снижение усилий и мощности прокатки. Поэтому калибровки шаропрокатных валков, разработанные с применением новой методики, получили наименование малоэнергоемких.

В новых калибровках валков для компенсации несимметричности течения металла в винтовых калибрах развалку калибра выбирают так, чтобы в нем отсутствовали осевые нагрузки. Анализ этого условия, например, при прокатке шара 0100 мм, показывает, что установка маленьких углов подачи приводит к вытеснению металла из калибра, в то время как при больших углах подачи металл подается в калибр из заготовки. Такое течение металла приводит к непостоянству объема металла в калибре в течение всего процесса прокатки, поэтому при угле подачи, равном 1.5°, объем калибра по ходу прокатки необходимо уменьшать, а при угле подачи 4.5° — увеличивать. Недостаток или избыток металла в калибре в момент захвата может достигать 10%.

Другой особенностью калибровок шаропрокатных валков является определение размеров реборды на участках калибровки и разделения, исходя из условия монотонности винтового калибра.

Отработка новых калибровок шаропрокатных валков в промышленных условиях осуществлялась на стане ШПС 40-80 Узбекского металлургического комбината, имеющем мощность главного двигателя 560 кВт, были проведены

испытания новых валков для прокатки шаров 0105 мм. Опытно-промышленные работы были завершены на стане ШПС 40-80 Воскресенского машиностроительного завода, мощность главного двигателя которого - 320 кВт. Энергоемкость процесса прокатки оценивали по расходу мощности прокатки на двигателе стана, приходящейся на единицу теоретической часовой производительности стана.

На ШПС 40-80 Узбекского металлургического комбината при прокатке шаров 0105 мм из стали марки I1I-2 с содержанием углерода 0.7 % удельная мощность составила 24.2-31.6 кВт/т (частота вращения валков - 70 об/мин; температура заготовки перед прокаткой - 1000°С; шары прокатывали без поясков, т.е. при максимальном заполнении калибра металлом).

На стане Воскресенского завода «Машиностроитель» применяют короткие заготовки с длиной 2 м, которые нагревают до температуры 1100...1150°С, что позволяет вести прокатку при 1050...1100°С. Кроме этого шары прокатывают с пояском на меньшем угле подачи, так как стан не имеет регулировки угла подачи, что также снижает энергоемкость процесса. Удельная мощность прокатки составила 10 кВт/т, что соответствует 12.6 кВт/т при температуре заготовки 1000°С.

При сравнении процесса прокатки шара 0105 мм на новых калибровках и на промышленных калибровках комбината «Азовсталь» установлено, что удельные затраты энергии при прокатке шаров в новых калибровках снижаются на 25.. .30%.

Экспериментальные исследования точности процессов двухстадийной прокатки заготовок колец проводились в корпорации «Timken» в США на лабораторном формовочном стане и на промышленном агрегате, поставленном ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ. Лабораторный стан снабжен компьютерной системой управления и измерения параметров прокатки заготовок. Все данные, замеренные датчиками во время прокатки, автоматически заносятся на жесткий диск компьютера стана в цифровом виде как функция времени проведения прокатки.

В настоящее время качество и точность формовочных валков, изготавливаемых на высокоточных станках с ЧПУ, достигло высокого уровня, что свело к минимуму их влияние на погрешности размеров катаных заготовок.

При прокатке одной гильзы не установившаяся часть процесса захватывает по три-четыре заготовки с переднего и заднего концов гильзы (рис. 8). На промышленном агрегате концевые заготовки автоматически отбраковывают.

При установившейся стадии процесса прокатки одной гильзы размеры заготовок увеличиваются, при этом наибольшее увеличение получают диаметры отверстия (0.4...0.5 мм), затем профиля (0.2...0.4 мм) и незначительно линейные размеры (0.1.. .0.15 мм). При этом некруглость заготовок также возрастает.

Анализ структуры погрешностей размеров заготовок в прокатанной партии показал, что 50...80% от общей погрешности составляют погрешности в пределах одной гильзы.

Выполненные экспериментальные исследования точности заготовок колец, формуемых по двухстадийной схеме, показали, что при рациональных размерах гильзы, прокатанные заготовки имеют высокую точность, а процесс их производства устойчив. Основной причиной, не позволяющей дальше повышать точность прокатанных заготовок, является нестабильность условий прокатки одной гильзы. Это нестабильность обусловлена изменением условий трения металла по формовочной оправке в связи с ее разогревом, уровнем качества и износостойкости.

Номер заготовки

Рммах О» ■ ♦ Средне* отклонение размера О»

Номер заготовки

- ГЬзмах I ■ • ■ Среднее отклонение I

«-■ м Номер заготовки

1 Г-

1 1

! <ь я о я

1 тэ тэ ■о

-- --- --

I- м гд Номер заготовки

Е-

-Размах й —•—Среднее отклонение <1

Номер Заготовки

-Размах й« —♦—Среднееотклонение й»

Номер заготовки

- Размах йи —•— Среднее отклонение ¿и

Номер заготовки

Рис. 8. Погрешности размеров ступенчатых заготовок, прокатанных из одной гильзы по двухстадийной схеме

Установлены технологические возможности процесса двухстадийной прокатки заготовок колец на промышленном агрегате:

- минимальные припуски на диаметральные и линейные размеры профиля 0.6.. .0.9 мм на сторону и 0.8... 1.0 мм на радиус отверстия заготовки;

- погрешность диаметральных размеров 0.6...0.9 мм при допуске 1 мм;

- погрешность линейных размеров 0.2...0.4 мм при допуске 0.7 мм;

- разносгенность заготовок от 0.3 до 0.6 при допуске 0.8 мм;

- стойкость формовочных валков до переточки 300...500 тыс. заготовок при числе переточек до 8, а стойкость формовочных оправок -10... 15 тыс. заготовок;

- производительность агрегата 3000.. .9000 заготовок в час;

- коэффициент использования металла при прокатке 0.92...0.94.

СОЗДАНИЕ И ОСВОЕНИЕ ВЫСОКОЭФФЕКТИВНОГО ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ПРОКАТКИ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ ИЗДЕЛИЙ И ЗАГОТОВОК ДЕТАЛЕЙ

МАШИН

Кольцепрокатный агрегат 60-105, который был создан во ВНИИМЕТМАШе и пущен в эксплуатацию на ГПЗ-1 в 1964 г., к середине 70 годов прошлого столетия морально и физически устарел и требовал коренной реконструкции.

Реконструкции осуществлялась в два этапа. Сначала была заменена формовочная клеть формовочного стана, а затем прошивная линия агрегата при сохранении главного привода стана, что позволило повысить надежность и удобство работы на агрегате без изменения его основных характеристик.

В 1996 г. был заключен контракт с ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ на разработку и поставку кольцепрокатного агрегата 55-112 для американской корпорации «Тнпкеп».

Агрегат был пущен в эксплуатацию в штате Северная Каролина (США) в 1998 г. В 2001 г. он вышел на проектную производительность 2.0 млн. заготовок в месяц при двухсменном режиме работы.

В 1998 г. в исследовательском центре корпорации «Тнпкеп» в штате Огайо был пущен в эксплуатацию лабораторный формовочный стан для отработки технологических процессов и инструмента для прокатки в винтовых калибрах новых и сложных профилей. Разработчиком и поставщиком стана был ВНИИМЕТМАШ.

При создании кольцепрокатного агрегата 55-112 в его конструкцию внесен ряд новых технических решений, увеличивших его технологические возможности и технико-экономические параметры в сравнении с агрегатом ГТТЗ-1 в среднем на 30%:

- установлена компьютерная система настройки нажимных механизмов прокатных валков обоих рабочих клетей агрегата, что позволило точно (±0.05 мм) устанавливать валки на размер и угол подачи менее чем за 10 секунд. Поднастройка валков осуществляется между двумя последовательными прокатками (пауза =14 секунд) без задержки процесса или выбрасывания 1 гильзы (заготовки) в карман; *

- главные привода прошивного и формовочного станов выполнены на постоянном токе, что позволило устанавливать оптимальную скорость прокатки для каждой заготовки и достигать максимальную производительность оборудования;

- на агрегате увеличена длина гильзы до 3.5 м, что сократило расход металла в концевые отходы и увеличило его производительность за счет уменьшения вспомогательного времени в цикле прокатки;

- мощность индукционной установки доведена до 12 т/ч при параллельной работе с двух ручьёв, что позволяет при прокатке крупных загоювок полностью использовать технологические возможности прокатной части агрегата;

- рабочая клеть прошивного стана выполнена с откидывающейся на 120° крышкой, с двумя нажимными винтами на каждый узел валков и специальной системой зажима барабанов, что упростило перевалку валков формовочной клети и повысило ее жесткость и долговечность;

- рабочая клеть формовочного стана выполнена с одним нажимным винтом на каждом узле валков и с окидывающейся в горизонтальное положение крышкой, что упростило перевалку валков формовочной клети;

шестеренные клети и редуктора обоих станов объединены в комбинированные редуктора, что уменьшило их массу и габариты;

- был установлен холодильник для гильз, что позволило прокатывать малые партии гильз-заготовок для машиностроения.

Американская сторона установила на агрегате проходной камерный холодильник, что позволило осуществлять регламентированное охлаждение прокатанных заготовок и обеспечило стабильные механические свойства проката.

Агрегат работает в автоматическом режиме, его обслуживает 4 оператора.

На агрегате в соответствии с заказами освоено производство 22 профилей практически всех семейств заготовок:

- для производства подшипников - ступенчатых заготовок внутренних колец конических роликоподшипников, которые преимущественно изготавливают из малоуглеродистых легированных сталей, подвергаемых в дальнейшем цементации;

- для производства деталей трансмиссий автомобилей - гладких, конических и ступенчатых с канавкой заготовок муфт, колец синхронизаторов, зубчатых колес и блоков шестерен, которые преимущественно изготавливают из средне и высокоуглеродистых легированных сталей, подвергаемых объемной термообработке.

До последнего времени в России эксплуатировались шаропрокатные станы моделей ШПС 25-50, ШПС 40-80 и ШПС 80-125, разработанные и изготовленные ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ в 50...70 годы прошлого столетия.

В настоящее время эти станы морально и физически устарели.

В результате большого объема исследовательских и опытно-конструкторских работ ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ создали новое поколение шаропрокатных станов для горячей прокатки шаров в винтовых калибрах, которое включает модели ШПС 15-30, ШПС 20-60,40-100 и 60-120.

Новая конструкция шаропрокатных станов отличается:

- разрезной барабанной конструкцией рабочей клети стана, которая в отличие от кассетной позволяет повысить жесткость рабочей клети и сохранить угол раскатки и два нажимных винта на каждый валок;

- откидывающейся крышкой рабочей клети, что ускоряет перевалку валков;

- применением комбинированного главного редуктора взамен шестеренной клети и редуктора, что снижает массу и стоимость стана;

- наличием червячных осевых механизмов для осевой настройки валков, что

повышает их точность и надежность.

В настоящее время десять станов нового поколения поставлены в Россию и за границу. Это стан ШПС 20-60 (Германия и Индия), стан ШПС 40-80/100 [Гурьевский металлургический завод (4 стана) и Узбекистан (2 стана)] и стан ШПС 60-120 (Узбекистан). Их производительность составляет от 720 до 50 шаров в минуту.

Наибольшая эффективность нового оборудования достигается за счет применения малоэнергоемких калибровок шаропрокатных валков и современной технологии изготовления их винтовых калибров.

Эти технических решений позволили снизить нагрузки при прокатке и повысить его технико-экономические параметры в среднем на 20% за счет:

- расширения сортамента прокатываемых шаров на новых и существующих станах без изменения их технических характеристик;

- увеличение производительности оборудования за счет повышения скорости прокатки и числа заходов валков;

- снижение капитальных (стоимость оборудования) и текущих (на инструмент, запасные части и наладочные и ремонтные работы) затрат за счет повышение стойкости валков и снижения рабочих нагрузок.

В настоящее время такие калибровки валков для прокатки мелющих шаров диаметром от 20 до 120 мм работают на 16 шаропрокатных станах различного типоразмера . в России (ОАО «КМК», ОАО «Воскресенский завод «Машиностроитель», АП320, ОАО «Катав-Ивановский литейпо-мех анический завод», ОАО «Ревякинский металлопрокатный завод») и за рубежом [Мексика, Германия, Индия, Турция, Узбекистан (АПО «Узметгкомбинат») и Украина (ДМК)].

Валки для прокатки шаров и колец имеют винтовых калибры с непрерывно-изменяющимся шагом, поэтому для их обработки необходимы специальные средства.

На базе специальных копировальных механизмов и универсальных токарно-винторезных станков разработана гамма специальных станков для точной обработки калибров винтовых валков для всех типов шаропрокатных и кольцепрокатных станов:

- станок модели С1М63-1Ш для обработки валков диаметром 240 и 350 мм для станов ШПС 15-30 и ШПС 20-60;

- станок модели С1Н65-ЗШ для обработки валков диаметром 500 и 690 мм для станов ШПС 40-100 и ШПС 60-120;

- станок модели СРТ-117-ЗШ для обработки валков диаметром 690 и 750 мм для станов ШПС 60-120/140.

В настоящее время в России и за рубежом работает 15 специальных станков для обработки калибров винтовых валков.

Ряд технических решений по технологии прокатки в винтовых калибрах, конструкции рабочего инструмента и оборудования защищено 8 авторскими свидетельствами СССР и 2 патентами РФ.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Усовершенствована и развита теория формообразования профилей в винтовых калибрах на основе рассмотрения процесса как объемного перемещения

металла и заполнения им винтового калибра под воздействием контактных сил, приложенных со стороны расширяющейся и внедряющейся винтовой реборды, что впервые позволило учесть несимметричность осевого течения металла в очаге деформации, овализацию и радиальное течение металла, искажение калибра, наличие обжатий металла и изменение размеров отверстия кольца. Установлено, что для обеспечения качественного формообразования профилей необходимо обеспечивать определенное соотношение между объемом металла, находящимся в калибре и объемом калибра, определяемое условиями формовки. Равенство объемов металла, калибра и изделия должно достигаться только в конце участка калибровки профиля.

2. Разработана методика расчета взаимодействия инструмента с формуемым металлом при прокатке в винтовых калибрах, что позволяет на стадии проектирования определять оптимальные условий совместной работы обжимных и формовочных валков, а также соседних винтовых калибров. При согласовании условий работы обжимных и формовочных валков выбраны рациональные параметры процесса и инструмента, позволившие обеспечить минимальные подпор и объем овализированного металла, поступающего в винтовой калибр, а также синхронизировать подачи металла под реборды с изменениями развалки калибра.

3. Разработана универсальная методика расчета размеров винтового калибра, которая использует четыре характеристики процесса, радиальный параметр формовки, определяющий радиальные обжатия металла; осевой параметр формовки для передней грани реборды, определяющий соотношение между осевым и радиальным источниками металла для формообразования профиля; коэффициент асимметрии, определяющий несимметричность осевого течения металла под ребордой калибра и параметр овализации, определяющий соотношение между тангенциальным и общим смещенными объемами.

4. Разработаны двухстадийные схемы формообразования сложных базовых профилей и режимы их формовки, обеспечивающие высокую стойкость инструмента и качество заготовок. На первой стадии процесса осуществляют основную деформацию металла и формуют полуфабрикат, в наибольшей степени удовлетворяющий условиям формообразования с большими обжатиями, а на второй -выполняют переформовку полуфабриката в готовый профиль.

5. Установлено, что для получения бездефектных и точных профилей наряду с недопущением избытков и недостатков металла в калибре, необходимо минимизировать объем овализированного металла в закрытом калибре и обеспечивать возможность его осевой выкатки после разделения и переформовки. При этом необходимо применять схемы и режимы формовки, обеспечивающие плавное формообразование профиля, и уменьшать частные обжатия, в том числе за счет модификации профиля.

6. Разработана универсальная схема и режим стабильного разделения заготовок колец за счет создания гарантированного недостатка металла в перемычке. Это устранило поступление в нее металла во время разделения и гарантировало его стабильность, уменьшение торцевого выступа и остатка перемычки.

7. Установлено влияние основных факторов технологии и настройки стана на точность заготовок колец, прокатываемых по двухстадийной схеме. Показано, что при рациональных размерах гильзы определяющим фактором точности заготовок является стабильность условий прокатки одн^Й—ХИЛЬЗЫ.. _ Доля—цосрешнооей,

РОС. >'■ • 'НАЛЬИАЛ ь>. -..ткА

Ш р*

получаемых при этом, составляет от 50 до 80% от общей погрешности в партии заготовок, что связано с изменением условий трения металла по формовочной оправке из-за непостоянства температурного режима поверхностного слоя и качества оправок. Установлены технологические возможности процесса двухстадийной прокатки заготовок колец в винтовых калибрах на промышленном агрегате.

8 Разработаны методика и прикладные программы для расчета параметров технологии и калибровок инструмента для прокатки различных профилей в винтовых калибрах, позволяющие создавать монотонные калибровки винтовых валков с заданными режимами формообразования и стабильным разделением заготовок.

9. Разработаны новые технологические процессы и базовые калибровки рабочего инструмента для двухстадийной горячей прокатки в винтовых калибрах новых типов полых профилей - ступенчатых, «прямоугольных», конических и ступенчатых с канавкой для автомобильной и подшипниковой промышленности. Двадцать два профиля переданы в производство на кольцепрокатный агрегат 55-112 корпорации «Timken», созданный и поставленный ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ в США в 1998 г. Новый агрегат имеет в среднем на 30% лучшие технико-экономические показатели, чем реконструированный в 1989 г. агрегат 60-105 (ГПЗ-1).

10. Разработаны и широко внедрены малоэнергоемкие калибровки валков для горячей прокатки шаров диаметром от 20 до 120 мм, обеспечивающие снижение на 25...30% рабочих нагрузок, расширение сортамента, увеличение скорости прокатки, стойкости и заходности валков. Калибровки работают в 7 странах (Россия, Германия, Индия, Мексика, Турция, Узбекистан и Украина) на 11 предприятиях, где установлено 16 шаропрокатных станов.

11. Создано новое поколение шаропрокатных станов (ШПС 20-60, ШПС 40-100 и ШПС 60-120), имеющих расширенный сортамент, повышенную производительность, меньшую металлоемкость и увеличенную надежность и долговечность. В настоящее время десять станов нового поколения поставлены в Россию и за границу (Мексика, Германия, Индия и Узбекистан).

12. Создана гамма специальных станков для обработки винтовых калибров переменного шага на валках, имеющих номинальный диаметр 240...750 мм. В настоящее время пятнадцать станков поставлены в Россию и за границу (Россия, Германия, Индия, Мексика, Турция, Узбекистан, Украина и Казахстан).

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Гриншпун А.И., Котенок В.И., Курганов В.Д., Целиков H.A. Холодная прокатка шаров малого диаметра в винтовых калибрах //Кузнечно-штамповочное производство. 1983. №7. С.19-20.

2. Целиков H.A., Котенок В.И. Изготовление стальных шаров холодной прокаткой в винтовых калибрах //Вестник машиностроения. 1984. №4. С.41-43.

3. Котенок В.И. Аналитическое исследование процесса прокатки шаров в винтовых калибрах /.Труды ВНИИМЕТМАШ - Совершенствование технологии, конструкций и расчетов металлургических машин - М.: 1986. С. 38-51.

4. Котенок В.И. Устойчивость тангенциального захвата при холодной прокатке шаров в винтовых калибрах //Труды ВНИИМЕТМАШ - Новые технологии и машины для производства труб - М.: 1990. С. 154-163.

5. Котенок В.И. 8.21.12.Станы для прокатки коротких тел вращения в винтовых калибрах //Машиностроение (энциклопедия в сорока томах) под ред. К.В. Фролова. Том IV-5: Машины и агрегаты металлургического производства под ред.

B.М. Синицкого. Раздел IV: Расчет и конструирование машин - М.: Машиностроение. 2000. С.884-888.

6. Котенок В.И., Подобедов С.И. Создание эффективных калибровок шаропрокатных валков и расширение сортамента шаров на действующих и новых станах //Труды 3 Конгресса прокатчиков. Липецк. 19-22 октября 1999 - М.: ОАО «Черметинформация». 2000. С.438-441.

7. Котенок В.И., Подобедов С.И. Энергоэкономные калибровки валков шаропрокатных станов //Металлург. 2001. №9. С.45-47.

8. Kotenok V.I., Podobedov S.I. Energy-efficient design of rolls for ball-rolling mills //Metallurgist. 2001. Vol. 45. Nos. 9-10. C.363-367.

9. Котенок В.И. Новая технология производства заготовок кольцевых деталей для автомобилестроения //Национальная металлургия. 2002. №5. С.71-74.

10. Котенок В.И., Матвеев А.В. Валковые станы поперечно-клиновой прокатки конструкции ВНИИМЕТМАШ //Материалы международной научно-технической конференции «Прогрессивные технологии поперечно-клиновой прокатки». Минск. Белоруссия. 4-6 июня 2002 - Мн.: УП «Технопринт». 2002. С.31-36.

11. Капитонов И.М., Котенок В.И., Аржанов А.Ф. Новые тенденции в развитии деталепрокатного производства //Национальная металлургия. 2002. №3.

C.27-32.

12. Котенок В.И., Тартаковский Б.И. Современная технология и оборудование для производства горячей винтовой прокаткой точных кольцевых и трубных заготовок для машиностроения //Тезисы 3-й Международной научно-технической конференции по проблемам совершенствования производства и эксплуатации трубной продукции «ТРУБОКОН-2002». Днепропетровск. Украина. 18-19 сентября 2002 г. С.216-221.

13. Котенок В.И. Современная технология и оборудование для массового производства горячей винтовой прокаткой точных заготовок колец диаметром 55.. 120 мм /ЛГезисы международной научно-технической конференции «Современные проблемы металлургического производства». Волгоград. 1-3 октября 2002. С.417-421.

14. Котенок В.И. Производство кольцевых заготовок и изделий прокаткой в винтовых калибрах: Учебное пособие - М.: Научно-учебный центр «Машиностроение». 2003.27 с. с ил.

15. Капитонов И.М, Котенок В.И., Короткое И.А., Закорко Н.П. Деталепрокатные станы и технологии //Академик Александр Иванович Целиков. Очерки. Воспоминания. Избранные статьи /Сост.: В.Г. Дрозд, Б.А. Сивак, Н.А. Целиков. Отв.ред. Н.В. Пасечник - М.: Наука. 2003. С.236-258.

16. Котенок В.И. Современный уровень производства изделий на деталепрокатных станах //Тяжелое машиностроение. 2004. .№3. С.27-32.

17. Котенок В.И. Современное состояние технологии прокатки кольцевых заготовок диаметром 55-120 мм для машиностроения //Кузнечно-штамповочное производство-Обработка материалов давлением. 2004. №4. С.22-29.

18. Котенок В И. Пасечник Н.В. Деталепрокатка - современная технология

производства заготовок и изделий из стали и цветных металлов //Заготовительное производство в машиностроении. 2004. №3. С.39-45.

19. Котенок В.И. Развитие технологии винтовой прокатки заготовок колец //Материалы международной научно-технической конференции «Прогрессивные технологии обработки материалов давлением» часть 2. Минск. Белоруссия. 18-22 мая 2004 - Мн.: УП «Экоперспектива». 2004. С.85-90.

20. Котенок В.И. Исследование точности прокатки в винтовых калибрах профильных заготовок колец //Труды международной научно-практической конференции «Высокотехнологическое оборудование для металлургической промышленности». Москва. 18 ноября 2004. С.228-243.

21. Котенок В.И., Капитонов И.М. 1.15. Деталепрокатные станы //60 лет научно-конструкторской и производственной деятельности ВНИИМЕТМАШ /Сост.

B.Г.Дрозд, А.И.Майоров, Б.А.Сивак. Отв. ред. Н.В.Пасечник. - М.: Наука. 2005.

C.209-215.

22. Котенок В.И. Совершенствование рабочего инструмента для прокатки колец в винтовых калибрах. //Металлург. 2005. №10. С.59-63.

23. A.C. 837643 (СССР) МПК B23G 3/10. Устройство к токарно-винторезному станку для нарезания винтовых поверхностей с переменным шагом /Целиков H.A., Выгоднер Б.Ф., Котенок В.И. и др.//Опубл. 15.06.81. Б.И. 1981. №22. С.2.

24. A.C. 956112 (СССР) МПК В21 Н1/14. Линейка шаропрокатного стана /H.A. Целиков, В.Д. Курганов, В.И. Котенок и др //Опубл. 07.09.82. Б.И. 1982. №33. С.4.

25. A.C. № 1319946 (СССР) МПК В21 В19/02,13/12, В21 Н1/14. Двухвалковая клеть стана винтовой прокатки /A.M. Алешкин, В.И. Котенок, H.A. Целиков и др. //Опубл. 30.06.87. Б.И. 1987. №24. С.4.

26. A.C. № 1338944 (СССР) МПК В21 Н1/14. Способ поперечно-винтовой прокатки коротких тел вращения /A.M. Алешкин, В.И. Котенок, H.A. Целиков и др. //Опубл. 23.09.87. Б.И. 1987. №35. С.2.

27. A.C. № 1423238 (СССР) МПК В21 Н1/14. Способ производства коротких тел малого диаметра /В.И. Котенок, H.A. Целиков, H.A. Кораблев и др. //Опубл. 15.09.88. Б.И. 1988. №34. С.2.

28. A.C. № 1666237 (СССР) МПК В21 В19/00, 25/00. Технологический инструмент стана винтовой прокатки /H.A. Целиков, В.И. Котенок, Б.Ф. Выгоднер и др. //Опубл. 30.07.88. Б.И. 1991. №28. С.З.

29. A.C. № 1738449 (СССР) МПК В21 Н1/14. Инструмент для поперечно-винтовой прокатки тел вращения типа шариков /В.И. Котенок, А.П. Слободан и А.Г. Толщихин //Опубл. 07.06.92. Б.И. 1992. №21. С.52.

30. A.C. № 1821281 (СССР) МПК В21 Н1/18. Валок для поперечно-винтовой прокатки коротких тел вращения /В.И. Котенок и H.A. Целиков //Опубл. 15.06.93. Б.И. 1993. №22. С.З.

31. Пат. 2082530 (РФ) В21 Hl/14, С22 С37/10. Способ производства чугунных мелющих шаров /Н.П. Лякишев, H.H. Александров, В.И. Котенок и др. //Опубл. 27.06.97. Б.И. 1997. №18. С.5.

32. Пат. 2227071 (РФ) 7 В21 В13/08, 19/02 Двухвалковая клеть стана поперечно-винтовой прокатки /И.К. Тартаковский, В.И. Котенок, В.Г. Бородин и др. //Опубл. 20.04.04. Б.И. 2004. №11. С.483.

Отпечатано в ООО «Компания Спутник+» ПД № 1-00007 от 25.09.2000 г. Подписано в печать 14.11.05 Тираж 100 экз. Усл. п.л. 2,3 Печать авторефератов (095) 730-47-74,778-45-60

* р ЛГ-

РНБ Русский фонд

2007-4 6686

2 9 ЯН 2005

ВВЕДЕНИЕ.

1. СОВРЕМЕННЫЙ УРОВЕНЬ РАЗВИТИЯ МАССОВОГО ПРОИЗВОДСТВА

• КОРОТКИХ ИЗДЕЛИЙ ДИАМЕТРОМ ДО 120 ММ.

1.1 Современное состояние массового производства изделий и заготовок.

1.2. Современное состояние технологий прокатки в винтовых калибрах.

1.3. Современный уровень развития теории прокатки в винтовых калибрах.

1.4. Цель и задачи исследования.

2. ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ПРОФИЛЕЙ

ПРИ ПРОКАТКЕ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ.

2.1. Разработка объемной модели формообразования профилей внедряющейся ребордой.

• 2.2. Расчет размеров калибра при формовке простой внедряющейся ребордой .51 ф 2.3. Разработка схем и методов расчета переформовки профилей.

2.3.1. Систематизация технологических схем переформовки профилей.

2.3.2. Расчет закрытых осевых переформовок.

2.3.3. Расчет закрытых радиальных переформовок при внедрении реборды.

2.3.4. Расчет закрытых радиальных переформовок при закрытии канавки.

2.3.5. Расчет размеров полуфабриката для открытой переформовки.

2.4. Исследование взаимодействия винтового калибра и формуемого металла.

2.4.1. Геометрия винтового калибра.

2.4.2. Проскальзывание металла в винтовом калибре.

2.4.3. Частные обжатия при формовке ребордой.

2.4.4. Усилия и моменты, приложенные к формуемому металлу. 2.5. Анализ основных операций формообразования заготовок колец.

2.5.1. Условия осевой подачи металла гранью реборды.

2.5.2. Несимметричность осевого течения металла под ребордой.

2.5.3. Раскатка гильзы в обжимных валках с подпором трубы. ф 2.5.4.Формовка трубы гребнем винтового калибра.

2.5.5. Согласование взаимодействия обжимных валков и винтового гребня.

2.5.6. Выкатка овала профиля в закрытом калибре и его компенсация.

2.5.7. Совершенствование процесса разделения заготовок.

2.6. Выводы.

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ПРОФИЛЕЙ ПРИ ПРОКАТКЕ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ.

3.1. Экспериментальные исследования переформовки профилей.

3.1.1. Исследование осевой переформовки профиля, формуемого гребнем.

3.1.2. Исследования переформовки ступенчатых профилей.

3.1.3. Исследования переформовки гладких профилей.

3.1.4. Исследования переформовки ступенчатых профилей с канавкой.

3.2. Образование дефектов и разработка мероприятий по их предупреждению. 179 3.2.1. Исследование овализации металла при формовке ступенчатого профиля

3.2.2. Утяжины на профиле.

Ф 3.2.3. Утяжины в отверстии заготовок.

3.2.4. Закаты на поверхности профиля.

3.3. Выводы.

4. МЕТОДИКА ПРОЕКТИРОВАНИЯ РАБОЧЕГО ИНСТРУМЕНТА ДЛЯ ПРОКАТКИ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ ЗАГОТОВОК КОЛЕЦ.

4.1. Последовательность разработки технологии прокатки и калибровок рабочего инструмента.

4.2. Конструирование катаных заготовок колец.

4.3. Общие положения расчета калибровок формовочных валков.

4.3.1. Основные элементы винтового калибра.

4.3.2. Структура калибровки формовочных валков. ф 4.3.3. Расчет участка с максимальной высотой основной реборды.

4.3.4. Выбор режима формообразования профилей.

4.3.5. Построение и оптимизация калибровки винтовых валков.

4.4. Расчет калибровки формовочной оправки.

4.5. Калибровка обжимного валка.

4.6. Выводы.

5. РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ И КАЛИБРОВОК ВАЛКОВ ДЛЯ ПРОКАТКИ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ ЗАГОТОВОК КОЛЕЦ С ПЕРЕФОРМОВКОЙ И ШАРОВ.

5.1. Базовая калибровка валков для двухстадийной прокатки ступенчатых заготовок колец.

5.1.1. Расчет участка формовки профиля гребнем и его модификаций.

5.1.2. Расчет участка формовки полуфабриката дополнительной ребордой.

5.1.3. Расчет перехода от участка полуфабриката к участку переформовки.

5.2. Базовая калибровка валков для двухстадийной прокатки «прямоугольных» заготовок колец.

5.3. Базовые калибровки валков для двухстадийной прокатки конических заготовок колец.

5.4. Базовая калибровка валков для двухстадийной прокатки ступенчатых заготовок колец с канавкой.

5.5. Малоэнергоемкие калибровки шаропрокатных валков.

5.6. Экспериментальные исследования точности ступенчатых заготовок колец, прокатанных по двухстадийной схеме.

5.6.1. Методика проведения исследований.

5.6.2. Точность диаметров профиля.

5.6.3. Точность отверстия заготовок.

5.6.4. Точность линейных размеров заготовок.

5.7. Точность прокатки заготовок колец на промышленном агрегате.

5.7.1. Точность прокатки ступенчатых заготовок.

5.7.2. Точность прокатки «прямоугольных» заготовок.

5.7.3. Точность прокатки конических заготовок.

5.7.4. Точность прокатки ступенчатых заготовок с канавкой.

5.7.5. Технологические возможности двухстадийной прокатки заготовок колец

5.8. Выводы.

6. СОЗДАНИЕ И ОСВОЕНИЕ ВЫСОКОЭФФЕКТИВНОГО ОБОРУДОВАНИЯ

ДЛЯ ПРОКАТКИ В ВИНТОВЫХ КАЛИБРАХ ИЗДЕЛИЙ И ЗАГОТОВОК ДЕТАЛЕЙ МАШИН.

6.1. Создание и освоение современного кольцепрокатного агрегата 55-112 и процессов винтовой прокатки заготовок колец для машиностроения.

6.2. Создание и освоение нового поколения шаропрокатных станов и малоэнергоемких калибровок шаропрокатных валков.

6.3. Создание и освоение специальных станков для нарезки на валках винтовых калибров переменного шага.

Развитие промышленности и техники ведет к увеличению объемов выпуска технологического оборудования, автомобилей и других машин, для производства которых в массовом количестве необходимы профильные изделия и заготовки. К ним следует отнести шары (мелющие, подшипниковые и под штамповку), короткие оси и стержни диаметром до 120 мм, а также профильные заготовки колец диаметром 55.Л20 мм. Годовые потребности в них часто составляют сотни тысяч и даже миллионы штук.

Традиционное изготовление таких изделий механической обработкой круглого проката и горячекатаных труб очень трудоемко и дорого и требует больших капитальных затрат и производственных площадей.

Применение процессов штамповки из горячекатаного прутка позволяет сократить затраты. Но при массовом производстве текущие и капитальные затраты остаются достаточно большими, что во многом связано с недостаточно высокой производительностью штамповочного оборудования, а в ряде случаев и с невозможностью получения изделий сложной формы , в особенности, если они имеют канавки и большую длину.

Технология прокатки в винтовых калибрах, зародившаяся как высокопроизводительный процесс получения шаров, позволяет в 2.5 раз повысить производительность формообразования заготовок, что является основой снижения удельных текущих и капитальных затрат при массовом производстве заготовок и изделий.

Прокатка изделий в винтовых калибрах - один из наиболее сложных процессов поперечно-винтовой прокатки, что обусловлено постоянным изменением при формовке металла радиальных и осевых обжатий под воздействием внедряющейся и расширяющейся реборды и связанных с ней изменений размеров винтового калибра. При этом металл течет в трех направлениях - осевом, радиальном и тангенциальном.

Анализ опыта разработки инструмента для прокатки в винтовых калибрах показал, что существующие подходы к расчету формообразования профилей не учитывали ряд существенных факторов. Так как методика расчета параметров процесса часто неадекватно описывала формообразование профиля, что связано с ее основами - плоской расчетной схемой, по которой весь обжатый металл поступает в вытяжку, и несовершенными схемами, параметрами и режимами формообразования и разделения заготовок. Основные результаты получены для схемы прямой формовки профилей, когда в калибре сразу формуют заданный профиль. Но для многих массовых профилей при прямой формовке не удается обеспечить необходимое качество изделий и стойкость формовочных валков. Поэтому возникает необходимость в создании новых технологических схем.

Для решения поставленной задачи предлагаются двухстадийные схемы формообразования различных профилей и режимы их исполнения. На первой стадии нового процесса осуществляют основную деформацию металла и формуют полуфабрикат, в наибольшей степени удовлетворяющий условиям формообразования с большими обжатиями, а на второй - выполняют переформовку полуфабриката в готовый профиль.

Повышение требований к качеству и точности изделий, необходимость освоения новых типов профилей и недостаточная изученность формообразования в винтовых калибрах привели к тому, что проектирование и освоение производства сложных профилей занимало много времени и требовало больших затрат, а прокатное оборудование нуждалось в совершенствовании и повышении технического уровня.

Все это сдерживало развитие прогрессивной технологии.

В связи с этим, разработка единого теоретического подхода к формообразованию профилей в винтовых калибрах, проектированию новых и совершенствованию существующих технологий, прокатного инструмента и оборудования, с учетом основных факторов процесса, является актуальной научно-технической задачей.

Целью настоящей работы является создание высокоэффективных процессов и оборудования для прокатки в винтовых калибрах сложных изделий на основе развития теории и схем формообразования профилей.

На основе изложенного сформулированы задачи исследования:

- разработать методику расчета формообразования профилей, рассматривая формообразование как процесс объемного перемещения металла и заполнения им винтового калибра под воздействием контактных сил, приложенных со стороны расширяющихся и внедряющихся винтовых реборд;

- разработать двухстадийные схемы формообразования сложных профилей;

- исследовать и рационализировать основные операции формообразования профилей и условия их осуществления для обеспечения высокой стойкости инструмента, точности и качества заготовок;

- разработать комплексную методику и прикладные программы для расчета технологических процессов прокатки сложных профилей в винтовых калибрах и калибровок прокатного инструмента;

- разработать и внедрить в промышленность высокоэффективные технологические процессы и оборудование для прокатки в винтовых калибрах основных профилей колец и шаров.

Теоретические исследования формообразования профилей базировались на методах математического анализа, теоретической механики, теории обработки металлов давлением и вычислительной математики. Численные расчеты выполняли с помощью разработанных математических моделей.

Экспериментальные исследования проведены в лабораторных и заводских условиях с использованием современных приборов и датчиков, подключенных к персональному компьютеру. Обработка экспериментальных данных осуществлена методами математической статистики с применением компьютерных программ.

Достоверность полученных результатов определялась сравнением расчетных данных с экспериментальными и опытом промышленной эксплуатации прокатного инструмента, разработанного по предложенной методике.

При решении поставленных задач получены новые научные результаты:

- разработана методика расчета формообразования профилей, основанная на анализе объемного течения металла и взаимодействия винтового калибра с формуемым металлом, позволившая впервые учесть влияние на заполнение калибра несимметричности осевого течения металла в очаге деформации, овализации и радиального течения металла, искажения калибра при повороте валков и наличия обжатия. Установлено, что равенство объемов металла, калибра и изделия должно достигаться только в конце участка калибровки профиля. На остальных стадиях процесса необходимо обеспечивать определенное соотношение между этими объемами, обусловленное условиями и режимом формообразования профиля;

- разработана методика расчета взаимодействия инструмента с формуемым металлом при прокатке в винтовых калибрах, что позволяет на стадии проектирования определять оптимальные условия совместной работы обжимных и формовочных валков, а также соседних винтовых калибров. При согласовании условий работы обжимных и формовочных валков выбраны рациональные параметры процесса и инструмента, позволившие обеспечить минимальный подпор и дополнительный объем металла, поступающего в калибр, а также синхронизировать подачи металла под реборды с изменениями развалки калибра;

- разработана универсальная методика расчета размеров винтового калибра, которая использует четыре характеристики процесса: радиальный параметр формовки, определяющий радиальные обжатия металла; осевой параметр формовки для передней грани реборды, определяющий соотношение между осевым и радиальным источниками металла для формообразования профиля; коэффициент асимметрии, определяющий несимметричность осевого течения металла под ребордой калибра, и параметр овализации, определяющий соотношение между тангенциальным и общим смещенными объемами;

- разработаны двухстадийные схемы формообразования сложных базовых профилей и режимы их формовки, обеспечивающие высокую стойкость инструмента и качество заготовок. На первой стадии процесса осуществляют основную деформацию металла и формуют полуфабрикат, в наибольшей степени удовлетворяющий условиям формообразования с большими обжатиями, а на второй - выполняют переформовку полуфабриката в готовый профиль;

- раскрыты механизмы образования основных дефектов (закатов и утяжин) при прокатке в винтовых калибрах заготовок колец и разработаны технические решения по их предотвращению или устранению за счет модификации профиля;

- разработана универсальная схема и режим стабильного разделения заготовок колец за счет создания гарантированного недостатка металла в перемычке.

На основе проведенных исследований выполнены разработки и получены результаты, имеющие практическую ценность, а именно:

- разработаны методика и прикладные программы для расчета параметров технологии и инструмента для прокатки профилей в винтовых калибрах, позволяющие создавать высокоэффективные калибровки формовочных валков с заданными режимами формообразования, стабильным разделением заготовок и монотонными винтовыми калибрами;

- разработаны новые технологические процессы и базовые калибровки рабочего инструмента для двухстадийной горячей прокатки в винтовых калибрах новых типов полых профилей - ступенчатых, «прямоугольных», конических и ступенчатых с канавкой для автомобильной и подшипниковой промышленности;

- определено влияние основных факторов технологии и настройки стана на точность заготовок колец, получаемых двухстадийной прокаткой в винтовых калибрах, и установлены технологические возможности этого процесса;

- разработаны малоэнергоемкие калибровки валков для прокатки шаров диаметром 20. 120 мм, обеспечивающие снижение рабочих нагрузок на 25.30%, увеличение скорости прокатки и повышение стойкости валков. Это позволило повысить производительность и расширить сортамент шаропрокатных станов;

- создан современный кольцепрокатный агрегат 55-112, который имеет в среднем на 30% лучшие технико-экономические показатели, чем агрегат 60-105;

- создано новое поколение шаропрокатных станов, имеющих расширенный сортамент, повышенную производительность, меньшую металлоемкость и увеличенную надежность и долговечность;

- разработана гамма специальных станков для обработки винтовых калибров переменного шага на валках с номинальным диаметром 240.750 мм.

На основе выполненных исследований разработаны современные технологические процессы и калибровки прокатного инструмента для производства заготовок колец различной формы и назначения для автомобильной и подшипниковой промышленности на американской фирме «Timken» - ведущем мировом производителе точных компонентов для машин.

Производство организовано на базе российского кольцепрокатного агрегата 55-112, созданного совместно ВНИИМЕТМАШ и ОАО «ЭЗТМ».

Автор настоящей работы принимал непосредственное участие в разработке, пуске и освоении агрегата в США. Он был ведущим разработчиком технологических процессов и рабочего инструмента для прокатки профилей различного назначения, из которых 22 профиля освоено в производстве, объем которого в 2001 году превысил 2.0 млн. заготовок в месяц.

Созданные малоэнергоемкие калибровки шаропрокатных валков снижают на 20.30% энергосиловые характеристики процесса прокатки шаров в винтовых калибрах. Они внедрены в России (7 заводов) и за рубежом - в Мексике, Германии, Индии, Турции, Узбекистане и на Украине, где работает 34 калибровки валков на 16 шаропрокатных станах.

Новые калибровки валков позволили расширить сортамент прокатываемых шаров на действующих станах и легли в основу создания ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ нового поколения шаропрокатных станов (ШПС 20-60, ШПС 40-100 и ШПС 60-120), отличающихся расширенным сортаментом и меньшей металлоемкостью. В настоящее время десять станов нового поколения поставлены в Россию и за границу.

Объем производства мелющих шаров, при выпуске которых используется новое поколение калибровок валков и шаропрокатных станов, только на АПО «Узметкомбинат» превысил 100 тысяч тонн в год.

Для изготовления калибров винтовых валков шаропрокатных станов под руководством соискателя разработаны четыре модели специальных токарных станков для нарезки калибров валков диаметром до 250 мм, 350 мм, 690 и 750 мм.

Восемь станков различных моделей экспортированы в Мексику, Узбекистан, Казахстан, Турцию, Германию, Индию и семь станков создано в России и на Украине при содействии автора.

На защиту выносятся основные результаты диссертационной работы:

1. Методика и прикладные программы для расчета формообразования профилей, параметров технологии и калибровок прокатного инструмента, основанные на анализе объемного течения металла и взаимодействия винтового калибра с формуемым металлом с учетом совместной работы обжимных и формовочных валков и соседних винтовых калибров.

2. Двухстадийные схемы формообразования сложных базовых профилей и режимы их формовки, обеспечивающие прокатку высококачественных изделий при высокой стойкости инструмента.

3. Технические решения по предотвращению или устранению дефектов (закатов и утяжин) при прокатке в винтовых калибрах за счет модификации профиля.

4. Универсальная схема и режим стабильного разделения заготовок колец за счет обеспечения гарантированного недостатка металла в перемычке.

5. Высокоэффективные технологические процессы и базовые калибровки рабочего инструмента для двухстадийной прокатки в винтовых калибрах новых типов полых профилей - ступенчатых, «прямоугольных», конических и ступенчатых с канавкой для автомобильной и подшипниковой промышленности.

6. Современное высокоэффективное оборудование для винтовой прокатки коротких тел вращения и для изготовления винтовых валков с переменным шагом.

Работа выполнялась в Открытом акционерном обществе Акционерная холдинговая компания «Всероссийский научно-исследовательский и проектно-конструкторский институт металлургического машиностроения имени академика А.И.Целикова»

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Усовершенствована и развита теория формообразования профилей в винтовых калибрах на основе рассмотрения процесса как объемного перемещения металла и заполнения им винтового калибра под воздействием контактных сил, приложенных со стороны расширяющейся и внедряющейся винтовой реборды, что впервые позволило учесть несимметричность осевого течения металла в очаге деформации, овализацию и радиальное течение металла, искажение калибра, наличие обжатий металла и изменение размеров отверстия кольца. Установлено, что для качественного формообразования профилей необходимо обеспечивать определенное соотношение между объемом металла, находящимся в калибре и объемом калибра, определяемое условиями формовки. Равенство объемов металла, калибра и изделия должно достигаться только в конце участка калибровки профиля.

2. Разработана методика расчета взаимодействия инструмента с деформируемым металлом при прокатке в винтовых калибрах, что позволяет на стадии проектирования определять оптимальные условия совместной работы обжимных и формовочных валков, а также соседних винтовых калибров. При согласовании условий работы обжимных и формовочных валков выбраны рациональные параметры процесса и инструмента, позволившие обеспечить минимальные подпор и объем овализированного металла, поступающего в винтовой калибр, а также синхронизировать подачи металла под реборды с изменениями развалки калибра.

3. Разработана универсальная методика расчета размеров винтового калибра, которая использует четыре характеристики процесса: радиальный параметр формовки, определяющий радиальные обжатия металла; осевой параметр формовки для передней грани реборды, определяющий соотношение между осевым и радиальным источниками металла для формообразования профиля; коэффициент асимметрии, определяющий несимметричность осевого течения металла под ребордой калибра, и параметр овализации, определяющий соотношение между тангенциальным и общим смещенными объемами.

4. Разработаны двухстадийные схемы формообразования сложных базовых профилей и режимы их формовки, обеспечивающие высокую стойкость инструмента и качество заготовок. На первой стадии процесса осуществляют основную деформацию металла и формуют полуфабрикат, в ф наибольшей степени удовлетворяющий условиям формообразования с большими обжатиями, а на второй - выполняют переформовку полуфабриката в готовый профиль.

5. Установлено, что для получения бездефектных и точных профилей, наряду с недопущением избытков и недостатков металла в калибре, необходимо минимизировать объем овализированного металла в закрытом калибре и обеспечить возможность его осевой выкатки после разделения и переформовки. При этом необходимо применять схемы и режимы прокатки, обеспечивающие плавное формообразование профиля, и уменьшать частные обжатия, в том числе за счет модификации профиля.

6. Разработана универсальная схема и режим стабильного разделения заготовок колец за счет создания гарантированного недостатка металла в перемычке. Это устранило поступление в нее металла во время разделения и гарантировало его стабильность, уменьшение торцевого выступа и остатка перемычки.

7. Установлено влияние основных технологических факторов и настройки стана на точность заготовок колец, прокатываемых по двухстадийной схеме. Показано, что при рациональных размерах гильзы определяющим фактором точности заготовок является стабильность условий прокатки одной гильзы. Доля погрешностей, получаемых при этом, составляет от 50 до 80% от общей погрешности в партии заготовок, что связано с ^ изменением условий трения металла по формовочной оправке из-за непостоянства температурного режима поверхностного слоя и качества оправок. Установлены технологические возможности процесса двухстадийной прокатки заготовок колец в винтовых калибрах на промышленном агрегате, ф 8. Разработаны методика и прикладные программы для расчета технологических параметров и калибровок инструмента для прокатки различных профилей в винтовых калибрах, позволяющие создавать монотонные калибровки винтовых валков с заданными режимами формообразования и стабильным разделением заготовок.

9. Разработаны новые технологические процессы и базовые калибровки рабочего инструмента для двухстадийной горячей прокатки в винтовых калибрах новых типов полых профилей - ступенчатых, «прямоугольных», конических и ступенчатых с канавкой для автомобильной и подшипниковой промышленности. Двадцать два профиля переданы в производство на кольцепрокатный агрегат 55-112 корпорации «Timken», созданный и поставленный ВНИИМЕТМАШ и ЭЗТМ в США в 1998 г. Новый агрегат имеет в среднем на 30% лучшие технико-экономические показатели, чем реконструированный в 1989 г. агрегат 60-105 (ГПЗ-1).

10. Разработаны и широко внедрены малоэнергоемкие калибровки валков для горячей прокатки шаров диаметром от 20 до 120 мм, обеспечивающие снижение на 25.30% рабочих нагрузок, расширение сортамента, увеличение скорости прокатки, стойкости и заходности валков. Калибровки работают в 7 странах (Россия, Германия, Индия, Мексика, Турция, Узбекистан и Украина) на 11 предприятиях, где установлено 16 шаропрокатных станов.

11. Создано новое поколение шаропрокатных станов (ШПС 20-60, ШПС 40-100 и ШПС 60-120), имеющих расширенный сортамент, повышенную производительность, меньшую металлоемкость и увеличенную надежность и долговечность. В настоящее время десять станов нового поколения поставлены в Россию и за границу (Мексика, Германия, Индия и Узбекистан).

12. Создана гамма специальных станков для обработки винтовых калибров переменного шага на валках, имеющих номинальный диаметр 240.750 мм. В настоящее время пятнадцать станков поставлены в Россию и за границу (Россия, Германия, Индия, Мексика, Турция, Узбекистан, Украина и Казахстан).

1. «Хотматик» AMP 50 и AMP 70 большие горячештамповые автоматы для точных поковок с исходным весом до 5 кг. Проспект фирмы «Хатебур». //Hatebur UmforMMaschinen AG. Schweiz. 1989.

2. Целиков А.И., Барбарич М.В., Васильчиков М.В., Грановский С.П., Жукевич-Стоша Е.А. Специальные прокатные станы. М.: Металлургия. 1971.336 с.

3. Мехов Н.В. Разработка, исследование и внедрение в промышленность нового технологического процесса и станов поперечной прокатки в винтовых калибрах шаров и заготовок велосипедных втулок. // Дис. канд. тех. наук. М.: ВНИИМЕТМАШ. 1973. 162 с.

4. Майзелис Г.С. Разработка, исследование и внедрение в промышленность нового технологического процесса и агрегата для прокатки заготовок колец подшипников. //Дис. канд. тех. наук. М.: ВНИИМЕТМАШ. 1975. 189 с.

5. Смирнов B.C., Анисифоров В.П., Васильчиков М.В., Грановский С.П., Казанская И.И., Кузьмин А.Д., Мехов Н.В., Победин И.С. Поперечная прокатка в машиностроении. М.: Машгиз. Ленинградское отделение. 1957. 376 с.

6. Грановский С.П. Новые процессы и станы для прокатки изделий в винтовых калибрах. М.: Металлургия. 1980. 116 с.

7. Патент Германии №42849 от 04.04.1888 г.

8. Грановский С.П., Громов А.А., Ефанов В.И. Прокатка шаров. //Сталь. 1956. №4.

9. Победин И.С. Поперечная прокатка в винтовых калибрах. //Дис. канд. тех. наук. М.: ВНИИМЕТМАШ. 1951. 175 с.

10. Грановский С.П. Создание, исследование и внедрение в промышленность новых станов и технологических процессов прокатки в винтовых калибрах деталей машиностроения». //Дис. докт. тех. наук. М.: ВНИИМЕТМАШ. 1975.381 с.

11. Балин А.Ф. Поперечно-винтовая прокатка кузнечных заготовок. Машгиз. 1959. 76 с.

12. Балин А.Ф. Разработка и внедрение процессов и оборудования для прокатки деталей машин и инструмента. //Автореферат дис. докт. тех. наук. JI.: 1972. 48 с.

13. Глазер М.И. Разработка, исследование и внедрение нового процесса холодной поперечно-винтовой прокатки игольчатых роликов. //Дис. Канд. Тех. наук. М.: ВНИИМЕТМАШ. 1964. 189 с.

14. А.С. 837643 (СССР). МПК B23G 3/10. Устройство к токарно-винторезному станку для нарезания винтовых поверхностей с переменным шагом / Н.А. Целиков, Б.Ф. Выгоднер, В.И. Котенок и др.//Опубл. 15.06.81. Б.И. 1981. № 22. С.2.

15. Целиков Н.А., Котенок В.И., Курганов В.Д., Гриншпун А.И. Холодная прокатка шаров малого диаметра в винтовых калибрах. //КШП. 1983. №7. С. 19-20.

16. Целиков Н.А., Котенок В.И. Изготовление стальных шаров холодной прокаткой в винтовых калибрах. //Вестник машиностроения. 1984. №4. С.41-43.

17. Патент США №2126895 от 02.01.1934 г.

18. Целиков А.И. Теория расчета усилий в прокатных станах. М.: Металлургиздат. 1962. 494 с.

19. Целиков А.И., Томленов А.Д., Зюзин В.И., Третьяков А.В. Никитин Г. С. Теория прокатки. Справочник. М.: Металлургия. 1982. 335 с.

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

21. Тетерин П.К. Теория поперечно-винтовой прокатки. М.: Металлургия.1971.368 с.

22. Тетерин П.К. Теория поперечной и винтовой прокатки. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Металлургия. 1983. 270 с.

23. Емельяненко П.Т. Теория косой и пилигримовой прокатки. М.: ® Металлургиздат. 1947. 491 с.

24. Потапов И.Н., Полухин П.И. Новая технология винтовой прокатки. М.: Металлургия. 1975. 343 с.

25. Потапов И.Н., Полухин П.И. Технология винтовой прокатки. Изд. 2-е, перераб. и доп.М.: Металлургия. 1990. 343 с.

26. Фомичев И.А. Косая прокатка. Металлургиздат. Украинское отделение. 1964. 362 с.

27. Чекмарев А.П., Друян В.М. Теория трубного производства. М.: Металлургия. 1976. 304 с.

28. Чекмарев А.П., Ваткин Я.Л., Ханин М.И. и др. Прошивка в косовалковыхстанах. М.: Металлургия. 1967. 240 с.

29. Чекмарев А.П. Теория прокатки. М.: Металлургия. 1962. 739 с.

30. Шевакин Ю.Ф., Глейберг А.З. Производство труб. М.: Металлургия. 1968. 440 с.

31. Данилов Ф.А., Глейберг А.З., Балакин В.Г. Горячая прокатка и прессование труб. М.: Металлургия. 1972. 576 с.

32. Матвеев Ю.М., Ваткин Ю.Л. Калибровка валков и инструмента трубных станов. М.: Металлургия. 1951. 412 с.

33. Голубчик P.M., Полухин П.И., Матвеев Ю.М. и др. Исследование процессов производства труб. М.: Металлургия. 1970. 328 с.

34. Голубчик P.M., Полухин И.Н. Технология получения труб сЛиспользованием станов винтовой прокатки. М.:

35. НИИИНФОРМТЯЖМАШ. 1976. 57 с.

36. Голубчик P.M. Теоретические основы технологии прокатки и калибровки инструмента косовалковых станов для совершенствования производстваt горячекатаных труб. //Автореферат дис. докт. тех. наук. М.: 1996. 47 с.

37. Романцев Б.А., Потапов И.Н., Гончарук А.В., Попов В.А. Изготовление полых профильных заготовок. М.: НПО Информация и технико-экономические исследования». 1992. 264 с.

38. Романцев Б.А. Полые профильные заготовки повышенной точности. Теория, технология и конструкция машина. //Автореферат дис. докт. тех. наук. М.: 1993. 50 с.

39. Мейз Дж. Теория и задачи механики сплошных сред. Пер. с англ. М.: Мир. 1974.318 с.

40. Теория пластических деформаций металлов/ Унксов Е.П., Джонсон У., Колмогоров B.JI. и др.; Под ред. Унксова Е.П. и Овчинникова А.Г. М.: Машиностроение. 1983. 598 с.

41. Степанский Л.Г. Расчеты процессов обработки металлов давлением. М.: Машиностроение. 1979. 215 с.

42. Гун Г .Я. Теоретические основы обработки металлов давлением (теория пластичности)./Под ред. Полухина П.И. М.: Металлаургия. 1980. 456 с.

43. Панов Е.И., Васканьянц А.А., Иванов А.В. и др. Трехмерное конечно-элементное моделирование процессов поперечно-винтовой прокатки сплошных заготовок.//Технология легких сплавов. 2001. №5. С.54-59.

44. Васканьянц А.А., Иванов А.В. Моделирование процессов холодной поперечно-винтовой прокатки методом конечных элементов./ЯТроизводство проката. 2004. №11. С. 10-17.

45. Диаграммы горячей деформации, структура и свойства сталей: Справ, изд. // Бернштейн М.Л., Добаткин С.В., Капуткина Л.М., Прокошкин С.Д. М.: Металлургия. 1989. 544 с.

46. Хенкель А., Шпиттель Т. Расчет энергосиловых параметров в процессах обработки металлов давлением: Справочник. М.: Металлургия. 1982. 360 с.

47. Кроха В.А. Упрочнение металлов при холодной пластической деформации: Справочник. М.: Машиностроение. 1980. 157с.

48. Манегин Ю.В., Лузин Ю.Ф., Шапиро В.Я., Киселев Н.Н. Получение труб из титановых сплавов на трехвалковом стане винтовой прокатки. //В кн. Легкие и жаропрочные сплавы и их обработка. М.: Наука. 1986. С.247-255.

49. Котенок В.И. Устойчивость тангенциального захвата при холодной прокатке шаров в винтовых калибрах. //Сборник научных трудов ВНИИМЕТМАШ. Новые технологии и машины для производства труб. Москва. 1990. С.154-163.

50. Целиков А.И., Васильчиков М.В., Иванов А.А. Исследование усилий при прокатке зубчатых и винтовых профилей. //Сборник научных трудовф ВНИИМЕТМАШ. Прокатные станы и прокатка заготовок деталей дляtt!машиностроения. M.: 1975. С.3-15.

51. Колмогоров B.JI. Напряжения, деформации, разрушение. М.: Металлургия. 1970. 230 с.

52. Пластичность и разрушение/ Под ред. B.JI. Колмогорова. М.: Металлургия. 1977. 336 с.

53. Целиков А.И., Казанская И.И., Сафонов А.С., Матвеев А.В., Садковский Б.Ф., Щукин В.Я. Поперечно-клиновая прокатка в машиностроении. М.: Машиностроение. 1982. 192 с.

54. Щукин В.Я. Основы поперечно-клиновой прокатки. Наука и техника. Минск. 1986. 223 с.

55. Клушин В.А., Макушок Е.М., Щукин В.Я. Совершенствование поперечно клиновой прокатки. М.: Наука и техника. 1980. 280 с.

56. Красневский С.М., Макушок Е.М., Щукин В.Я. Накопление повреждаемости и критерий разрушения при пластическом формоизменении металлов// Обработка металлов давлением/ УПИ. Свердловск. 1982. вып. 9. С.40 47.

57. Щукин В.Я. Исследование напряженно деформированного состояния и технологических возможностей клиновой прокатки. - Автореф. дис. канд. техн. наук. Минск. 1972. 23 с.

58. Богатов А.А., Мижирицкий О.И., Смирнов С.В. Ресурс пластичности металлов при обработке давлением. М.: Металлургия. 1984. 144 с.

59. Владимиров В.И., Садовников Б.В., Смирнов B.C. Исследование разрушения алюминия при поперечной прокатке методом измерения плотности. // Физика и химия обработки материалов. 1972. №1. С.76 82.

60. Смирнов B.C., Владимиров В.И., Мартон А.И. и др. Влияние единичных обжатий на процесс разрушения алюминия при поперечной прокатке// Докл. АН СССР. 1972. Т. 207. № 6. С. 1324- 1327.

61. Чекмарев А.П., Матвеев Ю.М., Выдрин В.И., Финкелынтейн Я.С. Интенсификация поперечно-винтовой прокатки. М.: Металлургия. 1970. 184 с.

62. Котенок В.И. Аналитическое исследование процесса прокатки шаров в винтовых калибрах. //Сборник научных трудов ВНИИМЕТМАШ. Совершенствование технологии, конструкций и расчетов металлургических машин. Москва. 1986. С.38-51.

63. Тетерин П.К. Профиль валков станов винтовой прокатки. //Сборник научных трудов ВНИИМЕТМАШ. Машины и агрегаты для производства труб. М.:. 1974. С.8-14.

64. Тартаковский И.К. Некоторые вопросы геометрии станов поперечно-винтовой прокатки. //Сборник научных трудов ВНИИМЕТМАШ. Машины и агрегаты для производства труб. М.:. 1974. С.23-37.

65. Корн Г., Корн Т. Справочник по математике. М.: Наука. 1970. 720 с.

66. Натансон И.П. Краткий курс высшей математики. М.: Наука. Главная редакция физико-математической литературы. 1968. 728 с.

67. Ефимов А.В., Золотарев Ю.Г., Терпигорева В.М. Математический анализ (специальные разделы). //4.II. Применение некоторых методов математического и функционального анализа: Учебное пособие для втузов. М.: Высшая школа. 1980. 295 с.

68. Бронштейн И.Н., Семендяев К.А. Справочник по математике для инженеров и учащихся втузов. 13-е изд. исправленное. М.: Наука, главная редакция физико-математической литературы. 1986. 544 с.

69. Савин Г.Н., Путята Т.В., Фрадлин Б.Н. Курс теоретической механики. Киев.: Издательское объединение «Вища школа». 1973. 360 с.

70. Пляцковский О.А. Исследование процесса прокатки труб на трехвалковом раскатном стане. М.: Металлургиздат. Бюллетень ВНИТИ. 1956. №1-2.

71. Пляцковский О.А. Деформация металлов в станах винтовой прокатки/(теоретические и технологические основы производства труб из высоколегированных и углеродистых марок сталей). Автореф. дис. докт. техн. наук. М.: 1963. 48 с.

72. Котенок В.И. Разработка и внедрение процесса холодной винтовой прокатки шаров из углеродистой стали. //Дис. канд. тех. наук. М.:1. ВНИИМЕТМАШ. 1986. 186 с.

73. Мошаров А.А., Николау А.П. //Сталь. 1962. №5. С.537-538.

74. Котенок В.И., Подобедов С.И. Энергоэкономные калибровки валков шаропрокатных станов //Металлург. 2001. №9. С.45-47.

75. Котенок В.И., Подобедов С.И. Создание эффективных калибровок шаропрокатных валков и расширение сортамента шаров на действующих и новых станах //Труды 3 Конгресса прокатчиков, Липецк. 19-22 октября 1999 М.: ОАО «Черметинформация». 2000. С.438-441.

76. Kotenok V.I., Podobedov S.I. Energy-efficient design of rolls for ball-rolling mills //Metallurgist. 2001. Vol. 45. Nos. 9-10. C.363-367.

77. Абаджи К.И., Бойцов A.H., Кутай A.K. и др. Справочник по производственному контролю в машиностроении. Издание третье. Л.: Машиностроение (Ленинградское отд-ние). 1974. 676 с.

78. Колкер Я.Д. Математический анализ точности механической обработки деталей. М.:Техника. Киев. 1976. с.200.

79. Котенок В.И. Производство кольцевых заготовок и изделий прокаткой в винтовых калибрах: Учебное пособие. М.: Научно-учебный центр «Машиностроение». 2003. 27 с. с ил.

80. Капитонов И.М., Котенок В.И., Аржанов А.Ф. Новые тенденции в развитии деталепрокатного производства //Национальная металлургия. 2002. №3. С.27-32.

81. Котенок В.И. Современное состояние технологии прокатки кольцевых заготовок диаметром 55-120 мм для машиностроения //Кузнечно-штамповочное производство-Обработка материалов давлением. 2004. №4. С.22-29.

82. А.С. № 1319946 МПК В21 В19/02, 13/12, В 21 Н 1/14. Двухвалковая клеть стана винтовой прокатки / A.M. Алешкин, В.И. Котенок, Н.А. Целиков и др. //Опубл. 30.06.87. Б.И. 1987. №24. С.4.

83. Пат. 2227071 (РФ) МПК В21 В13/08, 19/02. Двухвалковая клеть стана поперечно-винтовой прокатки / И.К. Тартаковский, В.И. Котенок, В.Г. Бородин и др. //Опубл. 20.04.04. Б.И. 2004. №11- С.483.

84. Агрегат кольцепрокатный 55-112. Инструкция по эксплуатации оборудования. Том 3. Описание конструкции, работы и обслуживания агрегата. ЭЗТМ-ВНИИМЕТМАШ. 1997. 168 с.

85. Котенок В.И. Новая технология производства заготовок кольцевых деталей для автомобилестроения //Национальная металлургия. 2002. №5. С.71-74.

86. Котенок В.И. Пасечник Н.В. Деталепрокатка современная технология производства заготовок и изделий из стали и цветных металлов //Заготовительное производство в машиностроении. 2004. №3. С.39-45.

87. Котенок В.И. Современный уровень производства изделий на деталепрокатных станах //Тяжелое машиностроение. 2004. №3. С.27-32.

88. Котенок В.И., Капитонов И.М. 1.15. Деталепрокатные станы //60 лет научно-конструкторской и производственной деятельности ВНИИМЕТМАШ/ Сост. В.Г. Дрозд, А.И. Майоров, Б.А. Сивак; отв. ред. Н.В. Пасечник М.: Наука. 2005. С.209-215.

89. А.С. 956112 (СССР) МПК В21 Н1/14. Линейка шаропрокатного стана / Н.А. Целиков, В.Д. Курганов, В.И. Котенок и др. //Опубл. 07.09.82. Б.И. 1982. №33. С.4.

90. А.С. № 1338944 МПК В21 Н 1/14. Способ поперечно-винтовой прокатки коротких тел вращения / A.M. Алешкин, В.И. Котенок, Н.А. Целиков и др. //Опубл. 23.09.87. Б.И. 1987. №35. С.2.

91. Гриншпун А.И., Котенок В.И., Курганов В.Д., Целиков Н.А. Холодная прокатка шаров малого диаметра в винтовых калибрах. //Кузнечно-штамповочное производство. 1983. №7. С.19-20.

92. А.С. № 1423238 (СССР) МПК В21 Н1/14. Способ производства коротких тел малого диаметра / В.И.Котенок, Н.А. Целиков, Н.А. Кораблев и др. //Опубл. 15.09.88. Б.И. 1988. №34. С.2.

93. А.С. № 1738449 (СССР) МПК В21 Н1/14. Инструмент для поперечно-винтовой прокатки тел вращения типа шариков / В.И. Котенок, А.П. Слободин и А.Г. Толщихин //Опубл. 07.06.92. Б.И. 1992. №21. С.52.

94. А.С. № 1821281 (СССР) МПК В21 Н1/18. Валок для поперечно-винтовой прокатки коротких тел вращения / В.И. Котенок и Н.А. Целиков/Юпубл. 15.06.93. Б.И. 1993. №22. С.З.

95. Пат. 2082530 (РФ) В21 Hl/14, С22 С37/10. Способ производства чугунных мелющих шаров / Н.П. Лякишев, Н.Н. Александров, В.И. Котенок и др. //Опубл. 27.06.97. Б.И. 1997. №18. С.5.