автореферат диссертации по металлургии, 05.16.05, диссертация на тему:Вопросы теории шаговой прокатки и ее применение для совершенствования производства труб и полос

г , а $ ^

ЧЕЛЯБИНСКИЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ ИНСТИТУТ ИМЕНИ ЛЕНИНСКОГО КОМСОМОЛА

На правах рукописи

МАТВЕЕВ Борис Николаевич

УДК 621.771+621.774

ВОПРОСЫ ТЕОРИИ ШАГОВОЙ ПРОКАТКИ И ЕЕ ПРИМЕНЕНИЕ ДЛЯ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ПРОИЗВОДСТВА ТРУБ И ПОЛОС

Специальность 05.16.05 «Обработка металлов давлением»

Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук в форме научного доклада

Челябинск —1990

Работа выполнена в Московском институте приборо-строния

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Ю. И. Блинов, доктор технических наук, профессор М. 3. Ермано.ч, доктор технических наук В. П. Сокуренко.

Ведущее предприятие:

Челябинский трубопрокатный завод

Зашита состоится « ' ' »_Ш_ 1990 г.

в _-7 У часов на заседании специализированного совета

Д 053.13.04 при Челябинском политехническом институте имени Ленинского комсомола по адресу 454080, г. Челябинск, пр. им. В. И. Ленина, 76.

Автореферат разослан « ^ »_& $_ 1990 г.

Ученый секретарь специализированного совета

о. к. токовой

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

!

Актуальность проблемы. Шаговая (периодическая, пилигримо-вая) прокатка, обеспечивающая высокие степени деформации (до 98 %) на компактном и относительно недорогом оборудовании, широко распространена при производстве труб, сортового и листового проката.

В последнее время созданы новые конструкции станов шаговой прокатки (С11Ш), предназначенные для обработки давлением непрерыв-нолитых заготовок. Применение таких станов в составе литейно-про-катных агрегатов (ЛЛА) эффективно вследствие согласования скоростей непрерывного литья и подачи заготовки в СШЛ.

Некоторые из действующих СШП, особенно станы горячей пили-гримовой прокатки труб, не удовлетворяют современным требованиям по производительности, экономии материалов и качеству получаемой продукции. Поэтому задача совершенствования технологических процессов и оборудования на основе развития теории шаговой прокатки, является актуальной.

Теория шаговой ррокатки, известная по публикациям советских и зарубежных ученых, дает ответы на сложные вопросы, возникающие при решении практических задач. Однако до сих пор не были решены некоторые важные теоретические проблемы, ряд вопросов нуждается в уточнении. Это относится, в частности, к такому коренному вопросу теории шаговой прокатки, как определение частных деформаций. Не решен,ряд вопросов, Связанных с оптимизацией длины переходного участка (хода клети) и размеров рабочих валков.

Развитие теории и получение новьсс экспериментальных данных необходимо для совершенствования процессов шаговой прокатки с целью повышения производительности и качества проката,- разработки новых экономичных вариантов технологии и оборудования. Этим вопросам посвящены работы автора, результаты которых обобщены в настоящем докладе.

Работы проводились по координационным и отраслевым планам, . плану работы постоянной комиссии СЭВ по цветной металлургии (т. 5/6.1.1) ив соответствии с комплексной целевой общегосударственной научно-технической программой 013.08, выполняемой по постановлению Госплана № 10-сп от 20.11.81.

Цель работы. На основе развития теории и экспериментальных исследований разработать методы совершенствования процессов

шаговой прокатки и новые технические решения, направленные на снижение трудоемкости, экономию материалов и энергии и у.цучшение качества прокатной продукции.

Научная новизна. Теоретический анализ показал, что как при стационарном, так и при нестационарном процессах шаговой прокатки частная относительная деформация равна производной линейного смещения по координате образующей переходного участка. Полученное интегральное уравнение позволяет определить функцию линейного смещения, а затем профиль переходного участка по функции частной деформации, которая определяется из условия получения максимальной подачи и требуемого качества прокатной продукции при заданных длине переходного участка и суммарной вытяжке.

Теоретически и экспериментально показано, что при прокатке с переменной подачей суммарное линейное смещение не равно произведению подачи на вытяжку, а зависит от изменения объема переходного участка, которое ограничивает изменение деформационных и энергосиловых параметров, т.е. повышает устойчивость процесса шаговой прокатки.

Анализ геометрических и силовых условий захвата при "затравочном" режиме показал, что этот процесс имеет в общем случае три стадии, отличающиеся направлением суммарных сил трения.

Доказано, что допустимая величина подачи зависит от суммарной вытяжки, полной длины рабочего участка и среднего значения частной относительной деформации на этом участке.

Дан вывод уравнений для определения линейного смещения с учетом геометрии рабочего инструмента.

Определение скоростей внешних зон при горячей пилигримовой прокатке труб на крупном промышленном стане позволило получить экспериментальные данные по распределению частных деформаций, скольжению металла по рабочему инструмента, формулы для расчета катающих радиусов.

Разработана математическая модель плоской шаговой прокатки закрепленной и незакрепленной заготовок валками постоянного радиуса, оси которых движутся по произвольным траекториям. Модель учитывает упругую податливость рабочей клети, неравномерность напряженно-деформированного состояния, диаграммы упрочнения и пластичности прокатываемых сплавов.

Разработанный алгоритм позволяет с помощью расчетов на ЭВМ

устанавливать оптимальные значения параметров шаговой прокатки.

Практическая значимость. На основэ теоретических и экспериментальных исследований разработаны методики расчетов параметров шаговой прокатки и калибровки рабочего инструмента из условия рационального распределения частных деформаций, позволяющей увеличить производительность, снизить удельный расход металла и энергии, повысить качество и расширить сортамент продукции.

Даны рекомендации по совершенствованию технологии горячей прокатки труб на агрегатах с пилигримовыми станами, предложен новый способ прокатки с циклически изменяющейся угловой скоростью валков,позволяющий повысить производительность и качество труб.

• На основе теоретического анализа и проведенных экспериментов определено нарряженно-деформированное состояние при плоской периодической прокатке, выявлены зоны вероятного разрушения малопластичных сплавов, реализована программа для расчета степени использования пластических свойств.

Установлены кинематические, деформационные и энергосиловые параметры прокатки на станах типа Х1К, определены рациональные профили переходного участка и опорной поверхности при различных значениях конструктивных и технологических параметров. Результаты расчетов использованы при проектировании оборудования и освоении технологии холодной шаговой прокатки полос из медных сплавов. Определены условия для оптимального использования пластических свойств сплавов.

Реализация в промышленности*

На Нижнеднепровсксм трубопрокатном заводе им._ К.Либкнехта и завода им. Лльича внедрены новые калибровки рабочего инструмента для горячей лилигримовой прокатки труб. За счет увеличения средней подачи время прокатки X м тонкостенных труб сократилось на 22 %, общая производительность агрегата увеличилась на 1,2-6 %, уменьшился расходный коэффициент металла и процент брака труб.

При прокатке толстостенных труб за счет равномерного распределения частных деформаций, увеличения суммарной вытяжки и массы исходных заготовок производительность пилигримовых станов повышена на 15-20 % при уменьшении процента брака и обреэи концов труб. Экономия металла составила от 23 до 196 кг/т.

При прокатке утяжеленных бурильных труб исключение операции промежуточной пилигриновой прокатки повысило производительность

агрегата в 1,5-2 раза при экономии 25 % электроэнергии.

При прокатке квадратных штанг производительность возросла на 25-30 %, резко снижен процент брака по скручиванию и разно-стенности. Впервые прокатаны трехгранные трубы с круглым отверстием.

На Кольчугинском заводе по обработке цветных металлов с 1984 г. работает ЛПА 650 со станом холодной периодической прокатки ХПЛ 650 конструкции Гипроцветметобработки, параметры которого определены с учетом настоящей работы. Новая технология получения рулонного подката из холоднодефорыируемых медных сплавов повысила производительность труда в 3 раза, выход годного на 20 %. АналогичныЯ агрегат освоен в ЧССР. В настоящее время ведется серийное изготовление и монтаж станов холодной периодической прокатки полосовых заготовок.

Апробация работы. Материалы диссертации доложены на научно-технических советах Челябинского и Нижнеднепровского трубопрокатных заводов, Кольчугинского и Балхашского заводов по ОЦМ, в институтах Гипроцветметобработка, УралНИТИ, ВНИТй, ВНИИМетМаш и др., на Всесоюзных научно-технических совещаниях: "Совершенствование производства лент из цветных металлов и сплавов",Артемовск, 1978 г., "Повышение качества плоского проката из тяжелых цветных металлов",, Москва, 1988 г., на Всесоюзной научно-технической конференции "Но-^ вые технологические процессы прокатки как средство интенсификации производства и повышения качества продукции", Челябинск, 1989.

Публикация. По теме диссертации опубликована монография, 64 статьи, получены 8 авторских свидетельств СССР на изобретения, A.c. ЧССР, 8 патентов Италии, Великобритании, Канады, Франции, ГДР, Японии.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Схема классификации процессов шаговой прокатки, специфические черты различных способов которой даны по направлении к центру круговой диаграммы, дана на рис-. I /I/.

.Развитию теории шаговой (периодической, пилигримовой) прокатки посвящены многочисленные работы, опубликованные в периодической печати и монографиях П.Т.Емельяненко, А.И.Целикова, Я.Е.Осады, Ю.Ф.Шевакина, В.И.Соколовского, П.К.Тетерина, О.А.Пляцковского, А.А.Чернявского и др. Из зарубежных ученых и инженеров следует

отметить Т.Крауэе, Т.Сендзимира, Ф.Платцера, Р.Товини, Ф.Ноймана и Е.Зибеля, А.Гелей, Г.Реша, К.Видемера, Ф.Фрелинга, Д.Гебауера, К.Заксля, Г.Бенсмана, К.Стибло, Т.Окубо, Т.Дендо, М.Судзуки и др.

Как ухе отмечалось, суммарные деформации за проход при периодической прокатке, как правило, велики. Однако частные деформации, определяющие контактную площадь, усилия и мощность прокатки, имеют тот же порядок, что и при обычной продольной прокатке. Величина частной деформации зависит не только от заданных технологических параметров (подача, общая вытяжка), но и от положения рассматриваемого сечения по длине переходного участка от заготовки к готовому профилю. Правильный подход к определению частных деформаций впервые указан в работах Т.Крауэе, П.Т.Емельяненко, А.И.Целикова и А.Н.Лрошникова. Наиболее полно современное состояние теории периодической прокатки изложено в монографии П.К.Тетерина (1978 г.).

I. ДООРМАЦЛОННШ ПАРАМЕТРЫ И КИНЕМАТИКА ШАГОВОЙ ПРОКАТКИ

В /2/ дан аналитический вывод основных соотношений шаговой прокатки, известных в литературе, как правило Емельяненко:

f F(x)dx~mF0; (I)

x-t< я/

й Fix) = F[oi-S(xjj ~F(x); (2)

где я - текущая координата поперечного сечения переходного участка; F0 и Fix) - начальное и текущее значение площади поперечного сечения; S(x)- функция линейного смещения; F[x-S(xj) -площадь поперечного сечения, смещенного от начального на такое расстояние Six) , что объем между этими сечениями равен объему подачи; m - подача; a Fix/- абсолютная деформация (обратив) по площади в рассматриваемом сечении х .

Величину частного обжатия можно приближенно определить по формуле Я.Е.Осады:

¿F(x) = iFz + 2mF0c ~F , однако величина средней на участке $ (х) интенсивности убывания F(x) известна не точно. С малым завышением с можно определить, усредняя \dF/ctx\ на участке известной длины mF0fF У S(х), что позволяет получить простые формулы для вычисления частного обжатия /3,4/:

Рис.1 Классификация процессов шаговой прокатки Рис.2 Схемы очагов деформации при плоской

шаговой прокатке

aF=VF(F + 2dFI ~F (4).

и вытяжки: _

A =V t + 2SF/F ; (5)

где $F=F(x-mpx)-F(x) легко определяется графически или численным методом в зависимости от способа задания функции F(x); ju.x=F0[F -общая вытяжка в сечении х . Формулы (4) и (5) пригодны для любого сечения переходного участка и дают удовлетворительный результат даже, если\dF/dx\а 0 (в калибрующем участке), и этим отличаются от формул типа ¿F=m/uxldF/dxi , дающих неверный результат при IdF/dxI —О .

ВеличинуS(x) , а следовательно и частное обжатие можно точно определить из соотношения

V(x-S)= Vfx/~ mF0 , (6)

где V(x-S) и V(xJ- объемы металл, заключенные между сечением X ■ 0 (с одной стороны) и сечениями x-Sux соответственно (с другой стороны). Построив функции F(x), V(x) и функцию изменения толщины переходного участка (стенки пилигримовой головки) Н(х} , & затем сместив кривую Ч(х)по оси ординат на расстояние, соответствующее объему подачи mF0, получим для любого х величину линейного смещения S(x), численно равную расстоянию между кривыми V (х) и V(х-S) , при этом разности соответствующих ординат кривых F(x) и Hfjf/ есть абсолютные частные деформации /5/.

Из (I) дифференцированием, следуя В.Б.Макарову, Ю.Ф.Шевакину и А.Ы.Рытикову, получаем уравнения /б/, дающие связь между характеристиками частной деформации и линейным смещением (накапливающая-

ся деформация):

F(x) = F[x-S(xjH(1-dS/dx) Г (?)

Л(х)= 1/(t-dS/dx) ; . .(8)

aF(x)/F(xS) » dS/dx, . (9)

Как видно из уравнения (9), частное относительное обжатие равно производной от функции линейного смещения по координате сечения переходного участка.

Если экспериментально определить ¿(х), измеряя смещение в процессе рабочего хода, то по уравнениям (6,9) можно получить функции частных деформаций. Однако фактическое смещение металла при периодической прокатки несколько отличается от определенного по правилу Емельяненко, причем, согласно А.И.Целикову и Ю.Ф.Шевакину, это различие увеличивается с увеличением радиуса рабочего валка.

Для плоской шаговой прокатки (рис. 2) из условия постоянства объема следует /7/:

X JC *С

тН0 =1 Hdx + j" Tdx ; (IOJ

X -ISf-CI X

где t - длина мгновенного очага деформации (МОД); Н=Н(х)~ функция толщины переходного участка; Н0 - толщина заготовки; Т"Т(х) -функция зазора между валками.

При 6=0, т.е. для упрощенной схемы МОД, уравнение (10) аналогично (I). В реальном процессе С>0, и фактическое смещение Sf отличается от 5 , определенного по упрощенной схеме (при больших деформациях до 25 %), причем S(x )< St(x ) < S(x +£).

Однако и для реальной схемы справедливо правило Емельяненко в следующей формулировке: объем, заключенный между входным сечением МОД и сечением переходного участка, высота которого равна высоте входного сечения, равен объему подачи (см. рис. 2). Вывод этого положения для реальной схемы МОД (с учетом размеров валка) впервые опубликован нами /7/. Угол контакта <£ , длина М0Д£ и Sf определяются численным решением уравнений, получаемых с учетом (10). Если при прокатке в валках переменного радиуса р" р(в)участок контура валка с углом d (рис. 2Б) описать уравнением архимедовой спирали и пренебречь опережением, то угол d определится, как корень уравнения:

[1-(1 + Kd/p) cot d][2 р„/р~(1+ *<4fi)cos d-1] +

+ ( I + U/pMpJfi-n+a/p)шо1И(1+к*/р)3-1]/3 = 2«m HJfi3 , (II)

где к=ар/ав есть характеристика быстроты возрастания радиуса валка в пределах МОД. Решив численно (II), определим d ,

¿ = (р+к<*.)ал* (12)

и

Sr=t + [p~(p +KA)coscQp/K . (13)

При наличии опережения катающий радиус валка pt}p, и задняя граница очага деформации не лежит на линии ОС (см. рис. 2Б); а отклонена от нее на угол, тангенс которого равен^эи'^ЦуКр+кЦу), где х '- угол наклона касательной к профилю переходного участка в выходном сечении ЫОД.

При прокатке в калибрующем участке (X;>L0i, р*рп > к ■* О ) угол контакта<* определяется из.уравнения: (2рл/р-1+с<иЛ)(\-(мЛ)/с+2(х.-1.мХрн/р-1)/р +

+ (2р„/р -C04rt)sind -d = 2 tnHo//)2 ,

где с = tf у - есть клиновидность в конце обжимного участка

(Ьо.> *> L.. ~ тИо/Н,) /7/.

Применение упрощенной схемы МОД в случае горячей пилигримо-вой прокатки труб дает при определении частного обжатия погрешность до 35 % /8/.

Рассмотрим общий случай плоской периодической прокатки валками постоянного радиуса^ (рис. 2А), центры которых перемещаются по известным траекториям /9/.

Лспользуя условие постоянства объема и гипотезу о параллельном перемещении образующей переходного участка в процессе деформации, получим:

(2у/г -coscOslnd. + (2%/ъ- cosy) sin? -¿-f +

дг.-г,(яу (14)

+ §3 H(x)Ux = •

х.'ran л-Si

Уравнение (14) действительно для любых положений валка, величин подачи, углов у , в обжимном и калибрующем участках и на участке с обратной конусностью (^<0 ). Если величины %,Н„т заданы, а / и Н являются известными функциями х , то для каждого Хо можно найти единственное значение сС , а затем

¿=r(und+siny) . (15)

Если фигуру ACCjAj (см. рис. 2А) заменить трапецией, то уравнение (14) принимает вид:

(2ya/%-cotd)slnd. +. (16)

+ -cosp-coi<*)(cosy-cosdyif}' - 2mH„/*t2 ,

а линейное смещение 5? и абсолютное мгновенное обжатие л Н (на один валок) равны:

¿H *"t[l-cos(y + <t<¡ . ~ (18)

Уравнение (16) и равенство (17) неприменимы при ц -*0 . Кроме того в случае, когда угол^1 существенно изменяется на участке длиной Sf-хцпЛ. , вычисление л Н по (16-18) сопровождается значительной погрешностью.

Правило Емельяненко и приведенные выше зависимости справедливы только для стационарного процесса шаговой прокатки, т.к. профиль переходного участка в общем случае зависит от величины подачи, влияющей на катающий радиус и уширение металла. Представляет практический интерес определить влияние изменения факти-

ческих деформаций и линейного смещения при внезапном изменении подачи. Пусть до деформации поперечное сечение переходного участка задано функцией Fix), а после прокатки с подачей m - функцией F'(x) . Условие постоянства объема приводит к уравнению:

Jx x-3+m

F'dx - Г = mF„ , U9>

a m

которое является более общим, чем (I).

При x-L , где L - полная длина рабочего участка, линейное смещение достигает максимальной величины 5 К , равной

Sk= inFo/F, -fV0 -V,)/F, ; (20)

где F0 и F, - площади поперечных сечений заготовки и готового проката;

Vo и V| - объемы переходного участка соответственно до и после деформации с подачей т.

Таким образом при нестационарном процессе шаговой прокатки суммарное линейное смещение 5к не равно rn.fi. if* - Fa/ F, ). При увеличении подачи V( > Ч, и SK<m/t, приуменьшении подачи Sk Прокатку с резко изменяющейся после очередного цикла подачей исследовали на лабораторном пилигримовом стане /10/. Эксперимент подтвердил, что переходный участок (пилигримовая головка) играет при периодической (шаговой) прокатке роль аккумулятора металла, •препятствуя резкому изменению частных деформаций ПРИ внезапном нарушении стабильности процесса. Резкое изменение подачи приводит к изменению объема переходного участка, поэтому частные обжатия (а следовательно, и усилия) и суммарное смещение изменяются в значительно меньшей степени, чем подача. Этот вывод представляется нам важным для практики.

Продифференцировав обе части уравнения (19) поэг, получим: Ffx.S,-F'U) = U , (а)

r(x-S) ах

т.е. частное относительное обжатие равно производной от функции линейного смещения даже при нестационарном процессе шаговой прокатки. Этот вывод является обобщением полученного ранее аналогичного уравнения (9).

В системе координат, жестко связанной с недеформированной частью заготовки, рабочий инструмент стана шаговой прокатки совершает плоское движение. Если заготовка при прокатке закреплена неподвижно, это движение полностью задано схемой привода, и катающий радиус валков не зависит от характера течения металла. Из-

вестно, например, что на станах ХПТ катакхдий радиус равен радиусу начальной окружности ведущей шестерни, на станах Х1ТГР он зависит от параметров рычажной системы, на планетарных станах Сендэимира - от соотношения угловых скоростей опорного валка и сепаратора и т.д.

При плавающей заготовке катающий радиус определяется скоростью течения металла в направлении прокатки. В литературе приведен ряд решений по определению скоростей смещения частиц прокатываемого металла с использованием условия постоянства объема и гипотезы плоских сечений. Скольжение металла по инструменту и направление контактных сил трения определяются после сопоставления .соответствующих проекций скоростей контактирующих точек валка и деформируемого металла. Т.к. скорости точек валка зависят от способа его привода (положения мгновенного центра скоростей в данный момент времени), а скорости поперечных сечений полосы зависят от режима деформации, скольжение при периодической прокатке неизбежно за исключением случая прокатки толстых незакрепленных заготовок. Лри прокатке неподвижно закрепленных заготовок в зависимости от способа привода валков возможны однозональные схемы скольжения (сплошное опережение или сплошное отставание). При прокатке "плавающей" заготовки принцип минимума работы приводит, как правило, к двухзональной схеме скольжения /9/.

Направление движения и скорость плавающей заготовки V? определяются действующими на нее силами. Пренебрегая изменением количества движения в МОД, т.к. его масса мала по сравнению с общей движущейся массой С , получим:

= ; (22)

где Рх - сумма проекций всех внешних сил, действующих на заготовку; б, - масса уже продеформированной полосы, имеющей' скорость /II/

Вычисление Уу затруднено тем, что функции и Рх. (Ь) не-

известны. Для определения скорости незакрепленной заготовки и профиля образующегося переходного участка в каждом конкретном'случае требуется организация цикла сходящихся итераций.

Если заготовка закреплена неподвижно, возникающее в ней осевое усилие равно

-мк~тл-а, ; (23)

где /Ух и Т, - суммы проекций нормальных и касательных сил, дейст-

вующих на заготовку со стороны валков; (2, -. натяжение прокатанной полосы;

с15т/сИ = Уо^^/бх ;

Усиг проекция скорости оси валка относительно заготовки.

Если заготовка закреплена на некотором расстоянии от рабочей клети посредством упругого элемента, или она сама обладает значительной упругой податливостью, для определения <Х0 требуется организация итерационных циклов.

Нами было рассмотрено решение ряда практических задач по определению осевых усилий и перемещений заготовки в конкретных случаях шаговой прокатки /12,9/.

2. АНАЛИЗ УСЛОВЛЙ ЗАХВАТА ЗАГОТОВКИ

На станах шаговой прокатки, относящихся к категории ЗА (см. рис. 1)| захват участка заготовки валками всегда обеспечен, т.к. перемещение заготовки валками по оси прокатки в направлении противоположном направлению подачи невозможно. Для процессов, относящихся к категории ЗБ, захват также гарантирован при условии достаточного продвижения заготовки в зон/ деформации до момента сближения поверхностей рабочего инструмента, которые при своем дальнейшем движении внедряются в цилиндрическую поверхность заготовки. Такой режим захвата по терминологии П.Т.Емельяненко называется принудительным. Однако в этом случае величина подачи может оказаться больше допустимой по условиям прочности оборудования, мощности привода, требуемого качества изделий. При подвижной заготовке имеется зависимость между ее положением в момент касания валками и величиной фактической подачи.

Для часто встречающегося на практике "затравочного" режима прокатки в валках переменного радиуса между касательной к образующей валка в точке контакта и осью прокатки имеется угол /13/

где рс - нулевой (начальный) радиус валка; Л - величина продвижения переднего торца заготовки за осевую плоскость валков}К~о1р/с1в характеристика изменения радиуса валка по углу его поворота 0 при в =0 (см. рис. 2Б).

При изменении а в интервале 0<а<.аеугол у> соответственно из-

меняется в пределах аъеЬ^(к/р)^ .

Для "естественного" режима захвата (<р=0) торец заготовки должен быть продвинут за осевую плоскость на расстояние

ае= р^^И-Ик/р,)* ~1)/2 . (25)

Для определения фактической подачи необходимо найти перемещение заготовки в процессе захвата путем решения уравнения типа

. = Рх

Однако суша проекций действующих на заготовку сил Рх зависит от направления равнодействующей сил трения, которое неизвестно, пока не определено направление скольжения металла заготовки по валку, зависящее в свою очередь от соотношения действующих сил.

Применив метод баланса работ, определим фактическую подачу при "затравочном" режиме

+ вЫ\'(р0/к)г +(сс/к)г-ро1к) . (26)

2к/р0 + /У / + 1к/ре)л '

где (5 - осевое усилие подпора на один валок и на единицу ширины контактной поверхности (Н/мм); б - сопротивление металла деформации (Н/мм^); /- коэффициент трения металла по валкам.

Упомянутая выше равнодействующая сил трения при любой форме рабочих валков определяется из уравнения:

Т-'а/аду- АНу? . (27)

где N равнодействующая нормальных сил на контактной поверхности. При 0=0 И7Ч//У из (27) получаем известное условие захвата:

Анализ соотношения (27) показывает, что при "затравочном" режиме прокатки незакрепленной заготовки от момента первоначального касания до выхода нулевого сечения валка (ра на рис. 2Б) на осевую плоскость (ОС^) могут наблюдаться 3 стадии, отличающиеся характером скольжения металла по валку и направлением сил трения /13/. Условие отсутствия пробуксовки в период захвата при прокатке с минимальной подачей записывается в виде

к/ро<* /+ 0./Шсозу) . (28)

Увеличение подачи (величины а ) и вталкивающего усилия Я облегчает захват и позволяет применять калибровку рабочего инструмента, характеризующуюся большой величиной К ("остротой бока"), для которой *//>„>/•

3. ВЫБОР ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ШАГОВОЙ- ПРОКАТКИ

Определяющими параметрами рабочей клети стана шаговой прокатки являются длина переходного участка L и радиус t рабочего валка (сектора, калибра и т.п.). Выбор этих параметров определяет производительность стана, массу и габариты прокатной клети, а также силовые параметры при прокатке заданного профиля. Основными технологическими параметрами шаговой прокатки является подача т и суммарная вытяжка,«, а также профиль переходного участка, который определяет закон изменения частных деформаций и существенно влияет на производительность стана периодической прокатки (допустимую величину подачи) и на качество получаемого проката. За исключением случаев маятниковых станов и планетарных станов Сендзимира, в которых оси рабочих валков постоянного радиуса перемещаются по дуге окружности, профиль переходного участка можно изменять цутем соответствующей калибровки рабочего инструмента (станы горячей и холодной пилигримовой прокатки труб, станы прокатки - ковки) или профиля опорных поверхностей (станы Крауза, ХПГР и другие роликовые станы, раскатные и планетарные станы Платцера).

Рассмотрим определение профиля переходного участка по заданному распределению частных деформаций /6,14/.

Интегрируя (9) от 0 до X с учетом условия ¿10) «т , получим

функция частного относительного обжатия.

Уравнение (29) определяет характеристику суммарной (накапливающейся) деформации по функции частной деформации. При заданной непрерывной функции Ф(х) можно для любого х вычислять S(xl , а затем методом шагов, начиная от известных значений Fo = F(0) или Fi~F(L) , определить функцию Fix)

Замена участка реальной кривой, изображащей функцию F[xl, длиной S(x) хордой позволяет избежать применение метода шагов и определить F(x)из уравнения: ж

F(х) = 2mfb(Z-9V[(1-9)(m* StdxJ . (31)

о

По площади поперечного сечения находим высоту (толщину, радиус) раската в сечениях переходного участка. Таким образом определение профиля переходного участка сводится к выбору функции

(29)

где

Ф = <Р(х> - nFlxMFix-t)

(30)

частной деформации. Она должна удовлетворять граничным условиям. Так при х - 0, а Р =0, 9 =0 , б = т.

Функция б (х) монотонно возрастает при 0 4 Ь . причем при Х-Ь Я , что после подстановки в (29) дает:

т.е. площадь, ограниченная гривой относительной деформации и осьи X « численно равна удлинению проката в данном цикле.

Равенство (32) дает связь между важнейшими параметрами патовой прокатки L ,mtfo, которую можно использовать для определения оптимальных значений подачи или длины переходного участка. При'Заданных /он L можно определить функцию частной деформации, при которой подача (производительность) будет наибольшей. Определение условий, ограничивающих частные обжатия, является основной задачей оптимизации профиля переходного участка.

Применив условие монотонного изменения F(x) (dF/dx4-0), получим уравнение, позволяющее выбрать функцию 91х) в калибрующем участке, где она всегда должна быть убывающей:

<?^1"{l+9tiZ-%)e^p[Z(x1-x)/61]/(1~VS}'i . (33)

Здесь х,, и <Р( есть координата, смещение и обжатие в некотором сечении калибрующего участка.

Величиной 9(ас,)целесообразно задаваться таким образом, чтобы в конце рабочего участка (L>x>L~m/i) деформации были малы и не вызывали бы недопустимую остаточную разнотолщинность проката. С другой стороны, если на выходящий из валков прокат действует усилие подпора (например, при горячей пилигримовой прокатки труб), величина обжатия должна быть достаточной для получения сил контактного трения, преодолевающих этот подпор во избежание пробуксовки.

В начале переходного участка частные обжатия увеличиваются с интенсивностью, зависящей от {dF/cCxl , причем последняя величина ограничена условиями захвата или (в случае неподвижного закрепления заготовки) условием не превышения заданного осевого усилия.

На средней (основной) части переходного участка выбор допустимых частных деформаций производится также, как и при обычной продольной прокатке - проверяется отсутствие перегрузки главной линии стана, пробуксовки валков, переполнения калибра из-за уширения, недопустимой раэнотолщинности проката, наличия остаточного ресурса пластичности и т.д. Построение кривой допустимых значений 9(х)по

(32)

с

(32) определяет максимальную величину подачи, при которой сохраняются все условия для нормального протекания процесса и обеспечивается требуемое качество продукции.

Применив теорему о среднем при вычислении интеграла в равенстве (32), получим простую связь между допустимой подачей ш , длиной рабочего участка и и суммарной вытяжкой ¡а. /15,16/:

т=%1./(/и-1), (34)

где <РС - среднее интегральное по рабочему участку (включая калибрующий) значение частной относительной деформации.

Формула (34) пригодна для вычисления подачи при любом профиле. переходного участка, однако значение *?с будет максимальным при оптимальном профиле. Кроме того анализ показывает, что Фс зависит от Ь - из-за необходимости выполнения граничных условий и ограничения частных деформаций на начальной и конечной частях рабочего участка; при малой его длине % будет меньше, чем при большой. Поэтому уменьшение приводит не к пропорциональному, а к еще большему уменьшению допустимой подачи. Определим влияние на производительность стана шаговой прокатки с валками постоянного радиуса, оси которых движутся поступательно по замкнутым траекториям (см. на рис. I 1А2Б). Производительность стана зависит от произведения подачи и частоты рабочих ходов (угловой скорости ведущего кривошипа ш ). Приняв синусоидальный закон движения рабочих кассет и используя формулу (34), получим приближенно

или

тсс^УРс[гг]/(/с- 1) ; (36)

где[1/~] и [иг] - допустимые значения скорости и ускорения, определяемые из условий динамической прочности деталей и узлов; ув'.6+2.

Анализ вышеприведенных зависимостей показывает, что длинно-ходовые станы шаговой прокатки более предпочтительны для достижения высокой производительности за счет увеличения подачи и более рационального распределения частных деформаций по длине рабочего участка.

При заданных , т , /х, и 9(х) и известных свойствах прокатываемого металла радиус рабочего валка "О определяет силовые параметры прокатки, габариты и массу оборудования. В раскатных станах типа стана Платцера при наличии промежуточных валков и неподвижных опорных планок радиус рабочих валков по условию их цг.юности и жесткости может быть небольшим, однако должна быть

обеспечена проработка структуры металла, особенно в случае прокатки литой заготовки из малопластичного сплава. Условие дбста-точного проникновения пластических деформаций по сечению полосы при периодической прокатке может быть приведено к виду

Ъ>ин/Гт(/1~1)] , (37)

где коэффициент £ зависит от пластических свойств деформируемого сплава.

Другим требованием, влияющим на выбор минимального радиуса валка, является исключение пробуксовки в конце рабочего участка. Вопрос о рациональном выборе конструктивных и технологических параметров холодной шаговой прокатки полос из цветных сплавов будет рассмотрен в главе 6.

4. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ЛСОЩОВАН/Я РОРЛЧЕЛ ШЛИГРИМОЗОЛ ПРОКАТКИ ТРУБ

Для получения надежных данных по деформационным параметрам и скольжению металла при пилигримовой прокатке мы непосредственно измеряли скорости жестких концов проката /8,11,17-19/.

При горячей пилигримовой прокатке тонкостенных труб на большей части периметра калибра в выходном сечении очага деформации имеется опережение металла, причем по вершине калибра оно достигает 40-60 %. Раздельно определяли "геометрическую" (б,) и "деформационную" (5^.) составляющие опережения /II/. В обжимном участке величина значительно больше, чем при прокатке в валках постоянного радиуса (25 % и более). К полирующему участку и в нем самом уменьшается, в конце него , что объясняется действием подпирающих осевых усилий, однако катающий радиус остается несколько .больше радиуса валка по вершине калибра. Лз условия равновесия угол, определяющий положение нейтральной точки в калибре равен

^ = у0/2 -й/(8г£) ; (38)

где </>о - угол обхвата; Т - напряжение трения; € - длина дуги захвата.

С увеличением контактной поверхности и сил трения ^ возрастает, поэтому влияние усилия подпора на опережение при прокатке на обжимном участке незначительно. Для расчета катающего радиуса в обжимном участке предложены зависимости с эмпирическими коэффициентами /11,17/.

рк-рс(0,02аЬ + 1) ; (39)

кт/1х/рс) ; (40)

где л Ь - частное абсолютное обжатие стенки трубы;

рс - средний радиус валка в калибре, который для случая круглых, овальных, квадратных и ромбических калибров равен /20/:

РгРи 8 2 (А-^чйш^Н^+чКсоз^, 1

где р* - расстояние от оси валка до оси калибра (идеальный радиус); А - расстояние от оси калибра до центра окружности радиуса К ; оСЛ - угол наклона образующей калибра к его оси (угол выпуска); 8 - расстояние от оси калибра до ближайшей к ней точки контактной поверхности.

Проведенные совместно с Ю.Ф.Шевакияым и В.И.Линденбаумом анализ и комплексные экспериментальные исследования энергосиловых параметров горячей пилигримовой прокатки труб /12, 21-23/ позволили получить надежные расчетные формулы.

Вертикальная составляющая полного усилия прокатки (в Н) в любом сечении обжимного участка валков равна /24,3/:

Р~Т1б&(1,05 + 0,22-е/Ъ)СР ; (42)

где г-1грль ;

Ь , I) и р - толщина стенки и диаметр трубы и радиус валка по вершине калибра средние в пределах МОД (в мм); ДЪ - обжатие по толщине стенки в МОД (в мм); - сопротивление металла деформации (в Н/мм2); т] = 0,96-1,13 -коэффициент формы контактной поверхности. Если требуется определить только максимальную величину усилия прокатки (в кН), рекомендуется пользоваться формулой, которая по структуре близка к формуле (42) /3/:

Р = Кн(А-ВТ)(106 + К3)/щГ</Ь)0У^ ; (43)

где Км - коэффициент, учитывающий влияние материала прокатываемых труб, для углеродистой стали Км = I; Т - температура прокатки (°С);тп - подача, мм; для тонкостенных труб с отношением диаметра Ют к толщине стенки ^ 15-25: А - 15,5; В > 0,01; Кд •

» 0,4; 2)=»0Г; ЬаЬт\; Для толстостенных труб (Х>г/^< 15-25) А » 41,9; В » 0,027; 1^-1; Ы/г; /с,-

« 21Г/(ЧГ + Ьг); размеры поперечного сечения гильзы Рг и ¿г , трубы От и 1г и подача и в мы.

Согласно форцуле (43) усшше прокатки не зависит от диаметра палков. Это объясняется тем, что с увеличением катающего радиуса

происходит уменьшение д I за счет удлинения переходного участка, а величина £ (см. (42)), определяющая контактную площадь и'среднее давление остается почти неизменной. Формула (43)•справедлива для применяемых на практике режимов прокатки труб диаметром 219-530 мм и заводских калибровок рабочего инструмента. При ее выводе учитывалось, что при прокатке тонкостенных труб максимум усилия соответствует концу обжимного участка, а толстостенных - началу его в сечении пилигримовой головки, размеры которого являются средними между гильзой и трубой. Погрешность при расчете по формуле (43) не превышает 15 %.

Для случая прокатки четырехгранных труб с круглым отверстием хорошее совпадение с экспериментальными данными дает формула /25/: Р = б, (ф!66 + 0,578 6/К + 0,394Ь/€)РК ; (44)

где Р - усилие прокатки в обжимном участке, Н;

■С - длина очага деформации, мм; к - половина стороны во входном сечении МОД, мм; Рк - контактная площадь, определяемая графоаналитическим методом, мм^; - сопротивление металла деформации, Н/мм^.

Ори принятой на заводах способе горячей пилигримовой прокатки труб деформация в каждом цикле начинается с удара гильзы по валкак, вызывающего упругие крутильные колебания в линии главного привода /26/. При этом максимальное значение крутящего мо-кента при ударе ыогвт значительно (в 2 раза) превышать максимум статического момента наблюдаемый при угле поворота валка 9 «

■ 25-35 (сы. рис. 2Б). Для случая прокатки труб из углеродистых сталей с погрешность» до 10 % его величина определяется по формуле / 3/ (в кН.м) :

М =М?+(0)111-76-10-6ТНг(0г+1)т)т/С1г + 1т),. (45) где - сумма крутяиих моментов от действия осевого усилия и сил трения в подшипниках. Для случая прокатки труб диаметром Лт »

■ 219-325 мм 2эО-ЗэО кН.м. Формула (45) применима для прокатки как тонкостенных, так и толстостенных труб из углеродистых сталей.

Среднюю за цикл мощность прокатки труб на пилигримовом стане М, кВт можно определить по формуле /3/:

N = (0,25М + 0,75 Мх) ш, (46)

где М*- крутящий момент холостого хода стана, кН.м; ш - угловая скорость пилигримовых валков,

Удельный расход электроэнергии (кВТуЧас), затраченной на прокатку единицы массы G трубы, определяли в работе /27/:

A-C1ffl/b(2,6/t + i;/(0,8ju+1)+(Sb+C,)/G : (47) где са = Lr [мт(2яг-0ж) +МасвЛ] ; С3 = М,аit( ;

Мт - среднее значение момента сил трения при прокатке, кН.м;

Xf - вспомогательное время, с; 0 - угол холостого участка, рад; Lr- длина прокатанной части гильзы, м.

Для данного пилигримового стана величины С, , Сг и Сл можно принять постоянными и определить экспериментально. Например, для ТПА 325 при прокатке углеродистых марок сталей (Т = 950-1100 °С): С, « 1,12; С2 = 226, С3 * 9. '

Влияние состава прокатываемого металла при расчете по формулам (44-47) может быть учтено также, как и в формуле (43).

В результате математической обработки экспериментальных данных /28-33/ проанализирован характер и получены корреляционные зависимости поперечной разностенности труб 8т от разностенности гильз 5Г , подачи tn , вытяжки ц, , толщины стенки трубы Ьт и других факторов. В частности, установлено, что при малой разностенности гильз (Б,<I0-I5 %) относительная поперечная разностенность труб 8Т определяется, в основном, условиями их прокатки на пилигримо-вом стане и практически не зависит от , причем $т> §г ; при большой разностенности гильз (8г= 15-35 %) разностенность труб возрастает с ростом 8Г , но 2>T<f?r. Относительная поперечная разностенность труб возрастает с уменьшением толщины стенки Ьт и ростом подачи m и суммарной вытяжки р. . За счет уменьшения толщины стенки гильзы (увеличения ее длины) можно добиться уменьшения поперечной разностенности труб без уменьшения производительности станов, определяемой величиной m/V33/. После изучения влияния отдельных факторов на величину5т , определяли их совместное влияние. Например, для тонкостенных труб диаметром- DT * 219 мм, прокатанных на заводе им. Ильича, результаты статистической обработки могут быть представлены в следующем виде (полный коэффициент корреляции равен 0,75) /34/:

Ьг - 0,298Г +8.5 - 755 -0,14 ^ + 33,6% (48) Формула (48) справедлива в следующих интервалах измерения

параметров: относительная разностенность гильз 2г = 0,4-33,8 %; суммарное линейное смещение 63-433 мм; толщина стенки труб

а 6,0-9,2 мм; расстояние прокатываемого сечения гильзы от последнего сечения х = 300-3000 мм.

5. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ 11Р0 КАТКИ С ЦЕЛЬЮ ШВЫШЕНИЯ КАЧЕСТВА ТРУБ И 1 ¡РОИЗВОДИТЕГиэНССТИ ГЫЛИГР/ШОВЫХ СТАНОВ

При прокатке тонкостенных труб диаметром 219-325 км было предложено уменьшить частные обжатия в конце обжимного и в начале полирующего участка путем увеличения радиуса калибра на 0,7-1,2 мм /35/. При этом обжатия в конце полирующего участка несколько повышаются, что устраняет возможность пробуксовки валков и стабилизирует длину отката. За счет увеличения допустимой подачи (см. (34)) производительность ТПА 325 возросла на 1,2 %, при уменьшении расхода металла и брака по разностенности.

С целью дальнейшего совершенствования калибровки валков путем выбора рациональной формы поперечного сечения калибров производили прокатку тонкостенных труб диаметром 212-228 мм при различной сте-пзни овальности калибра. При этом было обнаружено, что при определенной степени овальности разность между толщинами стенки пи-лигримовой головки в местах выпуска Ъ( и гребня Ьг калибра минимальна, а уширение происходит в основном за счет овализации профиля. 11ри заводской калибровке величина достигает 8-10 мм, а при овальной она не превышает 1-2 мм /36/. Рекомендованная к внедрению калибровка пилигримовых валков отличается изменением относительной овальности калибра от 0,75.10"э в начале обжимного • участка до нуля в середине и в конце полирующего участка /34,37/. Отсутствие значительного утолщения стенки в выпуска.; калибра на обжимном участке приводит к разгрузке полирующего участка, поэтому применение овальной калибровки способствует увеличению допустимой подачи и уменьшению поперечной разностенности груб на 25-30 %. При испытаниях овальных калибровок рабочего инструмента для прокатки тонкостенных труб диаметром 219 и 245 мм установлено, что производительность станов возросла на 5,5-6 %, причем выпуск труб первого сорта повысился на 2*3 %, уменьшился удельный расход металла и инструмента. Эффект от применения овальной калибровки наиболее значителен при прокатке труб с минимальной толщиной стенки.

На основании теоретических и экспериментальных исследований разработана универсальная методика расчета калибровки пилигримо-вых валков /38-40/, в основе которой лежит определение допустимых значений частной деформации на различных участках ручья калибров. В обжимном участке частные деформации ограничены возможностью переполнения калибра, которое приводит к образованию "усов" и "закатов". Поэтому дня средних и больших пилигримовых станов обжатие по стенке

При уменьшении толщины стенки (увеличении D/t) возрастает вероятность потери поперечной устойчивости в сечении калибра, при которой сечение трубы изгибается, металл в зоне выцуска калибра отделяется от оправки и вытесняется в зазор между валками. Во избежание появления дефектов необходимо ограничивать частные деформации согласно неравенства

at/t<.t-O400t/D-20)/p . (50)

При выводе формул (49,50) использованы экспериментальные данные, полученные при прокатке труб диаметром 219-325 мм. От начала к концу обжимного участка отношение b/t непрерывно увеличивается, поэтому первое критическое значение относительного обжатия at/t (49) растет, а второе (50) - уменьшается. При прокатке тонкостенных труб максимальное значение &t/t достигается при определенном значении D/fc , т.е. в определенном сечении переходного участка. Обычно это сечение находится в конце обжимного участка. После определения функции частных деформаций 9 находим функцию поперечного сечения F , а затем толщину стенки пилигримовой головки и профиль рабочего участка ручья калибров с учетом упругой деформации деталей рабочей клети и определенного по формуле (39) катающего радиуса /36/. Оптимальную ширину калибра молено рассчитать,с учетом реального формоизменения металла, методике определения которого посвящена кандидатская диссертация А.В.Подлозного, выполненная под руководством проф. Ю.Ф.Шевакина и автора /41/.

При прокатке толстостенных труб суммарная вытяжка мала, и для эффективного производства применяют большие подачи. При этом, если толстостенные трубы прокатывают в валках, калибровка которых рассчитана на прокатку тонкостенных труб, максимальные деформации приходятся всегда на начало обжимного участка. При увеличении подачи здесь наблюдается переполнение калибра и появление брака по

(49)

закатам или овальности труб. В то же время в конце обжимного участка обжатие незначительно, а в полирующем участке валки пробуксовывают по трубе, при этом полезная длина отката сокращается, и ухудшается качество груб. Дня увеличения производительности станов и повышедая качества толстостенных труб были разработаны новые калибровки валкоз, обеспечивающие более равномерноз распределение деформация по всему рабочему участку /42/. Внедрение этих калибровок,'отличающихся большей длиной и профилем обжимного участка, позволило увеличить производительность пилигримовых станов на 15-20 %, уменьшить количество брака и обрезь передние концов труб. На 40 % увеличена масса применяемой кованой заготовки для производства котельных труб размером 245x45 мм за счот увеличения суммарного обжатия по диаметру на пилигримовом стане со 112 до 172 мм. Средняя длина труб увеличена при этом от 5,8 до 8,1 м, производительность возросла на 19 %, экономия углеродистой и легированной стали составила в среднем 64-82 кг на каждой тонне труб /43/. Применение новой калибровки рабочего инструмента позволило производить прокатку утяжеленных бурильных труб на агрегатах 6-12" непосредственно из гильзы, исключив промежуточный подкаг на одном из пилигримовых станов, что позволило увеличить производительность в 1,5-2 раза. При этом технологические нагрузки на пилигримовом стане уменьшились на 12-13 %,. несмотря на значительное увеличение суммарных и частных обжатий, что объясняется повышением температуры прокатки. Удельный расход электроэнергии снизился на 25 % /44-46/.

Значительная экономия металла при прокатке толстостенных труб из слитков и кованой заготовки достигнута за счет применения совместной прокатки конца предыдущей и начала следующей гильз на одном дорне (способ стыковки, внедренный по предложению инженеров завода им. К.Либкнехта). При применении старой калибровки пилигримовых валков процесс стыковки протекал неустойчиво из-за большой "остроты бойков". Исследование процесса стыковки позволило определить необходимые условия для его успешной реализации /47,48/. Как показали исследования, проведенные на заводе им. Ильича, экономия металла при применении стыковки гильз, прокатанных из слитков, достигается не только за счет задних концов (пилигримовых головок), но и за счет уменьшения разностенности, овальности и неровности передних концов /49/. Общее количество сэкономленного металла зависит от размера прокатываемой трубы, состава и ка-

чества исходной заготовки и колеблется в пределах от 23 кг (слиток мартеновской стали) до 196 кг (кованая заготовка) на I гонцу труб.

Для уменьшения разностенности и скрученности квадратных штанг применена новая калибровка пилигримовых валков, при которой калибр в любом поперечном сечении имеют форму квадрата, радиус округления вершин которого определяется из условия оптимального заполнения калибра металлом /50,51/. По сравнения с применявшейся ранее калибровкой "ромб-квадрат" производительность станов увеличилась на 25-30 %, брак уменьшился в 1,8-2 раза. Для прокатки трехгранных труб один из Еалков выполняли с глубоким врезом, а второй - с гладкой бочкой /52/, Точное определение длины отката с использованием (41) позволило полностью избежать скручивание при прокатке /53,54/.

Допустимую величину подачи или горячей пилигримовой прокатке труб рекомендуется определять по формуле (34), в которой I есть полная длина рабочего участка, равная

I = СО,96 + 1,03)(ри " 0,391>т) ер; где 1>т - диаметр прокатываемой на пилигримовом стане трубы; др -угол рабочего (обжимного и полирующего) участка. Меньшее значение коэффициента соответствует прокатке толсто-, большее- тонкостенных труб. В отличие от известной предлагаемая методика определения допустимой подачи учитывает полную длину рабочего участка (по известной формуле величина подачи не зависит от длины или угла обжимного участка). При данных Ь и (Л подача зависит от значения Фс > которое следует выбирать с учетом назначения труб и требований, предъявляемых к их качеству, а также эффективности применяемой калибровки пилигримовых валков. Наибольшие значения "Рс , а следовательно т^дог^скаются при определенных величинах /л и дг/Ьт ■ 9-П, Д./Ьт= 30-40). При одинаковых ц, и величины пример-

но одинаковы на различных ТЛА. В области значений /л, ■ 8-14 и

25-50 при применяемых калибровках валков ?с « 0,18-0,20, но при прокатке обсадных труб и труб повышенного качества следует принимать <Рс •> 0,16-0,17. При прокатке толстостенных труб (/¿<5, Вт/Ь,< 10) ?с =0,11-0,14 /15,16/.

Часовая производительность пилигриыового стана (т/час или ц/час) равна

п=Зб00б/[б0(1.г&)(р-1)/ЫЪО+г'] ; (52)

где б - масса (т) или длина (м) труб, полученных из одной гильзы

длиной Ьг (м); д - недокат гильзы (м); п - число циклов прокатки (оборотов валков) в мин; X' - суша вспомогательного времени >: времени возможных задержек, связанных с затравкой и добавкой головок, (с). Расчеты показывают, что при неизменней массе в увеличение на 10-15 % (уменьшение^) приводит к росту П на 1-2 %. При заданных размерах гильзы производительность пилигримового стана в тоннах увеличивается при уменьшении /л., т.е. с увеличением площади поперечного сечения трубы *с(])т-г.т) Ц . Поэтому увеличение диаметра или толщины стенки труб, прокатываемых на пилигриыо-вом стане, на первый взгляд эквивалентно. Но в случае тонкостенных труб при увеличении дтЦг Тс ит/*-уменьшаются. При прокатке, например, труб диаметром 273 и 325 мм максимальная производительность (м/час) достигается при Ьт = 9 мм. При одинаковой площади поперечного сечения тонкостенной трубы меньшему IV/Ьт соответствует большая производительность. Поэтому увеличение диаметра труб, прокатываемых на пилигримовом стане, предусматривающее последующее редуцирование невыгодно, что подтвердила практика работы цехов. Более рационально подвергать полученные на пилигримовом стане трубы винтовой прокатке с увеличением отношения йг/Ьт (предложения ЧТПЗ, ВЗМЯ, ВНЛТИ, ВНЛШетМаш). Пилигримовые станы при этом работают в более выгодных условиях. Проведенные промышленные эксперименты показали возможность повышения качества и увеличения. ^Т/Ьг тонкостенных труб при прокатке их на современных обкатных станах /55/.

Число оборотов пилигримовых валков лимитируется возможностями подающего аппарата. Изобретение /56/ предусматривает увеличение доли времени холостого хода за счет циклического изменения угловой скорости валков.

Появляется возможность производить захват при пониженной скорости и ликвидировать удар гильзы по валкам, что существенно повысит долговечность оборудования /57,58/. Для привода пилигримовых с переменной, угловой скоростью были предложены различные механизмы, в том числе некруглые (эмпирические) зубчатые колса /56/; кривошипно-кулисные и многозвенные шарнирные /59/. Уменьшение машинного времени за счет увеличения средней скорости прокатки способствует сокращению температурного интервала и повышению качества труб. ,

6. разработка п :а\те.,.^г.!Ческо:; ¿юдол

ллоокол шлгсзс«' лрокаж

¡¡нстигут "Г1:про14Бет:.:етсбрабогка" конструирует длинноходовые стглы плоской периодической прокати рабочем;: в елка:.::: постоянного радиуса, сс:; когорт движутся по замкнутый траектория:.!, причем обра^Най хед яблясхся холостым и испольоуотел для подачи заготовки /60-67/. На стане ХПЛ 350 сагоговка переиздается по оси прокатки у. осевые усилия в ней близки к.нулю-/60,64/.

Если кинематическая схема стана задана, легко получить уравнения движения рабочего инструмента и определить, в частности, скорости точек валка, находящихся на контактной поверхности. Используя гипотезу плоских сечений и условие несжимаемости, определим направление скольжения металла по валкам и положение нейтрального сечения (уголуи )■ .если оно имеется в пределах МОД. Давление металла на валки р определяем по А.Л.Целикову, заменяя дугу захвата тремя хордами, одна из которых параллельна оси прокатки. Напряжение текучести вычисляли по полиномиальной модели /9/.

Если прокатываемая заготовка закреплена, осевые усилия в ней определяются из условия равновесия:

(53)

(0о + й,)/(р4ху) +(созу'~со$<х}// ■'-41п7'-51п<л + 2«т^и = 0 •

Вычислив сумму моментов контактных сил относительно мгновенного центра скоростей рабочего валка, определим момент прокаткиМ4 и крутящий момент в линии приводам , где Ь - мгновенное передаточное отношение. Интегрируя определяем работу и мощность прокатки. Для определения скорости незакрепленной заготовки в каждый момент процесса необходимо решать систему уравнений, включающих условие несжимаемости:

„где«».- угловая скорость валка; р - расстояние от его оси до мгновенного центра скоростей; уравнение (53) и кинематическое уравнение

^у * Уо ипу0/(тГосо&у0- Уу) . (55)

Из уравнения (55) видно, что кривые, определяющие траекторию оси валка и профиль переходного участка, эквидистантны (т.е. только, если При откате заготовки назад^<0 лу<.у0. Т.к.

зависит от осевого усилия в заготовке, то регулируя последнее, можно в определенной степени изменять профиль переходного участка и режим деформации. Уравнение (55) справедливо как при свободной

прокатке, так и при принудительной подаче заготовки в процессе прокатки со скоростью .

Уравнения (16), (53-55) образуют систему, в которой неизвестными являются у , л , У^ , у*. , . Поэтому в качестве дополнительного уравнения используем условие несжимаемости для части очага деформации, принадлежащей зоне опережения, в которое входит абсолютная скорость нейтрального сечения, равная скорости соответствующей точки валка:

Ууи- и>( чсоз^н) •

Систему уравнений решаем итерационным методом, принимал в качестве первого приближения ^я/,,, при этом необходимая точность достигается за 3-4 цикла. Определив л и у » найдем С (см. (15)), р, Р и крутящий момент на валке /9/:

Распределение деформационных и силовых параметров по длине переходного участка зависит от угла наклона опорной плоскости. При малых углах наклона максимум усилия прокатки приходится на начало, а при больших - на конец обжимного участка. Результаты расчетов энергосиловых параметров были использованы для прочностных расчетов, выбора мощности и динамического моделирования приводов проектируемых станов /бЬ/. Расчеты показали, что в случае неподвижного закрепления заготовки в последней возникают недопустимые по величине осевые усилия, делающие прокатку невозможной. При прокатке плавающей заготовки перемещения ее не превышают 40 мм и могут быть скомпенсированы подающим устройством /60,64/. При определенных режимах настройки суммарное перемещение за цикл направлено в сторону подачи. В этом случае стан может устойчиво • работать без подающего устройства (режим самоподачи).

Разработанная математическая модель была использована при _ _выборе конструктивных параметров проектируемых станов периодической прокатки путем построения и анализа полиномиальных моделей в виде уравнений, связывающих параметры прокатки с конструктивными параметрами стана (радиусы рабочего и промежуточного валков, длины кривошипа и шатуна, расстояние от оси прокатки до оси кривошипа, расположение валков в рабочей кассете^ В качестве '; функций отклика принимали силовые параметры прокатки, условную . длину калибрующего участка, определяющую наведенную разнотолщин-ность полосы, максимальный откат заготовки к механизму подачи и др.

При холодной прокатке необходимо учитывать упругие деформации деталей рабочей клети, приводящие к существенному изменению профиля переходного участка /68,69/. Функции жесткости клети и усилия прокатки изображаются поверхностями, пересечение которых определяет реальную кривую усилия и фактический профиль переходного участка. Разработанная (совместно с В.М.Бакановым) программа предусматривает численное решение соответствующих уравнений. Т.к. на станах типа ХГ1Л не предусмотрен калибрующий участок достаточной длины, изменение параметров прокатки и жесткости рабочей клети сказывается на конечной толщине полосы, поэтому после каждого цикла расчета приходится корректировать параметры настройки. Деформация металла продолжается даже при удалении оси валка от оси прокатки, что способствует выравниванию толщины прокатываемой полосы. По сравнению с результатами расчета без учета упругости клети фактическая длина переходного участка увеличивается, максимальное усилие прокатки снижается, наводимая продольная разнотол-щинносгь уменьшается вчетверо /70/. Полученные данные полностью согласуются, с результатами экспериментов, проведенных на лабораторном и промысленном станах ХИЛ. Для каждого конкретного случая можно найти оптимальную жесткость рабочей клети, обеспечивающую минимальный уровень наведенной периодической разнотолщинности и разнотолщинности, вызываемой колебаниями параметров заготовки или величины подачи /70/. Предложен метод регулирования жесткости рабочей клети /61/.

Следующий этап математического моделирования (выполнен совместно с С.М.Кривенцовыы) заключался в определении напряженно-деформированного состояния методом характеристик (численное решение методом конечных разностей) и степени использования ресурса пластичности по В.Л.Колмогорову и А.А.Богатову. Расчеты показали, что в приконтактных слоях очага деформации коэффициент напряженного состояниябУт ■ -1...-4, но в средних слоях полосы он .достигает +1, поэтому величина пластичности Ар для средних и центральных слоев металла может отличаться на порядок. При заданной степени деформации большей исходной толщине заготовки соответствует большая степень повреаденности металла у • Дри прокатке сплава ЕрОС 6,5-0,15 увеличение^н вдвое за счет утонения готовой полосы приводит к увеличению У лишь в 1,3 раза. Увеличение подачи т и радиуса валка способствует уменьшению у , таким образом повышение дробности деформации не повышает пластичности при плоской прокатке

ДЗ/. При прокатке свинцовистых латуней зависимость Лг от б/Т а интервале -КI выражена слабо, поэтому параметры прокатки мало влияют на предельную степень деформации.

Совместно с С.М.Кривенцсвым и А.В.Бушевым разработана и реализована на ШМ ЕС методика оптимизации конструктивных и технологических параметров периодической прокатки с учетом напряженного состояния и диаграммы пластичности металла. В процессе решения задачи задаем 'пределы изменения и шаг варьирования таких параметров как т, у. , Н0 • -с > I* , а также допустимые величины степени использования ресурса пластичности, продольной раэнотолщинности, перемещений заготовки и силовых параметров прокатки. Для уменьшения массы рабочей клети и мощности двигателя радиус валка выбираем по минимальному значению возможного диапазона изменения. Суммарная вытяжка ограничена условием гарантированного неразрушения металла, а величина подачи т наводимой разнотолщинностью и допустимыми усилиями прокатки. По результатам расчетов определены рациональные параметры прокатки различных сплавов. Методика может быть использована при проектировании станов периодической прокатки различной конструкции.

7. ИССЛЕДОВАНИЕ И ВНЕДРЕНИЕ ШАГОВОЙ ПРОКАТКИ ПОЛОС ИЗ ЦВЕТНЫХ СПЛАВОВ .

11роверку адекватности разработанных математических моделей и освоение технологии периодической прокатки плоских заготовок из различных сплавов проводили на лабораторных и промышленных станах при прокатке в холодном состоянии непрерывнолитых заготовок из сплавов БрОФ 6,5-0,15 и МНЦ 15-20 с обжатиями до 93 ^ БрОЦС 4-4-2,5 до 60 % и свинцовистых латуней до 60 % /66,(#,70-74/. Результаты экспериментов и математического регулирования хорошо • согласуются межлу собой. Для определения максимальных значений усилия прокатки Р (кН) и крутящего момента М (Н.м.) на валу ведущей шестерни получены полуэмпирические формулы, учитывающие влияние основных параметров прокатки /66,67/: Р =с,ббА ; М = с2ра :

где _______

А -М^ВДНД + С,Н/(Е,+ Еи);

5 - предел прочности наклепанного при прокатке металла (Н/мм^);

В - ширина прокатанной полосы (мм); ч, - радиус рабочего валка

(км); m- подача (мм); Н0и Н, - толщина заготовки и прокатанной полосы (мм); L - длина переходного участка (мм); ]3 - угол наклона спорной поверхности (рад); Ев и Ем - модули упругости материалов валка и прокатываемого металла (Н/мм^); с, ■ 72.10"^; с4» 1,45, с3 » 41 мм~*.

Практика работы промышленного стана ХЛЛ 650 подтвердила пра- • вильность основных конструктивных решений. Разнотолщинность' прокатанных полос не превышает 1-2 %. В начале переходного участка вследствие неравномерности деформации по толщине полосы происходит вынужденное уширение приконтактных слоев заготовки, которое уменьшается при увеличении подачи.

Неравномерность деформации по толщине при отношении толщины заготовки к диаметру валка до 0,2-0,3 исследовали теоретическими (метод характеристик и метод конечных элементов) и экспериментальными (метод микротвердости) методами /74/. Установлено, что при . прокатке заготовок толщиной до 30 мм в рабочих валках диаметром 136 мм с подачей 4-6 мм даже в начале переходного участка пластические деформации проникают на всю толщину, однако в средних слоях степень деформации существенно меньше, что приводит к неравномерности механических свойств. В конце переходного участка деформации в средних слоях возрастают быстрее, чем в поверхностных и при суммарной деформации более 80 % механические свойства металла по всему сечению полосы выравниваются.

Полученные данные легли в основу при разработке технологии периодической прокатки, совмещенной с горизонтальным непрерывным литьем. Относительно высокая пластичность холоднодеформируемого

р.гшяяц_БрСй 6,5^)tI5 пг-тявляйт достаточную широту мад£££§_при вы-_

боре технологических параметров периодической прокатки. Фактическое использование пластических свойств сплава оценивали по ресурсу остаточной пластичности А<х > который определяли механическими испытаниями прокатанной полосы. Методом планируемого эксперимента, проведенного на стане ХЛЛ 130, получено уравнение регрессии

Лос=аМ12 -0,036-^ -0,064 ^Г +0,0012-^+0,036^-0,03б4-д0058 J;

где Но - толщина заготовки (мы); ^ - суммарная вытяжка; jj - угол, наклона опорных поверхностей (град);т - подача (мм); в - ширина заготовки (мм); п - число рабочих ходов в мин. Аналогичные данные получены для сплава БрОЦС 4-4-2,5. Оценка доверительных интервалов полиноминальной модели говорит о значимости коэффициентов уравнение регрессии при H0>/t и m -Для увеличения Л^. целесообразно уменьшат.

толщину заготовки и увеличивать подачу. После отжига холоднокатаных полос их пластические характеристики значительно превышают соответствующие характеристики исходной заготовки, всэрастаат также и прочностные характеристики.

Применение профилированных опорных поверхностей на стане Х11Л ооО позволяет увеличить частные обжатия в начале переходного участка и уменьшить в конце него /75,70/. Механические испытания проката показали, что при прочих равных условиях остаточная пластичность сплава в этом случае выше (относительное сужение прокатанных образцов равно 11,5 %, выосто 8,5 % при плоских поверхностях). Одновременно уменьшение частных деформаций и усилия про-• катки в конце переходного участка (в зоне калибровки) уменьшает продольную и поперечную разнотолщинность прокатанной полосы. Так при прокатке полосы толщиной 2,6 мм = 40-50 мм) раэнотолщин-ность не превышала 0,С2 мм /72/.

На основании экспериментальных исследований и математического моделирования определены рациональные технологические режимы периодической прокатки непрерывнолитых заготовок из различных сплавов /71/.

Стан ХПЛ-650 с 1981 г. непрерывно работает в составе литейно-прокатного агрегата на Кольчугинском заводе ОЦМ.Внедрение ЛЛА-650 при производстве ленты из сплава БрО® 6,5-0,15'сократило число технологических операций с 33 до 23,выход годного повысился с'51,1 % до 65,8 2»,сеьестоимость тонны продукции уменьшилась с 2674,15 руб. до 2510,53 руб.Аналогичный агрегат установлен в г.Пзрлы (ЧС5Р).

Вгнастонщее время новые станы ХПЛ,предназначенные для прокатки непрерывнолитых заготовок,находятся в стадии изготовления и монтажа. Новая технология,предусматривающая совмещение непрерывного литья и периодической (шаговой) прокатки полос и лент из цветных сплавов, обеспечивает повышение производительности труда в 3 раза,уменьшение капиталовложений почти в 10 раз и длительности производственного цикла в 4-5 раз.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

На основании выполненных автором исследований дано дальнейшее развитие теории шаговой прокатки и таких ее разновидностей, как горячая пилигримовая прокатка труб и холодная прокатка полос на станах ХЛЛ конструкции Гипроцветметобработки.

Получены следующие новые результаты.

1. В области общей теории шаговой прокатки:

- Методика точного определения частных деформаций с учетом изменения производной площади поперечного сечения (толщины) переходного участка на его длине, равной линейному смещению.

- Уравнения для определения фактического линейного смещения, зависящего от геометрии рабочего инструмента (радиуса валков).

- Закономерности шаговой прокатки с переменной подачей, влияющей на профиль переходного участка. Показано, что и в этом сдучае частное относительное обжатие равно производной от функции линейного смещения, но суммарное смещение изменяется непропорционально изменении подачи. ,

- Уравнения для определения скорости "плавающей" заготовки и осевых усилий в неподвижной ил;; принудительно подаваемой заготовке. .....

- Геометрические и силовые условия захвата незакрепленной заготовки.

- Методика оптимизации■профиля переходного участка, выбора его длины, радиуса валков и других параметров прокатки.

2. В области горячей пилигримовой прокатки труб:

- Экспериментальные данные по изменению скоростей, частных деформаций, скольжения по рабочему инструменту, формулы для расчета катающих радиусов при прокатке круглых и профильных труб

на крупных промышленных станах.

- Методика расчета энергосиловых параметров.

- Зависимости поперечной разностенности от основных параметров прокатки. В частности, при малой разностенности гильз (£>г<10 %) разностенность прокатанных труб не зависит от 5Г и определяется,

в основном, калибровкой аклигркмоьы/. валков, псдачей, вытяжкой, толщиной стенки трубы.

- Методика расчета калибровки пилигримовых валков, обеспечивающая оптимальное распределение частных деформаций. Внедрение новых калибровок повысило производительность станов и качество прокатываемых труб, экономию металла и энергии.

- Новый метод определения допустимой подачи и производительности пилигримового стана, позволивший определить пути совершенствования технологии прокатки труб.

- Метод прокатки с переменной скоростью вращения пилигримо-вых валков, позволяющий значительно повысить эффективность процесса.

3. В области плоской шаговой прокатки на станах типа ХИЛ:

- Математическая модель процесса шагозсй лрскатки незакрепленной заготовки, учитывающая кинематику привода рабочих валков, изменение .механических свойств проката и упругие деформации деталей рабочей клети. Результаты моделирования холодной прокатки полос на стане ХИЛ 650 показали, что при отсутствии калибрующего участка наводимая разнотолщинность проката уменьшается с уменьшением жесткости рабочей клети и не превышает I %. Оптимальную жесткость рабочей клети можно выбрать из условия минимума суммарной разнотолщинности (суммы периодической разнотолщинности и разнотолщинности, вызываемой нестабильностью параметров заготовки или величины подачи).

- Математическая модель использования пластических свойств заготовки. Показано, что остаточная пластичность заготовки возрастает с увеличением подачи, радиуса рабочих валков и с уменьшением толщины исходной заготовки.

- Методика оптимизации конструктивных и технологических параметров плоской шаговой прокатки и учетом диаграмм упрочнения и пластичности прокатываемого сплава.

- Экспериментальные данные по изменению энергосиловых и кинематических параметров холодной прокатки непрерывнолитых заготовок толщиной 6-30 мм из сплавов БрОФ 6,5-0,15, БрОЦС 4-4-2,5, МНЦ 15-20, свинцовистых латуней на лабораторном и промышленных станах. Определены и апроксимированы зависимости силовых параметров от подачи, вытяжки и других характеристик процесса-- Исследованы характер уширения и дефектообразования, неравномерность деформации по толщине полосы, зависимость пластичности- от параметров прокатки.

Новизна технических решений^ подтверждается авторскими свидетельствами и патентами. Общий эффект от внедрения результатов работы на трех заводах составляет 1379 тысяч рублей в год.

Основное содержание диссертации опубликовано в следующие работах.

1. Матвеев Б.Н. Классификация процессов продольной-периодической (шаговой) прокатки // Известия вузов. Черная металлургия. -1990. - № 3. - С. 59-61.

2. Лодлозный A.B., Матвеев Б.Н., Шевакин Ю.Ф. Вывод уравнений схемы деформации при пилигримовой прокатке // Тр. ин-та / ВЗМЛ.

- 1972. - Интенсификация процессов производства труб, вып. 2.

- С. 31-40.

3. Матвеев Б.Н. Методика расчета силовых параметров горячей пилигримовой прокатки труб // Тр. ин-та / ВЗШ. - 1971. - Обработка металлов давлением. Исследование производства труб и других изделий, вопросы расчета и конструирования оборудования. -

С. 46-61. . •

4. Матвеев Б.Н. Развитие теории и технологии прокатки труб в калибрах переменного радиуса // Цветные металлы. - 1985. - № 9.

- С. 65-70. •

5. Доддозный A.B., Матвеев Б.Н., Терещенко А.Д. Метод корректировки профиля гребня ручья пилигримовых валков // Тр. ин-та / ВЗШ.

- IS7I. - Обработка металлов давлением. Исследование производства труб и других изделий, вопросы расчета и конструирования оборудования. - С. 62-76.

6. Шевакин Ю.4., Лодлозный A.B., Матвеев Б.Н. Калибровка валков при пилигримовой прокатке // Цветные металлы. - 1971. - № 7. -С. 57-60.

7. Матвеев Б.Н. Определение передней границы очага деформации и линейного смещения металла при пилигримовой прокатке // Известия вузов. Черная металлургия. - 1975. - № 9. - С. 92-96.

8. Шевакин Ю.О., Матвеев Б.Н,, Линденбаум В.И. Определение обжатия в мгновенном очаге деформации при горячей пилигримовой прокатке труб // Известия вузов, Черная металлургия, - 1963. -№ 7. - С. 12-127.

9. Шевакин Ю.й., Матвеев Б.Н., Баканов В.М. и др. Построение математической модели плоской периодической (пилигримовой) прокатки цилиндрическими валками постоянного радиуса // Тр. ин-та / Гипроцветкетобработка. - 1980. - Выл, 59. - С. 82-92.

10. Матвеев Б.Н., Елманов В.И., Вергизов A.M., Подлозный A.B. Пи-лигримовая прокатка с переменной подачей // Тр. ин-та / ВЗМИ, -1976. - Вып. 22. - Теория и практика процессов производства

труб.' - С. 41-45.

11. Матвеев Б.Н., Линденбаум В.И. Опережение и отставание при горячей пилигримовой прокатке труб // Гр. ин-та / МЛСиС. -1966. - Новые процессы прокатки металлов и сплавов. - Вып. 43. - С. 200-208.

12. Линденбаум В.Л., Матвеев Б.Н. Исследование силовых параметров на пилигримовом стане // Тр. ин-та / МЛСиС. - 1966. - Новые процессы прокатки металлов и сплавов. - Вып. 43. -

С. 279-288.

13. Шевакин Ю.Й., Матвеев Б.Н. Процесс захвата при горячей пилигримовой прокатке труб // Тр. ин-та / МЛСиС. - 1966. - Новые процессы прокатки металлов и сплавов. - Вып. 43. - С. 288-299.

14. Матвеев Б.Н. Определение профиля переходного участка при периодической прокатке // Цветные металлы. - 1979. - № б. -

С. 55-58.

15. Матвеев Б.Н. К определению производительности пилигримовых станов // Тр. ин-та / ВЗМИ. - 1977. - Новое в обработке металлов давлением. - Вып. 7. - С. 134-142.

16. Шевакин Ю.Ф., Матвеев Б.Н., Поюровский Ю.В. Определение подачи и вытяжки при горячей пилигримовой прокатке труб //.Сталь. -1977. - » 9. - С. 823-825.

17. Матвеев Б.Н,, Линденбаум В.И., Старобикец Я.С., Карпенко Л.Н. Определение катающего радиуса при горячей пилигримовой прокатке труб // Известия вузов. Черная металлургия. - 1963. - № II. -С. 136-142.

18. Шеракин Ю.Ф., Матвеев Б.Н., Карпов Г.А., Симонов С.К. Параметры прокатки полых квадратных штанг для бурения // Бюллетень ЦИИН ЧМ. - 1969. - № И (607). - С. 31-32.

19. Шевакин Ю.Й., Матвеев Б.Н. и др. Определение кинематических параметров при прокатке полых квадратных штанг // Тр. ин-та / ВЗМИ. - 1971. - Обработка металлов давлением. Исследование процессов производства труб и др. изделий, вопросы расчета и конструирования оборудования. - С. 3-16.

20. Матвеев Б.Н. Определение среднего радиуса валка в симметричном калибре // Тр. ин-та / ВЗМИ. - 1972. - Интенсификация процессов производства труб. - Выл, 2. - С. 54-60.

21. Шевакин Ю.й., Осадчий В.Я., Леняшин В.Б., Линденбаум В.И., Матвеев Б.Н., Осадчий Я.П., Ольхович Т.Я., Мотрий Д.Я. Совершенствование работы трубопрокатной установки с пилигримовьм

станом J J Тр. ин-та / МЛСиСчШ. - 1965. - Обработка металлов давлением, ч. II. - 61. - С. 3-9.

22. Шеваккн Ю.4., Линденбаум В.<4., Матвеев В.Н. Давление при горячей пилкгримовой прокатке труб // Известия вузов. Черная металлургия. - 1967. - » 9. - С. IG9-II4.

23. Линденбаум ß.,1., Матвеев В.Н., Шевакин Ю.й. и др. Усилия при горячей пилигримовой прокатке труб // Бюл. ЦЛИ 4M. - 1963. -№ 9 (461). - С. 42-44.

24. Шевакин Ю.Ф.,'Линденбаум В.П., Матвеев Б.Н. Поверхность соприкосновения металла с валками при горячей пилигримовой прокатке // Известия вузов. Черная металлургия. - 1966. - № 5. - С. II2-II4.

25. Матвеев Б.Н. и др. Контактная поверхность и давление металла на валки при пилигримовой прокатке профильных труб // Тр. ин-та / B3üi. - 197I. - Обработка металлов давлением. Исследование процессов производства труб и др. изделий, вопросы расчета и конструирования оборудования. - Сб. под научн. ред. Ю.й.Шевакина. - С. 17-29.

26. Матвеев Б.Н. и др. Анализ причин поломок в линии главного привода пилигримового стана // Тр. ин-та / ВЗМЛ. - 1979. - Мех-вуз. сб."Теория и практика процессов производства труб? -

. С. 55-59.

27. Матвеев Б.Н. и др. Удельный расход энергии при прошивке и пилигримовой прокатке // Тр. ин-та / ВЗМЛ. - 1976. - Вьш. 46 "Новое в обработке металлов давлением". - С. 160-164.

28. Матвеев Б.Н,, Подлоэный A.B., Елманов В.И. Методика определения эмпирической "зависимости раэностенности от технологических параметров процесса прокатки // Тр. ин-та / ВЗМЛ. - 1972. -

. Выл. 2 "«Интенсификация процессов производства труб", - с. 61-63.

29. Шевакин Ю.Ф., Додлозный A.B., Елманов В.И., Матвеев Б.Н.,

' Карпов Г.А. Методика анализа раэностенности бесшовных труб // Тр. ин-га / ВЗМЛ. - 1972. - Вып. 2 "Интенсификация процессов ' производства труб". - С. 76-80.

30. Шевакин Ю.Й., Шайкевич B.C., Матвеев Б.Н. и др. Разностенность 1^стотелых квадратных бурильных штанг после прокатки их на установке с пилигримовыми станами // Бюллетень ЦИИН 4M. - 1969, - № 18 (590). - С. 45-48.

31. Шевакин Ю.&., Матвеев Б.Н., Таркановский A.M. и др. Метод анализа поперечной разностенности бесшовных труб // Известия

вузов". 4M. - 1976. - № 3. - С. I07-II0.

32. Матвеев Б.Н., Елманов В.Л., Поюровский D.D. и др. Изменение поперечной разностенности по длине труб, прокаташшх на пили- . гримовом стане // Тр. ин-та / ВЗЫЛ. - 1976. - Вып. 22. -Теория и практика процессов производства труб. - С. 36-41.

33. Матвеев Б.Н., Елманов В.Л., ПодлозныЯ A.B. и др. Уменьшение поперечной разностенности труб на пилигримовом стане // Бюллетень ЦЛДО 4M. - 1977. - № 2. - С. 39-41.

34. Шевакин Ю.Ф., Матвеев Б.Н., Поддозный A.B. и др. Применение овальной калибровки пилигримовых валков для прокатки тонкостенных труб // Бюллетень ДАШ 4M. - 1975. - № 18 (758). -С. 54-56.

35. Матвеев Б.Н., Шевакин D.i., Карпов Г.А. и др. К вопросу о калибровке пилигримовых валков // Сталь. - 1968, -■№ 2. -

С. 157-160. '

36. Шевакин Ю.Ф., Матвеев Б.Н. и др. Влияние формы калибров пилигримовых валков на точность горячекатаных труб // Тр. ин-та / ВЗЬИ. - 1972. - Интенсификация процессов производства труб. (Сб. 2). - С. 64-75.

37. A.c. 320344 СССР, МПК В23в 1/00. Способ обработки деталей сложной конфигурации / Б.Н.Матвеев и др. - 2 е.: ил. -Опубл. в Б.И. - 1971. - № 3".

38. Матвеев Б.Н. Метод расчета калибровки пилигримовых валков // Межвуэ. сб. научн. тр. "Теория и практика процессов производства труб". - 1979. - С. 33-41.

39. Матвеев Б.Н. Определение профиля ручья калибров на холостом участке пилигримовых валков // Тр. ин-та / ВЗШ. - 1976. -Вып. 46. - Новое в обработка металлов давлением. - С. 122-124.

40. Шевакин Ю.Ф., Поддозный A.B., Матвеев Б.Н. Рациональное распределение обжатия по длине переходной зоны при пилигримовой пракатке // Тр. ин-та / ВЗШ, - 1972. - Интенсификация процессов производства труб. - Сб. 2 под ред. Ю.Ф«Шевакина. -С. 42-47.

41. Поддозный A.B., Матвеев Б.Н. Выбор базовых функций для анализа формоизменения металла при продольной прокатке труб // Тр. ин-та / ВЗШ. - 1972. - Интенсификация процессов производства труб. - Сб. 2 под ред. Шевакина. - С. 48-53.

42. Шевакин Ю.Ф., Матвеев Б.Н., Бибик Г.А. и др. Рациональная калибровка пилигримовых валков для прокатки толстостенных труб // Сталь. - 1970. - № I. - С. 57-59.

43. Матвеев Б.Н., Есаулов А.Т., Карпов Г.А. и др. Совершенствование горячей пилигримовой прокатки труб из кованой заготовки // Металлург. - 1971. - № 7. - С. 38-41.

44. Матвеев Б.Н., Дмитриев В.Д., Бибик Г.А. и др. Щюкатка утяжеленных бурильных труб на установке с пилигримовыми станами // Металлург. V 1970. - » I. - С. 31-33.

45. Матвеев Б.Н., Терещенко А.Д., Карпов Г.А. и др. Новая технология прокатки утяжеленных бурильных труб на установке с пилигримовыми станами // Бюллетень ДЛИН 4M. - 1970. - № 2 (622). - С. 33-35. ,

46. Поюровский Ю.В., Матвеев Б.Н., Гетия И.Г. и др. Совершенствование технологии прокатки утяжеленных бурильных труб размером 178-90 ш // Бюллетень Ц/ЫН 4M. - 1973. - » I. - С. 37,38.

47..Шевакин Ю.Ф., Матвеев Б.Н., Бибик Г.А. и др. Экономия металла при горячей прокатке труб на пилигримовых станах // Сталь. -

1971. - № I. - С. 53-56.

48. Матвеев Б.Н., Ермаков В.В,, Жерновский B.C. и др. Экономия металла при горячей пилигримовой прокатке труб из слитка // Металлург. - 1972. - » I. - С. 33-34.

49. Матвеев Б.Н., Ермаков В.В., Поюровский Ю.В. Повышение качества передних концов толстостенных труб // Металлург. - 1973. -# II. - С. 39-40.

50. Совершенствование прокатки квадратных труб для бурения / Ю.8.Шевакин, Г.А.Бибик, Б.Н.Матвеев, А.Г.Карпов. - Днепропетровск: Гфоминь. - 1969. - 80 с.

51. Шевакин Ю.Ф., Матвеев Б.Н., Бибик Г.А., Карпов Г.А. Пилигри-мовая прокатка полых квадратных штанг для бурения // Металлург. - 1969. - » 4. - С. 28-30.

52. A.c. 341548 СССР, МКИ В21в 21/02. Рабочий инструмент пилигри-мового стана для прокатки труб трехгранного профиля / Б.Н.Матвеев и др. - 2 е.: ид. - Оцубл. в Б.И. - 1972. - # 19.

53. Шевакин Ю.4., Матвеев Б.Н. и др. Опытная прокатка трехгранных труб // Металлургическая и горнорудная промышленность. -

1972. - # 2. - C.83-8V.

54. Шевакин D.S., Матвеев Б.H. и др. Прокатка трехгранных труб J J Тр. ин-та / ВЗШ. - 1972. - Интенсификация процессов производства труб, - Вып. 2. - С. 84-95.

55. Осадчий В.Н., Гетия И.Г., Медников D.A., Матвеев Б.Н. и др. Улучшение качества труб раскаткой после пилигримовой прокат- . ки // Бюл. ЦИИН 4M. - 1977. - » 14. - С. 41-43.

56. A.c. 259797 СССР, МПК В21в 7а 16/01. Привод валков пилигри-мового стана / Б.Н.Матвеев и Ю.Й.Шевакин. - 2 е.: ил. -Опубл. в Б.И. - 1970. - » 3.

5S. Матвеев Б.Н., Есаулов А.Т., Сылленко В.Т., Баканов В.М. Рациональные режимы горячей пилигримовой прокатки труб. Межвуз. сб. научн. тр. "Исследование процессов производства труб и профилей". - 1980. - С. 91-101.

58. Матвеев Б.Н.., Вергизов A.M. Лабораторный пшшгримовый стан // Тр. ин-та / ВЗМИ. - 1976. - Вып. 22. "Теория и практика процессов производства труб". - С. 48-58.

59. Заяц И.Л., Барабашкин В.П., Матвеев Б.Н., Шевакин Ю.Ф. Способ и устройство для пилигримовой прокатки. Патенты: Италии

№ 846768, Великобритании » 1245457, Канады № 9II2I6, Франции » 16005552.

60. А,с. 1055552 СССР. МКИ В21в 13/18. Стан периодической прокат-, ки / Ю.Ф.Шевакин, А.В.Бушев, И.И.Добкин, В;В.Седов, А.В.Новиков, БЛ.Матвеев, В.П.Педас, А.В.Ухов, Л.Н.Стародубов. - 5 е.: ил. - Оцубл. в Б.И. - 1983. - № 43.

61. A.c. I337I56 СССР. МКИ В21в 13/18. Рабочая клеть ст^ка периодической прокатки / А.В.Бушев, Б.Н.Матвеев, С.М.Кривенцов и др. - 5 е.: ил. - Опубл. в Б.И. - 1937. - № 34.

62. A.c. I3498I2 СССР. МКИ В21в 21/00, 13/18. Рабочая клеть стана периодической прокатки / Бугаев A.B., Матвеев Б.Н., Мазыанашви-ли B.D. и др. - 5 е.; ил. Оцубл. в Б.И. - 1987. - » 41.

63. A.c. 1419767 СССР. ЫКИ B2IB 13/18. Рабочая.;Клеть стана периодической прокатки / Шевакин Ю.й., Добкин И.И., Бушев A.B., Матвеев Б.Н. и др. - 3 е.: ил. - Опубл. в Б.И. - 1988. - № 32.

64. Шевакин D.Ö., Бушев A.B., Добкин И.И., Седов В.В., Новиков A.B., Матвеев Б.Н., Иэдас В.П., Ухов А.В;, Стародубов Л.И. Стан периодической прокатки. Патенты: Франции № 8II9407, Великобритании # 2099739В, ГДР » 227219, Японии Л» 1465630, A.c. ЧССР » 221445.

65. Кршсановский A.B., Бушев A.B., Бычков И. П., Матвеев Б.Н., . Баканов В.М. Исследование динамики привода стана периодической прокатки на ЭВМ // Тр. ин-та / Гипроцветметобработка. -I960. - Вып. 59. - С. 92-99.

66. Бушев A.B., Матвеев Б.Н., Цуканов А.П. и др. Холодная периодическая прокатка полос на опытном стане // Цветные металлы. -1983. - № 3. - С. 63-67. ;______

67. Матвеев Б.Н. и др. Исследование холодной .прокатки полос из

трудкодеформируемых цветных сплавов с обжатием 50-90 % на стане новой конструкции // Тр. ин-та / Межвуэ. сб. - 1982. -С. 120-134.

68. Шевакин Ю.Ф., Рытиков A.M., Касаткин Н.И., Матвеев Б.Н. К вопросу определения обжатия при холодной прокатке труб // Тр. ин-та / МЛСиС. - 1962. - Вып. 40. - С. 413-421.

69. Шевакин Ю.Ф., Рытиков A.M., Матвеев Б.Н., Касаткин Н.И. Исследование калибровки валков станов холодной прокатки труб // Тр. ин-та / ЫИСиС и МЭИ. - 1965. - Вып. 61, ч. П. - С. 37-51.

70. Матвеев Б.Н., Баканов В.М., Бушев A.B. и др. Расчет параметров периодической прокатки с учетом реальной упругости рабочей клети. - Цветные металлы, 1989. - № 2. - С. 97-99.

71. Матвеев Б.Н; и др. Определение режимов периодической прокатки полос с учетом пластичности труднодеформируемых сплавов / / Навестил вузов. 4M. - 1986. - » I. - С. 46-48.

72. A.c. 83I23I СССР, МКИ B2IB 1/38. Способ прокатки листов / A.B.Бушев, И.И.Добкин, В.Ю.Мазманашвили, Б.Н.Матвеев и др. -4 е.: ил. - Оцубл, в Б.И. - 1961. - № 19.

73. Матвеев Б.Н. и др." Периодическая (пилигримовая) прокатка на двухвалковом стане // Тр. ин-та / Гипроцветметобработка. -1983. - "Исследование процессов обработки давлением цветных металлов". - С. 56-59.

74. Матвеев Б.Н., Кривенцов С.М. Исследований неравномерности деформации при холодной периодической прокатке полос // Межвуэ. сб. научн. тр. "Исследование и совершенствование процессов производства труб и профилей". - 1986. - С. 59-65.

75. Матвеев Б.Н. и др. Выбор профиля рабочего участка при периодической прокатке полос постоянного сечения // Известия вузов, 4M. - 1986. - № 7. - С. 85-68.