Вся електронна бібліотека >>>

 Калібрування інструментів >>>

 

 

Калібрування інструменту для виробництва безшовних труб


Розділ: Підручники

 

Глава шоста. СУЧАСНІ РЕДУКЦІЙНІ СТАНИ ТА ЇХ КАЛІБРУВАННЯ ВАЛКІВ

  

 

Ще наприкінці минулого століття були розпочато роботи по створенню прокатного стану, який дозволив би за безперервному проходження труби через валки зменшити її діаметр у гарячому стані. Перший патент на такий стан був виданий у 1889 р. Однак у той час процес прокатки передбачався тільки з застосуванням довгої внутрішньої оправки, яка дала б можливість при зменшенні діаметра труби одночасно зменшувати товщину її стінки.

Лише в 1920 р. був побудований перший безперервний прокатний стан, в якому труба прокочувалася без оправки, з вільним зміною товщини стінки, що відбувається внаслідок зменшення зовнішнього діаметра труби. Обмеження вільної деформації, особливості зміни товщини стінки, представляє значні труднощі. Проте в даний час можна сказати, що закони, по яким змінюється товщина стінки труби в процесі редукування, вже відомі. Тому є можливість заздалегідь передбачити зміну товщини стінки і регулювати його в певних межах.

У процесі розвитку конструкцій редукційних станів були створені три типи цих станів: калібрувальний, редукційний і редукційний з натягом ( 59).

Призначенням калібрувального стана є отримання готової труби точних розмірів без значного зменшення зовнішнього діаметра задається заготовки. У редукційного стані досягають значного зменшення зовнішнього діаметра труби при одночасному незначному зміні товщини стінки. Основною ж метою редукційного стану з натягом є значне зменшення товщини стінки труби при одночасному зменшенні її зовнішнього діаметра.

При редукування з натягом виявилися значні технічні переваги цього способу.

деформації труби в калібрі, утвореному трьома валками. Створення трехвалкового стану являло відомі конструктивні труднощі, які тривалий час затримували поширення такого стану.

Калібрувальні стани, як правило, містять від двох до п'яти двухвалковых клітей. Проте останнім часом з'явилися стани, що мають до 12 клітей.

Обтиснення труби по діаметру в калібрувальних станах зазвичай становить від 3 до 8% ; товщина стінки тут дещо зменшується, хоча її можна витримати постійною.

В даний час калібрувальні стани застосовуються для труб широкого діапазону діаметрів як великих, так і малих.

Редукційні стани останніх конструкцій мають до 18 клітей і дозволяють зменшувати зовнішній діаметр труби майже на 70%.

Залежність між загальним обтисненням труби по діаметру і необхідним для цього обтиснення кількістю клітей представлена на 60.

Зміна товщини стінки труби в редукційного стані залежить від калібровки і числа обертів валків.

Якщо раніше для кожного редукційного стану і для кожного заданого обтиснення та необхідної товщини стінки готової труби доводилося визначати товщину стінки заготовки чисто емпірично, то в даний час при відомих умовах є можливість зробити це розрахунковим шляхом, заснованим на даних проведених досліджень. Таким чином, знаючи необхідну товщину стінки, ми можемо відповідними заходами вплинути на її зміна в процесі прокатки.

Зазвичай труба під час проходження через стан не має піддаватися зусиллям натягу. Однак практично для забезпечення надійності проходу труби через редукційний стан деякий натяг буває необхідно.

Завдяки застосуванню натяжеГния в сучасних редукційних станах можливо зменшити товщину стінки в певній залежності від зменшення діаметра труби. Зазвичай співвідношення між ними дорівнює 1 : 5, тобто при зменшенні, наприклад, діаметра труби на 50% товщина стінки зменшиться приблизно на 10%.

Слід зазначити, що тільки застосування , редукційних станів дозволило виготовляти гарячої прокаткою труби малих розмірів. Так, наприклад, заготовки діам. 2", отриманої методом видавлювання, можна отримати газову трубу діам. 3/4/7.

Істотною перевагою установки з редукційними станами є, крім того, можливість прокатки на основному прокатному стані гільзи великого розміру, однакової при виготовленні готових труб всіх розмірів. Така можливість веде до значного підвищення продуктивності установки. Можливість швидкої зміни клітей в редукційного стані, замість перевалки валків на основному прокатному стані, також підвищує продуктивність.

Сучасні редукційні стани з натягом дозволяють при 18 клітях зменшити діаметр труби на 75% при одночасному зменшенні товщини стінки на 38%.

Основна залежність між сумарним обтисненням по діаметру і необхідною кількістю клітей зберігається в цих країнах так само, як і при звичайних редукційних станах. Проте в даному випадку слід враховувати додаткову залежність між певним зменшенням труби по діаметру і досягається при цьому найбільшим зменшенням товщини стінки. Відповідні залежно наведені нижче.

Необхідно зазначити, що вже при 10-12 клітях можливо досягти зменшення товщини стінки близько 7з від зменшення діаметра труби, т. тобто при такій кількості клітей на кожні 30% обтиснення по діаметру можливо зменшити товщину стінки труби на 10%. Такі редукційні стани потребують привід, який дозволив би здійснити індивідуальне регулювання чисел оборотів валків в кожній окремій клітці.

При редукування з натягом виходять потовщені кінці труби внаслідок того, що передній і задній кінці гільзи при проходженні через стан не піддаються повному впливу натягу. Наявність потовщених - решт спричиняє додаткові відходи металу. Тому великі переваги має встановлення редукційного стану з натягом слідом за трубосварочным станом, що дозволяє отримати на ньому трубу значної довжини (до 70 м) без яких - небудь утруднень.

Одночасно така комбінація станів дозволяє на трубозварювальному стані зварювати з великою швидкістю трубу великого діаметру і великою товщиною стінки і отримувати, завдяки подальшому пропусканню труби через редукційний стан, з натягом, готові труби малих розмірів.

Нагрівання труб перед редукуванням служить в цьому випадку і нормалізує відпалом.

Трубоэлектросварочные стани, що мають у своєму складі редукційні стани з натягом, досягають високої продуктивності (20 ш годину при виробництві газових труб діаметром від 3/8 до 3") і успішно конкурують з країнами пічного зварювання.

Очевидно, що при подальшому розвитку трубоэлектросвароч - них станів редукційні стани з натягом будуть встановлювати так, що при цьому буде забезпечено повне безперервне проходження труби одночасно через зварювальний редукційні стани. У цьому випадку відходи металу, отримувані внаслідок потовщення кінців труби, можливі тільки при переході з одного розміру труби на іншій. Безсумнівно, сучасний стан техніки управління прокатними станами дозволить досягти необхідної синхронізації між зварювальним та редукційними станами.

При виробництві безшовних труб застосування редукційних станів з натягом економічно і в такому випадку, коли довжина задаються для редукування труб велика. Це здійсненно на станах безперервної прокатки, продуктивність яких значно вища, ніж інших, що використовуються для виготовлення безшовних труб.

При виробництві безшовних труб із застосуванням редукційних станів можуть бути досягнуті такі швидкості прокатки, які до цього часу досягалися лише на установках для безперервного пічного зварювання.

Відходи обрізування кінців труб, редукованих з натягом, складають у цьому випадку близько 1,5-2%, що цілком порівнянно з витратою металу на трубоэлектросварочных установках.

Таким чином, застосування редукційного стану з натяжкою- жеизием для виготовлення безшовних труб робить редукування здатним до конкуренції з виробництвом труб зварюванням.

З перерахованих вище загальних міркувань випливає, що використання редукційних станів з натягом призводить до підвищення економічності редукування і збільшення продуктивності окремих установок при виробництві як зварних, так і безшовних труб.

Дослідження процесів витікання металу при редукування труб проводилися Дж. С. Блэйром і Ст. Бетчером Для розгляду питань закінчення металу при редукування автором цієї книги використані та розвинуті далі теоретичні роботи Зибеля і Вебера [10, 11], що відносяться до питань волочіння труб.

Отримані при цьому рівняння являють собою закони закінчення металу при редукування в умовах дії розтягуючого зусилля і покладені в основу для розрахунків калібрування. Проведені за таким методом розрахунки добре підтверджуються результатами практики.

Тут вже витікання металу відбувається в рівних частинах при зменшенні діаметра і товщини стінки виключно для створення подовження.

Представлена загальна картина течії металу кілька змінюється із-за впливу кінцевої товщини стінки, так як неможна повністю нехтувати радіальними напругами.

Таким чином, основні рівняння для деформації редукційних станів можна вважати знайденими.

На 62 представлена залежність логарифмічних коефіцієнтів деформації срг, Фі і ср* як функцій середнього коефіцієнта натягу гш для різних значень коефіцієнта v товщини стінки.

З діаграми для визначення значень гш і v може бути безпосередньо знайдені відносини логарифмічних коефіцієнтів деформації і, таким чином, при певному зменшенні діаметра можливо визначити зміна товщини стінки як функцію середнього коефіцієнта натягу.

Середній коефіцієнт натягу гш є середньоарифметичною величиною з коефіцієнтів натягу до і після прокатної кліті. Він дає гарне уявлення про фактичний натягу труби у розглянутій кліті. Фактична сумарна відносна натяг в разі деформації в декількох клітях можна визначити як середньоарифметичне з коефіцієнтів zm для окремих клітей.

Більш правильно обчислювати середній коефіцієнт натягу як середньозважений, враховуючи обтиснення по діаметру в кожній кліті. При більш точних розрахунках необхідно враховувати також зміна коефіцієнта v товщини стінки.

Середній сумарний коефіцієнт натягу 2 s залежить перш всього від кількості клітей, між якими розподілено обтискання, а також від того, наскільки швидко віком - 86 тануть або зменшуються коефіцієнти натягу в клітях, в яких починається і закінчується прокатка.

В редукційних станах з натягом, що мають індивідуальне регулювання чисел оборотів кожної кліті, перед- > етавляется можливість створити повну відповідність натягу як різних діаметрам труби, так і необхідним співвідношенням швидкостей. У цьому випадку для створення необхідного натягу величиною від нуля і до його практично максимального значення, а також для створення подальшого зменшення натягу, достатньо мати лише 3-^4 кліті. Це означає, що при загальній кількості 6-8 клітей сумарний коефіцієнт натягу досягне значення 0,5, якщо є можливість здійснити відповідне зменшення діаметра. При такому значенні сумарного коефіцієнта натягу р s вже починається відповідне зменшення товщини стінки труби, як це і випливає з 62.

В якості прикладу на 62 показано, що при обтиску по діаметром 65% і середньому значенні коефіцієнта товщини стінки v = ОД для випадку використання 14 клітей з індивідуальним регулюванням чисел обертів досягається коефіцієнт натягу 0,67. Цього коефіцієнту відповідає ставлення логарифмічних деформацій 2,7, дозволяє зробити зменшення товщини стінки приблизно на 24%.

Зміна товщини стінки, яке може бути здійснено практично без розривів труби при найбільших значеннях коефіцієнта натягу, залежить також від тертя між трубою і валком.

Вертикальні складові тиску взаємно врівноважуються. В осьовому напрямку діє сила, що представляє собою різниця між горизонтальної складової тиску металу на валки і результуючої рівних між собою зусиль натягів від сусідніх клітей. Ця сила не має за своєю величиною перевершувати твори вертикальної складовою Pw тиску металу на валки на максимальне значення умовного коефіцієнта тертя \х.

Для всіх проміжних клітей стану з редукційного однаковим по обидві сторони кліті напругою натягу ві тобто при однаковому з обох боків кліті коефіцієнті натягу 2, зусилля натягу обмежується максимальним умовним коефіцієнтом тертя \xw в поєднанні з вертикальною складовою Pw тиску металу на валки. Так як при однакових напругах осьові зусилля Ра і Р'а до і після кліті при однакових натяжениях залежать від величини поперечного перерізу труби, то величина їх різниці тим більше, чим більше обтиснення по діаметру і, отже, чим більше різниця в поперечних перетинах труби до і після кліті. З того, що саме ця різниця осьових зусиль повинна бути дорівнює добутку вертикальної складової Рю тиску металу на валки на умовний коефіцієнт тертя jiuj, випливає, що припустиме обтиснення по діаметру залежить від коефіцієнта натягу.

На 64 показана залежність максимального обтиснення р за діаметром від максимально можливого умовного коефіцієнта тертя \i9 діаметра труби d і коефіцієнтів натягу z до і після кліті.

Ця залежність, дійсна тільки при певному діаметр валка, є підставою для обчислення необхідної кількості клітей при заданому загальному обтиску. Внаслідок обмеження величини обтиснення у кожній кліті труби великого діаметру зазвичай вимагають більшої кількості клітей, ніж труби малого діаметру при відносно рівних деформаціях.

Як правило, для здійснення заданого обтиснення на практиці прагнуть мати можливо малу кількість клітей. З цією метою бажано використовувати тягне зусилля кожної кліті до його максимального значення при відповідному числі обертів валків. Однак у разі порушення рівноваги між тягнуть силами валків та доданими зовнішніми зусиллями нормальний процес прокатки порушується. Тому практично зусилля натягу завжди має бути трохи менше тягнучого зусилля валків.

З розглянутих вище основних закономірностей процесу редукування з натягом випливає, що для здійснення заданого зменшення товщини стінки і створення відповідного розтягування труби потрібен певний, максимальна кількість клітей. При цьому необхідно індивідуальне регулювання чисел оборотів валків в кожній кліті, що дозволить в разі деякої зміни коефіцієнта тертя металу відповідно відрегулювати процес в кожній кліті.

Наведені вище залежності відносяться до проміжним клітях, в яких вже повністю встановився процес редукування з натягом. Для перших і останніх клітей, де коефіцієнт натягу змінюється, характерні інші залежності.

На 65 і 66 наведені графіки для визначення початкових і кінцевих коефіцієнтів натягу, відповідні графіком на 64 для проміжних клітей.

По 66 необхідно додати, що остання кліть в даному працює як кліть калібрувального стана, тобто

без істотного зменшення діаметра труби, і тому в цієї кліті неможливо створити ніякого натягу.

З наведених міркувань і графіків можна встановити такі основні напрями калібрування. Для швидкого створення натягу необхідно обтиснення по діаметру у першої кліті приймати незначним (близько 3-5%) з тим, щоб вже в першій кліті стінка труби відчувала середнє натяг, рівне zm = (2г-1 + Zi):2. Так як, проте, г0 = Про, підвищення коефіцієнта натягу відбувається тільки до половини середнього значення коефіцієнта натягу гт внаслідок великого обтиснення по діаметру. З 62 в той же час слід зазначити, що навіть при малому значенні середнього коефіцієнта натягу збільшення товщини стінки досить значно. Тому і слід прийняти невелика обтиснення по діаметру в цілях можливо меншого збільшення товщини стінки. При цьому необхідно мати на увазі й те, що при вступі в першу кліть труби, яка подається допоміжними механізмами, може бути різниця між осьовими зусиллями, що діють на метал, і осьовими зусиллями, створюваними валками, внаслідок чого труба буде гальмуватися, а не прискорюватися.

У другій кліті справляють велике обтиснення по діаметру (8-12%) в цілях можливо швидкого зменшення зовнішнього

діаметра труби, так як у відповідності з 64 в середніх клітях більше обтиснення можливо створити лише при значному напруженні. Крім того, практично умовний коефіцієнт тертя в цій кліті не обмежує можливого обтиснення по діаметру, так як зазвичай перша кліть як би заштовхує трубу в другу, а третя кліть створює тягне зусилля при виході металу з другої кліті.

Якщо умовний коефіцієнт тертя в першій кліті від'ємний, то, починаючи з третьої кліті, або, найпізніше, з четвертої, він є вже позитивним. Величина умовного коефіцієнта тління в другій або третій кліті приблизно дорівнює нулю, так як різниця в осьових зусиль при великому обтиску по діаметру і при значному зусилля натягу дуже мала. Це, однак, потребує додаткових пояснень.

Перша частина цього виразу відповідає звичайному значення горизонтальної складової РТ тиску прокатки. Друга ж частина залежить від абсолютної різниці зусиль в осьовому напрямок отримуваної внаслідок відмінності величин поперечних перерізів труби, помножених на відповідне осьове напруження gj.

Перша частина виразу завжди позитивна і для проміжних клітей зазвичай становить близько 7з від величини другий частини.

Якщо у другій частині виразу перший член всередині дужок менше другого (це відповідає нормальному протіканню процесу в проміжних клітях), то вся ця частина позитивна.

Якщо ж тут, однак, перший член більше, ніж другий, що може мати місце в першої, а також у другій клітях (у другій кліті тільки при відповідно високому значенні коефіцієнта натягу), то другий член вираження усередині дужок буде негативний. Тому фактичний коефіцієнт тертя зменшиться і навіть може дійти до нуля.

При максимально допустимому напруженні, відповідному значення г2 натягу за другий кліттю, коефіцієнт z тг буде достатньо більше коефіцієнта Z\ після першої кліті, що цілком забезпечить можливість зменшення товщини стінки вже у другій кліті.

Калібрування валків третьої кліті повинна розроблятися в згідно з графіком на 64 так, щоб після цієї кліті можна було досягти верхньої межі допустимого натягу.

Як відомо, при редукування з натягом відбувається потовщення кінців труб внаслідок того, що ці кінці не сприймають повністю натягу, проходячи через кліті стана. Величина потовщення може бути знайдено за 62, якщо прийняти, що коефіцієнт натягу дорівнює нулю.

Для з'ясування економічності редукування з натягом велике значення має визначення загальної довжини потовщених кінців. Довжина потовщених ділянок, залежить, очевидно, від обтиснення у першої кліті, де відсутній натяг, і від відстані між першою і другою клітями, так як при знаходженні труби в цих двох клітях вже є умови для зменшення товщини стінки.

Безсумнівно, при послідовному проходженні через труби редукційний стан довжина потовщених ділянок телескопічно збільшується, а вага їх залишається первинним.

Аналізуючи цю формулу, легко бачити вплив відстані між клітями та кількості клітей. Так як відстань між клітями фактично неможливо змінити, а в своєму мінімальному значенні воно залежить від конструктивних вимог розміщення валків, зменшення довжини потовщених - решт може бути досягнуто тільки за рахунок зменшення кількості використовуються клітей.

Вимога можливо меншої кількості клітей для здійснення певного бажаного обтиснення приводить до висновку, що подовження Vi в кожній кліті при наявності натягу необхідно мати можливо великим, в порівнянні його з подовженням V\ без натягу. Однак успіх від цього заходу теоретично дуже незначний, оскільки, як вже вказувалося вище, вага потовщених решт залишається постійним. Практично товщина стінки має певні допуски, і суттєва різниця між Vi і V \ має наслідком те, що при проходженні через стан частину труби перевершує свій плюсовий допуск на стінку.

Вираз для визначення довжини потовщених решт варто було б також доповнити величиною, яка враховувала б ділянку труби з дещо більшою товщиною стінки, що знаходиться між другою і третьою клітями. Однак ця величина незначна і нею можна знехтувати.

Наведені вище основні залежності для процесу редукування труб відносяться до всіх редукційним станів. Розгляд особливостей процесу редукування свідчить про те, що виконання завдань, що стоять перед калібрувальними редукційними станами без натягу, цілком можливо при наявних типах цих станів, які розроблялися в протягом останніх десятків років. Однак редукційні стани з натягом вимагають обов'язково такий їх конструкції, яка забезпечила б максимальну обтиснення труби по діаметру в кожній кліті, чого найбільшою мірою відповідають тривалкові кліті, що дозволяють краще пристосовуватися до зміни різних величин, що впливають на процес прокатки.

З теоретичного розгляду процесу редукування з натягом також випливає, що для використання переваг цього методу абсолютно необхідний привід редукційного стану, що дозволяє у визначених межах мати індивідуальне регулювання числа обертів кожній кліті при значних навантаженнях і швидкостях.

Редукційні стани з вільно выбираемым числом обертів валків

Розглянемо метод розрахунку калібровки валків і визначення числа обертів валків кожній кліті для звичайних редукційних станів і редукційних станів з натягом, який буде придатний для редукційних всіх станів типів. Основною задачею розрахунку є вибір необхідного числа обертів валків кожній кліті для прокатки труби з заданої заготівки строго певного розміру при прийнятих обжатиях по діаметру.

Наведені вище рівняння головних деформацій (7) та закону постійності об'єму (8) дають разом три рівняння для визначення п'яти невідомих cpr, cpz, сер/, 2 і v. Тому для розрахунку калібровки валків повинні бути задані двэ величини, які в принципі можуть бути обрані довільно.

При використовувалися раніше методи розрахунку рекомендувалося задаватися величинами р <рі для кожної кліті. При цьому обтиснення труби з діаметру підставляли у рівняння замість невідомої <р*. Так як середній діаметр труби dm включає в себе і невідому товщину стінки s, тут, однак, не було можливості точно визначити необхідну обтиснення.

Задаючись величиною cpz, далі визначали подовження від одній кліті до наступної.

Для знаходження зазначених величин потрібно мати опрі» ділений досвід калібрування і відомі емпіричні дані. Крім того, необхідно також зробити попередні теоретичні розрахунки. Істотним перевагою описаного нижче методу розрахунку є те, що за заданими величинам щ і р можна безпосередньо визначити число обертів валків. Калібрувальник може при цьому знайти подовження <рі і ряд послідовних діаметрів валків на основі обраних заздалегідь емпіричних або знайдених теоретично співвідношень обох величин, прийнятих для всіх клітей, і отримати потім точні значення числа обертів валків.

У разі необхідності можливе також для кожної кліті перевірити за рівняннями, що наведені нижче, умови рівноваги сил, а також співвідношення товщини стінки і коефіцієнти натягу.

При калібрування валків зазвичай задані зовнішні діаметри dQ або dey а також товщини стінок s0 або se заготовки і готової труби. За ним знаходять поперечні перерізи Fq вихідної заготовки і Fe готової труби. Далі визначають середні діаметри dmo і d і ті коефіцієнти товщини стінки v0 і ve; потім обчислюють сумарний коефіцієнт витяжки va і приватні коефіцієнти витяжки для кожної кліті.

Розрахунок калібрування починають з визначення необхідного числа клітей. Для цього, однак, не існує загального правила, оскільки число клітей в значній мірі залежить від обтиснення по зовнішньому діаметру, можливого для кожної кліті, і залежностей, представлених на 64, 65 і 66. Крім того, воно залежить також від абсолютної величини діаметрів труби і валка.

Задавшись кількістю клітей і знаючи сумарне обжимання за діаметру, за даними зазначених малюнків проводять первинне (грубе) розподіл обтиску труби по клітях.

Далі розподіляють сумарний логарифмічний коефіцієнт деформації ;за кількістю клітей. Загальних правил для відповідного обчислення не існує, так як значення коефіцієнта і логарифмічного відносного обтиснення по діаметру чисельно не збігаються. Тому доводиться користуватися багаторазовим добором чисел. Використання логарифмічного коефіцієнта деформації має перевагу перед користуванням коефіцієнтами витяжки в тому, що окремі значення цього коефіцієнта можна складати, той час як приватні коефіцієнти вимагають їх перемноження.

Очевидно, відносна швидкість Vi дорівнює сумарному коефіцієнтом витяжки Vi за законом збереження постійності об'єму. Аналогічно величина Vi відповідає також теоретичної окружної швидкості валків в кліті z, якщо вважати, що окружна швидкість валків v0 = 1.

При розрахунку теоретичного числа оборотів необхідно мати на увазі, що в той час як питома діаметр валків dw залишається постійним, катає діаметр валків змінюється внаслідок зміни діаметра прокатується труби. Якщо прийняти, що катающим діаметром є діаметр по вершині калібру, то теоретично необхідне відносне число оборотів кліті

Практично в перших клітях виробляється відоме зменшення числа оборотів валків у порівнянні з розрахунковим. В останніх клітях відбувається зворотне.

Необхідність зменшення числа обертів погано в за порівняно з розрахунковим у перших клітях залежить від того, якої величини і в який проміжок часу потрібно створити натяг. За умови можливо швидкого створення натягу зміна числа обертів для першої кліті

Аналогічно збільшують число оборотів валків у другій і третій клітях. Починаючи з четвертої кліті, число обертів валків приймається рівним теоретичному

Починаючи з кліті п - 1 збільшення числа обертів проводиться на 1%. Остання кліть має зазвичай число оборотів пп на 0,7-5- 1% більше, ніж передостання, причому обидві кліті працюють як калібрувальні

Отриманий таким чином ряд теоретичних чисел обертів дозволяє обчислити необхідну кількість оборотів валків, поставивши їм спочатку для випадку входу гільзи в першу кліть.

В подальших розрахунках, виходячи з заданого зовнішнього діаметра труби, знаходять обтиснення по діаметру і значення коефіцієнта щ логарифмічної деформації і товщини стінки для кожної кліті. Потім визначають середній діаметр dm і відповідний коефіцієнт товщини стінки. За цим величинам можна визначити обтиснення cp ti по діаметру і значення коефіцієнта натягу Zu Далі перевіряють, чи не перевищено в цих розрахунках допустимий коефіцієнт тертя.

За цими даними визначають коефіцієнт натягу гт

Так як коефіцієнт натягу гш пов'язаний з розтягуючих напругою Oi в трубі і з коефіцієнтом опору деформації kfy природно, що величина Z\ не повинна бути більше одиниці. Звичайні допустимі значення цього коефіцієнта, що залежить від матеріалу труби, складають 0,7-0,85

Наведені рівняння придатні для трехвалковых редукційних станів з натягом при ідеальному діаметрі валків 270 мм і температурі прокатується труби 700 - 1000° (матеріал валків - твердий чавун).

Для редукційних станів інших типів чисельні значення цих рівнянь будуть іншими.

Необхідно відзначити також, що зазначені виразу є наближеними, оскільки для одержання фактичного середнього коефіцієнта zmi потрібно знаходити не середньоарифметичне значення, як це прийнято для цих формул, а інтегрувати величину всіх діючих сил, включаючи сили натягу.

Редукційні стани з фіксованим числом обертів

Для станів з фіксованим числом обертів метод розрахунку калібрування валків по клітях зберігається таким же, як і для станів з вільно выбираемым числом оборотів за винятком того, що по знайденим обжатиям труби в даному випадку обчислюють не ряд відносних чисел оборотів, а ряд коефіцієнтів діаметрів валків. Далі проводять всі необхідні перевірочні розрахунки для визначення готової товщини стінки труби згідно з товщиною стінки заданої заготівки.

Вихідними величинами тут також є зовнішній діаметр de і товщина стінки se готової труби і зовнішній діаметр d0 вихідної заготовки.

За величинами <p ys zm рівним від 0,2 до 0,25 (це відповідає нормальній роботі редукційного стану без натягу), знаходять величину <р і перевіряють зміна товщини стінки, яке повинно відповідати відносно - і вибраної вихідної товщині стінки. Слід зазначити, що такий метод також носить наближений характер.

Визначивши сумарне обжимання по діаметру і необхідне число робочих клітей, обчислюють далі обтиснення і діаметр труби по окремих клітях.

Якщо згідно зі звичайною практикою прийняти, що діаметр валків поступово підвищується на 1% в цілях забезпечення надійності роботи табору (це відповідає середньому значенню натягу гт = 0,20-4- 0,25), то для визначення товщини стінки може бути використано вираз. Використовуючи це рівняння, перевіряють правильність вибраної вихідної товщини стінки заготовки. У разі якщо при розрахунках за цією формулою остаточна товщина стінки матиме значне відхилення від необхідної величини, то вибирають скориговану початкову товщину стінки і повторюють розрахунок.

Товщина стінки готової труби при одній і тій же товщині стінки вихідної заготовки може трохи коливатися в залежності від того, як розподіляється загальне обтиснення по клітях.

Як відомо, при обтиску труби по діаметру в круглих калібрах потрібні так звані випуски калібру, щоб уникнути попадання металу в зазор між валками і виникнення внаслідок цього вад на зовнішньої поверхні труби. Випуск калібру здійснюється або у вигляді тангенціальної прямий, або у вигляді відповідної дуги кола.

Розглянемо деякі з практично застосовуваних методів створення необхідних випусків.

У трехвалковых клітях випуск створюється шляхом побудови калібру дугою еліпса, що має той же периметр, що й розрахунковий зовнішній периметр труби (^гл;).

З 67 і 68 випливає, що мала піввісь bi кожного ка

лібра при прокатці потрапляє в учалок, відповідний великої півосі еліпса ai+\ подальшого калібру, що і забезпечує потрібне обтиснення по діаметру.

Строго кажучи, наведені вище вирази для наступних клітей придатні за умови, якщо обтиснення по діаметру однакові. Однак при невеликих коректувань ці формули можуть застосовуватися навіть у тих випадках, коли є різниця в обжатиях наступних клітей.

Обробка калібрів валків проводиться круглої фрезою, закріпленої в осьовій площині. Валки обробляються вже встановленими в робочої кліті, яка разом з ними ставиться на спеціальні стінки.

Схеми обробки калібру і встановлення робочого інструменту показані на 69 і 70. На 69 показано також, що обробка останніх калибрующих калібрів виробляється інструментом, діаметр якого дорівнює діаметру калібру.

 

 

ЗМІСТ: Калібрування інструменту для виробництва безшовних труб

 

Дивіться також:

        

Контрольно-вимірювальні інструменти і техніка вимірювань

Для контролю виготовлення деталей, складання і ремонту механізмів і машин використовують різні вимірювальні засоби - інструменти і прилади.

 

Види вимірювального інструменту - штангенглубиномер, штангенциркуль...

Види вимірювального інструменту. Серед найпоширеніших вимірювальних інструментів зазвичай домінують

 

Слюсарні роботи. Вимірювальний інструмент. Ремонт легкових...

Вимірювальний інструмент. Надійність і довговічність роботи агрегатів і вузлів автомобіля забезпечується точної посадкою (зазор або натяг) їх деталей.

 

Вимірювальний інструмент

Вимірювальний і перевірочний інструмент необхідно утримувати в чистоті, особливо його вимірювальні поверхні; зіткнення вимірювальних поверхонь інструмента з...

 

Калібрування. Технологічність калібрувань

Однак у ряді випадків це обмежується можливостями стану, калібрування інструменту якого повинна забезпечувати простоту налаштування стану і стійкість процесу формування...

 

Контрольно-вимірювальні прилади та інструмент

§ 1. Призначення контрольно-вимірювальних приладів та інструменту.
У відповідності з цим розроблено і конструкції вимірювальних інструментів і приладів.

 

Останні додавання:

 

Збірні фундаменти Слюсарні та складальні роботи

Промислові будівлі Попередньо напружений залізобетон

Опалення і вентиляція Токарна справа арматурна сталь ОПАДИ СТІЧНИХ ВОД

Вторинні ресурси Теплоізоляція Припливні електростанції