WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


На правах рукописи

РАСКАТОВ ЕВГЕНИЙ ЮРЬЕВИЧ

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЯ ПИЛИГРИМОВЫХ СТАНОВ ДЛЯ ПРОКАТКИ БЕСШОВНЫХ ТРУБ

Специальность 05.02.09 Технологии и машины обработки давлением

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук

Екатеринбург – 2012

Работа выполнена в Федеральном государственном автономном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Уральский федеральный университет имени первого Президента России Б.Н.

Ельцина».

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Осадчий Владимир Яковлевич, ГОУ ВПО «МГУПИ», г. Москва доктор технических наук, профессор Золотов Александр Максимович, ФГБОУ ВПО «СПбГПУ», г. Санкт-Петербург доктор технических наук, профессор Выдрин Александр Владимирович, ОАО «РосНИТИ», г. Челябинск

Ведущая организация: ГОУ ВПО «Южно-Уральский государственный университет», г. Челябинск

Защита состоится 29 февраля 2012 г. на заседании диссертационного совета Д 212.285.10 при Федеральном государственном автономном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Уральский федеральный университет им. первого Президента России Б.Н. Ельцина», по адресу: 620002, г. Екатеринбург, ул. Мира, 19, ауд. М-323, в 14-00.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке УрФУ.

Автореферат разослан «_____» ___________________ 2012 г.

и размещён на сайте ВАК http://vak.ed.gov.ru «_____»_________________2011 г.

И.о. учёного секретаря диссертационного совета Ю.Б. Чечулин

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ



Актуальность темы. Одним из основных способов производства бесшовных труб большого и среднего диаметров с толщинами стенок от 7 до 100 мм является прокатка на пилигримовых станах. В последние годы использование непрерывнолитых заготовок круглого сечения обеспечило значительные преимущества пилигримового способа производства труб.

На пилигримовых станах производят трубы широкого сортамента и практически любого назначения: трубы нефтяного сортамента, обсадные, баллонные, котельные, трубы из специальных сталей и сплавов, биметаллические трубы. Бесшовные трубы большого диаметра (до 630 мм) с различными толщинами стенок без применения станов-расширителей можно производить только на пилигримовых станах.

Однако, в связи с увеличением выпуска тонкостенных и толстостенных труб специального назначения, освоением и расширением сортамента труб из легированных и труднодеформируемых марок сталей и сплавов, повышением требований к качеству труб, необходимо дальнейшее развитие совершенствование технологического процесса пилигримовой прокатки тонкостенных и толстостенных труб большого диаметра специального назначения и внедрение полученных решений в производство.

Таким образом, весьма актуальным является исследование и совершенствование процесса пилигримовой прокатки тонкостенных и толстостенных труб большого диаметра с целью обоснования рациональных калибровок валков, повышения стойкости калиброванных валков и улучшения качества бесшовных труб, обеспечения заданной производительности пилигримовых станов, снижения нагруженности оборудования и приводов.

Цель работы заключается в разработке научных основ совершенствования станов пилигримовой прокатки труб и алгоритмов расчёта напряжений и перемещений металла в мгновенном очаге деформации при захвате гильзы валками и квазиустановившемся процессе, динамических нагрузок в линии привода, напряжений в валках и внедрение новых калибровок валков с оптимальными режимами пилигримовой прокатки, обеспечивающими выпуск конкурентоспособных бесшовных труб.

Научная новизна работы заключается в следующем:

– разработана математическая модель процесса прокатки гильзы в валках пилигримового стана, которая позволила получить новые теоретические знания о закономерностях изменения напряжённо-деформированного состояния металла в мгновенном очаге деформации, как при захвате, так и в квазиустановившейся стадии процесса пилигримовой прокатки, о характере распределения и величине нормальных (в т.ч. тангенциальных и продольных) и касательных напряжений по длине и периметру мгновенного очага деформации гильзы пилигримовыми валками;

– разработан алгоритм и решена в объёмной постановке задача одновременного определения напряжений в мгновенном очаге деформации и пилигримовых валках, что позволило определить закономерности распределения и их величину в валках от усилия пилигримовой прокатки;

– разработана методика расчёта динамических нагрузок, возникающих в линии привода пилигримового стана при мгновенном приложении нагрузки;

– предложен алгоритм и решена задача многоуровневой оптимизации параметров пилигримового стана, что позволило определить оптимальные по энергоёмкости параметры технологического процесса прокатки и оценить уровень динамических нагрузок в линии привода пилигримового стана.

Практическая ценность работы определяется тем, что теоретические и экспериментальные исследования позволили получить следующие результаты:

– определить основные направления совершенствования станов пилигримовой прокатки бесшовных труб;

– оценить схему напряжённого состояния в мгновенном очаге деформации гильзы валками пилигримового стана и на базе этого прогнозировать качество бесшовных труб;

– определить для различных калибровок валков уровень и характер распределения усилий и моментов прокатки и напряжений по длине и периметру очага деформации в зависимости от величины подачи гильзы в валки, что позволило дать рекомендации по выбору рациональной калибровки валков пилигримовых станов;

– определить уровень и характер распределения радиальных и тангенциальных напряжений в пилигримовых валках, что позволило дать рекомендации по выбору рациональных технологических параметров процесса пилигримовой прокатки.

Реализация работы. Работа выполнена в соответствии с комплексным планом научно-исследовательских работ УрФУ по темам «Теоретические основы разработки новых процессов и машин, обеспечивающих повышение уровня конкурентоспособности производимых изделий», «Разработка теоретических основ технологий и оборудования, обеспечивающих производство новых видов металлопродукции», а также 7 хозяйственными договорами с ОАО «Челябинский трубопрокатный завод» по совершенствованию технологии и оборудования для пилигримовой прокатки бесшовных труб. Результаты работы по совершенствованию станов пилигримовой прокатки бесшовных труб внедрены на ОАО «ЧТПЗ». Внедрены новые калибровки валков пилигримового стана ОАО «ЧТПЗ», что позволило повысить точность и улучшить качество тонкостенных труб, а также снизить нагруженность оборудования и приводов главной линии стана. Результаты исследований используются в учебном процессе при курсовом и дипломном проектировании по специальности «Металлургические машины и оборудование» в ФГАОУ ВПО «Уральский федеральный университет имени первого Президента России Б.Н. Ельцина».

Достоверность и обоснованность результатов работы подтверждается:

физической обоснованностью разработанных математических моделей и исходных предпосылок для расчётов; использованием апробированных методик исследований; результатами испытаний и опытом эксплуатации трубопрокатных агрегатов с пилигримовыми станами; удовлетворительным согласованием расчётных данных с экспериментальными данными автора и других исследователей.

На защиту вынесены следующие основные положения:

– математическая модель процесса прокатки гильзы в валках пилигримового стана, постановка объёмных задач и результаты определения напряжённо-деформированного состояния металла в мгновенном очаге деформации как при захвате, так и в квазиустановившейся стадии процесса пилигримовой прокатки;

– постановка объёмных задач и результаты одновременного определения напряжений в мгновенном очаге деформации и валках при пилигримовой прокатке стальных труб;

– методика расчёта динамических нагрузок, возникающих в линии привода пилигримового стана при мгновенном приложении нагрузки;

– алгоритм и результаты решения задачи многоуровневой оптимизации параметров пилигримового стана;

– основные направления совершенствования технологии и оборудования пилигримовых станов, технологические схемы и калибровки инструмента, обеспечивающие эффективное повышение качества и точности бесшовных труб и результаты экспериментального исследования.

Личный вклад автора заключается в постановке задач исследований, их планировании и организации, обобщении экспериментальных данных и разработке математических моделей процесса прокатки гильзы в валках пилигримового стана, разработке технических заданий на проектирование, руководстве и участии в проектировании и специальных испытаниях модернизированных трубопрокатных установок с пилигримовыми станами.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на научно-технических конференциях: «Трубы России – 2004» (Екатеринбург, 2004); «Непрерывные процессы обработки давлением (посвящена 100-летию со дня рождения академика А.И. Целикова)» (Москва, 2004); «Современные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов» (Санкт-Петербург, 2007); XV Международная конференция «Трубы–2007» (Челябинск, 2007); XVII Международная конференция «Трубы–2009» (Челябинск, 2009); «Технические науки: проблемы и перспективы» (Санкт-Петербург, 2011); «Актуальные проблемы машиностроения» (Самара, 2011); «Технические науки в России и за рубежом» (Москва, 2011); IX международная научно-техническая конференция «Современные металлические материалы и технологии» (Санкт-Петербург, 2011); «Современные тенденции технических наук» (Уфа, 2011); XIX Международная конференция «Трубы–2011» (Челябинск, 2011); и на кафедре «Металлургические и роторные машины» УрФУ в 2011 г.

Публикации. Результаты работы представлены в 31 публикации, в числе которых 15 работ опубликовано в изданиях из перечня ВАК, три монографии.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, восьми глав, заключения, библиографического списка из 229 наименований и приложений; составляет 305 страниц, имеет 176 рисунков и 25 таблиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы, сформулированы цель и задачи работы, отмечены научная новизна, практическая значимость полученных результатов и основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе рассмотрено современное состояние способа производства труб на пилигримовых станах. Стан горячей пилигримовой прокатки труб является двухвалковым с калиброванными одноручьевыми валками, вращающимися в сторону, противоположную задаче в них гильзы.

Форма ручья в поперечном сечении представляет собой полукруг с боковыми выпусками. Радиус ручья и величина его выпуска по окружности валка изменяются. Прокатка гильзы в трубу ведётся на длинном круглом цилиндрическом дорне, который служит внутренней жёсткой опорой.

Большой вклад в теорию и практику пилигримовой прокатки внесли П.Т.

Емельяненко, П.К. Тетерин, О.А. Пляцковский, Ю.М. Матвеев, Ю.Ф. Шевакин, А.А. Чернявский, Б.Н. Матвеев, В.И. Линденбаум, В.Я. Осадчий, М.А. Шубик и др. Их исследования позволили накопить значительный материал по исследованию процессов периодической прокатки и подтвердить эффективность технологии.

На рисунке 1 показан вид пилигримового валка в сечении, проходящем через вершину ручья. Валок вдоль ручья делится на три основные участка. На участке валка с центральным углом Б осуществляется основная работа деформации. Этот участок называют обжимным. Участок валка с центральным углом П, называемый калибрующим (или полирующим), служит для калибровки трубы по толщине стенки. Участок валка с центральным углом Х, называемый холостым, служит для того, чтобы освободить прокатываемую заготовку.

За время рабочего хода валков гильза вместе с дорном откатывается назад, то есть в направлении, обратном подаче её в валки. Затем гильза с дорном подаются вперёд на величину её отката за рабочий период и за время движения по инерции в начале холостого хода. Одновременно гильза вместе с дорном с целью равномерной её обработки по окружности кантуется вокруг своей оси на угол кантовки (как правило, 72° или 90°). Кроме того, гильза и дорн продвигаются вперёд на величину подачи. Этим заканчивается данный цикл пилигримовой прокатки и начинается новый.

Продвижение гильзы с дорном вперёд на величину отката и величину подачи, а также кантование осуществляются при помощи «подающего аппарата» – форголлера.

Одним из основных способов интенсификации производства и улучшения качества труб на трубопрокатных установках с пилигримовыми станами является разработка оптимальных калибровок валков для прокатки тонкостенных и толстостенных труб и совершенствование технологического процесса и инструмента.

Рис. 1. Вид пилигримового валка В ряде опубликованных работ, посвящённых пилигримовой прокатке труб, рассматриваются вопросы определения формы кривой и величины угла гребня валков в зависимости от принятого закона изменения коэффициентов деформации по длине очага деформации. Однако до настоящего времени не решена задача по определению оптимальной величины угла полирующего участка и числа оборотов валков в зависимости от технических параметров подающих аппаратов с пневматическими и гидравлическими тормозными системами. Решение этого вопроса позволит повысить производительность пилигримовых агрегатов и улучшить качество прокатываемых труб.

Наиболее сложным вопросом калибровки пилигримовых валков является расчёт профиля гребня (обжимной части).

От калибровки гребня валков пилигримовых станов в значительной мере зависит производительность станов, качество прокатываемых труб, расход энергии, износ инструмента и другие показатели процесса.

Расчёт кривой гребня бойка по методике П.К. Тетерина с теоретической точки зрения является в настоящее время самым лучшим, но трудоёмким.

Угол полирующего участка П определяется из условия получения труб, удовлетворяющим требованиям ГОСТа по толщине стенки.

От протяжённости полирующего участка и соотношения между его углом и центральным углом гребня валков в значительной мере зависят работа стана, эффективность калибровки и качество прокатываемых труб.

Заводская практика и потребность в увеличении выпуска экономичных профилей труб выработали оптимальные величины углов полирующего участка, которые не превышают 80-90°.

Во второй главе представлено моделирование процесса прокатки стальных труб на пилигримовом стане. Сложность постановки и решения объёмной задачи в очаге деформации аналитическими методами затрудняла выбор и обоснование технических решений при реконструкции действующих и создании новых трубопрокатных установок с пилигримовыми станами и сдерживала дальнейшее развитие такой технологии. Моделирование выполнялось методом конечных элементов с использованием программного комплекса ANSYS. Расчёт производился в объёмной постановке. Упор сделан на определение напряжённо-деформированного состояния и характер течения металла, возникающего в мгновенных очагах деформации при прокатке труб из различных марок стали, в частности, из стали 14ХГС в пилигримовых валках различных калибровок.

Материал трубы в мгновенных очагах деформации испытывает упругопластические деформации, которые достигают конечных значений. При расчёте в качестве модели для мгновенных очагов деформации принято упругопластическое поведение, что позволяет учесть при моделировании историю нагружения. Моделировалась прокатка в абсолютно жёстких валках.

При исследовании напряжённо-деформированного состояния трубы при прокатке пренебрегли инерционными и массовыми силами, деформируемый металл трубы считаем несжимаемым. При записи уравнений состояния использован случай простого нагружения. Для материала трубы принята упругопластическая модель Прандтля-Рейса. Сопротивление деформации зависит от степени и скорости деформации, а также от температуры прокатываемого металла. Принимается, что трение на поверхности контакта мгновенных очагов деформации подчиняется закону сухого трения Кулона, причём коэффициент трения постоянен на всей контактной поверхности.

Моделирование процесса прокатки трубы выполнялось от момента её захода в валки до получения готовой трубы. Таким образом, определялось напряжённо-деформированное состояние в трубе от момента её захвата валками и далее для каждого мгновенного очага деформации до получения участка готовой трубы.

Расчёт производился в валках различных калибровок. Вид валка пилигримового стана показан на рис. 1, где Б, П, В и Х – соответственно центральные углы бойка (гребня), полирующего участка, выпуска и холостого участка. Размеры углов бойкового участка, полирующего участка, участка выдачи и холостого участка приведены в таблице 1.

Таблица Размеры центральных углов калибровок, принятых для расчёта Угол участка, градусы Обозначение калибровки бойкового полирующего выдачи холостого валка Б П В Х 105-70-45-140 105 110-65-45-140 110 65 45 1120-55-45-140 120 Размеры заготовки для моделирования процесса прокатки приведены на рисунках 2 и 3. Диаметр гильзы принят равным 500 мм, диаметр готового участка трубы – 325 мм. Диаметр дорна – 300 мм.

Рис. 2. Размеры заготовки для моделирования процесса прокатки Модель процесса прокатки строилась для заготовки, дорна и участков калибра калиброванного валка в декартовой системе координат. При расчёте в силу симметрии рассматривали четвертую часть заготовки, как это показано на рисунке 4. На данном рисунке показана система координат XYZ и элементы модели, участвующие при расчёте.

Заготовка трубы представлялась твердотельной объёмной моделью, а калибр и дорн моделировался недеформируемой твёрдой поверхностью.

Заготовка трубы, калибр и дорн были разбиты на конечные элементы. Конечноэлементная модель трубы формировалась из трёхмерных 20-ти узловых твердотельных элементов SOLID186, вид которых дан на рисунке 5. Сетка конечных элементов строилась регулярной.

Рис. 3. Размеры заготовки для моделирования процесса прокатки (сечение координатной плоскостью ХУ) Заготовка трубы с калибром и дорном Заготовка трубы Дорн Калибр Рис. 4. Расчётная модель прокатываемой трубы в пилигримовых валках С использованием мастера контакта, на поверхностях контакта калибра валков и дорна с трубой размещены контактные элементы TARGE170 и CONTA174. Коэффициент трения между заготовкой с калибром и с дорном в зоне их контакта может варьироваться, для дальнейших расчётов принят равным 0.32.

Рис. 5. Двадцати узловой конечный элемент, принятый для расчёта В качестве заготовки для пилигримовых станов широко применяется непрерывнолитая заготовка, модуль упругости определён по зависимости:





3.266 (1) = -4.566 10 + 160 +, где – модуль упругости материала;

– температура металла.

В соответствии с представленной зависимостью и принятой температурой заготовки 1 050 °С модуль упругости металла при прокатке трубы принят постоянным и равным 22 448 МПа. Для расчёта степени и скорости деформации принято, что температура прокатываемой трубы неизменна.

Скорость вращения валков для рассматриваемых калибровок неизменна и равна 45 оборотов в минуту.

Одним из основных параметров при моделировании процесса прокатки является определение сопротивления пластической деформации, которое вычислено по зависимости:

... = 288 ln , (2) где – сопротивление пластической деформации, МПа;

– скорость деформации, 1/с;

– степень деформации, %.

Из представленных на рисунке 6 зависимостей сопротивления пластической деформации видно, что при равных деформациях значения величин сопротивления пластической деформации близки при прокатке трубы в валках всех принятых при расчёте калибровок.

322110 25 50 75 1Степень деформации, % 105-70-45-140 110-65-45-140 120-70-45-1Рис. 6. Зависимость сопротивления пластической деформации при прокатке трубы в валках трёх калибровок Моделирование напряжённо-деформированного состояния трубы при прокатке выполнялось, как уже сказано выше, на базе многоцелевого расчётного комплекса ANSYS.

В третьей главе разработаны и определены рациональные калибровки валков пилигримовых станов для различных условий прокатки. В процессе расчёта калибровки валков необходимо определить рациональное соотношение между участками валка (гребнем, полирующим, углом продольного выпуска и холостым), рассчитать профиль обжимного участка (гребня), выбрать или рассчитать профиль поперечного сечения (угол поперечного выпуска).

Рассмотрен способ калибровки валков, заключающийся в том, что боёк калибруется таким образом, чтобы использовать все преимущества бойков с минимальным центральным углом и одновременно сохранить хороший захват металла валками в период затравки и прокатки. Такое сочетание бойка с большим центральным углом с последующим интенсивным увеличением его остроты и плавным переходом к полирующему участку позволило получить калибровку валков, давшую возможность прокатывать качественные трубы по геометрическим размерам на пилигримовой установке 8-16" ОАО «ЧТПЗ» с отношением D/S=4753 без потери производительности установки по сравнению с предыдущими калибровками.

На рисунке 7 приведены расчётные графики изменения усилий и моментов пилигримовой прокатки в зависимости от угла поворота валков для подачи 20 мм. Наибольшие величины усилий и моментов прокатки возникают деформации, МПа Сопротивление пластической при калибровке валков 120-55-45-140 (табл. 2). Например, при подаче 20 мм усилие прокатки равно 16 800 кН, при подаче 30 мм усилие прокатки равно 19 100 кН, при других калибровках валков усилие прокатки значительно меньше и не превышает 15 100 кН.

угол поворота валка, град Усилие на валок 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 11801601401201008060402020-105 20-110 20-120 105 110 120 1угол поворота валка, град Момент на валок 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 198765432120-105 20-110 20-120 105 110 120 1Рис. 7. Изменение усилий и моментов на валок. Подача 20 мм.

Три калибровки: 105-70-45-140; 110-65-45-140 и 120-55-45-1Усилие на валок, кН момент на валок, кНм Для оценки калибровок пилигримовых валков очень важно оценить закономерности распределения максимальных растягивающих напряжений как вдоль очага деформации, так и по периметру трубы, которые являются основной причиной образования дефектов (рванин). В результате анализа результатов выяснилось, что для всех вариантов расчёта максимальные растягивающие тангенциальные – y и продольные – z напряжения возникают в конце участка завершения прокатки.

Эпюры этих напряжений для поперечного сечения очага деформации для калибровки валков 110-65-45-140 приведены на рисунке 8.

Для калибровок 105-70-45-140 и 110-65-45-140 уровень напряжений, как сжимающих, так и растягивающих отличаются незначительно (табл. 2). Для этих калибровок величина максимальных тангенциальных сжимающих и растягивающих напряжений соответственно равны 477-551 МПа и 58-68 МПа.

Величина максимальных продольных сжимающих напряжений равна 416467 МПа, то есть незначительно отличаются от максимальных тангенциальных сжимающих напряжений. Однако по сравнению с максимальными тангенциальными растягивающими напряжениями уровень максимальных продольных растягивающих напряжений возрастает и достигает 210-228 МПа в зоне контакта гильзы с дном калибра.

Таблица Калибровка пилигримовых валков 105-70-45-140 110-65-45-140 120-55-45-1P, кН 9 600 10 700 14 4M, кНм 415 475 6y раст, МПа 58 68 y сж, МПа -477 -551 -6z раст, МПа 210 228 2z сж, МПа -416 -467 -6P, кН 11 500 13 000 16 8M, кНм 500 580 8y раст, МПа 68 84 y сж, МПа -510 -627 -10z раст, МПа 212 230 2z сж, МПа -367 -429 -7P, кН 13 600 15 100 19 1M, кНм 610 700 9y раст, МПа 70 84 y сж, МПа -774 -854 -12z раст, МПа 215 233 2z сж, МПа -565 -649 -10 В сравнении же с рассмотренными калибровками пилигримовых валков при калибровке валков 120-55-45-140 уровень максимальных тангенциальных и продольных напряжений существенно выше. Так, величина тангенциальных и Подача мм Подача мм Подача мм сжимающих напряжений возрастает до 679 МПа, а растягивающих напряжений до 83 МПа. Особенно резко возрастает уровень продольных растягивающих напряжений и достигающий величины 254 МПа в зоне контакта заготовки с дном калибра пилигримового валка.

y z Рис. 8. Эпюры напряжений в поперечном сечении. Подача 20 мм. Калибровка 110-65-45-140.

Угол поворота валка – 91° Следует отметить, что наибольшие значения тангенциальных и продольных растягивающих напряжений для приведённых трёх калибровок валков возникают при подаче 30 мм (табл. 2).

Проведённый анализ калибровок валков с позиции нагруженности механического оборудования и привода пилигримового стана, уровня и характера распределения напряжений в очаге деформации при получении бесшовных труб позволил сделать вывод о том, что наибольшие значения усилий и моментов прокатки имеют место при калибровке валков 120-55-45-140. Это приводит к перегрузке привода стана, чрезмерному износу калибров валков, особенно при прокатке тонкостенных труб и ухудшению их качества. Кроме того, при этой калибровке пилигримовых валков существенно возрастает неравномерность распределения тангенциальных и продольных напряжений как вдоль очага деформации металла, так и по периметру трубы.

Особенно резко возрастает уровень растягивающих напряжений в зонах контакта гильзы с дном калибра и выпусков калибров. Все это в совокупности может привести к образованию рванин на поверхности трубы. В отличие от калибровки 120-55-45-140 при использовании калибровок 105-70-45-140 и 110-65-45-140 наблюдается более благоприятная схема напряжённого состояния металла в очаге деформации, что позволит улучшить качество бесшовных труб и условия эксплуатации пилигримового стана.

Таким образом, на основании проведённого исследования наиболее рациональной является калибровка пилигримовых валков 110-65-45-140, и её следует рекомендовать для внедрения в производство.

В четвертой главе проведено теоретическое исследование напряжённодеформированного состояния гильзы в продольном сечении при её захвате валками. Основной проблемой, возникающей при периодической пилигримовой прокатке труб, является обеспечение надёжного захвата гильзы валками, который существенным образом определяет производительность пилигримового стана и качество получаемых бесшовных труб. В связи с этим очень важно исследовать напряжённо-деформированное состояние металла в очаге деформации в начальной стадии пилигримовой прокатки, что позволит оценить закономерности образования мгновенного очага деформации и распределения напряжений как по длине очага деформации, так и по периметру гильзы в зависимости от величины подачи гильзы в валки. Это позволит разработать ряд рекомендаций по выбору рациональной калибровки валков и величины подачи гильзы в валки с целью обеспечения заданной производительности пилигримового стана и улучшения качества бесшовных труб, а также снижения уровня динамических нагрузок в линии привода стана.

Результаты расчёта напряжённо-деформированного состояния заготовки в мгновенном очаге деформации представлены только для прокатки в калиброванных валках 110-65-45-140 и подачах 10 мм и 20 мм, а также углах поворота валков от 0 до 9-ти градусов.

Положение линий, для которых приведены результаты расчёта, даны на рисунке 9. Начало каждой линии находится на расстоянии 200 мм от места перехода гильзы в очаг деформации, а конец каждой линии – в зоне перехода очага деформации в готовый участок трубы. Таким образом, при рассматриваемой калибровке длина каждой линии равна 900 мм.

Рис. 9. Положение линий, для которых приведены результаты. Линия 1 – по дну калибра. Все линии расположены на контактной поверхности трубы, т.е. на поверхности контакта заготовки с калибром Результаты приведены только для линий 1, 5, 9, 13 и 17. Вдоль указанных линий для углов поворота валков – 0, 1, 3, 5, 7 и 9 градусов дано изменение:

контактных нормальных – x, касательных – xz, тангенциальных – y и продольных – z напряжений.

Характер изменения усилий и моментов прокатки в исследуемом диапазоне поворота валка показал, что в начальной стадии процесса пилигримовой прокатки силовые параметры существенно зависят от величины подачи гильзы в валки. Так, например, при угле поворота валка 9° при подаче 10 мм усилие прокатки равно 1 400 кН, а при подаче 20 мм оно возрастает до 1 950 кН. Также наблюдается мгновенное нарастание момента прокатки при захвате гильзы валками, который при подаче 20 мм и угле поворота валка 9° достигает 84 кНм.

Для подачи 20 мм результаты теоретического исследования напряжений приведены на рисунке 10.

В таблице 3 для шести значений углов поворота приведены длины очагов деформации, линии, по которым происходит контакт заготовки с калибром валков, а также значения напряжений контактных нормальных – x, тангенциальных – y и продольных – z.

Таблица Параметры начальной стадии процесса пилигримовой прокатки. Подача гильзы в валки 20 мм, калибровка валков 110-65-45-1Угол поворота валка, градусы Параметры 0 1 3 5 7 34 38 60 81 98 1Нормальные напряжения – x *, МПа -11 -9 -17 -22 -22 -Касательные напряжения – xz, МПа 2,5 8 13 17 24 9 15 18 Тангенциальные напряжения – y *, МПа -23 --36 -50 -61 --22 9 20 35 48 Продольные напряжения – z *, МПа 7.5 -18 -32 -40 -49 -Длина мгновенного очага деформации, мм 66 67 86 90 95 1Нормальные перемещения (обжатие) – UX*, мм -1.0 -1.4 -2.2 -3 -3.7 -4.Продольные перемещения – UZ*, мм 0.7 0.5 0.7 -1.6 -2 -3.*примечание: знак – - сжимающие напряжения;

знак + - растягивающие напряжения На рис. 10 приведены графики изменения нормальных, касательных, тангенциальных и продольных напряжений по длине и периметру мгновенного очага деформации в начальной стадии захвата гильзы бойками при подаче 20 мм, при этом угол поворота валка равен 5°. Из этих данных следует, что захват гильзы валками сопровождается мгновенным приложением нагрузки, при этом образуется очаг деформации длиной 67 мм, а нормальные сжимающие напряжения при обжатии 1.4 мм (табл. 3) достигают величины 38 МПа.

Касательные напряжения – xz, которые обеспечивают надёжный захват и перемещение гильзы составляют 9-11 МПа.

150 200 250 300 31-17 - x 13 - 9 - x 5-SXx 1 - x 17SX 13-SXx 9-SX 5 - 1-SX 150 170 190 210 230 250 270 290 310 330 3---17 - xz 13 - xz 9 - xz 5 - xz 1-SXZ 17-SXZ 13-SXZ 9-SXZ 5-SXZ 1 - xz -10 0 50 100 150 200 250 300 350 400 4-----17-SYy 13 - y 9 - y 5 - y 1 - 17 - 13-SY 9-SY 5-SY 1-SYy 0 50 100 150 200 250 300 350 400 4---17 - z 17-SZ 13 - z 9 - z 5 - z 1 - 13-SZ 9-SZ 5-SZ 1-SZz Рис. 10. Контактные нормальные – x и касательные – xz, тангенциальные – y и продольные – z напряжения по линиям 1, 5, 9, 13 и 17 контакта калибра с заготовкой. Угол поворота валка 5°. Подача 20 мм. Калибровка 110-65-45-1напряжение, МПа напряжение, МПа напряжение, МПа напряжение, МПа Из графиков (рис. 10) следует, что нормальные напряжения x сжимающие и распределяются по периметру очага деформации неравномерно, достигая наибольших значений 100-110 МПа в зоне линий 5 и 9. В этой зоне имеют место и наибольшие обжатия стенки трубы, равные 4 мм (табл. 3).

Отличительной особенностью распределения касательных напряжений xz вдоль мгновенного очага деформации является смена знака, то есть имеются зоны отставания и опережения, а напряжения достигают величины 28 МПа (рис. 10). Распределение тангенциальных напряжений характеризуется тем, что сначала возникают растягивающие напряжения и их максимум (23 МПа) наблюдается в начале мгновенного очага деформации, затем они переходят в сжимающие, максимальное значение которых 70 МПа имеет место примерно в середине мгновенного очага деформации.

Аналогичный характер распределения имеют и продольные напряжения, которые из растягивающих с максимальной величиной 61 МПа переходят в сжимающие, достигающие величины 60 МПа. Причём максимум тангенциальных и продольных напряжений наблюдается в области линий 5 и 9.

При пилигримовой прокатке бесшовных труб цикл деформации гильзы периодически осуществляется за один оборот валков с переменным радиусом калибра, причём направление вращения валков противоположно направлению подачи гильзы. При этом особенно важно оценить условия захвата металла валками, закономерности формирования мгновенного очага деформации, и изменения скорости перемещения гильзы, а также уровень динамических нагрузок в линии привода пилигримового стана.

Уравнение движения гильзы при её захвате имеет вид:

г = -, (3) где – вес гильзы и дорна, кН;

– скорость перемещения гильзы, м/с;

г – переменный радиус бойковой части валка, м;

– дуга соприкосновения металла с валками, рад;

– касательное контактное сопротивление, МПа;

– нормальное напряжение, МПа;

– угол захвата, рад.

С учётом начальных условий зависимость для определения дуги соприкосновения металла с валками принимает вид:

= , (4) отсюда (5) = .

С учётом (5) зависимость для определения скорости гильзы принимает вид:

= . (6) г Для одномассовой расчётной модели дифференциальное уравнение движения валка при наличии упругой связи в переходной стадии захвата имеет вид:

+ = , (7) где – момент инерции валка, тм2 (кНмс2);

– угол поворота валка, рад;

– угловое ускорение валка, с-2;

– жесткость упругой связи, кНм.

Подставив из (4) в уравнение (7) получим:

+ = , (8) + = , (9) где =, с ; = (10), с.

Динамический момент крутильных колебаний д = - . (11) - Разработана методика расчёта максимальных динамических нагрузок в линии привода пилигримового стана при захвате гильзы валками. Определена максимальная амплитуда динамического момента при мгновенном приложении нагрузки.

В пятой главе приведены результаты расчёта напряжённодеформированного состояния металла в мгновенном очаге деформации при квазиустановившемся процессе прокатки. Показаны напряжённые состояния заготовки в мгновенных очагах деформации при прокатке в калиброванных валках 110-65-45-140 и подачах 10 мм и 30 мм. Модель для расчёта принята той же самой, что и при исследовании процесса захвата во второй главе.

Значения максимальных контактных нормальных – x, касательных – xz, тангенциальных – y и продольных – z напряжений на поверхности контакта в зависимости от угла поворота валка приведены для подачи 10 мм в таблице 4 и на рисунке 11, а для подачи 30 мм – в таблице 5.

Эти результаты позволяют оценить величину и закономерности распределения сжимающих и растягивающих напряжений, как вдоль очага деформации, так и по периметру трубы в зависимости от величины подачи и прогнозировать качество бесшовных горячекатаных труб.

Нормальные напряжения – x, как правило, сжимающие, достигают максимальных значений 760-795 МПа при углах поворота валков 100-130° для подач 10 и 30 мм (табл. 4, 5).

Увеличение подачи с 10 мм до 30 мм приводит к увеличению контактных нормальных напряжений в очаге деформации.

Таблица Значения максимальных контактных нормальных – x и касательные – xz, тангенциальных – y и продольных – z напряжений на поверхности контакта в зависимости от угла поворота валка. Подача 10 мм. Калибровка 110-65-45-1Значения максимальных напряжений, МПа Угол поворота валка, градусы x xz y z -69 -320* -180* 70 367 63** 160** -83 -350 -280 4103 58 1-101 -475 -490 5118 53 2-118 -619 -5100 7141 47 1-120 -613 -5110 7124 49 1-129 -546 -4120 681 82 1-49 -345 -2130 482 92 1* - отрицательные значения соответствуют сжимающим напряжениям ** - положительные значения соответствуют растягивающим напряжениям Таблица Значения максимальных контактных нормальных – x и касательные – xz, тангенциальных – y и продольных – z напряжений на поверхности контакта в зависимости от угла поворота валка. Подача 30 мм. Калибровка 110-65-45-1Значения максимальных напряжений, МПа Угол поворота валка, градусы x xz y z -81* -500* -470* 80 490** 73** 217** -117 -606 -5100 799 43 1-141 -704 -6110 778 41 1-132 -690 -6120 872 115 1-140 -770 -6130 9127 136 1-119 -701 -6140 7115 108 2* - отрицательные значения соответствуют сжимающим напряжениям ** - положительные значения соответствуют растягивающим напряжениям Продольные напряжения – z как по длине очага деформации, так и по периметру трубы могут быть как сжимающие, так и растягивающие: при подаче 10 мм продольные сжимающие напряжения достигают величины 513549 МПа при углах поворота валка 100-110°.

450 470 490 510 530 550 570 590 610 630 665432117 - 13 - 9 - x 5 - 1 - x 17SXx 13-SXx 9-SX 5-SXx 1-SX 11450 470 490 510 530 550 570 590 610 630 6--117 - xz 13-SXZ 9-SXZ 5-SXZ 1-SXZ 17-SXZ 13 - xz 9 - xz 5 - xz 1 - xz 1450 470 490 510 530 550 570 590 610 630 6-1-2-3-4-517-SY 13-SY 9 - y 5-SY 1 - 17 - y 13 - y 9-SY 5 - y 1-SYy 321-100450 470 490 510 530 550 570 590 610 630 6-2-3-4-517 - 13-SZ 9-SZ 5-SZ 1-SZ 17-SZz 13 - z 9 - z 5 - z 1 - z Рис. 11. Контактные нормальные – x и касательные – xz, тангенциальные – y и продольные – z напряжения по линиям 1, 5, 9, 13 и 17 контакта калибра с заготовкой. Угол поворота валка 90°. Подача 10 мм. Калибровка 110-65-45-1 Максимальные продольные растягивающие напряжения величиной 190220 МПа имеют место при углах поворота валка 90-100° (рис. 11). При подаче гильзы в валки величиной 30 мм продольные напряжения существенно напряжение, МПа напряжение, МПа напряжение, МПа напряжение, МПа возрастают: сжимающие до величины 660-677 МПа при углах поворота 110130°, а растягивающие до величины 187-200 МПа при углах поворота валка 130-140° (табл. 5). Причём наибольшие продольные растягивающие напряжения наблюдаются в вершине калибра и в местах выпусков калибра при выходе трубы из-под гребня валков, что может привести к образованию внешних дефектов (рванин), а также к потере устойчивости тонкостенной трубы в продольном направлении, особенно при больших подачах гильзы в валки.

Возникновение в очаге деформации гильзы напряжений различных знаков наглядно видно на рисунке 12, где приведены эпюры тангенциальных – y и продольных – z напряжений в поперечном сечении очага деформации, что является главной причиной образования внешних дефектов.

Тангенциальные напряжения y (табл. 6) по длине и периметру мгновенного очага деформации распределяются крайне неравномерно. В зоне контакта вершины калибра с гильзой тангенциальные напряжения растягивающие величиной до 50 МПа, затем они переходят в сжимающие, достигая наибольшей величины 550600 МПа в области линии 9.

y z Рис. 12.Эпюры тангенциальных y и продольных z напряжений в поперечном сечении очага деформации гильзы Практический интерес представляет анализ распределения продольных напряжений z, которые могут быть причиной образования дефектов типа рванин на поверхности тонкостенных труб при пилигримовой прокатке (рис.

11, табл. 6). Наибольшей величины, равной 200 МПа продольные растягивающие напряжения – z достигают в зоне контакта вершины калибра с гильзой (линия 1) и при длине наклонного участка очага деформации 580 мм.

Затем уровень продольных растягивающих напряжений снижается до 100 МПа (линия 5) и при длине очага деформации 570 мм они переходят в сжимающие, достигая величины 200 МПа. Далее по периметру мгновенного очага деформации уровень сжимающих напряжений увеличивается, достигая 650 МПа (линия 9). Характер изменения продольных напряжений в зоне выпуска (линия 17) отличается тем, что по длине мгновенного очага деформации они из сжимающих переходят в растягивающие и в конце мгновенного очага деформации достигают величины 100 МПа. При дальнейшем угле поворота валка уровень растягивающих напряжений в зоне выпуска калибра (линия 17) возрастает, достигая максимальной величины 170 МПа при длине наклонного очага деформации 700 мм.

Крайне неравномерное распределение тангенциальных – x и продольных – z напряжений по длине и периметру очага деформации при пилигримовой прокатке тонкостенных труб подтверждают таблицы 6 и 7.

Таблица Максимальные напряжения, обжатия и продольные перемещения при пилигримовой прокатке тонкостенных труб. Калибровка валков 110-65-45-140. Подача 10 мм Угол поворота валка, град Параметры 70 80 100 110 120 130 1Нормальные напряжения – x, МПа -320 -440 -440 -790 -730 -580 -4Обжатия по нормали – UX, мм 17 16 16 16 16 16 Продольные перемещения – UZ, мм -40 -45 -40 42 50 50 40 40 линия (420) (480) (530) (550) (540) (530) (530) 50 50 -125 -300 -500 -540 -3линия (500) (530) (565) (590) (620) (650) (680) Тангенциальные 40 50 -470 -620 -625 -500 -2линия напряжения* – y, МПа (525) (565) (540) (580) (610) (640) (680) -240 -270 -350 -400 -300 30 линия (440) (490) (540) (580) (610) (685) (700) 30 -350 -345 40 60 75 линия (430) (480) (525) (650) (680) (680) (700) 160 180 225 200 145 125 1линия (420) (480) (540) (580) (550) (540) (540) 140 130 110 85 50 -430 линия (405) (450) (510) (560) (550) (650) (550) Продольные 62 40 -430 -550 -530 -445 -1линия напряжения* – z, МПа (390) (450) (540) (580) (605) (645) (680) 50 50 -270 -280 50 100 линия (390) (550) (540) (580) (660) (670) (630) 49 45 60 130 140 170 1линия (505) (545) (590) (640) (640) (660) (700) * в скобках приведены длины наклонного участка очага деформации Высокие продольные растягивающие напряжения (200-210 МПа) имеют место в зонах вершины и выпусков калибра, а между этими зонами растягивающих напряжений возникают высокие сжимающие напряжения, достигающие величины 900 МПа. Это также подтверждают графики изменения сжимающих (знак -) и растягивающих (знак +) напряжений в зависимости от угла поворота валка для подачи 10 мм и 30 мм.

Также важно определить уровень и характер распределения напряжений в поперечных сечениях трубы.

Таблица Значения максимальных растягивающих напряжений в зоне контакта трубы с дном калибра в зависимости от угла поворота валка Вариант Напряжение, МПа Расстояние от места Угол (подача-угол перехода очага поворота бойкового участка деформации в готовый y z валка, град.

валка) участок трубы, мм 10-110 93 83 228 120-110 91 84 230 130-110 86 84 233 210-105 89 58 210 120-105 85 68 212 130-105 82 70 215 210-120 98 68 254 120-120 103 98 259 230-120 108 99 263 2 Растягивающие напряжения при этом возникают в области трубы, находящейся вблизи реборды калибра, а в зоне контакта с серединой калибра напряжения в сечении переходят в сжимающие напряжения. Для четырёх точек поперечного сечения (рис. 13) максимальные значения растягивающих напряжений приведены в таблице 8. Следует отметить, что наибольшей величины, равной 231 МПа, растягивающие продольные напряжения возникают в точках 1 и 2 поперечного сечения, что может быть причиной образования на трубах дефектов типа «рванин».

Рис. 13. Поперечное сечение, на котором изображены эпюры, и положение точек, для которых в таблице 8 приведены значения напряжений Растягивающие напряжения расположены от вершины контакта гильзы с ребордой практически до середины высоты калибра. Характер растягивающих напряжений для рассмотренных вариантов профилировки подобен (табл. 8). С увеличением подачи уровень растягивающих напряжений увеличивается, и практически не зависит от калибровки валков, по крайней мере, для подачи 10 мм. Кроме сечения, рассмотренного выше, в котором возникают растягивающие напряжения, существуют ещё другие сечения, в которых растягивающие напряжения возникают не вблизи контакта гильзы с ребордой, а, наоборот, вблизи контакта гильзы с вершиной калибра валка. Значения максимальных растягивающих напряжений приведены в табл. 7. В таблице также приведено значение угла поворота валка, при котором в сечении возникают максимальные растягивающие напряжения y и z, а также положение сечения для каждой калибровки и подачи от зоны перехода очага деформации в готовый участок трубы. Продольные напряжения – z зависят как от величины подачи, так и от величины угла бойкового участка валка. С увеличением подачи и угла бойкового участка валка происходит увеличение продольных растягивающих напряжений в зоне контакта трубы с вершиной калибра, достигающих 263 МПа (табл. 7).

Таблица Значения напряжений в четырёх точках рассматриваемого сечения, и угол поворота валка, при котором возникают максимальные растягивающие напряжения Вариант Номер точки, где приведено напряжение (подача-угол 1 2 3 4 1 2 3 Угол поворота бойкового участка валка, град. Напряжение, МПа валка) y z 10-110 123 81 65 -4 -50 175 186 -89 -120-110 130 86 68 -4 -82 185 196 -115 -130-110 142 97 79 6 -78 208 217 -130 -110-105 118 82 67 -14 -49 178 188 -105 -120-105 125 87 70 -15 -63 187 196 -123 -130-105 131 96 77 18 -76 204 213 -121 -110-120 143 83 67 -5 -63 179 190 -116 -120-120 143 92 74 4 -70 198 209 -121 -130-120 143 104 84 -71 -68 219 231 -185 -1 Такой характер обжатия приводит к возникновению наибольших растягивающих продольных напряжений (до 263 МПа) в зоне контакта гильзы с вершиной калибра, угол поворота валка при этом равен 108° (табл. 7). К концу очага деформации сильнее обжимается зона контакта гильзы с ребордой.

Такой неравномерный характер распределения и высокий уровень тангенциальных и особенно продольных напряжений является основной причиной образования дефектов типа рванин (рис. 14).

Рванины на поверхности тонкостенных труб из легированных марок стали при пилигримовой прокатке имеют языкообразную форму и направлены по оси калибра в противоположную сторону относительно вращения валков.

Чтобы представить, как происходит деформация металла на примере перемещения по высоте (обжатия) линии 1, положение линии 1 рассмотрим для калибровки 110-65-45-140 при подаче 10 мм и нескольких положениях угла поворота валка.

Рис. 14. Вид дефекта – рванина Для подачи 10 мм приведём положение линии 1 для пяти значений угла поворота валка – 70, 100, 110, 120 и 130 градусов, результаты приведены на рисунке 15.

длина, мм -3450 500 550 600 650 7-3-3-3исходная геометрия 10-70 10-100 10-110 10-120 10-1Рис. 15. Характер обжатия по высоте линии 1 (см. рис. 9) в зависимости от угла поворота Графики удобны для представления, как и где образуется волна. На этих рисунках кроме положения линии 1 для вышеуказанных углов поворота дано также исходное положение линии 1 перед началом прокатки. По горизонтальной оси отложена длина линии 1. Начало соответствует месту обжатие по высоте, мм перехода гильзы в очаг деформации, а конец соответствует месту перехода очага деформации в готовый участок трубы.

Из представленных рисунков видно, что в основном волна образуется за счёт обжатия металла под мгновенным очагом деформации. И только ближе к концу прокатки, при больших углах поворота валков гребень металла становится выше исходного положения линии 1.

В шестой главе исследованы напряжения в валках от усилия прокатки на пилигримовых станах. Валки пилигримового стана работают в тяжёлых условиях эксплуатации, особенно бойковая часть валков, которая воспринимает периодические ударные нагрузки. Поэтому важно оценить уровень и закономерности изменения радиальных и тангенциальных напряжений и влияние на них технологических параметров процесса пилигримовой прокатки.

Это позволит принять ряд мер для снижения уровня напряжений в валках и тем самым повысить их стойкость.

Напряжения в валках при пилигримовой прокатке определяются одновременно при исследовании напряжённо-деформированного состояния металла в очаге деформации при прокатке трубы.

Напряжения определены для валка с калибровкой 110-65-45-140. Расчёт производился при максимальном усилии прокатки при подаче заготовки на 20 мм, т.е. в момент поворота валка на 110°. Поскольку при исследовании напряжённо-деформированного состояния заготовки при прокатке расчёт вёлся в жёстких калибрах, т.е. не учитывалась деформация валка, то для определения напряжений в валке была построена модель валка с подшипником, расположенным на шейке, как показано на рисунке 16. Модель для расчёта после поворота валка на 110° приведена на рисунках 16.

Рис. 16. Расчётная модель для определения напряжений в валке с сеткой конечных элементов Поскольку в модели при определении напряжённого состояния валка присутствовал участок трубы, имеющий упругопластические свойства, а между валком, заготовкой и подшипником был создан контакт, то решалась не просто объёмная задача теории упругости, а расчёт производился на основе решения объёмной упругопластической задачи.

В силу симметрии рассматривалась половина валка.

При этом свойства участка трубы принимались упруго-пластическими, а свойства валка и подшипника – упругими. Для них модуль упругости принят равным 210 000 МПа, а коэффициент Пуассона – 0.3.

На отсечённой по плоскости симметрии части валка задавались нулевые нормальные к поверхности перемещения, а на наружной поверхности подшипника принималось отсутствие перемещений во всех направлениях. Со стороны трубы задавались граничные условия в виде контактных давлений, полученные из решения задачи прокатки трубы при принятой калибровке валка, подаче 20 мм и повороте валка на 110°. Контактные давления на части трубы задавались равными контактным давлениям между дорном и частью трубы из решения задачи прокатки трубы. Правомерность задания контактных давлений на трубу определялась проверкой выполнения усилия на валок, полученного из решения задачи прокатки и решения задачи расчёта напряжений в валке.

Поскольку наиболее нагруженным является зона контакта валка с очагом деформации, то данная область разбивалась на более мелкие элементы, чем сам валок, как это наглядно видно из рисунка 16.

Ниже дана общая постановка задачи объёмной теории упругости.

В систему уравнений входят:

- уравнение равновесия (без учёта инерционных сил) + = 0, = 1,3 ;

(12) - геометрические соотношения Коши, связывающие компоненты малого перемещения и тензора деформаций, = +,, = 1,3 ;

(13) - физические (или определяющие) соотношения линейной теории упругости = +,, = 1,3 ;

(14), - граничные условия = на поверхности контакта = 1,3 ; (15) В уравнениях (12)-(15) использована декартовая ортогональная система координат. Обозначения,,,,,, – представляют собой компоненты тензора напряжений, деформаций, упругих постоянных, начальных напряжений, векторов единичной внешней нормали к поверхности, объёмных и поверхностных сил соответственно.

Для определения напряжений в валках разработан алгоритм решения краевых задач теории упругости методом конечных элементов в объёмной постановке.

Результаты расчёта напряжённого состояния калиброванного валка даны на поверхности контакта заготовки с валком в зоне очага деформации и на некотором удалении от начала и конца очага деформации. Положение линий валка, где приведены напряжения, указаны на рисунке 17.

Рис. 17. Положение линий валка, где приведены напряжения Результаты приведены для шести линий. Для удобства сравнения положений линий на валке с линиями, расположенными на заготовке при анализе её напряжённо-деформированного состояния, номера линий на валке, где приведены результаты, соответствуют использованным ранее номерам линий при анализе напряжений в заготовке (см. рис. 9).

Поскольку, как уже было сказано выше, определяющими напряжениями являются радиальные и тангенциальные напряжения, то ниже на рисунке приведены только эти напряжения.

длина, мм 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 2--1-1-2-2-3-3-4-4-51-20-110 5-20-110 9-20-110 13-20-117-20-110 19-20-1длина, мм 10 20 40 60 80 100 120 140 160 180 2--1-1-2-2-3-3-4-4-51-20-110 5-20-110 9-20-110 13-20-117-20-110 19-20-1Рис. 18. Эпюра напряжений по линиям 1, 5, 9, 13, 17 и Изгибные напряжения практически отсутствуют из-за малого расстояния между подшипниками. Напряжения возникают на поверхности контакта валка с заготовкой и практически падают до нуля через 50 мм в глубину валка.

нормальные напряжения, МПа тангенциальные напряжения, МПа В таблице 9 даны значения максимальных радиальных и тангенциальных напряжений для рассчитанного варианта.

Таблица Значения максимальных радиальных и тангенциальных напряжений в валке, МПа Максимальные значения напряжений в валке, МПа № линии тангенциальные радиальные сжимающие растягивающие 1 -499 -434 5 -405 -405 9 -456 -325 13 -294 -157 17 -207 -157 19 -197 -152 Из представленных рисунков и таблицы следует, что радиальные напряжения не превышают 499 МПа. Причём эти напряжения выше по линии 1, т.е. середине калибра.

Радиальные напряжения являются напряжениями сжатия и действуют в области очага деформации. Причём эти напряжения максимальны в середине длины очага деформации.

Тангенциальные напряжения в области очага деформации являются также сжимающими. Их уровень практически близок к радиальным напряжениям.

Тангенциальные напряжения растяжения в валках возникают вне очага деформации в области валка, ближней к участку готовой трубы. Их уровень не превышает 76 МПа.

В седьмой главе проведена многоуровневая оптимизация параметров стана пилигримовой прокатки труб. Для повышения эффективности использования станов пилигримовой прокатки бесшовных труб большого диаметра осуществляется их перевод на работу с непрерывнолитой заготовкой круглого сечения. Кроме того, в связи с освоением и расширением сортамента труб из легированных и труднодеформируемых марок стали и повышением требований к их качеству необходимо дальнейшее совершенствование технологического процесса производства труб на пилигримовых станах. В связи с этим, необходимо определить оптимальные технологические параметры процесса пилигримовой прокатки труб с позиции снижения энергоёмкости технологического процесса и улучшения качества бесшовных труб, а также оценить нагруженность привода пилигримового стана.

Для определения оптимальных параметров пилигримового стана использован алгоритм двухуровневой оптимизации, который включает решение следующих задач: 1) оптимизация параметров технологического процесса при заданном сортаменте труб (верхний уровень оптимизации); 2) оптимизация параметров линии привода стана при заданных параметрах технологического процесса и электродвигателя, определённых на верхнем уровне оптимизации.

Для трубопрокатного пилигримового стана задача оптимизации может быть сформулирована следующим образом: для заданного сортамента бесшовных труб определить оптимальные параметры технологического процесса с позиции снижения энергоёмкости, выполнения заданной производительности, обеспечения долговечности оборудования и повышения качества труб.

Таким образом, пилигримовый стан оценивается по многим и, в ряде случаев, противоречивым критериям, таким как производительность (П), энергоёмкость (Э), нагруженность (Н), качество проката (К).

В связи с актуальностью экономии материально-энергетических ресурсов в качестве целевой функции при решении задач оптимизации технологических параметров пилигримового стана для производства бесшовных труб целесообразно использовать энергоёмкость, т.е. = Э. Этот показатель позволяет определить оптимальные параметры технологического процесса, а также наложить ограничения на другие частные критерии стана.

При совершенствовании пилигримового стана для производства труб задан их сортамент и производительность стана ПЗ, т.е. задана скорость прокатки и сортамент труб. Но для обеспечения заданной производительности (ПЗ), для выполнения ограничения П ПЗ, необходимо согласовать систему «подающий аппарат – валки пилигримового стана». Следует ввести следующие ограничения:

; , где – величина подачи, мм;

– угловая скорость валков, с-1.

Таким образом, при решении задачи оптимизации технологических параметров следует учитывать нижеследующие ограничения.

1. Конструктивные ограничения:

- прочность рабочей клети и главной линии , где кр кр – усилие прокатки, – крутящий момент;

кр к к - жёсткость рабочей клети и валковой системы .

2. Технологические ограничения:

- износ калибра валков ;

- величина вытяжки из условий хорошей проработки структуры металла ;

- допустимая длина гильзы ;

- температура металла в конце прокатки ;

мк мк мк 3. Ограничения, определяемые параметрами привода:

- нагрев двигателя , где – среднеквадратичный кв ном кв момент двигателя, – номинальный момент двигателя;

ном , где – максимально - перегрузка двигателя ном п допустимый момент, – коэффициент перегрузки.

п Таким образом, задача оптимизации технологических параметров (верхний уровень) может быть сформулирована следующим образом:

Минимизировать Э( ) =, при ограничениях: П ПЗ; ; ;

к к ; ; ; ; ; ;

мк мк мк ; , ном п кв ном где Э – энергоёмкость процесса пилигримовой прокатки, кВтч/т;

Для решения задачи оптимизации параметров пилигримового стана использован комбинированный алгоритм, построенный на базе методов случайного поиска и симплекса Нелдера-Мида. В качестве целевой функции на верхнем уровне оптимизации использована удельная энергоёмкость процесса пилигримовой прокатки. Диапазоны изменения варьируемых параметров:

10 35 мм, 3.14 6.28 1/с. Результаты приведены на рисунке 19.

кВт чЭ, т, мм 0 5 10 15 20 25 30 Рис. 19. Зависимость удельной энергоёмкости от величины подачи гильзы в валки пилигримового стана. =4.7 с- Полученные результаты с учётом данных теоретического исследования напряжённо-деформированного состояния металла в очаге деформации пилигримовой прокатки позволяют обоснованно выбрать оптимальную величину подачи гильзы в валки с позиции выполнения заданной производительности, снижения энергоёмкости технологического процесса и нагруженности механического оборудования и улучшения качества бесшовных труб. С учётом результатов комплексного исследования оптимальная величина подачи равна 20 мм.

Основу математической модели очага деформации составляет описание изменения момента прокатки по длине гильзы в зависимости от технологических параметров процесса прокатки и скоростных параметров привода при захвате гильзы валками.

Момент вычисляется по формуле = sin, (16) где – переменный радиус бойковой части валка, м;

– касательное контактное напряжение, МПа;

– угловая скорость валка, с-1;

2 tg -, с-1, (17) = Решение задачи оптимизации параметров линии привода пилигримового стана осуществляется с помощью математической модели, включающей модели очага деформации и линии привода. Расчётная схема представлена на рисунке 20.

Рис. 20. Расчётная схема линии привода пилигримового стана Система дифференциальных уравнений, описывающих динамические процессы в линии привода пилигримового стана, согласно расчётной схемы (рис. 20), имеет вид:

= - - - - ;

дв = - + - - - - - - - - - - ;

= - + - - ;

= - + - - (18) - - - - ;

= - + - - ;

- = - - ;

э дв дв где – электромагнитная постоянная двигателя;

э – модуль жёсткости механической характеристики;

– угловая скорость на холостом ходу, 1/с;

– момент инерции сосредоточенной массы, тм2 (кНмс2);

– жёсткость упругой связи, кНм/рад;

– коэффициент эквивалентного вязкого демпфирования, кНмс;

, – моменты на валках, кНм;

,, – соответственно угол поворота, угловая скорость и угловое ускорение сосредоточенной массы.

Задачу оптимизации (второй уровень) следует сформулировать следующим образом:

Минимизировать д д д = + - ; (19) =, при параметрических ограничениях: ; , где – коэффициент штрафа.

Задача оптимизации решена для наиболее тяжёлого режима нагружения линии привода пилигримового стана – мгновенного приложения нагрузки при захвате гильзы валками. Время переходного процесса захвата гильзы валками =0.05 с. В качестве варьируемых параметров использованы жесткости п упругих связей,. Начальные значения конструктивных параметров равны параметрам пилигримового стана ОАО «Челябинский трубопрокатный завод», диаметры шпинделей которого равны 390 мм.

Решение системы дифференциальных уравнений (18) проводили методом Рунге-Кутта. В процессе оптимизации жёсткости шпинделей изменяли в диапазоне 700014000 кНм/рад.

В результате решения задачи оптимизации конструктивно реализуемых параметров линии привода пилигримового стана установлено, что при мгновенном приложении нагрузки ( =0.030.05 с) при захвате гильзы п валками жёсткости шпинделей практически не влияют на уровень динамических нагрузок. Максимальная амплитуда динамического момента при этом не превышает 520 кНм, что следует учитывать при расчёте элементов линии привода пилигримового стана на прочность и долговечность.

В восьмой главе представлены результаты экспериментальных исследований для анализа адекватности разработанных математических моделей. Отмечено, что важным показателем работоспособности пилигримового стана является характер распределения нагрузок в виде моментов прокатки по приводным шпинделям рабочих валков, определяющих как их долговечность, так и настройку предохранительных устройств от случайных периодических перегрузок.

Основной задачей комплексного исследования было оперативное измерение текущих значений напряжений в шпинделях и на штоке подающего аппарата с последующей регистрацией нагрузок: крутящих моментов и усилий;

оперативное измерение текущих давлений в конце тормозной камеры подающего аппарата; оперативное измерение относительного положения подвижных деталей и узлов, включая шток подающего аппарата, рабочие валки; оперативное измерение ускорений при движении прокатываемой заготовки; цифровая регистрация и хранение измеренных показателей в компьютерной базе данных стандартного формата хранения; оперативная визуализация измеряемых или сохранённых значений измеряемых показателей в автоматическом режиме или по запросу оператора измерений; обеспечение компьютерно-математической обработки первичных данных с проведением сравнительного анализа контролируемых параметров и их изменения.

Выполненные измерения позволили установить значения показателей работы исполнительных и приводных устройств пильгерстана, выполнить их оценку и выработать рекомендации о направлениях совершенствования оборудования, настройки и управления станом. В соответствии с полученными теоретическими и экспериментальными значениями крутящих моментов на шпинделях обеих клетей пильгерстана выполнены расчёты их предельно допустимых значений. В целом в приводном устройстве валков подтверждены расчётные предельные характеристики соединительных элементов.

В заключении отмечено, что работа является комплексным исследованием, содержащим новые научные, теоретические и экспериментальные результаты, направленные на совершенствование существующих процессов горячей пилигримовой прокатки труб. В результате теоретических и экспериментальных исследований разработаны научные основы и определены основные направления совершенствования технологии и оборудования станов пилигримовой прокатки труб, позволяющие определить напряжённо-деформированное состояние металла, определить энергосиловые параметры при прокатке труб, найти и обосновать рациональную калибровку валков и оптимальные режимы пилигримовой прокатки, обеспечивающие выпуск конкурентоспособных стальных труб и получение экономического эффекта.

Для достижения этих целей поставлены и решены следующие научные задачи:

1. Разработана математическая модель и алгоритм одновременного определения напряжённо-деформируемого состояния металла в мгновенных очагах деформации и напряжений в валках при прокатке стальных труб на пилигримовых станах, которая позволяет определить энергосиловые параметры и формоизменение труб, уровень и характер распределения напряжений и перемещений металла в очаге деформации, разработать рекомендации по совершенствованию процесса и оборудования пилигримовой прокатки труб.

2. На основании теоретического исследования силовых параметров и уровня и характера распределения напряжений по длине и периметру очага деформации при пилигримовой прокатке труб для различных калибровок валков определена и обоснована рациональная калибровка валков пилигримовых станов.

3. Проведена оценка условий захвата гильзы гребнями бойковой части валков пилигримового стана, определён уровень и характер распределения напряжений и перемещений по периметру и длине мгновенного очага деформации для заданной калибровки валков в зависимости от величины подачи в валки. Установлено, что захват гильзы валками сопровождается мгновенным приложением нагрузки, при этом образуется мгновенный очаг деформации, а нормальные сжимающие напряжения достигают величины 38 МПа; растягивающие тангенциальные и продольные напряжения, достигающие соответственно значений 23 МПа и 60 МПа, наблюдаются в начале мгновенного очага деформации.

4. Разработана методика расчёта максимальных динамических нагрузок в линии привода пилигримового стана при захвате гильзы валками.

Установлено, что при мгновенном приложении нагрузки максимальная амплитуда динамического момента равна 520 кНм.

5. Определён уровень и характер распределения силовых параметров и напряжений по длине и периметру очага деформации в зависимости от величины подачи гильзы в валки при квазиустановившемся процессе пилигримовой прокатки труб. Установлено, что в зоне контакта вершины калибра с гильзой наибольшей величины, равной 200 МПа, продольные растягивающие напряжения достигают при углах поворота валка 90-100°, а продольные напряжения в зоне выпуска достигают максимальной величины 170 МПа при длине наклонного очага деформации 700 мм. С увеличением подачи гильзы в валки до 30 мм и угла бойкового участка валка происходит увеличение продольных растягивающих напряжений до 263 МПа. Установлено, что неравномерный характер распределения по длине и периметру очага деформации и высокий уровень растягивающих продольных и тангенциальных напряжений является основной причиной образования дефектов типа рванин на поверхности тонкостенных труб из легированных марок стали при пилигримовой прокатке.

6. Анализ характера течения металла в зоне вершины калибра показал, что в основном гребень металла образуется за счёт обжатия гильзы в мгновенном очаге деформации, причём к концу прокатки при углах поворота валков 100-110° гребень металла становится выше исходного положения линии вершины калибра. Установлено, что направление продольного течения металла вдоль линии пилигримовой прокатки противоположно направлению подачи гильзы в валки.

7. Поставлена и решена объёмная задача определения уровня и характера распределения радиальных и тангенциальных напряжений в пилигримовых валках. Установлено, что радиальные напряжения являются сжимающими, не превышают 500 МПа, и действуют в области очага деформации. Тангенциальные напряжения в области очага деформации являются также сжимающими, а тангенциальные растягивающие напряжения возникают вне очага деформации и в области валка, ближней к участку готовой трубы, и их уровень не превышает 76 МПа.

8. Разработан алгоритм многоуровневой оптимизации параметров пилигримового стана, включающий решение следующих задач: 1) оптимизация параметров технологического процесса (верхний уровень оптимизации); 2) оптимизация конструктивных параметров линии привода пилигримового стана.

9. Решена задача оптимизации технологических параметров пилигримовой прокатки, в результате чего определена оптимальная по энергоёмкости величина подачи гильзы в валки, равная 20 мм.

10. Разработана математическая модель линии привода пилигримового стана, учитывающая технологические, скоростные и силовые параметры начальной стадии процесса прокатки, конструктивные параметры линии привода, демпферы и зазоры в шпиндельных соединениях. При моделировании установлено, что высокие динамические нагрузки в линии привода пилигримового стана возникают при мгновенном приложении нагрузки в начальной стадии захвата гильзы валками.

11. Решена задача оптимизации конструктивных параметров линии привода пилигримового стана; установлено, что при мгновенном приложении нагрузки в начальной стадии процесса пилигримовой прокатки жёсткости шпинделей практически не влияют на уровень динамических нагрузок.

12. Комплексное экспериментальное исследование параметров технологического процесса и оборудования пилигримового стана ОАО «Челябинский трубопрокатный завод» позволило определить уровень силовых параметров процесса прокатки и динамических нагрузок в линии привода, сравнить результаты эксперимента и теоретического исследования и оценить адекватность математических моделей; оптимальные режимы пилигримовой прокатки позволяют снизить энергозатраты и аварийные простои оборудования.

13. В результате проведённой работы по совершенствованию технологии и оборудования пилигримового стана ОАО «Челябинский трубопрокатный завод» разработаны и внедрены новые эффективные конструкции устройств и инструмента для производства труб.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНО В РАБОТАХ:

Монографии 1. Раскатов Е.Ю. Горячая пилигримовая прокатка труб. Теория и расчёт: Монография [Текст] / О.С. Лехов, Е.Ю. Раскатов. – Екатеринбург: УрФУ, 2011. – 292 с.

2. Раскатов Е.Ю. Моделирование пилигримовой прокатки бесшовных труб [Текст] / Е.Ю.

Раскатов. – LAMBERT Academic Publishing, 2011. – 306 с.

3. Сафьянов А.В. Методы расчёта калибровок валков для прокатки тонкостенных и толстостенных труб на пилигримовых станах [Текст] / А.В. Сафьянов, Е.Ю. Раскатов. – Екатеринбург: УрФУ, 2011. – 348 с.

Статьи в изданиях, входящих в «Перечень периодических изданий, рекомендованных ВАК России для опубликования основных результатов диссертаций на соискание учёной степени доктора наук» 4. Раскатов Е.Ю. Исследование динамики захвата гильзы валками пилигримового стана [Текст] / Е.Ю. Раскатов // Известия Самарского научного центра РАН. – 2011. – №1(3).

– Т.13. – С. 617-619.

5. Раскатов Е.Ю. Исследование напряжений и перемещений металла в мгновенном очаге деформации при пилигримовой прокатке [Текст] / Е.Ю. Раскатов, О.С. Лехов, Д.А.

Соловьев // Производство проката. – 2011. – №8. – С. 35-37.

6. Раскатов Е.Ю. Теоретическое исследование напряжений и перемещений металла в мгновенном очаге деформации и оценка качества тонкостенных труб при пилигримовой прокатке [Текст] / Е.Ю. Раскатов, О.С. Лехов, Д.А. Соловьев // Производство проката. – 2011. – №8. – С. 38-40.

7. Раскатов Е.Ю. Исследование обжатий и течения металла в калибре валка при пилигримовой прокатке тонкостенных труб [Текст] // Заготовительные производства в машиностроении. – 2011. – №6. – С. 29-32.

8. Раскатов Е.Ю. Теоретическое исследование перемещений металла в очаге деформации при пилигримовой прокатке тонкостенных труб [Текст] // Е.Ю. Раскатов // Научнотехнический вестник Поволжья. – 2011. – №5. – С. 230-236.

9. Лехов О.С. Двухуровневая оптимизация параметров стана пилигримовой прокатки труб [Текст] / О.С. Лехов, Е.Ю. Раскатов // Известия Самарского научного центра РАН. – 2011. – №1(3). – Т.13. – С. 566-569.

10. Раскатов Е.Ю. Напряжённо-деформированное состояние металла в очаге деформации при пилигримовой прокатке труб [Текст] / Е.Ю. Раскатов, О.С. Лехов, Д.А. Соловьев // Научно-технический вестник Поволжья. – 2011. – №5. – С. 198-204.

11. Раскатов Е.Ю. Выбор рациональной калибровки валков пилигримовых станов [Текст] / Е.Ю. Раскатов, О.С. Лехов // Вестник Магнитогорского государственного технического университета. – 2011. – №4. – С. 122-129.

12. Раскатов Е.Ю. Исследование начальной стадии процесса горячей пилигримовой прокатки [Текст] / Е.Ю. Раскатов // Естественные и технические науки. – 2011. – №6. – С. 83-88.

13. Раскатов Е.Ю. Исследование напряжений и перемещений металла в мгновенном очаге деформации и оценка качества тонкостенных труб при пилигримовой прокатке [Текст] / Е.Ю. Раскатов // Естественные и технические науки. – 2011. – №6. – С. 89-96.

14. Лехов О.С. Оценка объёмной модели процесса горячей пилигримовой прокатки труб [Текст] / О.С. Лехов, В.В. Турлаев, Е.Ю. Раскатов // Научно-технический вестник Поволжья. – 2011. – №6. – С. 121-124.

15. Раскатов Е.Ю. Исследование напряжённо-деформированного состояния в мгновенном очаге деформации с целью выбора рациональной калибровки валков пилигримовых станов [Текст] / Е.Ю. Раскатов, Д.А. Соловьев, О.С. Лехов // Научно-технический вестник Поволжья. – 2011. – №6. – С. 209-214.

16. Раскатов Е.Ю. Исследование условий захвата гильзы валками пилигримового стана [Текст] / Е.Ю. Раскатов, О.С. Лехов, Д.А. Соловьев // Заготовительные производства в машиностроении. – 2011. – №12. – С. 30-34.

17. Раскатов Е.Ю. Исследование напряжённо-деформированного состояния металла в очаге деформации при пилигримовой прокатке труб [Текст] / Е.Ю. Раскатов // Вестник Магнитогорского государственного технического университета. – 2011. – №4. – С. 115121.

18. Раскатов Е.Ю. Многоуровневая оптимизация стана горячей пилигримовой прокатки бесшовных труб [Текст] / Е.Ю. Раскатов, О.С. Лехов // Научно-технический вестник Поволжья. – 2011. – №6. – С. 256-259.

Публикации в сборниках научно-технических трудов и в сборниках международных и всероссийских научных конференций 19. Раскатов Е.Ю. Повышение эффективности прокатки труб оптимизацией калибровки валков пилигримовых станов [Текст] / Е.Ю. Раскатов, О.С. Лехов // Наукоёмкие технологии в машиностроении. – 2011. – №3. – С. 37-41.

20. Раскатов Е.Ю. Исследование напряжённо-деформированного состояния металла в очаге деформации при пилигримовой прокатке труб [Текст] / Е.Ю. Раскатов, О.С.

Лехов, Д.А. Соловьев // Трубы-2011: Труды XIX международной конференции (г.

Челябинск, сентябрь 2011 г). – Челябинск: РосНИТИ, 2011. – С. 145-148.

21. Раскатов Е.Ю. Повышение точности труб при прокатке на пилигримовых станах на основе теоретического исследования условий захвата гильзы валками [Текст] / Е.Ю.

Раскатов // Молодой учёный. – 2011. – №3. – Т.1. – С. 72-78.

22. Муратов А.С. Эффективность работы и выбор рациональных конструктивных параметров подающего аппарата пильгерстана [Текст] / А.С. Муратов, Б.Я.

Соколинский, Д.В. Марков, Ю.Б. Чечулин, Е.Ю. Раскатов // Трубы-2007: Труды XV международной конференции (г. Челябинск, сентябрь 2007 г). – Челябинск: РосНИТИ, 2007. – С. 233-235.

23. Раскатов Е.Ю. Теоретическое исследование перемещений металла в очаге деформации при пилигримовой прокатке тонкостенных труб [Текст] / Е.Ю. Раскатов, О.С. Лехов, Д.А. Соловьев // Современные металлические материалы и технологии (СММТ’2011):

труды международной научно-технической конференции (г. Санкт-Петербург, июнь 2011 г). – СПб.: Изд-во Политех. ун-та, 2011. – С. 50.

24. Чечулин Ю.Б. Исследование нагрузок главной линии пильгерстана с целью совершенствования управления станом [Текст] / Ю.Б. Чечулин, Е.Ю. Раскатов, А.С.

Муратов, Д.В. Марков // Современные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов: Труды международной научно-технической конференции (г.

Санкт-Петербург, июнь 2007 г). – СПб.: Изд-во Политех. ун-та, 2007. – С. 421-424.

25. Раскатов Е.Ю. Теоретическое и экспериментальное исследование нагрузок главной линии пильгерстана [Текст] / Е.Ю. Раскатов, Д.А. Соловьев // Технические науки в России и за рубежом: материалы международной научной конференции (г. Москва, май 2011 г). – М.: Ваш полиграфический партнёр, 2011. – С. 72-74.

26. Муратов А.С. Исследование нагрузок главной линии пильгерстана с целью совершенствования настройки и управления станом [Текст] / А.С. Муратов, Б.Я.

Соколинский, Д.В. Марков, Ю.Б. Чечулин, Е.Ю. Раскатов, Ю.В. Песин, В.И. Кузнецов // Трубы-2007: Труды XV международной конференции (г. Челябинск, сентябрь 20г). – Челябинск: РосНИТИ, 2007. – С. 230-232.

27. Раскатов Е. Ю. Теоретическое и экспериментальное исследование нагрузок главной линии пильгерстана [Текст] / Е.Ю. Раскатов // Технические науки: проблемы и перспективы: материалы международной научной конференции (г. Санкт-Петербург, март 2011 г). – СПб.: Реноме, 2011. – С. 140-142.

28. Чечулин Ю.Б. Выбор рациональных параметров подающего аппарата пильгерстана [Текст] / Ю.Б. Чечулин, Е.Ю. Раскатов, А.С. Муратов, Д.В. Марков // Современные достижения в теории и технологии пластической обработки металлов: Труды международной научно-технической конференции (г. Санкт-Петербург, июнь 2007 г). – СПб.: Изд-во Политех. ун-та, 2007. – С. 415-420.

29. Раскатов Е.Ю. Пути повышения точности и снижения технологической обрези при прокатке труб на пилигримовых станах [Текст] / Е.Ю. Раскатов, В.С. Паршин // Непрерывные процессы обработки давлением: Труды всероссийской научнотехнической конференции, посвящённой 100-летию со дня рождения академика А.И.

Целикова. – М.: МГТУ им Н.Э. Баумана, 2004. – С. 312-317.

30. Раскатов Е.Ю. Теоретическое исследование начальной стадии процесса пилигримовой прокатки тонкостенных труб [Текст] / Е.Ю. Раскатов // Молодой учёный. – 2011. – №10. – Т.1. – С. 60-64.

31. Раскатов Е.Ю. Исследование перемещений металла в очаге деформации при пилигримовой прокатке тонкостенных труб [Текст] / Е.Ю. Раскатов // Современные тенденции технических наук: материалы международной научной конференции (г.

Уфа, октябрь 2011 г). – Уфа: Лето, 2011. – С. 52-55.

Подписано в печать __.__.2011. Формат 6084 1/16. Бумага тип.№Плоская печать. Усл.печ.л. 2,0. Тираж 150 экз. Заказ____.

Отпечатано в типографии ООО «Издательство УМЦ УПИ» 620002, Екатеринбург, ул. Мира, 17, оф. С-1Тел. (343) 362-91-16(17)






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.