Осевые усилия при холодной прокатке

При прокатке труб на станах ХПТ действуют значительные осевые усилия на заготовку и оправку со стержнем, достигающие 25—30% от величины вертикальных усилии на валок и приводящие к следующим отрицательным последствиям.

Врезанию торцов заготовок друг в друга, что вызывает резкое увеличение вертикальных усилий при прокатке этих участков и за­частую приводит к повреждению калибров.

Действие осевых усилий отрицательно сказывается на качестве прокатываемых труб, вызывая повышенное налипание металла на калибры и оправку, обуславливая попадание внутрь трубы струж­ки металла, образующейся при больших удельных давлениях меж­ду торцами заготовок, что приводит к образованию раковин на внутренней поверхности. Кроме того, наличие осевых усилий приво­дит к повышенному износу узлов подающе-поворотного механизма (особенно гайки винта подачи), подошвы валков и т. д.

Действие осевых усилий обусловлено тем, что процесс прокат­ки протекает с постоянным «принудительным» катающим радиу­сом, равным радиусу ведущей шестерни, в то время как естествен­ный катающий радиус непрерывно изменяется по длине хода кле­ти. Иными словами, осевые усилия при холодной прокатке являют­ся причиной того, что горизонтальные проекции сил, действующие в самом очаге деформации, взаимно не уравновешены.

Осевые усилия определяются путем суммирования на ось про­катки проекций всех сил, действующих на заготовку в мгновенном очаге деформации. На рис. 20 изображен очаг деформации с действующими в нем силами при прямом ходе клети, на рис.21 – при обратном.

Рис.20 Схема очага деформации с действующими силами при прямом ходе клети.

При суммировании всех сил на ось X получаются следующие уравнения:

Здесь Р — равнодействующая нормальных удельных давлений

между калибром и металлом;

Р_оп, Р_отс — соответственно равнодействующая контактных

сил трения в зоне опережения и зоне отставания;

Р_опр — равнодействующая нормальных удельных давле­нии

между оправкой и металлом;

F_оп, F_отс — соответственно полная площадь зоны опережения

и зоны отставания;

ε_пр, ε_обр — соответственно, утлы между направлением дей­ствия

силы Р и вертикалью при прямом и обратном ходах

клети.

Эти углы могут быть определены по формулам Ю. Ф. Шевакина [5]

β — угол между направлением равнодействующих контакт­ных сил

трения в зоне опережения и горизонталью; v/' —тот же угол

в зоне отставания;

– тот же угол в зоне отставания;

Уравнения (81) и (82) были составлены при следующих допу­щениях:

1. В мгновенном очаге деформации действуют силы только в зоне обжатия стенки (ввиду относительной незначительности их в зоне обжатия по диаметру).

2. В пределах мгновенного очага деформации радиус валка по гребню постоянен.

3. Удельные давления и коэффициент трения принимаем усредненным для зон опережения и отставания;

4. Смещение металла при деформации производится только в направлении переднего патрона.

С учетом указанных допущений значения входящих в выраже­ние (81) и (82) величин следующие:

где r_кх — радиус ручья калибра;

где F_гор — горизонтальная проекция полной поверхности сопри­косновения F_Σ

Для тонкостенных труб допустимо P_опр = P , что и принято в дальнейшем для упрощения.

где k_φ —коэффициент не заполнения выпуска ручья металлом;

φ_н — угол выпуска;

η —коэффициент формы контактной поверхности, принимае­мый

равным 1,25.

Из анализа формул (81) и (82) величина осевых усилий на за­готовку в значительной мере определяется суммой горизонталь­ных проекций:

1. равнодействующих сил трения в зонах опережения и отставания;

2. равнодействующих контактных сил трения между оправкой и металлом.

Поэтому следует остановиться на рассмотрении вопроса опере­жения и отставания в мгновенном очаге деформации при холодной прокатке труб. В соответствии с общепринятыми в теории прокатки положениями в общем случае в очаге деформации могут быть три зоны: опережения, отставания и прилипания. Считая последнюю весьма незначительной по величине, в дальнейшем ее во внимание не принимаем.

Таким образом, на поверхности ручья калибра очаг деформа­ции будет иметь две зоны, размеры которых зависят от соотноше­ния скоростей осевого истечения металла и скоростей точек поверхности ручья.

В соответствии с принятым представлением на явления опере­жения и отставания при холодной прокатке труб считаем, что в вершине калибра будет опережение, а в областях, примыкающих к ребордам, только отставание [11].

По длине контактной поверхности граница этих зон представ­ляет собой пространственную кривую, очерченную переменной ве­личиной катающего радиуса от выхода по входу в мгновенном очаге деформации.

Это изменение катающего радиуса происходит под действием

двух факторов:

а) продольного смещения металла при деформации, т. к. при прямом ходе клети скорость смещения металла изменяется от ну­ля на выходе до максимальной на входе в очаг деформации, а при обратном ходе изменение скорости противоположное: от нуля на входе до максимальной на выходе из очага деформации. Смещение металла в первом случае уменьшает, а во втором — увеличивает значение катающего радиуса, благодаря смещению металла в на­ правлении, противоположном движению клети;

б) уменьшения горизонтальной составляющей окружной ско­рости точек ручья, лежащих вне линии центров.

Величина катающего радиуса на входе в очаг деформации при прямом ходе определится выражением:

а на выходе при обратном ходе

При этом надо учитывать, что для прямого хода клети R_вых = R_ш; для обратного R_вх = R_ш;

Выражения (83) и (84) справедливы для случая, когда _ней­тральное сечение по гребню ручья, отсутствует т.е. при w_x>Θ_t позволяют установить зависимости для определения полной площа­ди зоны опережения:

При этом величины углов φ_вх и φ_вых определяются пз простых геометрических соотношений (рис. 22).

Рис.22 Схема к определению углов и , при прямом ходе клети.

где

l_ср — средняя длина дуги захвата в зоне опережения;

l_гр — длина дуги захвата в плоскости гребня;

η_оп — коэффициент форы зоны опережения (изменяется в

пределах 1— 1,25).

При наличии нейтрального сечения по гребню ручья (w_x<Θ_t) величина F_оп, определится выражением:

С учетом всех полученных значений можно написать развер­нутые формулы для осевых усилий (при допущении, что ввиду ма­лости углов (β_пр и w'_пр их косинусы равны 1).