Спосіб калібрування валка правильної машини

Реферат: Спосіб калібрування валка правильної машини, в якому бочку валка виконують по профілю, твірна якого утворена обертанням просторової лінії контакту поверхонь бочки валка та оброблювального прокату, причому лінію утворює геометричне місце точок, в яких контактуючі поверхні мають спільну дотичну. Твірну робочої частини валка розраховують під радіус калібру, що відповідає зменшеному на величину максимально допустимої поперечної пружнопластичної деформації прокату мінімального розміру із сортаментного діапазону, що буде виправлятись в машині, при цьому кут нахилу валка відносно осі правки приймають мінімальним за технічною характеристикою машини. Торцеві частини виконують у формі випуклих від осі валка кривих, побудованих на основі математичних обчислень, що плавно спрягаються з робочою частиною. Спосіб забезпечує безперервність контакту валка з поверхнею труб, що виправляються, у всьому діапазоні діаметрів. UA 100670 C2 (12) UA 100670 C2 UA 100670 C2 5 10 15 20 Винахід належить до обробки металів тиском і може бути використаним при калібруванні валків трубоправильних машин з косо розташованими валками таких фірм, як "Kieserling", "SMS Meer", "Reika", "Sema Systemtechnik", "Bultmann" (Германія), "Astmag" (Австрія), "ZDAS" (Чехія), "Sumitomo Machinery CO" (Японія), "ITL International LLC." (США), "Montbard" (Франція), "Gallium" (Індія), "Bronx" (Англія), "Cartacci" (Італія), ОАО "СКМЗ" (Україна) та ін., які оснащені 3-ма, 4-ма або 5-ма парами валків і які застосовуються, переважно, для правки прокату круглого профілю труб та прутків. При експлуатації таких валків повинні забезпечуватися умови задовільної правки всього діапазону діаметрів прокату із сортаменту машини - безперервність контакту робочого профілю валка з поверхнею оброблюваного прокату на всю робочу довжину бочки валка і не ушкодження його поверхні на вході та виході з валкової обойми. Але, як показує практика, умови безперервності контакту та не ушкодження оброблюваної поверхні прокату можна здійснити далеко не завжди, навіть при критичних обтисненнях прокату в валковій обоймі, і в цьому особливу роль відіграє профіль валка, виконаний по розрахунковій кривій. Існуючі методики калібрування валків, розрахунки твірної профілю їх бочки базуються на геометричному принципі пересічення двох тіл обертання - правильного валка та прокату циліндричної форми. Розрахунки виконуються під один визначений діаметр прокату із діапазону діаметрів які можна обробляти на машині. Відомий спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем [1], у якому бочку валка виконують по профілю з твірною гіперболоїда обертання яку визначають за вираженням: Ri  Rг  rm 2  Li sin 2   rm ; тут: Ri 25 - перемінний радіус твірної гіперболоїда в контрольних, поперечних перетинах по довжині бочки валка; Rг - радіус горловини бочки валка; rm - радіус калібру, утворений косо розташованою парою валків; Li 30 - текуча координата основи прикладення Ri по осі валка від його горловини у напрямку його торців;  - кут нахилу валка до осі правки. r 35 Недоліками цього способу є невизначеність параметрів m і  , що використовуються при розрахунку профілю, та невизначеність форми спрягання гіперболоїдного профілю з торцями валка. Відомий спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем, у якому бочку валка виконують по профілю з твірною гіперболоїда обертання, яку визначають за вираженням [1], при цьому, при розрахунку профілю радіус калібру приймають рівним радіусу прокату максимального діаметра і кут нахилу валка до осі правки - найбільшим за технічною характеристикою машини [2]. r 40 45 50 В цьому способі, хоч і визначені параметри m і  , що використовуються при розрахунку профілю, та невизначеність форми спрягання гіперболоїдного профілю з торцями валка не дозволяє отримати закінчений профіль бочки валка. Відомий спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем [3], у якому бочку валка виконують по профілю з твірною гіперболоїда обертання за вираженням [1], яку спрягають радіусом  = 0,5L з торцями валка, де: L довжина r бочки валка. До того, при розрахунку профілю за вираженням [1], m приймають рівним радіусу прокату мінімального діаметра і  найменшим за технічною характеристикою машини. Спосіб [3] враховує визначення всіх параметрів для розрахунку профілю і його спрягання з торцями валка, та в основу цього способу, як і в основу способів [1 і 2], поставлено те, що валок правильної машини по своїй формі приймається тілом обертання, твірна якого являється гіперболою, утвореною обертанням прямої лінії (лінія контакту робочого профілю валка з поверхнею прокату, що виправляється), косо розташованої щодо осі обертання. Але в умовах правильної машини, валок - гіперболоїд повинен контактувати не з прямою лінією, а з прокатом циліндричної форми. Однак, з диференціальної геометрії відомо, що дві поверхні, із яких одна розгортається (циліндр), а друга не розгортається (гіперболоїд), контактувати по прямій лінії не 1 UA 100670 C2 можуть і тому валки з таким профілем не забезпечують задовільних умов якісної правки прокату. Відомий спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем [4], у якому бочку валка виконують по профілю з твірною гіперболоїда 5 обертання, а на довжині  0 =0,05L від торців валка виконують лійкоподібне округлення двома радіусами - більшим на торці валка і меншим при спряганні з твірною гіперболоїда, при цьому, перемінний радіус твірної визначають за наступним вираженням:  Ri    R г R г   r m 2  Li sin2   r m    r m 2  Li sin 2  cos 2  R г  r m 2  Li sin 2  . Всі позначення, що наведені в вираженні [4], такі ж самі, як і в вираженнях [1, 3]; при 10 15 20 r розрахунку профілю, m приймають рівним радіусу прокату максимального діаметра і  найбільшим за технічною характеристикою машини. В основу способу [4] поставлено точне рішення по визначенню просторової кривої лінії контакту, а не прямої лінії, як приймалось раніше [1-3], робочого профілю валка з поверхнею прокату. Але при розрахунку профілю бочки валка присутня помилка по визначенню текучих R i координат основи прикладення і тому при їх використанні порушуються умови безперервності контакту профілю валка з поверхнею прокату. До того даються тільки загальні рекомендації по формі спрягання гіперболоїдного профілю з торцями валка, що не дозволяє отримати закінчений профіль його бочки. Відомий спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем [5], у якому бочку валка виконують по профілю з твірною гіперболоїда обертання, яку визначають системою виражень:  R     i        Rг  rm  2  Li sin   rm    2 Li   i cos2   Rг  rm 2  Li sin 2  cos2  Rг  rm 2  Li sin 2  ; rm i sin 2  Rг  rm 2  2i sin 2  де: R i 25 L - текуча допоміжна координата для визначення i і i . Тут і далі по тексту в формулах наводяться позначення, такі ж самі, як і в вираженнях [1-5]. r 30 При розрахунку профілю за вираженням [5], m приймають рівним радіусу прокату максимального діаметра і  найбільшим за технічною характеристикою машини. Спосіб [5] не дозволяє отримати закінчений профіль бочки валка, бо не визначає форму спрягання профілю з торцями валка, хоч і дозволяє розрахувати точний гіперболічний профіль його бочки. Відомий спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем [6], у якому бочку валка виконують по профілю з твірною гіперболоїда обертання, яку визначають системою виражень:   Rі      35   1      R  r 2   2 sin 2  г m i 2 2 2 Rг  rm    i tg    rm i sin tg Li   i cos  Rг  rm 2   2i tg 2 rm , при цьому, при розрахунку профілю радіус калібру приймають по середніх значень діаметрів прокату і кут нахилу валка до осі правки - із середніх кутів з інтервалу, допустимого за технічною характеристикою машини. Одним з недоліків способу [6] є відсутність виражень по формі спрягання профілю з торцями валка, як і в способі [5]. 2 UA 100670 C2 5 Аналогічне, як і в способі [6], вираження по розрахунку профілю твірної бочки валка, після математичних скорочень й перетворень, отримане авторами способів [7-10] і їм також властиві недоліки способу [5], тому ці способи калібрування валка також не є оптимальними. До того в способах [7-10] величини параметрів rm і  зовсім не оговорюються. Відомий спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем [11], у якому бочку валка виконують по профілю з твірною гіперболоїда обертання, яку визначають системою виражень: Rг  rm  2 2  Ri  cos   rm 1  sin  sin   ;  cos2   L  R  r tg  rm sin  sin  г m  i sin   де:  10 - кут меридіонального перетину труби, який при розрахунку профілю змінюють від 0° до 90°. r 15 При розрахунку профілю за вираженням [11], m приймають рівним радіусу прокату максимального діаметра і  найбільшим за технічною характеристикою машини. Аналогічний способу [11], є спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем, у якому бочку валка виконують по профілю з твірною гіперболоїда обертання, яку визначають системою виражень: R  r (1  sin  )  Ri  г m 1  cos2  cos2    sin  ,  cos2   L  r sin  cos   R  r  ctg г m  i m sin   а крайні ділянки профілю біля його торців скруглюють [12]. Тут 20 25  те ж саме, що і в вираженні [11], за винятком того, що при розрахунку профілю  r параметр змінюють від 90° до 0° та m приймають рівним радіусу труби мінімального  найменшим за технічною характеристикою машини. діаметра і Цим способам [11, 12] також притаманні недоліки способу [5]. Відомий спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем [13], у якому бочку валка виконують по профілю з твірною гіперболоїда обертання, яку визначають за вираженням: Ri  Rг  rm  2 2 n  rm  r 1  cos2    L2tg 2 1  m  ;   i  U   U   тут: U Rг  rm 2 cosn   L2 sin 2  ; i n - постійний коефіцієнт [14], що характеризує геометрію контакту прокату і валка: 30  rm sin 2   2 n ln   cos2   ln cos  1,5 Rг  rm  . r 35 40 При розрахунку профілю за вираженням [13], m приймають по середніх значеннях діаметрів прокату і  із середніх кутів в інтервалі, припустимого за технічною характеристикою машини. Недоліком способу є присутність незначної помилки в розрахунках твірної профілю від застосування коефіцієнту n. Ця помилка - відносна погрішність, за даними автора [14], не перевищує 0,002 %, що майже допустимо для задовільної роботи валків з цим профілем, але відсутність даних по формі спрягання твірної профілю з торцями валка не дозволяє отримати закінчений його профіль. Таким чином, рівняння твірної профілю валка, яке задовольняє умові його безперервного контакту з поверхнею прокату заданого діаметра, дається в способі [4]. Автор способу [4] установив, що форма валка утворена обертанням просторової кривої, а не прямою лінією, як 3 UA 100670 C2 уважалося раніше [1-3]. Спосіб [4] був доповнений рівнянням способу [5], що визначає координати основ перемінного радіуса точок твірної робочої поверхні бочки валка. Описаний вище принцип побудови твірної профілю валка, заснований на геометрії торкання його поверхні з поверхнею прокату, пізніше ліг в основу способів [6-13]. Способи [6-10] дозволяють визначити 5 Ri і координату його основи Li системою рівнянь у функції від поточної координати виправлення. Способи калібрування валків [11, 12] визначають величини функції від параметра . Ri і Li i по осі системою рівнянь у Рішення способу [13] дозволяє здійснювати розрахунки Ri L 10 безпосередньо у функції від i з використанням постійного коефіцієнта n . У загальному випадку накладення кривих профілів, розрахованих по залежностях [5-13], показує їхню задовільну збіжність по довжині бочки валка L, коли в розрахунки закладені одні й R r 15 20 25 30 35 40 ті самі вхідні параметри ( г , m ,  ). Однак їх вибір, зокрема вибір параметрів rm і відповідно  , під який калібрується валок, трактується по-різному. В [2, 4, 5, 11] рекомендується профіль валка виконувати по кривий побудованої виходячи з найбільшого діаметра прокату, що зазнають виправлення й максимальний кут  , уважаючи, що прокат меншого діаметра можна привести в зіткнення з валком зміною його положення щодо осі виправлення. Автори способу [12] ураховують, що прокат мінімального, у заданому діапазоні, діаметра має найменшу твердість і має найбільшу швидкість обертання навколо своєї осі, і рекомендують саме для прокату найменшого діаметра й мінімальному куті  робити побудову профілю валків. Калібрувати валки за середніми значенням діаметрів прокату і середніх кутів пропонує автор способу [6] з метою підвищення точності подальшого їхнього регулювання під виправлення інтервалу діаметрів прокату, що допускаються конструкцією стану. У способах [7-10] рекомендації з вибору вихідних параметрів калібрування відсутні. Проведений аналіз [13] розподілу зазорів і характеру взаємодії прокату з валками дозволив зменшити їхнє зношування й підвищити якість виправлення прокату (обсадних труб) за рахунок профілювання валків під середні діаметри й кути  . Відомо також, що в основу [15] оптимізації процесу виправлення прокату покладений аналіз математичної моделі сполучення поверхонь валка з прокатом і установлено, що оптимальне калібрування відповідає середній частині діапазону діаметрів прокату. Також відомо, що для зниження рівня тангенціальних напружень при виправленні прокату (труб зі сталі ШХ-15) розроблена спеціальна програма розрахунку калібрування валків [16]. У ній за основний критерій якості калібрування ухвалюється відношення довжини зони контакту до діаметра прокату, а розрахунок калібрування виконується для найбільшого діаметра прокату, як і при традиційному підході [11]. Виходячи з вищевикладеного, можна зробити висновок, що існує невизначеність при виборі розрахункових параметрів і кривої, що описує профіль валка, а це дуже важливо, бо від правильності вибору твірної профілю валків на відповідність необхідним умовам роботи стану залежить, як стійкість валків до зношування, так і властивості прокату, що виправляється. r 45 Невірно вибрані розрахункові параметри, а саме m та  , призводять до того, що таке калібрування не забезпечує умову безперервності контакту робочого профілю валка з поверхню оброблюваного прокату і сприяє інтенсифікації локального зносу робочої поверхні валка. В свою чергу, зменшення довжини лінії контакту поверхонь валка та прокату, що визвано його зносом, здійснює значний вплив на якість останнього. Механічні якості після правки в зношених валках нерівномірні по довжині прокату та погіршують його експлуатаційні характеристики. r 50 55 Для визначення розрахункових параметрів, а саме m та  , які треба використовувати при розрахунку твірної профілю валка, нами виконані розрахунки калібрування валків багатьох правильних станів за способами [5-13], виходячи з їхньої технічної характеристики, для максимального, мінімального й середнього діаметрів труб, відповідно, кут  був ухвалений максимальним, мінімальним і середнім. Для оцінки впливу на умови контакту отриманих кривих профілю валка були виконані розрахунки величини зазору згідно методики способу [13] та виконаний аналіз розподілу зазорів і характеру взаємодії оброблюваного прокату з валками. Згідно цієї методики зазори відсутні при ідеальному профілі валка, який забезпечує повний контакт з поверхнею прокату, що виправляється. По різниці між цим ідеальним та дійсним 4 UA 100670 C2 5 профілями знаходять фактичну величину зазору для кожного поперечного перерізу по довжині бочки валка; позитивна величина зазору характеризує відсутність контакту прокату та валка, а негативна - контакт з вдавлюванням тіла валка в поверхню прокату. Розрахунки провели для умов повного контакту валка із прокатом у трьох граничних точках - у його горловинній і торцевих частинах. Як приклад, на фіг. 1 і в табл. 1, представлені отримані дані цих розрахунків по станам VRM35 (виробник фірма "Kieserling", Германія) і 20-114 (виробник ОАО "СКМЗ", Україна), з яких випливає, що крива профілю тим крутіше, чим більше розрахункові значення R R 10 rm і  . Причому R для стану VRM-35 з меншим значенням R  ступінь крутості профілю (( і - г )/ г ) виражена більш інтенсивно, ніж для стану 20-114. Розбіжність кривих, розрахованих для максимальних і r 15 мінімальних значень m і  , становить на торцевих частинах валка для станів VRM-35 і 20-114, відповідно, 4,4 мм і 2,6 мм. Величина зазорів, що наведена на фіг. 1, розраховувалася для робочої довжини валка складової 0,80L для стану VRM-35 і 0,82L для стану - 20-114. Це зменшення робочої довжини валка викликане тим, що вони виготовляються з округленими торцевими частинами, що повинно виключати їхнє врізання в поверхню оброблюваного прокату. Прийняті робочі довжини забезпечують можливість такого округлення валків стану VRM-35 радіусом 10 мм і стану 20-114 радіусом 15 мм. Як видно з фіг. 1 зазори розподіляються нерівномірно по довжині робочої ділянки валка. 20 Вони позитивні для профілів, розрахованих для максимальних менш розрахункових значень rm rm і  при контакті із прокатом , і негативні для профілів, розрахованих для мінімальних rm і  r 25 30 при контакті із прокатом більш розрахункових значень m . По обидві сторони від горлової частини валка на ділянках, що становлять 0,54L для стану VRM-35 і 0,56L для стану 20-114, величина зазорів максимальна. Ці величини становлять для профілю валка стану VRM-35, розрахованого під мінімальний діаметр прокату при контакті із прокатом максимального діаметра, до 0,056мм і для профілю, розрахованого під максимальний діаметр прокату при контакті із прокатом мінімального діаметра, до 0,094 мм, відповідно для стану 20-114 вони становлять 0,058 мм і 0,083 мм. Тобто, калібрування валків для середнього діаметра прокату зменшує, у порівнянні з калібруваннями, виконаними під максимальний і мінімальний діаметри, величини позитивного й негативного зазорів для умов контакту з діаметром прокату більше та менше розрахункового r 35 40 45 50 55 значення m . Зменшення величини зазорів для розглянутого нами випадку становить: позитивних в 2,29 разу, негативних в 1,75 разу - для стана VRM-35; для стана 20-114, відповідно, - в 2,07 і 1,93 разу. Таким чином, при калібруванні валків для максимального діаметра прокату, умови безперервності контакту їх робочого профілю з поверхнею прокату, що виправляються, нездійсненні. Профіль таких валків більш крутий у порівнянні із профілями, розрахованими під середній і мінімальний діаметри прокату із сортаменту стана. Вони контактують із поверхнею прокату тільки в трьох точках - горловинній і торцевих частинах валка, що обумовлює, у свою чергу, низьку якість його виправлення й малий строк їх експлуатації через локальне зношування ділянок, що прилягають до горлової частини валка. Профілю валків, виконаному для середнього діаметра прокату, що виправляється, властиві ті ж недоліки, що й профілю валка, каліброваному під максимальний діаметр прокату, тому що умови повного контакту його робочої поверхні з поверхнею прокату діаметром, менше розрахункового, не здійснюються. У більшій мірі технологічним є профіль валка, розрахований під мінімальний діаметр оброблюваних прокату. Профіль цих валків менш крутий у порівнянні із профілями, розрахованими під максимальний і середній діаметри прокату. Це у свою чергу забезпечує мінімальну різницю окружних швидкостей точок твірної валка, що знижує інтенсивність зношування його контактної поверхні. Однак і профіль валка, виконаний під мінімальний діаметр прокату, не є оптимальним, тому що при установці розчину валкової обойми на величину обтиснення прокату мінімального діаметра, умови безперервності контакту порушаться внаслідок появи для цього випадку неминучих позитивних зазорів. Таким чином, ні один з відомих профілів не забезпечує умов безперервності контакту профілю валка з діапазоном діаметрів прокату по технічній характеристиці машини. 5 UA 100670 C2 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 Не менш важливим фактором, що впливає на якість прокату, що виправляється, є форма спрягання торців валка з його твірною профілю. Правка прокату в валках, які мають невизначену форму або мають форму валка з неоптимальною геометрією, призводить до черезмірного тиску торцевих частин валка на поверхню прокату і має негативний вплив на механічні властивості, точність геометричних розмірів і якість поверхні прокату, що виправляється. Частково негативний вплив торців валка усувають округленням реборд для полегшення захвату прокату в начальний період [3, 12], інколи виконується вхідна та вихідна частини валків у формі галтелі, що має направляючу ділянку з виконаними лійкоподібними закругленнями [4] для його плавного захвату. Але, в способах [4, 12], даються тільки загальні рекомендації щодо виконання форм торців валка і їх спрягання з твірною профілю, а в способах [1, 2, 5-11,13] такі дані взагалі відсутні, що не дозволяє отримати закінчений профіль валка. В процесі правки прокату, особливо труб, що втратили стійкість профілю в поперечних перерізах, відомі способи [3, 12] не забезпечують їх задовільної задачі в валкову обойму. Близьким до технічного рішення, що заявляється, є відомий спосіб калібрування валка правильної машини з симетричним відносно горловини робочим профілем, у якому торцеві частини валка виконують з направляючими прямолінійними поясками, спрягання торцевих частин та торців валка по радіусу, а профіль валка поглибленим по радіусу відносно розрахованої твірної гіперболоїда [17]. Спосіб забезпечує задовільну задачу прокату в валкову обойму, але при цьому профіль валка виконують необґрунтовано поглибленим. Таке поглиблення профілю перекручує геометрію осередку деформації, при цьому відсутнє плавне спрягання робочої частини валка з прямолінійним пояском, що призводить до ушкоджень поверхні прокату. Найбільш близьким до технічного рішення, що заявляється, по призначенню, технічній суті і результату, що досягається при використанні, є відомий спосіб калібрування торцевих частин бочки валка правильної машини, у якому торцеві частини виконують у формі кривих, побудованих на основі математичних обчислень, а криві спрягають з твірною робочого профілю валка, утвореною гіперболоїдом обертання [18]. Форма кривих в способі [18] розраховується та виконується з допомогою змішаних подвійних тангенціальних радіусів, що повинні забезпечувати "м'який", плавний перехід від гіперболічного профілю бочки валка до його торців. Це забезпечує не ушкодження зовнішньої поверхні прокату, що виправляється. Але при задачі і виправленні тонкостінних труб, що втратили стійкість профілю в поперечних перетинах (особливо після термічної обробки) торці валків, що не розраховані, щоб з такими трубами контактувати, ушкоджують їх поверхню. До того, профіль валків, що розраховується на середній діапазон розмірів прокату, не забезпечує умов задовільної правки прокату, що має менші, ніж розрахункові значення. В основу винаходу поставлена задача удосконалення способу калібрування валка правильного стана, у якому визначені параметри для розрахунку твірної гіперболоїда обертання та змінена форма спрягання робочого профілю з торцями валка, що дозволяє отримати закінчений профіль бочки валка, твірна якого забезпечує безперервність контакту валка з поверхнею прокату, що виправляється. Поставлена задача вирішується тим, що в способі калібрування валка правильної машини, у якому твірна бочки містить деформуючу робочу та прилеглі до неї направляючі торцеві частини, робоча частина утворюється обертанням просторової лінії контакту поверхонь бочки валка та оброблювального прокату, лінію утворює геометричне місце точок в яких контактуючі поверхні мають спільну дотичну, а торцеві частини виконують у формі випуклих від осі валка кривих, що плавно спрягаються з робочою частиною відповідно до винаходу, робочу частину утворює лінія контакту поверхонь валка та прокату мінімального розміру із сортаментного діапазону, що буде виправлятись в машині, при цьому, валок розташовують під мінімальним, по технічній характеристиці машини, кутом відносно осі правки, а діаметр прокату зменшують на величину його максимально допустимої поперечної пружно-пластичної деформації, робочу та торцеві частини, криву яких утворює сплайн-функція, спрягають за умов що в точці спрягання вони мають спільну дотичну, випуклість сплайн-функції задають таким чином, що вона не має спільних точок з твірною робочої частини окрім однієї де вона з нею спрягається і ця функція проходе через свої точки перегину спрягаючись з торцем валка нижче їх на 0,05  0,25 від діаметра горловини бочки валка, а діаметр бочки валка в точках перегину, що знаходяться симетрично її горловини на відстані 0,45  0,48 від загальної довжини бочки валка, зменшують на 0,05  0,15 від діаметра утвореного твірною робочої частини. 6 UA 100670 C2 Відповідно до винаходу, діаметр прокату зменшують на величину його максимально   max допустимої поперечної пружно-пластичної деформації  , яку визначають за формулою:    dmin  max  0,001 D min  ln1    m  D min   ,   (1) де: 5 m , D min E - відповідно, межа плинності та модуль пружності металу, МПа; m in d 10 та - відповідно, зовнішній та внутрішній радіуси прокату, мм. Відповідно до винаходу, діаметр бочки валка в точках перегину, зменшують від діаметра утвореного твірною робочої частини на величину різниці від діаметра утвореного лінією контакту поверхонь валка та прокату максимального розміру із сортаментного діапазону, що буде виправлятись в машині, при цьому, валок розташовують під кутом до осі правки, який забезпечує контакт з прокатом максимального розміру в точці спрягання робочої та торцевих частин та контакт з прокатом цього розміру, збільшеним на величину його овалізації в точках перегину сплайн-функції, а в точках спрягання та в точках перегину контактуючі поверхні мають спільну дотичну, при цьому, робочу та торцеві частини спрягають, задовольняючи наступній умові обмеження довжини 15 робочої частини валка  p  : 0,75  L   p  0,85  L  ;  max 2 L   p  S , при S    D  tg  де: L - загальна довжина бочки валка, мм; S -max лінійне переміщення труби за кожний оберт валка, мм; 20 25 30 35 40 45 50 D - максимальний діаметр прокату з діапазону діаметрів що будуть виправлятись в правильній машині, мм;  - максимальний, за технічною характеристикою правильної машини, кут нахилу валка до осі правки, град;  - коефіцієнт осьового сковзання, приймають  = 085  0,90. Виконання прямих фасок на торцях валка, які до речі не контактують з прокатом, що виправляється, полегшує виготовлення бочок валків, бо для цього не потребується складне устаткування по їх виготовленню. Це рішення забезпечує умови безперервності контакту валка з поверхнею труб, що виправляються, у всьому діапазоні діаметрів. "Змушене" сплющування труб валковою обоймою, утворене валками з таким профілем, сприяє підвищенню сил контактного тертя, необхідних для тягнучої здатності валків і стійкому веденню процесу виправлення прокату. Крім забезпечення задовільних умов виправлення прокату полегшується настроювання правильної машини по кутовому регулюванню валків тому що майже автоматично виключається врізання торців валка в поверхню прокату що виправляється, а профіль валка контактує на всій своїй робочій довжині. При такому контакті значно підвищується стійкість валків до переточування. Спрягання твірної робочого профілю з торцями валка сплайн-функцією, виконання плавних переходів, виключає ушкодження поверхні прокату що виправляється. Плавне спрягання забезпечується тим, що спрягають в точці де увігнута функція, що описує робочий профіль бочки валка, та випукла функція, що описує його торцеву частину, мають спільні дотичні. Використання сплайн-функції [19] дозволяє на наявному устаткуванні забезпечити плавність переходу поверхонь що обробляються у зазначених, основних вузлових точках (точки спрягання увігнутої та випуклої функцій, точки перегину сплайн-функції та точки спрягання її з торцями). До того, оскільки сплайн-функція y2 = f(x) порядку k з послідовністю вузлів n є будь-яка лінійна комбінація В-сплайнів порядку k для послідовності вузлів t (у, t), то вибір кількості та послідовності вузлів t (проміжні вузлові точки) дозволяє пов'язати бажаний ступінь гладкості в точці розриву з числом вузлів у цій точці. При цьому менше число вузлів відповідає більшому числу умов безперервності. Торцеві частини бочки валка забезпечують умови задовільної задачі та виправлення прокату що загубив стійкість профілю в поперечних перетинах, без ушкодження його зовнішньої поверхні. Це забезпечено тим, що максимальний діаметр валка в точці перегину випуклої сплайн-функції розраховують під контакт з прокатом максимального розміру, збільшеним на величину його овалізації. 7 UA 100670 C2 5 10 Довжина робочого профілю, яку обмежують залежністю (2), оптимальна для пластичної проробки поперечного перетину прокату що буде виправлятись в машині і це в свою чергу сприяє якості правки, отриманню точного зовнішнього діаметра прокату після правки, майже без його овалізації. Виконання торцевих частин однією випуклою функцією полегшує виготовлення бочок валків на верстатах з ЧПУ, бо для цього не потребується складне устаткування по їх виготовленню, таке як потрібно при виготовленні валків з торцями що мають форму радіусів [4] та подвійних тангенціальних радіусів [5]. Описане вище пояснюється фіг. 2, на якій схематично показано спрягання увігнутої функції y1=f(x), що описує робочій профіль бочки валка, з випуклою функцією y 2=f(x), що описує його торцеву частину і показані основні вузлові точки: 1 - точка спрягання робочого профілю та сплайн-функції, 2 - точка перегину сплайн-функції і 3 - точка спрягання сплайн-функції з торцем валка. Плавність спрягання функцій досягається тим, що в точці спрягання вони мають спільну dy1 dy 2  dx . Пропонований спосіб дотичну, тобто перші похідні цих функцій в цій точці рівні dx 15 20 25 30 35 40 45 50 55 здійснюють таким чином: Розраховують по формулі (1), що була отримана дослідним шляхом, максимально допустиму поперечну пружно-пластичну деформацію прокату мінімального розміру із сортаментного діапазону, що буде виправлятись в машині. Розраховують по одній з методик, наприклад [11], твірну робочої частини бочки валка. При цьому, приймають параметр rm, що був розрахований з урахуванням максимально допустимої поперечної пружної деформації прокату мінімального розміру, як описано трохи вище і відповідно  - мінімальним, по технічній характеристиці машини. Знаходять точки спрягання увігнутого робочого профілю бочки валка з випуклою сплайнфункцією. При цьому робоча довжина бочки валка повинна задовольняти умові (2). Визначають точки перегину випуклої сплайн-функції. Точки перегину знаходять симетрично . горловини бочки на відстані (0,45  0,48) L), де: L - довжина бочки валка. Їх координати розраховують для валка розташованого під кутом до осі правки, що може бути зроблене по одній з методик, наприклад [9]. Кут нахилу валка визначають таким чином, що він повинен забезпечувати контакт з прокатом максимального розміру в точці спрягання увігнутої та випуклої функцій та контакт з прокатом цього розміру, збільшеним на величину його овалізації, в точках перегину сплайн-функції. Розрахунки проводять так, щоб в точках спрягання цих функцій та в точках перегину сплайн-функції контактуючі поверхні мали спільну дотичну. Потім, враховуючи те що випуклість сплайн-функції задається таким чином, що ця функція проходить через свою точку перегину спрягаючись з торцем валка нижче її на (0,10  0,50)-Rr, а спрягають її з твірною робочого профілю в визначеній точці спрягання. При цьому в цій точці функції мають спільні дотичні що в свою чергу забезпечує плавність їх спрягання, а спрягають сплайн-функцією у2=f(х) степеня k>2, що містить n  3 - вузлових точок. Після всіх розрахунків готується технічне креслення на основі якого виконується бочка валка. Приклад конкретного здійснення. Були виконані розрахунки і зроблені відповідні технічні креслення профілів бочок валків правильних машин: правильної машини 1-5626, Азовського заводу КПО (діапазон прокату по діаметру, що виправляється, від 10 до 40 мм) за способом аналогом [17], правильної машини VRM-75, фірми «Kieserling», Германія (діапазон прокату по діаметру, що виправляється, від 10 до 75 мм) за способом-прототипом [18] та правильної машини 10CR6 фірми «Bronx», Англія (діапазон прокату по діаметру, що виправляється, від 12 до 75 мм) за способом що пропонується. Твірна профілю валка машини 1-5626 розраховувалася під радіус калібру, що дорівнює максимальному діаметру прокату, що виправляється, рівному 40 мм, а кут нахилу валка приймався максимальним за технічною характеристикою машини (  =33°). Торці бочки валка спрягалися по радіусу з твірною профілю, рівним 10 мм. Твірна профілю валка машини VRM-75 розраховувалася під радіус калібру, що дорівнює середньому діаметру прокату, що виправляється, рівному 42,5 мм, а кут нахилу валка приймався середнім за технічною характеристикою машини (  =31°). Бочка валка виконувалась з фігурними направляючими поясками та торцями округленими по радіусу, рівним 15 мм. Твірна робочої частини валка машини 10CR6 розраховувалася під радіус калібру, що був зменшений на величину максимально допустимої пружно-пластичної деформації прокату мінімального розміру із сортаментного діапазону, який буде виправлятись в машині (  m та Е 8 UA 100670 C2 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 відповідно, були прийняті для сталі 08Х18Н10Т), а кут нахилу валка приймався мінімальним за технічною характеристикою машини (  =29°). Причому торці бочки валків машини 10CR6 були виконані за способом, що пропонується з використанням сплайн-функції степеня k=3 і яка містить n=3 вузлових точок. На основі цих розрахунків були виготовлені валки, які використовувалися в умовах діючого виробництва на цих правильних машинах при виправлянні труб з нержавіючих сталей та сплавів. Свого роду характеристикою правильності вибору кривої профілю на відповідність необхідним умовам роботи стана є зношування їх робочого профілю. Валки машини 1-5626, які калібрувалися за способом [17], експлуатувалися в основному при виправленні труб діаметром 16 мм. Звертає на себе увагу місцеве вироблення робочого профілю, локалізоване на ділянках, що прилягають до горлової частини валка, фіг. 3. Валки з цим профілем після виправлення ними ~ 335 тис. метрів труб стали непридатними для подальшої експлуатації. Валки машини VRM-75, які калібрувалися за способом [18], експлуатувалися при виправленні труб діаметром від 40 до 63 мм. Валки з цим профілем після виправлення ними ~ 950 тис. метрів труб також стали непридатними для подальшої експлуатації, бо мають недопустиме локальне вироблення робочого профілю, фіг. 4. Представлений на фіг. 5 валок правильного стану "Bronx", що калібрувався за способом, що пропонується, не має таких недоліків, що присутні в способах [18, 19]. Завдяки такому калібруванню валка забезпечується якісне виправлення труб у діапазоні діаметрів від 12 до 75 мм із товщиною стінки від 0,5 до 8,0 мм із нержавіючих марок сталей із границею текучості від 250 до 500 МПа, тому що дотримуються умови безперервності контакту поверхонь його і труб, що виправляються. Для наочності перед виправленням труби розміром 60,33х2,77 мм із аустенітної сталі нанесли крейдову лінію на валок, яка стерлася по лінії контакту і прийнятій робочій довжини його бочки з твірною гіперболоїда обертання, що становить 85 % його загальної довжини. У валках з таким профілем виправлено порядку 1500 тис. метрів труб і, як видно з фіг. 5, контактна поверхня валка практично не зношена, що підтверджує ефективність ухваленого рішення. До того, після виготовлення валків і їхньої установки на правильні машини, були проведені порівняльні правки труб розміру 60x1,5 мм із сталі марки ТР 31L. Отримані дані були статистично оброблені за методикою [20] і наводяться в табл. 2. Вони показують, що в процесі правки середній діаметр труб трохи зменшився і склав 60,990, 60,975 і 60,983 мм, відповідно за способами, що пропонується, [17] і [18], проти 60,996 мм до правки. Коливання діаметрів до правки складали ±2,44 %, середніх діаметрів ±0,14 %, а відхилення діаметрів від округлості 1,512 %. Після правки труб ці характеристики стали, відповідно за способами, що пропонується, [17] і [18]: діаметрів - ±0,106; ± 3,214; 0,336 %, середніх діаметрів 0,050; 0,151; 0,510 %, відхилення діаметрів від округлості - 0,146; 0,444 і 0,251. Як видно з цих даних точність діаметрів труб, що виправлялись за способом, що пропонується, значно вища точності діаметрів труб, які виправлялись за способами [17] і [18]. Зменшення коливань середніх діаметрів в 2,9 разу за способом, що пропонується, проти незначного збільшення їх за способом [17] і незначного зменшення в 1,7 разу за способом [18], пов'язано з калібруючою дією валкової обойми (довжина робочої частини валка) на точність діаметра. Точність отриманого діаметра труб після правки за способом, що пропонується, значно вища. Збільшення частки коливань середніх діаметрів в загальному розсіюванні з 0,355 до 47,46 % за способом, що пропонується, проти 4,7 % за способом [17] і 25,83 % за способом [18], при значному зменшенні коливань діаметра вказує на високу якість правки. Таким чином, дослідження в промислових умовах показують, що спосіб, що пропонується, забезпечує безперервність контакту валка з поверхнею труб, що виправляються, у всьому діапазоні діаметрів. "Змушене" сплющування труб валковою обоймою, утвореної валками з таким профілем, сприяє підвищенню сил контактного тертя, необхідних для тягнучої здатності валків і стійкому веденню процесу виправлення прокату. Торцеві частини валків, які виготовлені за способом, що пропонується, забезпечують умови задовільної задачі та виправлення прокату, без ушкодження його зовнішньої поверхні. Список джерел інформації: 1. Die Formgebund der Schragwalzen bei Richtmachinen fur Rohre und Rundstabe./ Mauer F. Stahl und Eisen, Nr. 3, 1910. 2. К вопросу калибровки гиперболоидальных валков правильного стана для труб./ Самарин А.Ф. - Инф. сборник НИТИ, Днепропетровск, 1939, - с. 18-32. 9 UA 100670 C2 5 10 15 20 25 30 35 3. Николаевский Ю.И. Прокатка и отделка стальных труб. - Металлургиздат, 1948, с. 23. 4. Емельяненко П.Т. Теория косой и пилигримовой прокатки. - М.: Металлургиздат, 1949, С. 479-480. 5. Уточнение способа определения поверхности косорасположенного валка трубоправильного стана./ Воскобойникова Т.А. - сб. Научн. труды ДМетИ, вып. XXXIII, Днепропетровск, 1955, - С. 457-461. 6. Расчет калибровки косовалковых правильных машин. / Умеренков В.М. - сб. Металлургия и коксохимия, №6, 1966, - с. 65. 7. Определение профиля валка по заданному профилю очага деформации при косой прокатке./ В.Я. Остренко, Ю.М. Миронов. - сб. Производство труб (ВНИТИ), вып. 24, М.: Металлургия, 1970, - С. 7-10. 8. Расчет профиля валков косовалковых правильных машин./ С.И. Борисов, Ю.М. Миронов, Н.И. Старушкин и др. - сб. Производство труб, №1, М.: Металлургия, 1975, - С. 385-391. 9. Тетерин П.К. Теория поперечно-винтовой прокатки. М.: Металургія, 1971, с. Ш. 10. Потапов И.Н., Полухин П.И. Технология винтовой прокатки. - М.: Металлургия, 1990, - с. 33. 11. Грюнер П. Калибровка инструмента для производства бесшовных труб. Пер. с нем. - М.: Металлургиздат, 1962, - С. 119; 121. 12. Маскилейсон A.M., Сапир В.И., Комисарчук Ю.С. Трубоправильные машины. - М.: Машиностроение, 1971, - С. 157-158. 13. Совершенствование калибровки косовалковой машины для правки обсадных труб/ Сталь №6, 1984, С. 60-62. 14. Демаков М.В. Автореферат диссертации на соискание ученой степени к.т.н. - Челябинск, 1988, - с. 4. 15. Оптимизация процесса правки труб на основе математического моделирования профиля рабочей поверхности валков правильной машины. / В.Г. Миронов, В.А. Моргунов. Достижения в теории и практике трубного производства [сб. научных трудов]. - Екатеринбург: ГОУ ВПО «УГТУ - УПИ», 2004. - С. 387-389. 16. Снижение уровня остаточных тангенциальных напряжений при правке труб из стали ШХ-15/С.Б. Прилуков, В.А. Моргунов, В.Г. Миронов и др. - Сталь, №4, - С. 62-63. 17. Сонин А.Л. и др. Валковая обойма правильных машин. Авт. свид. № 209189. Бюллетень «Изобретения, промышленные образцы, товарные знаки», 1968, №4, с. 167. 18. Roy Page. // Tube & Pipe Technology. Yule. 2002. 19. K. де Бор; Пер. с англ. В. К. Галицкого, С. А. Шестакова. Практическое руководство по сплайнам. - М. Радио и связь, 1985, - 303с. 20. Столетний М.Ф., Клемперт Е.Д. Точность труб. М.: Металлургия, 1975, 240 с. Таблиця 1 Параметри калібрування валків, їх кутового регулювання і величина зазору при контакті з діаметрами прокату, що відмінні від розрахункових параметри max (R i - R г ) Калібрування валків настройки машини  ,°  ,° Rг к, мм к, мм стан VRM-35(Rr = 80 мм; L= 129,9 мм) 2,5 27 17,5 31,417 0,208 17,5 35 2,5 30,094 0,236 10 31 2,5 28,611 0,263 17,5 33,285 стан 20 - 114 (Rг=130 мм; L = 360 мм) 10 24 57 27,820 0,115 57 30 10 25,873 0,125 33,5 27 10 24,961 0,135 57 28,938 10 ,max , мм -0,056 0,094 0,041 -0,032 -0,058 0,083 0,040 -0,030 UA 100670 C2 Таблиця 2 Дані по трубах розміру 60х1,5 мм із сталі ТР 316L до та після їх правки Наявність на Параметри точності зовнішнього діаметра труб* поверхні труб ушкоджень від D D D  2D Спосіб правки від D 2  D, мм  D, мм калібрування загальної D , D , D , D мм мм D кількості труб, % % % % що виправлялись До правки Після правки 0 0,033 1,148 0,054 4,70 60,983 0,153 0,251 0,073 0,019 0,120 0,031 25,83 0 що пропонується 60,975 0,271 0,444 0,700 80 [18] 0,013 0,872 0,052 0,355 90 [17] 60,996 0,378 1,512 0,218 60,990 0,036 0,146 0,023 0,011 0,038 0,018 47,46 * - D - середній діаметр;  D і  D/ D - абсолютне і відносне відхилення діаметрів від D D  D, і  D, - середньоквадратичне відхилення діаметрів і середніх діаметрів, а D , D округлості; 5 - частка коливань середніх діаметрів в загальному розсіюванні. ФОРМУЛА ВИНАХОДУ 10 15 20 25 1. Спосіб калібрування валка правильної машини, бочка якого містить деформуючу робочу та прилеглі до неї направляючі торцеві частини, в якому робочу частину виконують по профілю, твірна якого утворена обертанням просторової лінії контакту поверхонь бочки валка та оброблювального прокату, причому лінію утворює геометричне місце точок, в яких контактуючі поверхні мають спільну дотичну, а торцеві частини виконують у формі випуклих від осі валка кривих, що плавно спрягаються з робочою частиною, який відрізняється тим, що твірну робочої частини валка розраховують під радіус калібру, що відповідає зменшеному на величину максимально допустимої поперечної пружно-пластичної деформації прокату мінімального розміру із сортаментного діапазону, що буде виправлятись в машині, при цьому кут нахилу валка відносно осі правки приймають мінімальним за технічною характеристикою машини, при цьому робочу та торцеві частини, криву яких утворює сплайн-функція, спрягають за умов, що в точці спрягання вони мають спільну дотичну, причому випуклість сплайн-функції задають таким чином, що вона не має спільних точок з твірною робочої частини окрім однієї, де вона з нею спрягається, і ця функція проходить через свої точки перегину, спрягаючись з торцем валка нижче їх на 0,05  0,25 від діаметра горловини бочки валка, а діаметр бочки валка в точках перегину, що знаходяться симетрично її горловини на відстані 0,45  0,48 від загальної довжини бочки валка, зменшують на 0,05  0,15 від попередньо розрахованого діаметра для твірної робочої частини валка в поперечному перерізі валка через точку перегину. 2. Спосіб за п. 1, який відрізняється тим, що максимально допустиму поперечну пружнопластичну деформацію (  max ) визначають за формулою:    dmin  max  0,001 Dmin  ln1     Dmin ,  m   30 де:  m , Е - відповідно, межа плинності та модуль пружності металу, МПа; min min D та d - відповідно, зовнішній та внутрішній радіуси прокату, мм. 3. Спосіб за п. 1, який відрізняється тим, що робочу та торцеві частини спрягають, задовольняючи наступну умову обмеження довжини робочої частини валка  p  : 11 UA 100670 C2 0,75  L   p  0,85  L  ;  max 2L   p  S, при S    D  tg   5 де: L - загальна довжина бочки валка, мм; S - лінійне переміщення труби за кожний оберт валка, мм; max D - максимальний діаметр прокату з діапазону діаметрів, що будуть виправлятись в правильній машині, мм;  - максимальний, за технічною характеристикою правильної машини, кут нахилу валка до осі правки, град;  - коефіцієнт осьового сковзання, який приймають  = 0,85  0,90. Фіг. 1 Розподіл величини зазору (  ) по ділянці робочої частини валка для станів VRM-35 (а) і 20-114 (б) при його профілюванні під максимальний (1), середній (2) та мінімальний (3) діаметри труб, що виправляються; -- при контакті профілю валка (3) з трубою максимального 0 діаметра; - - при контакті профілю валка (1) з трубою мінімального діаметра; ----- при контакті профілю валка (2) з трубою максимального та - о- - - мінімального діаметрів. 12 UA 100670 C2 Фіг. 2 Спрягання увігнутої функції y1=f(x) що описує робочій профіль бочки валка з випуклою функцією y2=f(x), що описує його торцеву частину; тут: 1 - точка спрягання робочого профілю та сплайн-функції, 2 - точка її перегину і 3 - точка її спрягання з торцем валка Фіг. 3 Валок правильної машини 1-5626, який калібрувався за способом аналогом [17], після експлуатації; профіль валка після виправлення ~ 335 тис. м труб непридатний для подальшої експлуатації. 13 UA 100670 C2 Фіг. 4 Валок правильної машини VRM - 75, який калібрувався за способом-прототипом [18], після експлуатації; профіль валка після виправлення ~ 950 тис. м труб непридатний для подальшої експлуатації. Фіг. 5 Валок правильної машини 10CR6, який калібрувався за способом, що пропонується, в експлуатації; валками з цим профілем виправлено ~ 1500 тис. м труб, профіль майже не має зносу і придатний для подальшої експлуатації. Комп’ютерна верстка Д. Шеверун Державна служба інтелектуальної власності України, вул. Урицького, 45, м. Київ, МСП, 03680, Україна ДП “Український інститут промислової власності”, вул. Глазунова, 1, м. Київ – 42, 01601 14