Автор: Целиков А.И. Полухин П.И. Гребеник В.М.
Теги: металлургия машиностроение
ISBN: 5—229—00035—X
Год: 1988
Текст
669 /.ce-i
* f *- Q
: J
МАШИНЫ И АГРЕГАТЫ
МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ
ЗАВОДОВ
ТОМ 3
Машины и агрегаты
для производства
и отделки проката
Издание второе,
переработанное и дополненное
Допущено Министерством высшего
и среднего специального образования СССР
в качестве учебника для студентов
металлургических и машиностроительных
специальностей вузов
Ждановский ордена Ленина и
Ордена Октямр^с. й Реаи гдии
металлу ргичес. г.й комой ши
имени И .ьнча
Научно “Т С X h 1. Ч € С Aiiil
библиотека
МОСКВА «МЕТАЛЛУРГИЯ» 1988
УДК 6 > 1.02/09 (75)
А. И. ЦЕЛИКОВ, П. И. ПОЛУХИН, В. М. ГРЕБЕНИК,
Ф. К. ИВАНЧЕНКО, М. А. ТЫЛКИН, А. А. КОРОЛЕВ,
В. П. ПОЛУХИН, Д А. СТОРОЖИК, Б. А. ПАВЛЕНКО,
А. А. ЦЕЛИКОВ, И. М ЕЛИНСОН, В И. ЗЮЗИН
Рецензент: Кафедра механического оборудования металлургических за-
водов Уральского политехнического института имени С. М. Кирова
УДК 669.02/09 (075)
Машины и агрегаты металлургических заводов. В 3-х томах. Т. 3. Машины и
агрегаты для производства и отделки проката. Учебник для вузов/Целиков А. И.,
Полухин П. И., Гребеник В. М. и др. 2-е изд., перераб. и доп. — М.: Металлур-
гия, 1988. 680 с.
Рассмотрены комплексы машин и агрегатов прокатных и трубопрокатных
цехов Дано описание оборудования технологических линий станов, а также
машин для правки, резки, зачистки, транспортирования, уборки проката и др.
Особое внимание уделено оборудованию четвертого передела, включающего
холодную прокатку, калибровку, нанесение покрытий и термическую обработку.
Изложены основы расчета прокатных станов, а также ряда машин и агрегатов
прокатных цехов. Приведены динамические расчеты металлургических машин.
Показаны перспективы развития прокатных и трубопрокатных станов. Первое
издание вышло в 1981 г. Учебник предназначен для студентов металлургических
и машиностроительных вузов и факультетов, обучающихся по специальностям
«Механическое оборудование заводов черной металлургии», «Металлургия чер-
ных металлов», «Автоматизированные металлургические машины и агрегаты»,
«Обработка металлов давлением».
Ил. 381. Табл. 18. Библиогр. список: 18 назв.
„ 2601020000-033 .. оо
М 040(01)-88—34 -88
ISBN 5—229—00035—X
ISBN 5-229 -00037—6
© Издательство «Металлургия», 1988
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие......................................•.................. 8
Глава 1. Назначение и классификация прокатных станов............ 10
1. Сортамент прокатной продукции .................................. 11
2. Назначение, типы машин и агрегатов прокатных цехов.............. 13
3. Классификация прокатных станов и их рабочих клетей............. 17
Классификация рабочих клетей..................................... 17
Классификация станов по расположению рабочих клетей.............. 22
Классификация станов по назначению............................... 24
Глава 11. Основы теории расчета прокатных станов .................. 26
1. Кинематика процесса прокатки.................................... 26
Очаг деформации и его параметры ................................. 26
Условия захвата полосы валками .................................. 29
Нейтральный угол и условия движения полосы после захвата .... 29
Опережение и отставание ......................................... 30
Скорость деформации ............................................. 33
Коэффициент трения при прокатке.................................. 34
2. Контактные напряжения при прокатке............................. 35
Дифференциальные уравнения контактных напряжений................. 35
Контактные напряжения при скольжении металла с постоянным
коэффициентом трения............................................. 37
Распределение нормальных и касательных напряжений по дуге захвата 39
Влияние внешних зон на контактные напряжения................ 45
3. Сопротивление деформации....................................... 47
Сопротивление линейной деформации............................... 47
Изменение температуры металла при прокатке................. 48
Влияние наклепа на сопротивление деформации металлов в холодном
состоянии........................................................ 49
Влияние скорости на сопротивление деформации металла............. 50
Методы определения сопротивления деформации металла.............. 51
4. Усилие прокатки ............................................... 53
Факторы, определяющие усилие прокатки............................ 53
Определение контактной площади прокатываемого металла с валками 55
Влияние внешнего трения на усилие прокатки....................... 56
Влияние натяжения на усилие прокатки............................. 60
Влияние ширины полосы на усилие прокатки......................... 61
Определение усилия при прокатке в калибрах....................... 62
5. Момент и мощность прокатки .................................... 63
Составляющие нагрузки привода валков ............................ 64
Определение момента прокатки по усилиям, действующим на валки 65
Определение момента прокатки по расходу энергии.................. 66
Определение моментов добавочных сил трения и момента холостого
хода ............................................................ 67
Диаграммы статической нагрузки .................................. 68
Нагрузка привода при реверсивном режиме работы................. 70
Глава III. Динамические расчеты металлургических машин. ... 71
1. Физическая модель машины......................................... 74
2. Динамические нагрузки в машинах.................................. 75
3. Динамические нагрузки от ударов в зазорах ...................... 81
4. Параметрические колебания ..................................... 83
5. Автоколебания .................................................. 85
6. Снижение динамических нагрузок................................. 87
7. Расчет деталей машин на ограниченную долговечность.............. 89
Расчет при нестационарных симметричных циклах нагружения ... 89
Расчет при нестационарных асимметричных циклах нагружения ... 91
1* 3
Глава IV. Основные типы прокатных станов......................... 101
1. Обжимные и заготовочные станы................................. 101
Обжимные станы ................................................ 101
Заготовочные станы............................................. 110
Станы радиально-сдвиговой прокатки ............................ 113
2. Листовые станы горячей прокатки ............................. 116
Широкополосовые станы.......................................... 118
Толстолистовые станы........................................... 121
3. Сортовые станы горячей прокатки ............................. 128
Рельсобалочные и балочные станы ............................... 130
Крупно-, средне- и мелкосортные станы.......................... 137
Проволочные станы.............................................. 142
4. Листовые станы холодной прокатки ............................ 144
Цехи для производства автомобильных и конструкционных листов
и полос........................................................ 149
Цехи для производства жести и электротехнической стали........ 156
5. Станы специального назначения ............................... 166
Профилегибочные агрегаты....................................... 167
Деталепрокатные станы ......................................... 170
Станы для прокатки фасонных профилей высокой точности .... 179
6. Волочильные и калибровочные стаиы............................ 180
Глава V. Рабочие клети и их привод .............................. 190
1. Прокатные валки............................................... 190
Основные размеры валков........................................ 190
Валки обжимных и сортовых станов........................... . 192
Валки листовых станов горячей прокатки......................... 196
Валки листовых станов холодной прокатки........................ 198
Упругая деформация и прочность двухвалковой системы............ 201
Упругая деформация и прочность четырехвалковой системы........ 205
Расчет прокатных валков на циклическую прочность............... 213
Контактные напряжения в валках .................' ....... 216
2. Подшипники прокатных валков ................................. 221
Подшипники скольжения открытого типа........................... 221
Подшипники скольжения закрытого типа — подшипники жидкостного
трения ........................................................ 222
Подшипники качения ............................................ 231
Смазка подшипниковых узлов .................................... 235
3. Механизмы для установки и уравновешивания валков............ 235
Нажимные механизмы............................................. 236
Устройство осевой установки валков . . . ,.................... 247
Механизмы уравновешивания валков............................... 248
4. Станины рабочих клетей ...................................... 253
Характеристика станин ......................................... 253
Расчет станины закрытого типа на прочность и жесткость......... 255
5. Проводки..................................................... 259
Проводки листовых станов....................................... 259
Проводки сортовых станов....................................... 262
6. Механизмы для смены валков.................................... 266
7. Расчет рабочих клетей........................................ 268
Расчет упругих деформаций..................................... 268
Определение некоторых оптимальных соотношений в системе валков
четырехвалковой клети.......................................... 275
Совместное влияние размеров валкового узла и станины на упругую
деформацию клети............................................... 283
Оптимизация на ЭВМ основных конструктивных размеров клети, обес-
печивающих заданную ее жесткость .............................. 290
Расчет рабочей клети на опрокидывание ......................... 297
8. Повышение точности размеров проката........................ 299
Факторы, влияющие на точность размеров проката................. 299
Влияние различных факторов на продольную и поперечную разнотол-
щинность проката..............................................
Способы уменьшения разнотолщинности проката...................
Совмещенное регулирование продольной и поперечной разнотолщин-
ностей полосы.................................................
Регулирование формы полосы ..................................
9. Шпиндели....................................................
Характеристика шпинделей .....................................
Конструкции шпинделей.........................................
Уравновешивание шпинделей.....................................
Расчет универсальных шпинделей с шарнирами на бронзовых вкла-
дышах ........................................................
10. Шестеренные клети и редукторы ..............................
Расчет зубчатого зацепления ..................................
Расчет шестеренного валка на прочность........................
Конструкции шестеренных клетей и редукторов...................
Расчет шестеренной клети на опрокидывание.....................
11. Муфты главной линии ........................................
304
308
313
315
318
318
320
324
328
331
332
335
337
341
342
Глава VI. Машины и механизмы для перемещения слитков и проката 344
1. Слитковозы................................................. . . 344
2. Рольганги...................................................... 347
Рольганги блюмингов и слябингов................................. 349
Станинные ролики ............................................... 352
Пакетирующие рольганги ......................................... 352
Рольганг-холодильник для толстых листов ........................ 353
Рольганги широкополосовых станов ............................... 353
Расчет основных параметров рольгангов........................... 355
3. Транспортеры и холодильники................................... 360
Шлепперы ....................................................... 360
Холодильники ................................................... 361
Устройства для транспортировки рулонов.......................... 365
4. Манипуляторы и кантователи ................................... 368
Манипуляторы и кантователи обжимных станов...................... 368
Кантователи проката заготовочных и сортовых станов.............. 372
Манипуляторы и кантователи крупносортных и рельсобалочных трех-
валковых станов...............................................t 373
Манипуляторы толстолистового стана.............................. 377
Кантователи в линиях отделки проката............................ 378
5. Поворотные и подъемные механизмы.............................. 384
Глава VII. Машины для резания проката ........................... 386
1. Ножницы с параллельными ножами ............................... 386
Назначение и основные параметры................................ 386
Методика определения усилия резания............................ 388
Конструкция ножниц ............................................ 391
2. Ножницы с наклонным ножом (гильотинные)...................... 395
Назначение и классификация..................................... 395
Методика определения усилия резания............................ 397
Конструкция ножниц ............................................ 400
3. Летучие ножницы.............................................. 405
Назначение и классификация..................................... 405
Барабанные летучие ножницы..................................... 405
Кривошипно-рычажиые летучие ножницы............................ 419
Летучие ножницы для горячей резки заготовок и сортовых профилей 429
Планетарные летучие ножницы.................................... 434
Маятниковые тихоходные летучие ножницы......................... 439
4. Дисковые ножницы ............................................ 440
5. Дисковые пилы................................................ 447
Б
Глава VIII. Правильные машины и прессы . . ....................... 452
1. Машины для правки листов....................................... 452
Назначение и классификация..................................... 452
Основы теории правки полосы.................................... 454
Конструкции роликовых листоправильных машин.................. 459
Листоправильные машины для правки растяжением.................. 468
2. Машины и прессы для правки сортового проката.................. 471
Назначение н классификация . . . ^............................. 471
Методика расчета сортоправильных машин......................... 474
Машины для правки профилей в двух плоскостях и правки косым
изгибом ....................................................... 475
3. Правильные прессы ............................................ 477
Глава IX. Машины для сматывания полос и катанки................... 479
1. Ролико-барабанные моталки для горячей полосы................... 479
2. Барабанные моталки для холодной полосы........................ 482
Назначение моталок............................................. 482
Расчет мощности двигателя моталки ............................. 484
Конструкция моталок ........................................... 484
3. Разматыватели................................................ 489
4. Отгибатели конца полосы на рулоне............................. 492
5. Моталки — свертывающие машины................................. 494
6. Проволочные и мелкосортные моталки ........................ 495
Глава X. Машины и агрегаты зачистки, клеймения, резки, укладки,
упаковки и обвязки проката .......................... 497
1. Машины и агрегаты зачистки слитков и проката................... 498
Машины огневой зачистки горячих блюмов и слябов................ 499
Агрегаты абразивной зачистки слябов из коррозионностойкой (нержа-
веющей) стали ................................................. 501
Машины зачистки толстых листов ................................ 502
Поточная линия отделки крупного сортового проката.............. 503
Агрегат сплошной шлифовки круглого проката.................. 505
Поточная линия отделки н контроля круглого и квадратного проката 505
2. Машины и механизмы клеймения и маркировки проката............. 505
Клеймители блюмов и слябов .................................... 506
Машины клеймения обрезков блюмов и слябов...................... 507
Клеймители рельсов и крупносортных профилей ................... 508
3. Агрегаты резки и правки полосы ............................... 509
Агрегат поперечной резки холоднокатаной полосы................. 509
Агрегат продольной резки холоднокатаной полосы................. 511
Комбинированный агрегат резки.................................. 513
Агрегат подготовки рулонов..................................... 514
4. Машины укладки и обвязки проката.............................. 514
Укладчики сортового проката ................................... 544
Машины обвязки и пакетирования бунтов....................... 516
Машины обвязки пачек сортового металла...................... 518
Машины укладки листов.......................................... 519
Машины обвязки и упаковки рулонов и пачек листов............... 521
Глава XI. Агрегаты травления и покрытия полосы.................... 526
1. Агрегаты травления полосы .................................... 526
2. Агрегаты цинкования и алюминирования полосы................... 533
3. Агрегаты лужения жести ....................................... 538
4. Агрегаты плакирования полосы полимерными материалами......... 541
Глава XII. Агрегаты термической обработки и ускоренного охлажде-
ния проката ...................................................... 543
1. Назначение и типы агрегатов ................................... 543
2. Агрегаты термической обработки рельсов. . *................... 546
6
Поверхностная закалка головки рельсов по всей длине с печного
нагрева........................................................... 546
Объемная закалка рельсов в масле.......................... 550
3. Агрегаты термической обработки железнодорожных колес............ 555
4. Агрегаты термической обработки и ускоренного охлаждения листов
и полос............................................................ 559
5. Агрегаты ускоренного охлаждения катанки и сортовых профилей . . . 564
Глава XIII. Станы и агрегаты для производства бесшовных труб 568
1. Прошивные станы ..........•..................................... 569
Основы процесса винтовой прокатки................................ 569
Конструкции прошивных станов..................................... 573
2. Автоматические станы............................................ 581
Основы процесса прокатки на автоматическом стане................. 582
Конструкции автоматических станов................................ 584
3. Непрерывные трубопрокатные станы................................ 586
Основы процесса непрерывной прокатки труб........................ 586
Конструкции непрерывных станов...........•....................... 588
4. Пилигримовые станы............................................ 590
Основы процесса пилигримовой прокатки ........................... 590
Конструкции пилигримового стана.................................. 593
5. Раскатные станы............................................... 595
Основы процесса раскатки ........................................ 595
Конструкции раскатных станов..................................... 597
6. Редукционные и калибровочные станы.............................. 598
Основы процесса редуцирования ................................... 599
Конструкции калибровочных и редукционных станов.................. 601
7. Трубопрокатные агрегаты с автоматическим станом................. 603
8. Трубопрокатные агрегаты с непрерывным станом.................... 606
9. Трубопрокатные агрегаты с пилигримовым станом................... 609
10. Трубопрокатные агрегаты с раскатным станом ...................... 610
11. Агрегаты для прессования труб.................................... 612
12. Станы для холодной прокатки и волочения труб..................... 614
Станы ХПТ и ХПТР ................................................ 614
Основы процесса холодной прокатки труб........................... 615
Особенности конструкций роликовых станов холодной прокатки труб 625
13. Трубоволочильные станы .......................................... 628
Глава XIV. Агрегаты для производства сварных труб.................... 630
1. Непрерывные агрегаты печной сварки труб .......... 631
Назначение и конструкция.......................................... 631
Основы процесса непрерывной горячей формовки...................... 636
2. Непрерывные агрегаты электросварки труб........................... 637
Конструкции агрегатов ............................................ 637
Основы процесса непрерывной холодной формовки..................... 647
3. Агрегаты для производства труб дуговой сваркой под слоем флюса . . 649
Основы процесса производства труб с прямым швом................... 650
Основы процесса производства труб со спиральным швом............ 660
Глава XV. Перспективы развития прокатных и трубных станов . . 665
Рекомендательный библиографический список............................ 678
Предметный указатель................................................. 678
ПРЕДИСЛОВИЕ
В Основных направлениях экономического и социального разви-
тия СССР на 1986—1990 годы и на период до 2000 года перед
металлургами поставлена задача поднять технический уровень
отрасли, повысить качество металла. Для этого необходимо актив-
нее обновлять устаревшие основные фонды, внедрять прогрессив-
ные технологии и оборудование, совершенствовать структуру
производства. Следует наращивать выпуск машин и агрегатов,
обеспечивающих коренное техническое перевооружение базовых
отраслей тяжелой индустрии, перейти от производства отдельных
машин в основном к созданию технологических линий и комплек-
сов с высокой степенью автоматизации, существенно увеличить
выпуск металлургического оборудования.
Решение поставленных задач неразрывно связано с ускоре-
нием научно-технического прогресса в металлургии и металлур-
гическом машиностроении, с созданием экономичных, высокопро-
изводительных машин и агрегатов высокой надежности и долго-
вечности. ,
Для того, чтобы машина была современна продолжительный
срок, она должна обладать более высокими технико-экономиче-
скими показателями по сравнению с теми, которые достигнуты
на машинах этого назначения в мировой практике.
Потребность в прокатном оборудовании продолжает расти.
Это объясняется тем, что прокатка из всех способов обработки
металлов пользуется наибольшим распространением вследствие
непрерывности процесса, высокой производительности и возмож-
ности получения изделий самой разнообразной формы и высокого
качества. Прокатные изделия как из стали, так и из цветных
металлов (листы, полосы, ленты, различные сортовые профили,
трубы, заготовки деталей машин) являются наиболее экономич-
ным продуктом — конечным для металлургических предприятий
и исходным в машиностроении, строительстве и других отраслях
народного хозяйства.
Современные прокатные и трубопрокатные станы представ-
ляют собой полностью механизированные и автоматизированные
линии, и поэтому по сравнению с другими видами металлурги-
ческих агрегатов они при изготовлении более трудоемки и в то
же время металлоемки.
В металлургическом машиностроении, как и во всех областях
народного хозяйства, снижение металлоемкости является одним
из актуальных направлений технического прогресса. Главное
проявление этого снижения должно выражаться в переходе с про-
изводства тяжелых машин на производство более современных
и легких с расширением номенклатуры отделочных машин и
средств механизации и автоматизации. Важно также снижать
эксплуатационную металлоемкость прокатных станов за счет
8
повышения надежности и долговечности быстроизнашиваемых
деталей и технологического инструмента (валков, оправок и др.).
В учебнике рассмотрены комплексы машин и агрегатов про-
катных и трубных цехов. Дано описание и приведен анализ обо-
рудования технологических линий станов, машин для резки,
правки, транспортировки, зачистки и уборки проката. Особое
внимание уделено оборудованию четвертого передела, включа-
ющего холодную прокатку, калибровку, нанесение защитных
покрытий на металлопродукцию и термическую обработку про-
ката.
Изложены основы расчета прокатных станов, машин и агре-
гатов для отделки проката. Приведены основы расчета систем
регулирования продольной и поперечной разнотолщинности,
а также формы полос.
Расчеты оборудования, приведенные в учебнике, отличаются
оригинальностью и, в основном, разработаны авторами с исполь-
зованием результатов многолетних научных исследований.
Проведен критический анализ конструкций, эксплуатационных
характеристик, кинематических и силовых параметров машин и
механизмов, даны рекомендации по совершенствованию оборудо-
вания и выбору его оптимальных параметров, показаны перспек-
тивы развития машин и агрегатов прокатных цехов.
По сравнению с первым изданием (1981 г.) учебник сущест-
венно переработан и дополнен новыми материалами. В частности,
включены основы динамических расчетов металлургических ма-
шин и расчеты их деталей на ограниченную долговечность, позво-
ляющие повысить качество выполнения курсовых и дипломных
проектов. Приведены характеристики новых толстолистовых ста-
нов 3000 Ждановского металлургического комбината им. Ильича
и 5000 Ижорского завода.
При изложении материала авторы стремились отразить требо-
1 вания перестройки высшей школы, направленной на повышение
качества подготовки специалистов, усиление творческой само-
стоятельной работы студентов для овладения последними дости-
жениями науки и техники.
Авторы выражают благодарность проф., докт. техн, наук
I И. Н. Потапову и проф., докт. техн, наук В. А. Рымову за помощь,
' оказанную при написании глав XIII и XIV, а также проф., докт.
. техн, наук В. С. Паршину за ценные рекомендации при под-
' готовке рукописи учебника к переизданию.
»•
Глава I
НАЗНАЧЕНИЕ И КЛАССИФИКАЦИЯ ПРОКАТНЫХ
СТАНОВ
Технологический процесс получения готовой прокатной продук-
ции — завершающая стадия металлургического производства 1.
В прокатные цехи металлургического завода поступает большая
часть всей стали (свыше 80 %), выплавляемой в сталеплавильных
цехах и превращаемой в непрерывнолитые заготовки (на маши-
нах непрерывного литья) или в слитки. Для производства про-
ката построены прокатные и трубные цехи различного назначения,
в которых установлены многочисленные типы станов.
Прокатный стан — это комплекс машин и агрегатов, пред-
назначенный для осуществления пластической деформации ме-
талла в валках (собственно прокатки) и его дальнейшей обработки,
т. е. резки, правки, зачистки, упаковки и т. д. В прокатных
1 Структура и грузопотоки продукции современных металлургических заво-
дов подробно рассмотрены в т. I данного учебника
Рис. 1.1. Технологическая схема прокатного производства:
МНЛЗ — машина непрерывного литья заготовок; СПЦ — сталеплавильный цех; НП —
нагревательные печи; НК — нагревательные колодцы; НШС — непрерывный широко-
полосовой стан; ТЛС — толстолистовой стан; ЦХП — цёх холодной прокатки листов;
ТСА — трубосварочный агрегат; НЗС — непрерывный заготовочный стан; УБС — уни-
версальный балочный стан; НТЗС — непрерывный трубозаготовочный стан; ТПА —
трубопрокатный агрегат; СГП — склад готовой продукции
10
цехах располагают также агрегаты для отделки проката — его
термической обработки, нанесения защитных покрытий на по-
верхность металла и др., необходимые для выпуска готовой про-
дукции высокого качества, которая характеризуется не только
формой поперечного сечения прокатываемого профиля, но и
физико-механическими свойствами металла, состоянием поверх-
ности проката и др.
Технологический процесс современного прокатного производ-
ства состоит из двух стадий: получение полупродукта (заготовки)
и готовой продукции (готового проката). На рис. 1.1 показана
технологическая схема прокатного производства.
1. СОРТАМЕНТ ПРОКАТНОЙ ПРОДУКЦИИ
Прокатную продукцию в зависимости от формы поперечного се-
чения можно разделить на четыре основные группы: листовой
прокат; сортовой прокат; трубы; специальные профили (точные
заготовки для машиностроения, гнутые профили и др.).
Листовой прокат по толщине подразделяют на толстолисто-
вую сталь (толщиной 4 мм и выше) и тонколистовую (толщиной
менее 4 мм). В зависимости от способа прокатки тонколистовую
сталь делят на горяче- и холоднокатаную.
Одним из основных параметров качества листовой стали яв-
ляется точность размеров прокатки по толщине. Государствен-
ными стандартами предусмотрены три категории точности — нор-
мальная, повышенная и высокая, для каждой из которых в за-
висимости от толщины листового проката оговорены допускаемые
отклонения по толщине.
В зависимости от формы поперечного сечения сортовой про-
кат подразделяют на простые и фасонные профили. Простые
профили имеют форму круга, квадрата и полосы. Фасонные про-
фили имеют сечения сложной формы. Фасонные горячекатаные
профили в зависимости от их назначения подразделяют на про-
фили общего (рис. 1.2, а) и специального (рис. 1.2, б) назначения.
К фасонным профилям общего назначения относят квадрат (/),
круг (2), полосовую сталь (5), шестигранник (4), неравнобокие (5)
и равнобокие (6) уголки, швеллеры (7), двутавровые балки (5)
и зетовый профиль (9). К фасонным профилям специального на-
значения относят прокат сложного поперечного сечения: зето-
образный профиль (/); рессорный желобчатый профиль (2); шпун-
товая свая (5); профиль для шахтных креплений (4); профиль
для автоободов (5); профиль для тракторных шпор (6); трехгран-
ный профиль (7); клиновой профиль (S); овальный профиль (9);
ромбический профиль (10).
Сортовой прокат может быть разделен на виды: сталь крупно-
сортная, среднесортная, мелкосортная и катанка.*
В группу сортового проката входят также балки, рельсы,
штрипсы. Все профили и типоразмеры поставляют по соответ-
ствующим стандартам.
11
б
Ряс. 1.2. Сортовая сталь общего назначения (а) и некоторые виды сортовой стали специаль-
ного назначения (б)
Трубы подразделяют на две группы: бесшовные и сварные.
В настоящее время производят также фасонные трубы и трубы
переменного сечения. Переменными по длине трубы могут быть
диаметр и толщина стенки (отдельно и одновременно). Выпускают
также тонкостенные, особо тонкостенные, прецизионные, капил-
лярные и другие трубы из углеродистых, легированных и высоко-
легированных сталей, а также трубы высокой точности из шари-
коподшипниковой стали.
Наряду с ростом производства проката постоянно увеличи-
вается выпуск его экономичных профилей. Тонколистовой про-
кат, особенно холоднокатаный, является одним из наиболее эко-
номичных видов металлопродукции.
Значительно увеличивается производство коррозионностой-
кой листовой, трансформаторной и двухслойной сталей, а также
расширяется производство листовой стали с покрытиями и термо-
упрочненного проката.
Производство тонкостенных (в том числе облегченного типа)
и широкополочных балок обеспечивает большую экономию ме-
талла (до 25 %). Осваивается производство фасонных профилей
(угловая и тавровая сталь, швеллеры и др.) с толщиной стенки
3—3,5 мм для строительной промышленности. Кроме облегчения
конструкций, применение этих профилей в строительстве дает
возможность осуществлять более совершенные конструктивные
решения.
12
ЫСГПС .Г
/ ? J 4 5 6 7 8 9
Рис. 1.3. Некоторые виды гнутых профилей:
1 — равнобокая угловая сталь; 2 — специальная угловая сталь; 3 — швеллер; 4 —
Г-образный; 5 — корытообразный; 6 — С-образный; 7 — оконнорамный; 3 — для огра-
ждения; 9 — для транспортного машиностроения
Благодаря непрерывности процесса прокатку выгодно приме-
нять не только для изготовления листов, различных профилей
и труб, имеющих постоянное сечение по длине изделия, но и для
производства тел вращения, приближающихся по форме и раз-
мерам к различным деталям машин. На специализированных
прокатных станах освоена прокатка круглых периодических
профилей (осей, валов и др.), коротких тел вращения (шаров,
роликов, втулок), крупномодульных зубчатых колес, сверл и
ряда других профилей. Прокатные станы такого типа установлены
как на металлургических заводах, так и на машиностроительных
предприятиях.
Фасонные прецизионные профили (профили высокой точности
специального назначения) получают горячей и холодной про-
каткой и волочением на станах, установленных на металлургиче-
ских и машиностроительных заводах.
Процесс профилирования листового проката обеспечивает про-
изводство гнутых профилей на станах при сокращении или полном
исключении операций сварки, соединения болтами или заклеп-
ками.
Гнутые профили, изготовляемые из листа и ленты толщиной
0,2—20 мм, широко применяют в разных отраслях промышлен-
ности и для бытовых целей (элементов строительных конструкций
и машин, оконных переплетов, дверей, витрин). По сравнению
с горячекатаными гнутые профили обеспечивают большую точ-
ность, имеют меньшую толщину, могут иметь закрытую форму,
которую невозможно получить прокаткой (рис. 1.3).
Для различных отраслей машиностроения широко производят
периодические прокатные профили, которые обеспечивают значи-
тельную экономию металла (20—30 %), резко снижают трудоем-
кость изготовления деталей и повышают производительность ко-
вочных машин.
2. НАЗНАЧЕНИЕ, ТИПЫ МАШИН И АГРЕГАТОВ
ПРОКАТНЫХ ЦЕХОВ
Машины и агрегаты прокатного цеха можно разделить на две
группы: машины и механизмы главной линии прокатного стана
(рис. 1.4) и машины и агрегаты поточных технологических линий
цеха.
Основным рабочим органом (технологическим инструментом)
прокатного стана являются валки, вращающиеся в подшипниках,
13
Рис. 1.4, Схема главных линий рабочей клети:
а — индивидуальный привод валков от главных электродвигателей; б — общий привод
валков от электродвигателя через шестеренную клеть; в — общий привод валков от элек-
тродвигателя через редуктор и шестеренную клеть; 1 — главная рабочая клеть; 2 — уни-
версальные шпиндели; 3 — главные электродвигатели; 4 — шестеренная клеть; 5 —
редуктор; 6 — моторная муфта; 7 — коренная муфта; 8 — устройство для уравновеши-
вания шпинделей; 9 — валки двухвалковой клети; 10 — опорные валки
четырехвалковой клети; 11 — рабочие валки четырехвалковой клети; 12 — станины;
13 — плитовины; 14 — фундаментные болты; 15 — промежуточный вал
установленных в рабочих клетях. Привод валков осуществляется
электродвигателем через промежуточные передаточные меха-
низмы и устройства. Машины и механизмы, предназначенные для
вращения валков, а также для восприятия возникающих при
пластической деформации металла усилий и крутящих моментов,
составляют главную линию прокатного стана (см. рис. 1.4).
Машины и механизмы главной линии прокатного стана со-
стоят из рабочей клети /, передаточных механизмов 2, 4, 5, 6 и 7
и главного электродвигателя 3.
Рабочая клеть 1 является основным устройством прокатного
стана, так как в ней осуществляется собственно прокатка (пласти-
ческая деформация) металла. Клеть представляет собой две
массивные стальные литые станины 12, установленные на плито-
вины 13, прикрепленные к фундаменту анкерными болтами 14.
В станинах смонтированы подушки с подшипниками и валками 9,
10 и И, а также устройства для перемещения верхнего валка по
высоте и его осевой фиксации, направляющие проводки для
металла и др.
Прокатные валки выполняют основную операцию прокатки —
деформацию (обжатие) металла и придание ему требуемых раз-
меров и формы поперечного сечения. В процессе деформации ме-
талла вращающиеся валки воспринимают усилие, возникающее
при прокатке, и передают его на подшипники и другие детали
рабочей клети стана.
1 В данном случае схематично рассматриваем наиболее распространенную
конструкцию рабочей клети
14
Валок состоит из трех основных элементов (рис. 1.5, а): ра-
бочей части — бочки валка (диаметром D и длиной L), которая
при прокатке непосредственно соприкасается с деформируемым
металлом; опорной части — шеек (диаметром dm и длиной /ш),
расположенных с обеих сторон бочки и опирающихся на под-
шипники валка; приводного конца валка. Валки сортового стана
характеризуются рабочим диаметром Dp, диаметром буртов £)б
и номинальным диаметром DH. При вращении валков, осуществ-
ляемом с помощью универсальных шпинделей, приводной конец
валка делают в виде плоской лопасти (вилки) или цилиндриче-
ским для насадки на него (на шпонке) втулки с лопастью. При
вращении валка с помощью трефовых шпинделей приводной конец
(в этом случае его часто называют трефом) имеет вид крестовины
и служит для соединения валка со шпинделем через промежуточ-
ную трефовую муфту.
Прокатные валки можно разделить на две основные группы:
листовые и сортовые.
Валки листовых станов служат для прокатки листов, полос
и ленты. Бочка этих валков имеет цилиндрическую форму и
иногда их называют гладкими. При обточке на вальцетокарном
станке бочку валков для горячей прокатки тонких листов часто
делают немного вогнутой с таким расчетом, чтобы при прокатке
горячего металла и большом разогреве при этом средней части
валков бочка их стала цилиндрической. Тогда толщина прокатан-
ного листа будет одинаковой по всей его ширине. Наоборот,
бочку валков для холодной прокатки тонких листов делают не-
много выпуклой: при прокатке вследствие большого изгиба сред-
ней части валков по сравнению с крайними его частями образу-
ющая бочки в контакте с прокатываемым металлом станет цилин-
дрической, и в этом случае прокатанный лист также будет пра-
вильных геометрических размеров по всей ширине.
Валки сортовых станов служат для прокатки заготовок и сор-
тового профильного металла. На поверхности бочки этих валков
есть углубления, соответствующие профилю прокатываемого ме-
талла. Эти углубления называют ручьями (ручьи двух валков
с зазором между ними образуют калибры), а валки — ручьевыми
(калиброванными) (рис. 1.5, б).
15
Передаточные механизмы и устройства в зависимости от на-
значения и конструкции прокатного стана могут быть различ-
ными. На крупных станах (обжимных, толстолистовых), а также
на станах, прокатывающих металл с большой скоростью, приме-
няют индивидуальный привод рабочих валков от отдельных
электродвигателей: в этом случае передаточным устройством
являются универсальные шпиндели 2, промежуточные валы 15
и муфты (см*, рис. 1.4, а).
На других станах предусмотрен общий привод рабочих валков
от шестеренной клети 4 с передаточным числом i = 1; в этом
случае между электродвигателем и рабочей клетью в одну линию
расположены моторная муфта 6, шестеренная клеть 4 и универ-
сальные шпиндели 2 с устройством для их уравновешивания 8
(см. рис. 1.4, б). Если частота вращения электродвигателя не
соответствует частоте вращения валков, тб в линии привода вал-
ков устанавливают редуктор 5 и коренную зубчатую муфту 7
(см. рис. 1.4, в).
Главный электродвигатель прокатного стана является двига-
телем специального (металлургического) типа с воздушным про-
дуваемым охлаждением. Для станов с постоянной скоростью про-
катки (черновых клетей непрерывных станов) применяют син-
хронные (реже асинхронные) электродвигатели. Для станов с ре-
гулируемой скоростью прокатки используют электродвигатели
постоянного тока большой мощности (5—7 тыс. кВт), питаемые
от специальных машинных или тиристорных преобразователей
В ряде случаев от ртутных выпрямителей.
Машины и агрегаты поточных технологических линий прокат-
ного цеха, не входящие в главные линии станов, предназначены
для подачи металла от печи или нагревательных колодцев к прием-
ному рольгангу стана (слитковозы), поворота слитка на роль-
ганге (поворотные устройства), транспортирования металла в со-
ответствии с технологическим процессом (рольганги или транс-
портеры), передвижения металла вдоль бочки валков для задачи
его в соответствующий калибр (манипуляторы), поворота металла
относительно его продольной оси (кантователи), охлаждения
металла (холодильники), травления металла (травильные уста-
новки), разматывания рулонов (разматыватели), сматывания по-
лосы в рулон или проволоки в бунт (моталки), резки металла
(ножницы и пилы), для отделки металла (правки и дрессировки,
клеймения, укладки, промасливания, упаковки и других про-
цессов).
Эти машины и агрегаты весьма разнообразны; общая масса их
значительно превышает массу машин и механизмов, входящих
в главные линии стана
Машины и агрегаты прокатных цехов работают в тяжелых
условиях больших статических и динамических нагрузок, высо-
ких температур и интенсивного износа. Вследствие этого про-
катные станы должны обладать высокой надежностью.
16
Характерной особенностью современного прокатного стана яв-
ляется тесная взаимосвязь между технологическим процессом,
элементами конструкций, электроприводом и автоматикой.
3. КЛАССИФИКАЦИЯ ПРОКАТНЫХ СТАНОВ
И ИХ РАБОЧИХ КЛЕТЕЙ
Классификация рабочих клетей
В зависимости от конструкции и расположения валков рабочие
клети прокатных станов можно разделить на несколько групп
(рис. 1.6): двухвалковые, трехвалковые, четырехвалковые, много-
валковые, универсальные и клети специальной конструкции.
Двухвалковые клети бывают реверсивные и нереверсивные.
Клети реверсивные периодически изменяют направление вра-
щения валков и прокатываемый металл проходит через валки
вперед и назад несколько раз.
На рис. 1.7 показан общий вид двухвалковой рабочей клети
блюминга 1300 конструкции УЗТМ. Клеть состоит из двух станин
1 с плитовинами, валков 2 с подушками 3 и подшипниками, ме-
ханизмов для перемещения верхнего валка 4 и устройств для
его уравновешивания.
Диаметр рабочих валков 1300 мм (по буртам калибров D6
на рис. 1.5, б), длина бочки 2800 мм, минимальный диаметр бочки
после переточки 1180 мм. Валки установлены в цельнопрессован-
ных текстолитовых подшипниках, диаметр и длина шеек 750 мм.
£
Рис. 1.6. Рабочие клети с различным расположением валков:
1 — двухвалковая клеть; 2 — трехвалковая клеть; 3 — трехвалковая сортовая клеть;
4 — универсальная двухвалковая клеть (слябинг); 5 — клеть четырехвалковая листовая
нереверсивная; 6 — клеть четырехвалковая реверсивная для прокатки полос в рулой;
7 — клеть шестивалковая; 8 -г- клеть 12-валковая; 9 — клеть 20-валковая для прокатки
тонкой полосы; 10 — клеть универсальная для прокатки--“ ------' —
параллельными полками; ГВ, ВВ — горизонтальные и
опорные и рабочие валки; HP — направляющий ролик
.1 -ниутанровых балок с широкими
ертикалИВ№ТЯМЯЯУ"»#т*ЛД « . ;
Орлена Октябрьской Революции
металлургический комЬннат '
имени Ильича
Научно-техническая
Для смазки валков непре-
рывно подают фильтрован-
ную воду и периодически —
густую смазку. Каждый
валок приводится от инди-
видуального электродвига-
теля мощностью 6800 кВт;
номинальный момент двига-
теля 1,1 МН’М. Максималь-
ный раствор валков 1150 мм.
В окнах станин закреп-
лены направляющие планки
5, по которым перемещаются
подушки 3 верхнего валка.
Подушки нижнего валка ус-
тановлены неподвижно. Пос-
ле переточки валков под
них подкладывают сменные
прокладки для сохранения
линии прокатки на постоян-
ной отметке (+970 мм). Для
восприятия осевых усилий
от подушек верхнего валка
с наружной стороны каждой
стойки станины прикреплены
массивные планки 6. Осевые
усилия от подушек нижнего
валка воспринимаются боко-
выми планками 7. В корпусе
каждой подушки находится
„ , „ я ж л к кассета с текстолитовыми
Рис. 1.7. Общий вид двухвалковой рабочей
клети блюминга 1300 конструкции УЗТМ ВКЛЗДЫШаМИ ДЛЯ ВОСПрИЯТИЯ
радиальных и осевых усилий.
Верхний валок с подушками уравновешен при помощи рычаж-
ного устройства с двумя контргрузамй (на новых блюмингах
применяют роликовые подшипники для валков и гидравлическое
уравновешивание).
Нажимные винты приводятся от двух фланцевых вертикальных
электродвигателей постоянного тока мощностью каждый 300 кВт;
максимальная скорость установки верхнего валка 220 мм/с.
Общая масса рабочей клети 700 т. Клети двухвалковые не-
реверсивные с обоими приводными валками имеют постоянное
направление вращения валков. В каждой клети этих станов осу-
ществляется только по одному пропуску металла в одном направ-
лении.
На рис. 1.8 показан общий вид чистовой нереверсивной рабо-
чей кл1йти-Яелдерывного проволочного стана 250. Нижний рабо-
чий валок 1 имеет привод от главного «фланцевого электродви-
18
гателя 2 через универсальный шпиндель 3 с зубчатыми или ша-
риковыми полумуфтами 4. Верхний рабочий валок 5 приводится
вспомогательным фланцевым электродвигателем 6.
Для обеспечения точных размеров профиля необходима точная
синхронизация окружной скорости обоих валков. Наиболее на-
дежным способом синхронизации является привод от электро-
двигателя только одного валка; при прокатке металла скорость
второго неприводного валка (даже при некоторой разнице диа-
метров валков) всегда равна скорости ведущего валка. Для улуч-
шения условий захвата металла при входе профиля в валки
второй валок имеет привод от небольшого вспомогательного элек-
тродвигателя мощностью 5—30 кВт. Таким образом, при холостом
ходе (до захвата металла) оба валка являются приводными; после
захвата металла валками основную работу деформации осуще-
ствляет один валок, имеющий привод от главного двигателя боль-
шой мощности; второй вспомогательный двигатель в этот период
работает в двигательном или генераторном режиме.
Валки установлены в подшипниках жидкостного трения.
Подушки верхнего валка имеют пружинное уравновешивание.
Станина представляет собой стальной литой моноблок с верхней
и нижней поперечинами и фланцем для крепления главного элек-
тродвигателя. Нажимные винты приводятся вертикальными флан-
цевыми электродвигателями 7 через червячные передачи; скорость
перемещения винтов 100—200 мм/с.
Рабочая клеть закреплена на плитовине коробчатого сечения;
при установке калибра валков по оси прокатки рабочая клеть
19
перемещается по направляющим плитовины при помощи чер-
вячно-винтового механизма, закрепленного на плитовине. При
необходимости замены валков осуществляют комплектную смену
всей клети.
Рабочая клеть вертикальных валков имеет аналогичную взаи-
мозаменяемую конструкцию: клеть устанавливают на плитовине,
имеющей вертикальную стойку.
В последние годы созданы бесстанинй^ге двухвалковые клети
предварительно-напряженного типа, которые успешно работают
в составе сортовых станов.
Клети трехвалковые (нереверсивные). На валках сортовых
трехвалковых клетей можно расположить больше калибров, чем
на валках двухвалковых клетей. Металл движется в одну сторону
между нижним и средним валками, а в обратную сторону — между
средним и верхним. Для подъема прокатываемой полосы и за-
дачи ее между верхним и средним валками перед клетью (а иногда
и позади нее) устанавливают подъемно-качающиеся столы.
В листовых трехвалковых клетях средний валок (меньшего
диаметра) — неприводной; он прижимается при прокатке то
к верхнему, то к нижнему валку и вращается ими в результате
трения.
Клети четырехвалковые. В четырехвалковой клети валки рас-
положены один над другим: два рабочих валка меньшего диаметра
(средние) и два опорных большего диаметра (крайние верхний
и нижний). Опорные валки предназначены для увеличения же-
сткости системы валков и рабочей клети в целом. Станы с четы-
рехвалковыми клетями получили широкое применение при про-
катке тонких и толстых листов и полос.
Четырехвалковые клети для прокатки рулонов используют
как нереверсивные в непрерывных станах и как реверсивные в одно-
клетевых станах горячей и холодной прокатки. В первом случае
перед клетью устанавливают разматыватель рулонов, а за ней —
моталку, создающую натяжение полосы и наматывающую ее на
барабан. Во втором случае моталки устанавливают с обеих сторон
клети, и прокатка происходит поочередно то в одном, то в другом
направлении.
На рис. 1.9 дан общий вид рабочей четырехвалковой клети
500x1400x1700 мм реверсивного стана конструкции УЗТМ для
холодной прокатки полосы (шириной до 1500 мм и толщиной
до 0,5 мм).
Рабочая клеть состоит из двух стальных литых станин /,
имеющих большую жесткость, рабочих и опорных валков с по-
душками 2, гидравлических устройств для уравновешивания верх-
них валков 3 и нажимного механизма 4.
Станины соединены между собой траверсами и установлены на
плитовинах. Рабочие валки вращаются в четырехрядных кониче-
ских роликовых подшипниках. Опорные валки установлены в под-
шипниках жидкостного трения.
20
Уравновешивание верхнего опорного валка с подушками осу-
ществляется гидравлическим цилиндром, расположенным на верх-
ней траверсе между станинами, при помощи двух траверс, на
концы которых подвешены верхние подушки.
Рабочие валки приводятся от электродвигателя постоянного
тока через шестеренную клеть, передающую максимальный кру-
тящий момент 0,4 МН м, и универсальные шпиндели. Наиболь-
шее усилие прокатки равно 18 МН.
Нажимные винты приводят от двух электродвигателей (соеди-
ненных электромагнитной муфтой) через глобоидные редукторы;
скорость перемещения винтов 0,25 мм/с.
С обеих сторон валков установлены плоские проводковые
столы, которые предназначены для подачи переднего конца по-
лосы в валки и создания натяжения при прокатке заднего конца
полосы (когда полоса полностью размотана с рулона на моталке).
Масса клети 402 т.
Многовалковые клети. Широко применяют в прокатном про-
изводстве 20-валковые клети. Благодаря использованию рабочих
валков малого диаметра и большой жесткости всей рабочей клети
и валковой системы на этих клетях успешно осуществляют рулон-
ную прокатку тонкой и тончайшей ленты из высокоуглеродистой
стали (толщиной 5—100 мкм и шириной 100—1500 мм) с допу-
ском по толщине 1—5 мкм. Рабочие валки на этих станах яв-
ляются неприводными (ввиду невозможности осуществить их
привод при малом диаметре валков); они опираются на ряд при-
21
водных^валков с большим, чем у рабочих валков, диаметром,
а последние в свою очередь — на ряд опорных роликов. Такая
схема обеспечивает большую жесткость всей валковой системы
и минимальный прогиб рабочих валков.
Универсальные клети. Клети с горизонтальными и вертикаль-
ными валками называются универсальными.
Универсальные клети (обычные) применяют главным образом
как реверсивные двухвалковые (например, слябинги) или че-
тырехвалковые клети (например, клети черновой группы широко-
полосового стана). На этих клетях обжатие металла осуществ-
ляется как горизонтальными, так и вертикальными валками.
Последние обеспечивают получение ровных и гладких боковых
граней раскатов и слябов. Вертикальные валки располагают,
как правило, с одной стороны рабочей клети (с передней или
с задней).
В отличие от обычных универсальных клетей в универсальной
клети для прокатки широкополочных балок вертикальные валки
являются неприводными (холостыми) и находятся между опорами
подшипников горизонтальных валков и в одной плоскости с по-
следними. Такие клети применяют только для прокатки высоких
(600—1000 мм) двутавровых балок с широкими (300—400 мм)
параллельными полками.
Широкополочные балки высотой до 600 мм можно прокаты-
вать на обычных рельсобалочных станах. Для этого у последних
предусмотрена сменная рабочая универсальная клеть.
Клети специальной конструкции. К этой группе относятся
клети колесопрокатных, бандажепрокатных, кольцепрокатных,
шаропрокатных станов, станов для прокатки профилей перемен-
ного сечения и др.
Классификация станов по расположению рабочих клетей
В зависимости от расположения рабочих клетей прокатные станы
разделяют на следующие пять групп: одноклетевые, линейные
многоклетевые, последовательные, полунепрерывные, непрерыв-
ные (рис. 1.10).
Одноклетевые станы. Они наиболее просты, и оборудование,
входящее в линию привода валков, в основном повторяется на
станах с более сложным расположением рабочих клетей. У такого
стана одна рабочая клеть, и линия привода валков состоит (в са-
мом общем случае) из шпинделей, шестеренной клети, редуктора,
муфт и главного электродвигателя.
К станам этой группы относят блюминги и слябинги, толсто-
листовые и листовые холодной прокатки.
Линейные станы. Рабочие клети этих станов расположены
в одну или несколько линий, причем каждая линия приводится
от отдельного привода.
Станы такого типа нереверсивные сортовые, включая рельсо-
балочные и проволочные.
22
ГлиВный
двигатель
Шестеренная
клеть
Рабочая__
клеть
Gm печей
К холодильнику
J
- / 2
От печей, .
9 12 3*5
г
*
Последовательная Непрерывная
группа чистовая группа
а д
Рис. 1.10. Схема расположения и привод рабочих клетей станов:
а — одиоклетевого; б — последовательного (сдвоенного): в — линейного; г —
последовательного (кросс-коунтри); д — последовательно-непрерывного (ши-
рокополосового); е — непрерывного; 1—9 — рабочие клети
Последовательные станы. Прокатываемая полоса в каждой
клети стана проходит только один раз, поэтому число клетей
такого стана должно быть равно максимальному числу проходов,
необходимых для обжатия заготовки сечением Fo в готовый про-
филь сечением Fr. С целью сокращения длины цеха и лучшего
использования его площади клети обычно располагают в не-
сколько параллельных рядов, например в три ряда (станы кросс-
коунтри).
Разновидностью станов этого типа является шахматный стан,
в котором последние клети располагают в шахматном порядке.
Так как после прокатки в каждой клети длина полосы увели-
чивается, то очевидно, расстояние между клетями также должно
увеличиваться от первой к последней клети; соответственно уве-
личению длины полосы должна увеличиваться и скорость враще-
ния валков.
Станы данной группы широко применяют для прокатки сорто-
вых профилей.
Полунепрерывные станы. Эти станы состоят из двух групп
клетей: непрерывной и линейной (или последовательной).
23
В одной группе клетей полоса прокатывается непрерывно,
т. е. она может находиться одновременно в двух, трех и более
клетях. В другой группе прокатка осуществляется по принципу,
описанному выше (линейные и последовательные станы). Полу-
непрерывные станы применяют для прокатки мелкого сорта,
проволоки (черновая группа клетей — непрерывная, а чистовая
группа клетей — линейного типа, прокатка в ней может выпол-
няться при наличии петли между клетями) и для прокатки тонких
широких полос (черновая (группа клетей — последовательная,
чистовая — непрерывная).
Непрерывные станы. При прокатке на непрерывном стане
металл находится одновременно в нескольких клетях, поэтому
частота вращения валков в клетях должна регулироваться и под-
бираться так, чтобы расход металла в единицу времени в любой
клети был постоянным и равным
FiUi = F2u2 = ••-.= Fnvn = const, (LI)
где Fi, F2, ..., Fn — поперечное сечение металла на выходе из
первой, второй и последней клети; t^, v2, ..., vn — скорости по-
лосы при выходе из валков этих клетей.
Допускается некоторая несогласованность частоты вращения
валков; образующаяся при этом небольшая петля полосы про-
волоки поддерживается специальным роликом — петледержателем.
При прокатке уголков, швеллеров и других профилей сложной
формы требуется точное регулирование скорости вращения валков.
Для непрерывных станов характерна очень большая произво-
дительность. Их применяют как станы заготовочные, широко-
полосовые, мелкосортные, проволочные и станы холодной рулон-
ной прокатки листов и жести.
Классификация станов по назначению
В зависимости от назначения (т. е. от вида выпускаемой про-
дукции) прокатные станы можно разделить на следующие группы.
Станы горячей прокатки', обжимные (блюминги, слябинги),
заготовочные, рельсобалочные, крупносортные, среднесортные,
мелкосортные, проволочные, толсто л истовые, широкополосовые
и штрипсовые (выпускающие штрипс-заготовку для труб в ви^е
полосы шириной до 400 мм).
Станы холодной прокатки: листовые, полосовые, жестепро-
катные и станы для прокатки тонкой и тончайшей ленты.
Станы узкого назначения (специальной конструкции): колесо-
прокатные, бандажепрокатные, для прокатки полос и профилей
переменного сечения и т. п.
Технические данные основных типов прокатных станов пред-
ставлены в табл. 1.1.
За основной параметр сортовых прокатных станов, характе-
ризующий их размер, обычно принимают диаметр прокатных
валков или шестерен шестеренной клети.' Если в стане несколько
24
Таблица 1.1, Технические данные основных типов прокатных станов
клетей, параметром всего стана в целом является диаметр валков
или шестерен последней чистовой клети. Например, стан 300
означает, что диаметр рабочих или шестеренных валков чистовой
клети равен 300 мм.
Основным параметром листовых станов является длина бочки
валка, которая определяет наибольшую ширину прокатываемых
на стане листов или полосы. Например, стан 2000 означает, что
длина бочки валков равна 2000 мм.
Глава II
ОСНОВЫ ТЕОРИИ РАСЧЕТА ПРОКАТНЫХ СТАНОВ1
1. КИНЕМАТИКА ПРОЦЕССА ПРОКАТКИ
Прокаткой называется процесс пластической деформации металла
между двумя или несколькими вращающимися валками. В за-
висимости от направления
Рис. II. I. Схема геометрического
очага деформации при прокатке
усилия, действующего от валков на
прокатываемый металл в процессе
пластической деформации, разли-
чают продольную, поперечную и вин-
товую прокатку, а в зависимости от
состояния прокатываемого металла—
горячую и холодную. Часто про-
катываемый металл условно назы-
вают полосой независимо от дей-
ствительной формы проката.
Очаг деформации и его параметры
Пространство, ограниченное сверху
и снизу дугами захвата (ЛВ), боко-
выми гранями полосы и плоскостями
входа и выхода металла из валков,
называется геометрическим очагом
деформации (рис. II. 1).
Фактический очаг деформации
включает в себя внеконтактные зоны
пластической деформации металла,
и он больше геометрического очага.
1 Основы расчета систем регулирования
продольной и поперечной разнотолщинности,
а также формы полос приведены в гл. V,
п. 7—8; основы теории расчета станов для
производства бесшовных и сварных труб
рассмотрены в гл. XIII и XIV.
26
Рис. II.2. Влияние упругого сжатия вал'
ков и упругого восстановления полосы на
длину дуги захвата:
Л — дуга контакта недеформированно-
го валка (/ = } АгВ2С — дуга кон-
такта с учетом упругой деформации валка
и упругого восстановления полосы
Так как длина зоны дефор-
мации обычно меньше ширины
полосы, то при обжатии полосы
по толщине металл в основном
течет в направлении ее длины
(а не ширины).
Разность толщины полосы
при входе h0 и выходе из
валков называется абсолютным
обжатием', i\h = й0 — h1.
Разность между конечной
шириной Bi и начальной шири-
ной Во полосы называется аб-
солютным уширением: &В =
Дуга А В называется дугой
захвата, а горизонтальная проекция этой дуги принимается за
длину очага деформации и обозначается I. Центральный угол а,
соответствующий дуге захвата, называется углом захвата:
cos а = 1 — (П.1)
При небольших углах захвата (а — 10ч-15°) можно считать,
что а = sin а и тогда
а = -/~&hlR. (11.2)
Горизонтальную проекцию дуги захвата можно определить
из равенства I ±= R sin а или в зависимости от обжатия из тре-
угольника АВС
I = У 7? ДЛ - (ДЛ/2)а. (П.З)
С достаточной точностью для практических расчетов
/ = /ЯДй. (П.4)
Если диаметры обоих валков существенно различаются, то
длина зоны деформации определяется из соотношения
I = /2/?!^, + R2), (II.5)
где Ri, R2 — радиусы валков.
При холодной прокатке сталей и сплавов, а также при горячей
прокатке труднодеформируемых сплавов упругая деформация
сжатия валков и упругое восстановление полосы могут быть
значительны. Это приводит к увеличению длины дуги захвата
по сравнению с I — j/ R kh.
Длина дуги захвата /д с учетом упругого сжатия валков
и упругого восстановления полосы из рис. II.2 определяется
соотношением:
^Д = 4‘ ^2 = jAR ДЛ 4~ Х2 -f- Х2, (11.6)
где х2 = уА2R (аух + w2)
27
или
хг = 8pcf [(1 - v?)/n£i + (1 - v^/nEi] R. (H-7)
Если пренебречь упругим восстановлением полосы, то полу-
чим выражение Хичкока для подсчета длины дуги захвата с уче-
том упругого сжатия валков:.
* = (П.8)
Для стальных валков, если принять Е = 2,2 • 105 МПа и коэф-
фициент Пуансона v = 0,3, имеем
х2 — 1,08-10-67?рср, мм, (П.9)
где 7?, мм; рср, МПа.
Для характеристики перемещения металла пользуются коэф-
фициентами вытяжки k = £i/£0; уширения 0 = Bi/B0; обжатия
1] = ЛДо-
Так как плотность металла при пластической деформации
практически не меняется, то и объем деформируемого тела V
остается неизменным. Поэтому произведение этих коэффициентов
равно единице:
= (VM (1Лоу= = 1. (П.Ю)
Для оценки величины пластической деформации металла поль-
зуются относительными величинами:
обжатия
ел = (h0 — h^/ho = &h/h0, (П.11)
уширения
ев = (В, - Во)/Во = ДВ/В0, (П.12)
удлинения
Ч = (£i - £0)/£0 = Д£/£о. (11.13)
При больших деформациях и развитом течении металла поль-
зуются коэффициентами истинной или логарифмической деформа-
ции. Коэффициент логарифмической деформации представляет
собой интеграл бесконечно малого приращения, отнесенного
к размеру в данный момент:
h0 Bt
Infto/^i = j dhx!hx\ In Bi/B0 = J dBx/Bx;
ht в.
In £i/£0 = J dLx!Lx. (11.14)
Co
Эти коэффициенты деформации обладают свойством аддитивности.
28
Условия захвата полосы
валками
Процесс прокатки обеспечива-
ется наличием сил трения, дей-
ствующих между поверхностями
валков и металла.
В момент захвата металла
валками на полосу действуют
нормальные силы N и каса-
тельные силы Т (рис. П.З).
Рис. П.З. Силы, действующие на полосу в
момент захвата
Кроме того, могут действовать
внешняя сила F (от других клетей и т. п.) и сила инерции U.
Из условия равновесия полосы находим:
U—F
2 cos а ’
(11.15)
Сила Т не может быть больше произведения силы N на коэф-
фициент трения р, т. е. Т < TVp.
Отсюда условие захвата:
. . . U — F
Р S а ~г 27V cos а
(11.16)
Если силой (/ пренебречь, а сила F отсутствует, то условие
захвата может быть записано в виде:
р > tga
или, выражая р через угол трения р:
(П-17)
а.
(11.18)
На практике применяют следующие наибольшие углы захвата:
Холодная прокатка стали и других металлов с поджатием
валков после захвата:
со смазкой на хорошо шлифованных валках........... 3—4°
без смазки на грубых валках..................... 5—8°
Горячая прокатка:
стальных листов ..................................18—22°
алюминия при 350 °C............................. 20—22°
никеля при 1100сС и мельхиора при 950 СС .... 22°
латуни Л62 при 800 °C ..........................21—24°
стальных сортовых профилей ..................... 22—24°
меди при 900 "С.................................... 27°
стальных профилей в валках с насеченной, рифленой
или наваренной поверхностью...................... 27—34°
Нейтральный угол и условия движения полосы
после захвата
При установившемся процессе прокатки нормальные и касатель-
ные контактные напряжения действуют на металл по всей дуге
захвата. Ввиду стремления металла при его сжатии валками де-
Р
29
Тогда (рис. II.4):
формироваться в направлении
наименьшего сопротивления,
контактные касательные напря-
жения в начале и в конце дуги
захвата имеют противополож-
ное направление.
Вертикальное сечение, в ко-
тором контактные касательные
напряжения изменяют направ-
ление, называется нейтраль-
ным, а соответствующий угол
обозначается у. Нейтральное
сечение делит зону деформации
на зону отставания и зону
опережения. Для определения
угла у и анализа движения ме-
талла составляем уравнение его
равновесия. Влиянием ушире-
ния при этом пренебрегаем.
а
J pxsin axRdax -f-
а V
+ j тх cos axR dax — j tx cos axR dax 4- (7\ — T0)/2B ~ 0,
v 0
(11.19)
где px — контактное нормальное напряжение; тх — контактное
касательное напряжение; То и 1\ — продольные силы, действу-
ющие на металл при входе в валки и выходе из них (силы натя-
жения или подпора).
Если для упрощения выводов принять, что контактное нор-
мальное напряжение по дуге захвата постоянно и равно р, а кон-
тактное касательное напряжение тх = рр, то получим
sin у = (sin а)/2 — (1 — cos а)/2р + (7\ + T0)/4ppBR. (11.20)
Если принять То = 7\ = 0, то получим формулу Экелунда:
sin у = (sin а)/2 — (1 — cos а)/2р. (11.21)
Опережение и отставание
Опережением называется явление превышения скорости выхода
прокатываемого металла из валков по сравнению с их окружной
скоростью. Оно имеет большое значение при расчете непрерывных
станов не только в отношении режимов обжатий и скоростей вра-
щения валков, но также и при определении моментов, необходи-
мых для их вращения, и усилий натяжений полосы между кле-
тями стана.
30
Величину опережения можно
выразить отношением
5 = (ui — ив)/ов, (11.22)
где V! — скорость выхода металла
из валков; ив — окружная ско-
рость валков.
Опережение можно найти из
условия постоянства секундного
объема прокатываемого металла:
Лн1»в cos у = (11.23)
где Лн — высота прокатываемой
полосы в нейтральном сечении:
Лн = + 2R (1 — cos у). (11.24)
Подставив отношение vx/vB, по-
лученное из равенства (11.23),
в соотношение (11.22), получим
S — (2/?/ftx cos у — 1) 2 sin2 у/2.
(11.25)
Рис. П.5. Проекция окружной ско-
рости валка на направление прокатки
Так как cos *у практически близок к единице, a sin2 у/2 — у2/4, то
S = (Ж — 0,5) у2. (11.26)
При прокатке тонких полос, когда R значительно больше hu
вторым членом в этом уравнении можно пренебречь ввиду того,
что он мал по сравнению с первым; тогда получим формулу Го-
ловина—Дрездена
S=fly2/fti. (11.27)
Эта формула получила большое распространение при расчете
опережения. Однако, когда значение отношения R/hY соизмеримо
с величиной 0,5, формула дает неточные результаты, и поэтому
в этих случаях целесообразно пользоваться уравнением (11.26).
Рассмотрим двумерную деформацию металла при прокатке
с отношением длины очага деформации I к высоте полосы h не
менее 0,5—1,0. Этот случай прокатки при практически применяе-
мых углах захвата не более 30—35° характеризуется тем, что
горизонтальная проекция окружной скорости любой точки по-
верхности валка при изменении угла ф от у до а (рис. II.5) больше
средней скорости движения прокатываемого металла пхср, т. е.
ь’вС08ф>ихСр (11.28)
и при <р = у горизонтальная проекция окружной скорости валка
равна охср- В этом можно убедиться при исследовании отно-
шения:
(ов cos ф - vx ср)/их ср. (П.29)
31
Рис. П.6. Изменение проекции ок-
ружной скорости валка ов cos ф (кри-
вая /) и средней скорости прокаты-
ваемого металла vx Ср(кривая 2)
Подставим в это отношение
сР=Лн^в cos yihx = havt cos y/hH+
f-£l(cos у — costp), (11.30)
где hx — высота прокатываемой
полосы в рассматриваемом сече-
нии х. После небольших преоб-
разований получаем
(ив cos <р - vx cp)/vx ср = [(£> cos <р -
—Лн) (cos у — cos ф)]/Лн cos у.
(11.31)
Для рассматриваемого случая
при //Лср > 0,5 :-1 практически
должно быть D cos <р > Йд.
Следовательно, при ф > у числитель выражения (11.31) поло-
жительный, что свидетельствует о существовании неравенства
(II.28). В связи с этим силы трения стремятся сообщить зонам
металла, прилегающим к валкам на участке <р = у-ьа, большую
скорость по сравнению с фактической средней скоростью движе-
ния полосы (рис. II.6). Участок АС дуги захвата, где t’xcp <
< cos ф, называют зоной отставания.
Протяженность этой зоны находим, если принять рх = р
и тх = рр, по уравнению (11.20), учитывая, что /х — I — Л sin у:
h = 0,5 [I + ДЛ/2р — (7\ — Т0)/2ррВ]. (11.32)
В нейтральном сечении скорости движения металла и валков
равны, поэтому можно полагать, что по высоте этого сечения
скорости распределены равномерно.
За пределами этого сечения в зоне опережения ВС
COS ф < ср (11.33)
В справедливости этого неравенства можно убедиться так же,
как и неравенства (11.28), анализируя отношение (11.31). При
Ф < у числитель этого отношения становится отрицательным
(D cos ф < Лн), что подтверждает существование неравенства
(11.33).
В соответствии с неравенством (II.33) валки в зоне опережения
играют роль тормоза (см. рис. II.6). Поэтому зоны металла,
прилегающие к валкам, имеют меньшую скорость, чем средние
слои металла, которые всегда стремятся немного опередить эти
зоны и вызвать неравномерность в распределении скоростей по
высоте полосы. Протяженность зоны опережения /2 находим по
уравнению
/а = 0,5 [Z — ДЛ/2р + (7\ — 7,0)/2ррВ]. (П 34)
32
Скорость деформации
Скоростью деформации и называется производная относительной
деформации по времени, т. е.
u — deldx. (11.35)
Так как de — dhxihx, то скорость деформации можно представить
в виде
и = dhxldxhx. (11.36)
Производная dhx/dx представляет собой линейную скорость
обжатия, т. е. скорость продвижения инструмента в направлении
деформации: vh = dhjdx, где hx — высота деформируемого тела.
Подставив это значение производной в уравнение (11.36),
получим
и = vh/hx. (П.37)
При прокатке скорость деформации по дуге захвата и по се-
чению прокатываемого металла распределяется неравномерно.
Средняя скорость по высоте сечения в любой плоскости очага
деформации, находящейся на расстоянии х от линии, соединяющей
центры валков (см. рис. II.5), согласно уравнению (11.37), вы-
разится так:
их = 2vylhx. (11.38)
Скорость перемещения металла в вертикальном направлении на-
ходим’ из условия постоянства секундного объема, пренебрегая
влиянием уширения:
Vy = Vx tg <р = tg <р/Лх. (11.39)
Подставив значение vy в уравнение (II.38), получим формулу
для подсчета скорости деформации в любом поперечном сечении
прокатываемого металла:
20^1 tg (П.40)
Для определения средней скорости деформации при продоль-
ной прокатке найдем усредненное значение скорости деформации
по всей зоне обжатия:
i
иср ~ 1/1 uxdx. (П.41)
о
После подстановки их согласно уравнению (П.40):
i
мср = 2ui/ii/Z J tg <р/л2 dx. (11.42)
Заменяя tg <р через dhx'2dx, получим формулу
fto
«ср = vdh/l J dh/h2x = Vihjl (1/Л1 — 1/Ао) = Vi &h/lh0. (П.43)
Й,
2 Заказ 224
33
Коэффициент трения при прокатке
Коэффициент трения между прокатываемым металлом и валками
зависит не только от состояния контактных поверхностей и усло-
вий соприкосновения (свойств прокатываемого металла, темпера-
туры прокатки, присутствия окислов, рода смазки, давления и
скорости прокатки), но также и от характера самого скольжения.
В связи с этим при прокатке следует различать три вида коэффи-
циентов трения: I) при захвате; 2) при буксовании валков по
всей контактной поверхности; 3) при установившемся движении,
когда скольжение металла по поверхности валков происходит
в противоположные стороны от нейтрального сечения.
1. Коэффициент трения при захвате находят путем опытного
определения предельного угла захвата:
Рзахв = 1g ОС щах* (11.44)
При горячей прокатке стали (выше 700 СС) коэффициент тре-
ния при захвате определяется в зависимости от температуры I, °C
по формуле
Нзахв = Шз (1,05 — 0,0005/). (11.45)
Для стальных валков kx — 1,0; для чугунных валков с зака-
ленной поверхностью ki — 0,8.
Поправочный коэффициент k2 учитывает влияние скорости
прокатки. При скорости прокатки v < 2 м/с коэффициент k2 = 1.
При скорости прокатки 4; 10 и 20 м/с коэффициент k.2 следует
принимать соответственно равным 0,8; 0,5 и 0,1.
Коэффициент k3 учитывает химический состав прокатываемого
металла:
Сталь..............СтЗ PI8 ШХ15 12Х18Н10Т 12Х25Т
k3 ................ 1,0 1,10 1,30 1,40 1,55
2. Коэффициент трения при буксовании и установившемся
движении, согласно экспериментальным исследованиям, ниже,
чем при захвате:
Рзахв/Ру ~ 1,25 -Т- 2,0 (11.46)
3. Коэффициент трения при установившемся движении опре-
деляют по величине опережения или непосредственным измере-
нием касательных сил на контактной поверхности.
При холодной прокатке коэффициент трения зависит от состоя-
ния поверхности (шероховатости) валков и прокатываемой по-
лосы, технологической смазки, скорости прокатки, обжатия и
величины контактного напряжения. Так, для случая холодной
прокатки стали 08кп с различными смазками при обжатии при-
мерно 15 % коэффициент трения может изменяться в пределах
0,08—0,15.
34
2. КОНТАКТНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ
ПРИ ПРОКАТКЕ
Рис. II.7. Силы, действующие на элемент,
выделенный из прокатываемой полосы в
зоне отставания
Дифференциальные уравнения
контактных напряжений
Для определения усилия про-
катки и моментов, необходимых
для вращения валков, надо
знать закономерности распреде-
ления контактных напряжений
по дуге захвата.
Рассмотрим случай простой
прокатки, когда длина дуги
захвата значительно превос-
ходит среднюю толщину прокатываемой полосы. При этом будем
считать, что валки цилиндрические, толщина по ширине по-
лосы постоянная, ширина прокатываемой полосы в несколько
раз больше длины дуги захвата, и, таким образом, эту задачу
можно рассматривать как двумерную (плоская деформация).
Выделим в очаге деформации элемент abed (рис. II.7), огра-
ниченный цилиндрическими поверхностями обоих валков и двумя
плоскостями, перпендикулярными направлению прокатки и рас-
положенными одна от другой на бесконечно малом расстоянии dx.
Рассмотрим условия равновесия этого элемента, проектируя
все действующие на него силы на направление прокатки.
Действие правой части полосы на выделенный элемент выра-
жается ОаЛх, где их — среднее нормальное напряжение сжатия
по сечению bd, a hx — высота сечения bd. Допустим, что в пло-
скости ас среднее нормальное напряжение их 4- dax, а высота
полосы hx + dhx. Тогда действие левой части прокатываемой
полосы на выделенный элемент выражается силой (ох 4- dax) X
х (hx 4- dhx).
Рассмотрим условие равновесия элемента, когда он находится
в зоне отставания.
Горизонтальная проекция сил, действующих по контактной
поверхности элемента с верхним и нижним валками, равна
2 (рх tg <Рх dx — тх dx), где рх — контактное нормальное напря-
жение; <рх — угол между касательной к дуге ab и горизонтальной
плоскостью; тх — контактное касательное напряжение.
Сумма горизонтальных проекций всех сил, действующих на
элемент:
2 X — (ож 4- dox) (hx 4- dhx) — oxhx — 2px tg <px dx 4- 2rx dx. (11.47)
Подставляя в уравнение (11.47) значение dx = dhx/2 tg <px и
пренебрегая бесконечно малыми величинами второго порядка,
получим
~ (Рх - Пх) dhx/hx 4- (Tx/tg <Рх) (dhjhj = 0. (П.48)
2* 35
Для элемента, находящегося в зоне опережения, уравнение рав-
новесия имеет вид
dox - (рх — ох) dhx!hx - (xx/tg <рх) (dhxjhx) = 0. (11.49)
Для решения уравнений (11.48) и (11.49) необходимо опреде-
лить зависимость между напряжениями рх и тж. Воспользуемся
условием пластичности для двумерной деформации:
( __ \2
^L.)+< = T?, (П.50)
где тт — сопротивление чистому сдвигу. Примем, что главные
оси напряжений в рассматриваемом элементе соответствуют верти-
кальным и горизонтальным осям:
dj — сг2 = 2тт, (11.51)
где а, = (p.^-cos^ + Tx_^-Sin(Px) (П.52)
Вторым членом правой части этого уравнения, очевидно,
можно пренебречь ввиду его незначительности по сравнению
с первым, тогда ох = рх и а3 = ож. Откуда, согласно уравнению
(П.51):
рх — ах = 2тт. (11.53)
Подставив значение рх— ож в уравнения (II.48) и (11.49),
получим дифференциальное уравнение для определения контакт-
ного нормального напряжения:
d (рх — 2тт) = (2тт =р rx/tg срх) dhx!hx. (11.54)
Постоянные величины, получающиеся в результате интегриро-
вания уравнения (11.54), определяем из начальных условий. Для
этой цели нах’одим нормальные напряжения в точках А и В.
Принимаем общий случай, когда прокатываемая полоса при входе
в валки и при выходе из них подвергается натяжению. Напряже-
ния растяжения обозначим через оА при входе в валки, т. е.
при х = I и ов при выходе из валков, когда х — 0. Тогда, согласно
уравнению (11.53), контактные напряжения равны:
в точке Л
Ра = 2тт — оА = £02тт;
в точке В
Рв ~ 2тт — Op — £j2tt.
При отсутствии натяжений контактные напряжения в точках А
и В равны 2тт.
Дальнейшее решение уравнения (II.54) возможно в двух ва-
риантах: 1) значения тт вдоль дуги захвата переменны и 2) зна-
чения этой величины постоянны. Изменение величины тт по кон-
тактной поверхности при прокатке .возможно из-за упрочнения
металла, разной скорости деформации в начале и конце дуги
36
захвата, а также изменения по
направлению к точке В темпе-
ратуры прокатываемого ме-
талла.
В С. Смирнов показал, что
если вместо переменного зна-
чения тт считать его значение
усредненным, т. е.
тт == (ттА -{- ттВ)/2, (11.55)
где ттА и ттв — значения тт
в начале и конце дуги захвата,
то точность решения уравне-
ния от этого существенно не
меняется.
Приняв во внимание это об-
стоятельство, решим уравнение
(11.54) при постоянном значении
тт вдоль дуги захвата согласно
равенству (11.55). Тогда в соот-
ветствии с уравнением (11.53)
Рис. II.8. Замена дуги захвата двумя хор»
дами:
АС — для зоны отставания; ВС — для зо-
ны опережения
= dpx.
Дифференциальное уравнение контактных напряжений имеет
вид •
dpx — (2тт Tx/tg <рх) dhxjhx.
(11.56)
Для решения этого уравнения необходимо знать зависимость тх
от рх. Ниже рассмотрим некоторые наиболее характерные случаи
трения, возникающего между прокатываемым металлом и по-
верхностью валков.
Контактные напряжения при скольжении металла
с постоянным коэффициентом трения
Скольжение прокатываемого металла по поверхности валков при
сухом трении вызывает касательные контактные напряжения
Ъс “ Р-Рх*
После подстановки этого значения тх в уравнение (11.56)
получим уравнение Т. Кармана:
dpx = (2тт + ppx/tg фх) dhxjhx. (11.57)
Входящие в это уравнение переменные величины hx и <рх
определяются координатами дуги захвата.
Решение уравнения (II.57) упрощается, если дугу захвата
заменить хордой, проходящей через точки А и В (рис. П.8), или
двумя хордами (ЛС для зоны отставания, а ВС для зоны опереже-
37
Приняв в уравнении (П.57) для зоны отставания, т. е. для
участка АС
tg «Рх = tg (а + т)/2,
а для участка ВС
tg <Рх = tg у/2,
получим для зоны отставания
dpx » (2тт — 60рх) dhx/hx; (11.58)
для зоны опережения
dpx = (2тт 4- &lPx) dhxlhx, (II.59)
где
в» = Mg ; «1 = Mg . (п-60)
После интегрирования получим для зоны отставания
Рх = С(Л7вЧ-2тт/6(1 (П.61)
и для зоны опережения
рх = Cxh6.' - 2тт/6,. (П.62)
Граничные условия:
при /ix = /г0 рх = £02тт,
при hx — рх — 2тт, откуда находим постоянные Со и Сг:
Со = 21,^0-1/6о)й?’; (П.63)
с, = 2т,(^|-1/8,)^?"'. (П.64)
Подставляя значения Со и Су в уравнения (11.61) и (II.62),
получим формулы, предложенные в 1939 г. А. И. Целиковым для
расчета нормальных напряжений:
для зоны отставания
рх = 2т,/60[(Wo- l)(fto/V + .1]; (11.65)
для зоны опережения
Рх = 2т,/6, UW, +1) (M'i)0' - 1]. • (11.66)
Если полоса прокатывается без натяжения и на нее не дей-
ствуют какие-либо внешние усилия, кроме валков, то уравне-
ния (11.65) и (11.66) принимают вид:
для зоны отставания
рх = 2гт/6„ [(6„ - 1) (Мх)’’ + 1]; (’1.67)
для зоны опережения
рх = 2тт/6, [(б! -I-1) (Лх/Л)б‘ - 1]. (П.68)
38
Из уравнений (11.65) и (11.66) следует, что нормальное напря-
жение имеет минимум при б0 > 1 и 6i > 1 в точках А и В и повы-
шается к нейтральному сечению. Кривые, полученные По обоим
уравнениям, пересекаются в нейтральном сечении.
Из анализа характера распределения контактных нормальных
напряжений по дуге захвата следует, что контактное нормальное
напряжение зависит от большого числа факторов: коэффициента
внешнего трения, высоты прокатываемой полосы величины обжа-
тия, диаметра валков и, наконец, натяжения прокатываемой
полосы при входе в валки и выходе из них.
Распределение нормальных и касательных напряжений
по дуге захвата
Рассмотренная теория распределения контактного нормального
напряжения по дуге захвата основана на предположении, что
прокатываемый металл скользит по поверхности валков на про-
тяжении всей дуги захвата. В зоне отставания скольжение ме-
талла происходит против направления вращения валков, а в зоне
опережения — по направлению вращения валков.
Аналогичные выводы были сделаны также Э. Зибелем, но
с существенной разницей, состоящей в том, что контактные каса-
тельные напряжения были приняты по всей дуге захвата постоян-
ными и равными р,тт (где р. — коэффициент трения).
Значительно позднее А. Надаи выдвинул теорию жидкостного
трения, в которой контактные касательные напряжения были при-
няты пропорциональными скорости скольжения. Эта теория раз-
работана применительно к холодной прокатке со смазкой на
основе предположения возможности появления между прокаты-
ваемым металлом и валками жидкостного трения.
Н. А. Соболевский в 1933 г. выдвинул гипотезу, согласно кото-
рой прокатываемый материал не обязательно должен скользить
по поверхности валков. Эта гипотеза для некоторых условий про-
катки несомненно правильна. Например, имеются основания пред-
полагать, что в случае прокатки толстых полос при небольшой
длине дуги захвата скольжение между прокатываемым металлом
и валками отсутствует.
В то же время полностью отрицать существование скольжения
между прокатываемым металлом и валками было бы также оши-
бочно; например, в случае прокатки тонких полос при большой
длине дуги захвата скольжение, безусловно, имеется.
Можно полагать, что в очаге деформации, кроме двух зон
скольжения в зонах отставания и опережения, существует еще
одна зона, находящаяся между ними, где скольжение прокатывае-
мого металла по валкам отсутствует. Эту зону в отличие от зон
скольжения назовем зоной прилипания. Таким образом, согласно
этой теории, граница между зонами отставания и опережения,
где направление скольжения меняется, представляет собой не
39
5
Рис. II.9. Распределение нормальных рх и ка-
сательных контактных напряжений по дуге
захвата
линию, а определенный участок
на протяжении которого сколь-
жение, отставания закончилось,
а скольжение опережения еще
не началось.
С точки зрения методики рас-
чета напряжений на контактных
поверхностях валков все случаи
прокатки можно разделить на
между собой главным образом отно-
четыре вида, отличающиеся
шением длины дуги захвата к средней высоте сечения прокатыва-
емой полосы (рис. II.9).
Вид прокатки //йСр
I.......... >5
II......... 2—5
III........ 0,5—2
IV......... <0,5
Характер деформации для указанных четырех видов прокатки
будет существенно отличаться один от другого, и поэтому для
расчета контактных сил трения, а следовательно, и нормальных
напряжений при этих видах прокатки необходимо применять
разные способы. Границы между указанными четырьмя видами
прокатки зависят не только от отношения //Лср, но также и от
40
других факторов, в частности от коэффициента трения, обжатия
и угла захвата. В связи с этим указанные значения отношений
Z//icp следует рассматривать как весьма ориентировочные.
I. При отношении Z//icp > 5 на дуге захвата имеются зоны,
где силы трения подчиняются разным законам.
В начале и конце дуги захвата, когда ее длина значительно
превосходит высоту сечения прокатываемой полосы, несомненно,
имеется скольжение металла по поверхности валков. Это обстоя-
тельство подтверждают данные многих экспериментальных иссле-
дований. Поэтому можно принять, что касательные напряжения
на этих участках, т. е. в зонах скольжения (рис. II.9, а), распре-
деляются согласно закону сухого трения: тх = ррж.
Следовательно, для этих участков при расчете нормального
напряжения на всем их протяжении могут быть применены урав-
нения (II.65) и (11.66):
для участка А С
р*=Р- Кь.блс-1) (W6* + П; (п.69)
° АС
для участка DB
= +1) — и» (П.70)
где Е;о = 1 — £; £, = !*;
я _- И л — М- .
°АС «АС ’ DB ’
о0 и ог — средние напряжения растяжения в сечениях АА и ВВ;
Фас и Фив — углы, заключенные между хордами АС н DB и
осью прокатываемой полосы.
По мере роста рх в направлении середины дуги захвата, а сле-
довательно, и при увеличении ррж касательное контактное напря-
жение может достичь значения: тж — тт, где тт — сопротивление
чистому сдвигу.
Более высокого значения тж достичь не может, так как при
сопротивлении скольжению по контактной поверхности более
чем тт возникнет внутреннее скольжение или сдвиг в слоях ме-
талла, прилегающих к контактной поверхности. Следовательно,
как только тж достигнет тт (в точках С и D на рис. II.9, а), сколь-
жение металла по поверхности валков прекратится; на остальном
участке CD дуги захвата, таким образом, будет наблюдаться
зона прилипания.
На участках этой зоны вблизи точек С и D касательные напря-
жения равны тт (при тт = const значение их постоянно).
Контактное нормальное напряжение на участках СЕ и FD
можно рассчитать на основании теории постоянных сил трения,
принимая = 0,5.
41
Учитывая, однако, что на этих участках дуги захвата кон-
тактные касательные напряжения тх = тт, направление нор-
мальных напряжений рх сильно отклонится от направления
главного нормального напряжения, и в связи с этим уравнения
равновесия (11.48) и (11.49) следует решать совместно с уравнением
Подставив в это уравнение значение тх — тт, получим рх —
— <гх = 0, откуда, согласно уравнениям (11.48) и (11.49), следует,
что
(п-71)
После интегрирования, заменив для упрощения расчета рх
без заметной погрешности дуги захвата на участках СЕ и FD
хордами, получим для участка, прилегающего к точке С:
<п-72)
и соответственно для участка, прилегающего к точке D:
<п-73>
где рс и pD— удельные давления в точках С и D, определяемые
по уравнениям (11.69) и (11.70); и <рсв— углы между осью
прокатываемой полосы и хордами СЕ и FD; h,c и hD — высоты
сечения прокатываемой полосы в точках С и D.
Уравнение (11.73) можно также легко решить и при пере-
менном tg <р, т. е. без приравнивания дуги захвата хорде. Это
уточненное решение может представить интерес при больших
углах захвата, когда tg <р близок к коэффициенту трения, т. е.
к 0,5. Обозначим в уравнении (11.73) tg ф = dhx!2dx и hx ж +
+ (х*/Я).
Тогда dpx = +2ТТ/Й! + х2/Я.
После интегрирования находим рх.
для зоны отставания
Рх = Рс + 2тт •/ Rfa [arctg (х0//^) — arctg ; (11.74)
для зоны опережения
Рх = Pd + 2тт R/ht [arctg [х//#7й) — arctg (х0// %)]. (11.75)
Согласно начальным условиям, при х = хс (см. рис. II.9, а)
Рх^ Рс и рх = Pd при х = xD.
Нормальное напряжение на участках СЕ и DF увеличивается
по направлению к нейтральному сечению, но не так интенсивно,
как на участках АС и DB.
В средней части зоны прилипания вблизи нейтрального сечения
находится участок заторможенной пластической деформации (или
даже отсутствия деформации), который называется также участ-
ком застоя.
Экспериментальными исследованиями было установлено, что
контактные касательные напряжения начиная от нейтрального
сечения увеличиваются в обе стороны от него не скачкообразно,
а постепенно, достигая своих максимальных значений.
В связи с этим зона прилипания будет состоять из трех уча-
стков: двух участков внутреннего скольжения, расположенных
вблизи точек С и D, где контактные касательные напряжения
равны ртт, и среднего участка EF (см. рис. 11.9, а) области за-
трудненной пластической деформации.
Если принять, что силы трения на участке застоя изменяются
по закону, близкому к линейному, то
тя = тт (hx — ha)/(EF tg <pEF) = т) (hx - Ля)/2 tg флр, (П.76)
где -и — коэффициент, характеризующий интенсивность изменения
т на участке EF и равный отношению 2xJEF\ hR — высота про-
катываемой полосы в нейтральном сечении; ф£Р — угол между
осью прокатываемой полосы и хордой EF.
Для определения величины т], входящей в уравнение (11.76),
необходимо знать протяженность участка застоя EF. Протя-
женность этого участка зависит от большого числа факторов и
в первую очередь от высоты сечения прокатываемой полосы на
участке EF, т. е. от Лн и коэффициента контактного трения. При
увеличении hn и ц протяженность участка EF увеличивается.
Ориентировочно можно считать, что:
при горячей прокатке
Ief & (0,5 -г- 2) Лср;
при холодной прокатке
Zfp а; (0,3 ч-1) ЛСр>
Подставляя значение контактного касательного напряжения
из формулы (11.76) в исходное уравнение контактного нормаль-
ного напряжения, получим
т Го №х Ml dhx /тт Т7\
dPx =т, [2 - J -V • (IL77)
Второй знак перед вторым членом в скобках исчез, так как
уравнение (П.76) определяет тх для всего участка EF, включая
и ту его часть, которая находится в зоне опережения.
После интегрирования в пределах точек Е и F находим
Р, - Ре + Тт [Л (ЛЕ - м - (2 - Ah^ In (Лв/Лх)1. (П.78)
где Ре — контактное нормальное напряжение в точке Е, опре-
деляемое по уравнению (II.72) или (II.73); — высота сечения
1
42
43
прокатываемой полосы у точки Е; А/— постоянная величина
для участка EF, определяемая по уравнению
А — \/(EF tg2 qEF) = т]/(2тт tg2 (11.79)
Величину Ля найдем из уравнения (11.78) для точки F:
h _ (Рк-Рй/Тт + Л(А£-М 2 _
-----------Л In (Ml,)---------~л~’ <IL80>
где — напряжение в точке F, определяемое по уравнению
(11.75).
Для участка EF, таким образом, контактное нормальное на-
пряжение по обе стороны от нейтрального сечения выражается
одним общим уравнением. Получаемая при этом, согласно урав-
нению (11.78), куполообразная вершина эпюры контактного нор-
мального напряжения (рис. П.9) вполне соответствует данным
многих экспериментальных исследований.
Положение максимума можно найти, если производную, опре-
деляемую по уравнению (II.77), приравнять нулю:
( (2 1 0. (П.81)
Тогда максимум давления прокатки будет наблюдаться при
hx = Лн + (2/4). (П.82)
Точка максимума давления прокатки, следовательно, немного
смещена по отношению к нейтральному сечению в сторону входа
металла в валки; величина смещения пропорциональна tg
II. При Z/Acp = 2-4-5 участки СЕ и FD, характеризующиеся
постоянством касательных напряжений, могут отсутствовать
(см. рис II.9, б). Это происходит вследствие того, что касательные
контактные напряжения на участках АС и DB, благодаря умень-
шению длины дуги захвата, не успевают достичь величины тт.
Таким образом, при указанном отношении l/hcp зона прилипания
состоит только из одного участка заторможенной деформации.
Для оставшихся трех участков AC, CD и DB касательные напря-
жения и давления определяются приведенными выше уравнениями
(11.69), (11.70) и (11.78).
III . При //Лср = 0,5-4-2 длина дуги захвата по отношению
к высоте сечения становится настолько малой, что зона при-
липания распространяется по всей дуге захвата. Эпюра распре-
деления касательных напряжений выражается в этом случае
двумя треугольниками (рис. II.9, в), а эпюра нормального напря-
жения — кривой,, имеющей выпуклость наружу по всей дуге
захвата и определяемой уравнением (II.78), если условно принять,
что точка Е (см. рис. II.9, а) совпала с точкой А.
IV . При l/hCp < 0,5 зона прилипания обычно распростра-
няется по всей дуге захвата, как в предыдущем случае, только
стремление металла к скольжению весьма незначительно, и по-
этому контактные касательные напряжения небольшие. Эпюра
касательных напряжений в этом случае выражается двумя треуголь-
44
I
Рис. 11.10. Поле линий скольжения
при двумерном локальном сжатии
тела
никами небольшой высоты (см. рис.
IL9, г). В связи с этим нормальное
напряжение имеет малозаметный
подъем к средней части дуги за-
хвата и практически может быть
принято постоянным.
Анализ контактных касательных
напряжений свидетельствует, что при
отношении l/hcp < 1 они незначи-
тельны и поэтому оказывают очень
малое влияние на нормальное напря-
жение. Но в этом случае начинают
действовать внешние зоны, которые
вызывают существенное повышение
нормального напряжения в точках
В и А и соответственно на протя-
жении всей дуги захвата.
Влияние внешних зон на контактные
напряжения
При малом отношении //Лср< 1,0 про-
катка подобна случаю вдавливания
штампа в пластически деформируемое тело, размеры которого
по другую сторону плоскости соприкосновения со штам-
пом • не ограничены. Если считать деформацию двумерной
и пренебречь влиянием сил трения по контактной поверх-
ности, то напряженное состояние в этом случае деформации
легко определить построением поля линий скольжения.
Для выяснения влияния внешних зон на контактные напряже-
ния при l/hcp > 0,12 воспользуемся решением задачи по сжатию
тела между параллельными плоскостями А. Д. Томленова. Напря-
женное состояние при этом процессе сжатия (если считать де-
формацию двумерной) можно представить полем линий скольже-
ния (рис. 11.10), состоящим из равнобедренного треугольника,
двух веерных зон и криволинейного четырехугольника. Контуры
этого поля в жесткопластичном материале определяют границы
пластической зоны. В случае реального материала контуры поля
определяют границы зоны, в которой упругие деформации весьма
малы по сравнению с пластическими.
Необходимо отметить, что рассматриваемое поле удовлетворяет
кинематическим условиям на границе, если предположить, что
зона прилипания распространяется на всю длину дуги контакта
(наблюдается в случае деформации высоких заготовок при малой
длине участка контакта). Действительно, величины перемещения
частиц на контактной поверхности при деформации, описываемой
полем, постоянны и компоненты перемещения vx = const, vy =
= const, что соответствует случаю прилипания.
45
Для определения давления на контактной поверхности рас-
смотрим равновесие половины тела, расположенной правее сече-
ния I— I (см. рис. 11.10).
Из условия равновесия
ft/2
J oxdy~0, (П.83)
о
где ох — напряжение в сечении I—I.
Чтобы определить напряжение ох, рассмотрим две ортогональ-
ные линии скольжения АВ и ВС. Применив к ним первую теорему
Генки, получим
^в= 2тт0Сдд5
°в — — + 2ттавс, (11.84)
где оА, Од, ас •—средние напряжения в точках А; В; С; аАВ,
авс — углы поворота линий скольжения между точками А и В,
В и С.
Так как линия скольжения ВС в точке С составляет с вер-
тикалью угол 45°, то эти углы поворота равны углу р, заключен-
ному между линиями скольжения DB и DE: авс — —аАВ — р.
Тогда из уравнения (11.84) следует, что оА — ос = 2тт (авс —
— «ав) = 4ттр.
Входящие в эти уравнения средние напряжения определяют
из уравнения пластичности
— Р 'Гт»
о-с = + Тт.
(П.85)
Откуда следует, что при у = О с-(/т — /)/2
оЛ = р — 2тт (1 + 2р). (Ц.86)
Учитывая, что на участке у = (Л — Г)/2:Л/2 ох = р — 2тт,
из уравнения (П.83) получаем
ft—//2
Z/2(p-2r,)+ J [р —2rT(l + 2₽)]dp = O.
о
Интегрируем это уравнение и решаем относительно р:
р — 2тт
h~l/2
1 + 4lh J Р dy
о
(11.87)
Чтобы проинтегрировать уравнение (11.87), необходимо найти
Р = / (#)• Как показало исследование поля линий скольжения,
эта функция выражается зависимостью
= 4 (2р) + 2. Б (2₽) (-1)"+',
1 П=1
(11.88)
где I — ширина контактной поверхности (см. рис. II. 10);
Лп-i (2р) — функция Бесселя мнимого аргумента 2р (2п — 1)-го
порядка.
Зависимость (11.88) в пределах 0 С л/2 аппроксимируется
функцией
(h — 2у)/1 - (11.89)
После логарифмирования получаем искомое выражение
Р = 0,625 In ^=-^. (П.90)
Подставив уравнение (11.90) в выражение (11.87) и проинтег-
рировав его, получаем
р = 2тт [1,25 In (ВД + 1,25//Л — 0,251. (11.91)
Формула (11.91) справедлива при условии 1 > l/h > 0,118,
и при l/h <4 0,118 давление определяется формулой Прандтля:
р — 2тт (1 -|- л/2)« 5,14тт.
Влияние внешних зон на контактное давление оценивается
коэффициентом напряженного состояния
па = р/р = f(l/h). (П.92)
В интервале 0,05 < l/h < 1 эта зависимость с достаточной
точностью выражается уравнением
Па = р!р‘ = (11.93)
Для значений l/h > 1 коэффициент Па с удовлетворительной
точностью можно принять равным единице.
3. СОПРОТИВЛЕНИЕ ДЕФОРМАЦИИ
Сопротивление линейной деформации
Согласно уравнениям Надаи, сопротивление линейной деформа-
ции о можно выразить уравнением
Первый член правой части этого уравнения учитывает влияние
температуры t на сопротивление деформации; второй — наклепа
в результате осуществляемой деформации е; третий — разупроч-
нения в зависимости от времени т, т. е. влияние релаксации;
четвертый — повышение напряжения о в зависимости от скорости
деформации и и с учетом вязкости металла.
Закономерности, необходимые для решения этого уравнения,
еще недостаточно изучены, и поэтому практически влияние ука-
занных факторов приходится учитывать главным образом на
основе экспериментальных данных.
47
46
Если в качестве базиса характеристики природных механи-
ческих свойств деформируемого металла принять предел теку-
чести от, определенный в статических условиях, т. е. на обычных
разрывных машинах, то фактическое сопротивление линейному
или простому сжатию или растяжению <уф можно представить
уравнением:
Оф = (11.95)
Коэффициенты nT, nR и пс, входящие в уравнение (11.95),
учитывают влияние на сопротивление деформации соответственно
температуры, наклепа и скорости деформации.
Если деформация двумерная, то сопротивление деформации
следует определять не на основе сгф, т. е. фактического сопро-
тивления простому сжатию или растяжению, а на основе сопро-
тивления чистому сдвигу тт.
Соотношение между <уф и хт может быть найдено на основе
равенства
ттах = (ох — о3)/2 (11.96)
и уравнения
di — о3 = 2оф//3 ф- £2. (11.97)
Подставляя в уравнение (11.97) ох = —ст3 и £ = 0, получаем
тт — Оф/-/!} « О,57птпни0огт. (11.98)
При определении входящих в уравнения (11.95) и (П.98)
коэффициентов необходимо иметь в виду, что значение каждого
из них зависит не только от того фактора, влияние которого пред-
ставляет данный коэффициент, но также и от двух других факто-
ров. Так, характер влияния температуры прокатки на оф или тт
зависит от величины и скорости деформации, а влияние последней
в свою очередь зависит от температуры и наклепа.
Изменение температуры металла при прокатке
Температура металла при выдаче его из нагревательной печи и во время прохо-
ждения между валками стана изменяется вследствие отдачи тепла лучеиспуска-
нием и конвекцией в окружающую среду и теплопроводностью валкам, провод-
кам, роликам рольганга и другим деталям стана, с которыми соприкасается
прокатываемый металл, а также вследствие приобретения тепла за счет энергии,
затрачиваемой на пластическую деформацию металла.
Из указанных потерь тепла прокатываемым металлом наибольшее значение
при горячей прокатке стали имеет отдача тепла лучеиспусканием, так как охла-
ждение стали при температуре выше 200—300 °C происходит в основном в резуль-
тате лучеиспускания. При этих температурах отдача тепла металлом за счет кон-
векции по сравнению с лучеиспусканием настолько мала, что ею можно прене-
бречь. Это же относится и к передаче тепла от металла к валкам. Поэтому при
практических расчетах снижения температуры металла при прокатке следует
учитывать только потерю тепла лучеиспусканием и приход его в результате
пластического деформирования.
48
Количество тепла, которое вследствие лучеиспускания переходит от прока-
тываемого металла во внешнюю среду, согласно закону Стефана—Больцмана,
определяется по формуле
q = FxC [(77100)4 — (T'/lOO)4],
(П.99)
где F — поверхность полосы, отдающая тепло, м2; т — время охлаждения, с;
Т и Г — абсолютные температуры поверхности охлаждаемой полосы, К; С —
постоянная лучеиспускания охлаждаемого тела, для стали С — (20,45—
—21,08)Х 10-в кДж/(м2-ч-°С).
В практических расчетах, когда интервал времени небольшой и соответ-
ственно снижение температуры мало, задаваясь температурой металла Тср за
данный интервал времени, можно определить снижение температуры металла:
FC
АГ = ^(Тср/Ю0)4 Ат, (11.100)
где Ат — время, ч; G — масса охлаждаемого металла, кг; с — удельная массовая
теплоемкость металла.
Повышение температуры прокатываемого металла в результате деформации
(при прохождении его между валками) можно определить по уравнению
АТ
А (1 — а)
~ Gc
Л (1 — С4)-]
427Gc J
(П.101)
ДТ =
где А — энергия, необходимая для деформации металла; а — коэффициент,
характеризующий, какая часть энергии, затраченной на деформацию, расходуется
на нагрев валков и рассеивается в окружающей среде.
Для. определения энергии А (кДж) используют экспериментальные кривые
удельного расхода энергии при прокатке с учетом потери части этой энергии
в механизмах стана, и следовательно, не расходуемой на деформацию металла:
А = 2 (ах — д0) Gt],
(11.102)
где дх и «о — удельный расход энергии за данный
фикам, кВт-ч/т; т] — к. п. д. стана.
Подставив значение А в уравнение
= 0,7 кДж/(кг-°C):
АТ1 — 2,8(1 — а)т) (Д! — д0). (II 103)
проход, определяемый по гра-
(11.101), получим при с~
Влияние наклепа
на сопротивление деформации
металлов в холодном состоянии
Когда температура прокатки ниже темпе-
ратуры рекристаллизации металла или
скорость рекристаллизации металла мень-
ше скорости деформации его, металл
упрочняется. Вследствие этого сопротив-
ление деформации повышается. Практи-
чески это явление наблюдается при холод-
ной обработке у большинства металлов,
за исключением только свинца и олова,
температура рекристаллизации которых
не превышает комнатную температуру.
Рис. 11.11. Кривые деформационного
упрочнения (зависимости предела те-
кучести от истинной деформации)
отожженной стали различных марок:
1 — марганцовистой; 2 — никелевой:
3 — хромистой
49
Из-за отсутствия подробных данных о влиянии наклепа иа усилие при про-
катке разных металлов обычно об этом влиянии судят по изменению предела теку-
чести металла в зависимости от обжатия в холодном состоянии. По сравнению
с пределом прочности предел текучести с увеличением обжатия растет быстрее,
и при высоких обжатиях он равен пределу прочности.
Бриджмен, исследовав упрочнение стали и других металлов при значитель-
ных деформациях, пришел к выводу, что зависимость между напряжениями те-
кучести и истинной деформацией линейна (рис. II. 11). Под истинной деформацией
понимается деформация, выраженная в натуральных логарифмах. Таким обра-
зом, влияние деформационного упрочнения в общем виде можно выразить так:
аф = <тт + a ln(/x/Z0), (11.104)
где а — коэффициент, равный тангенсу угла наклона прямой деформационного
упрочнения к оси абсцисс (см. рис. П.11).
Тогда коэффициент наклепа будет равен
лн = 1 4- [a In (Zj/ZoV^t ]• (П.Ю5)
Так как уравнение (11.104) применительно к разным металлам изучено
недостаточно, практически значение предела текучести в зависимости от дефор-
мации находят на основании экспериментальных данных.
Влияние обжатия на предел текучести при холодной прокатке разных метал-
лов подробно исследовано многими авторами.
Влияние скорости на сопротивление деформации металла
В среднем скорость деформации при прокатке составляет 1-=- 10s с-1. Теоретически
влияние скорости деформации на усилие при прокатке изучено недостаточно.
В связи с этим нет до сих пор аналитической формулы, которая отражала бы точ-
ную зависимость между скоростью и сопротивлением деформации. Вместе с тем
известно, что сопротивление деформированию возрастает по мере повышения
скорости деформации.
Более правильно учитывать влияние скорости деформирования на сопроти-
вление деформации, рассматривая два одновременно протекающих процесса —
наклеп и разупрочнение. Интенсивность наклепа в зависимости от деформации,
очевидно, характеризуется в каждый рассматриваемый цомент тангенсом угла
наклона касательной к кривой деформационного упрочнения (рис. 11.12).
Согласно исследованиям П. Бриджмена, при сжатии большинства металлов
характер зависимости между напряжениями и истинной деформацией, выражен-
ной через In (й0/Л), линейный. Следовательно, интенсивность наклепа для любого
участка деформации можно выразить через одинаковый модуль упрочнения D.
Принимаем, что разупрочнение про-
исходит пропорционально времени дефор-
мации и приросту напряжения в резуль-
тате наклепа.
Таким образом, можно написать
следующее уравнение:
dau = Dde— А (сти — о0) dr, (И. 106)
Рис. 11.12. Диаграмма деформацион-
ного упрочнения
где А — коэффициент пропорционально-
сти, представляющий собой скорость
релаксации, с-1.
После преобразования с учетом ско-
рости деформации получаем
= Д (11.107)
de и
На диаграмме деформационного уп-
рочнения первый член правой части урав-
50
нения (11.107) представляет собой интенсивность наклепа (tg 0), если бы не было
разупрочнения, т. е. при бесконечно большой скорости деформации, а второй
член—интенсивность разупрочнения.
Если скорость деформации в течение рассматриваемого периода деформи»
рования принять постоянной, то после интегрирования получаем
-ln = 8 + С- (П.108)
Пренебрегая величиной упругой деформации из-за ее незначительности,
постоянную интегрирования С находим при остаточной деформации е = 0 и
<ги ~ °о — °т> тогда получим
и ( —Л—\
= + — е “ /* (11.109)
Это уравнение учитывает влияние на сопротивление деформации одновременно
двух факторов — скорости и величины деформации.
Экспериментальные исследования влияния скорости деформации металла
на необходимые при этом усилия можно разделить на две группы: 1) проведенные
на стане при прокатке металла с различными скоростями; 2) проведенные на
испытательных машинах при растяжении или сжатии образцов с различными
скоростями деформации.
В результате этих исследований установлено, что при холодной прокатке
скорость деформации металла незначительно влияет на усилия прокатки.
Влияние скорости иа сопротивление деформации в горячем состоянии иссле-
довали преимущественно на испытательных машинах, при этом было отмечено
существенное влияние скорости на сопротивление деформации при температуре,
превышающей температуру рекристаллизации металла. В некоторых случаях
сопротивление разрыву при высоких скоростях увеличивается примерно в 5—
7 раз по сравнению с деформацией, осуществляемой в статических условиях.
Установлено также, что влияние скорости на сопротивление деформации
в значительной степени зависит от величины деформации.
Экспериментально эта зависимость подробно исследована П. М. Куком,
А. А. Динником, И. Я. Тарновским, В. И. Зюзиным и др.
Методы определения сопротивления деформации металла
При холодной прокатке на сопротивление линейной деформации
большое влияние оказывает наклеп. Температура и скорость
деформации оказывают незначительное влияние на Стф, и практи-
чески коэффициенты пт и nv в уравнении (11.95) можно принять
равными единице.
Тогда для холодной прокатки уравнение (11.95) принимает
следующий вид:
аф = пват = а,, (11.110)
где о0, — предел текучести металла до прокатки и после нее.
При горячей прокатке сопротивление линейной деформации
зависит главным образом от температуры и скорости. Наклеп
или обжатие влияют на сопротивление деформации одновременно
со скоростью, и поэтому такое влияние удобнее учитывать соответ-
ствующим значением коэффициента скорости nv. В связи с этим
в случае горячей прокатки металла уравнение (11.95) имеет сле-
дующий вид:
Оф = ЛтИр€Гт. (11.111)
51
Так как характер влияния скорости на сопротивление де-
формации зависит от деформации и температуры, то находят
значение не каждого из указанных коэффициентов, а их произ-
ведение:
<Тф = nrnvGT = GU, (11.112)
где аи — сопротивление деформации, определяемое по диаграммам
при заданных условиях прокатки (скорости деформации, темпе-
ратуре и обжатии).
Под величиной оф подразумевается среднее значение сопро-
тивления линейной деформации для начала и конца дуги захвата.
Поэтому для скорости деформации, температуры и обжатия
необходимо также принимать средние значения йа протяжении
дуги захвата.
Если опытные данные о влиянии скорости на сопротивление
деформации получены при испытании на растяжение,, то при
подсчете оф для сжатия их необходимо увеличить на 10 %.
Расчет усилий, действующих на валки, целесообразно про-
водить не с учетом величины оф, которую находят при испытании
металлов в условиях растяжения или сжатия, а с учетом вели-
чины тт, полученной при изменении контактных нормальных
напряжений при прокатке. Этот метод определения величины тт
по предложению А. И. Целикова разработал В. Ф. Пушкарев.
Особенность рассматриваемого метода состоит в том, что
за исходную характеристику сопротивления металла деформации
принят не предел текучести ов или сгф, а контактное давление р0
при прокатке эталонных образцов.
За эталонные условия были приняты условия двумерной де-
формации, исключающие влияние уширения, при котором вли-
яние продольных напряжений на контактное давление было бы
сведено к минимуму. Этим условиям .в значительной степени
соответствует прокатка образцов прямоугольного сечения, когда
Вср » 5 yVA/iJ /гср л; yV Д/г. (11.113)
Благодаря тому, что отношение l/hcp = 1, влияние внешнего
трения и внешних зон сведено к минимуму, и поэтому можно
принять р0 ж 2тт.
В расчетах для определения сопротивления деформации ис-
пользуется метод термомеханических коэффициентов, разрабо-
танный В. И. Зюзиным.
Сущность метода состоит в том, что за исходную величину,
на основе которой строятся все расчеты сопротивления деформа-
ции о, принимается базисное значение сопротивления деформа-
ции о0. д, полученное в динамической области деформации метал-
лов и их сплавов при эталонных значениях термомеханических
параметров (например, при температуре t = 1000 °C; скорости
деформации и = 10 с-1 и степени деформации е = 0,1).
Значения оо.д получены для различных марок сталей на
специальных испытательных машинах —• кулачковых пласто-
52
Рис. 11.13. Термомеханические коэффициенты kf, k& (e) и ku (б) для стали 12X18H9T
метрах. Например, для стали 45 величина о0 „ =88 МПа; стали
ХН70Ю оо.д = 262 МПа и т. д.
Для распространения значений о на всю исследуемую область
испытаний были определены термомеханические коэффициенты:
температурный kt, степенной k& и скоростной ku как отношение
искомого значения сопротивления деформации О/ к базис-
т. е.
ному ОГо.д,
Ь. — ♦
"'t n »
°o. Д
b — e< • b — °ui
ao. д °o д
(11.114}
Эти коэффициенты выражены в виде графических зависимостей
kt — f (t), kR = f (e) и ku = f (н). На рис. 11.13 в качестве при-
мера представлены зависимости4 термомеханических коэффициен-
тов для стали 12Х18Н9Т.
Расчетное значение сопротивления деформации о в зависи-
мости от различных значений температуры, степени и скорости
деформации определяется по формуле
c = c0.aWu> (11.115}
в которой базисное значение оо. д для каждой марки металла
или сплава выбирается из таблицы исследуемых материалов,,
а значения коэффициентов — из соответствующих графиков.
4. УСИЛИЕ ПРОКАТКИ
Факторы, определяющие усилие прокатки
При определении усилия прокатки обычно учитывают только
вертикальную
распределения
захвата, с
(рис. 11.14):
~ а
составляющую, которую, исходя из характера
нормальных и касательных напряжений по дуге
некоторым приближением можно определить
dx
cos a
о
Р — Pep J Рх
а
f dx
~ ~ sin а-
J cosax
f dx
т,.-------sin ax
j x cos ax x
о
(11.116}
53
Рис. П.14. Усилия, действующие на
валок
Второй и третий члены этого
уравнения малы по сравнению
с первым членом, и поэтому уси-
лие прокатки
i
P = Bcp\pxdx. (11.117)
О
При практических расчетах ве-
личину усилия прокатки находят
как произведение среднего давле-
ния прокатки рср на проекцию к на-
правлению силы Р площади сопри-
косновения металла с валком F:
P-pcpF. (П.118)
Среднее давление прокатки' определяют по уравнению
Рср = 4- J Мх- (И. 119)
о
Величина F зависит при горячей прокатке от геометрических
размеров очага деформации (от размеров валков и полосы до
и после прокатки), а при холодной — еще и от давления про-
катки, а также материала валков. Контактное давление зависит
от двух групп факторов: 1) определяющих механические свойства
обрабатываемого металла (сопротивление деформации); 2) опре-
деляющих характер напряженного состояния (контактных сил
трения, внешних зон, натяжения и др.).
Влияние первой группы факторов было рассмотрено выше.
Влияние второй группы факторов можно выразить в виде произ-
ведения двух коэффициентов, из которых первый у учитывает
влияние среднего нормального напряжения в очаге деформации о2,
а второй пв — влияние остальных напряжений на давление
прокатки:
Рср = упааф. (11.120)
При двумерной деформации, когда уширением можно пре-
небречь, у — 1,15, а при прокатке полос со свободным уширением
V = 1. М. Л. Зарощинский для определения у предложил следу-
ющую формулу:
2(si~e8)8
(е1 — 8а)2 + (вх — Е3)2 4- (Е2 — 8g)2 *
(П.121)
где 8х, е2, е3 — логарифмические деформации.
Коэффициент напряженного состояния па можно представить
в виде произведения четырех коэффициентов:
по = пвпап^гна, • (11.122)
54
где пв, па, По, По — коэффициенты, учитывающие влияние на
давление прокатки ширины полосы, внешнего трения, внешних
зон и натяжения соответственно.
Определение контактной площади
прокатываемого металла с валками
Так как в большинстве случаев прокатки равнодействующая
давлений прокатки (усилие прокатки) направлена вертикально-
или отклоняется от вертикали незначительно, то при практических
расчетах величину F принимают равной горизонтальной проекции
контактной площади металла с валками -
При прокатке профилей прямоугольного сечения контактную-
площадь (одного валка) можно подсчитать по уравнению
F=/Bcp. (11.123)
В большинстве случаев можно принять, что
Вср = (Во + BJ/2, (11.124)
где Во и Bt — ширина прокатываемой полосы при входе в валки
и выходе из них.
Если кромку прокатываемого металла в очаге деформации
аппроксимировать дугой параболы, то
вср = Во + 2 ДВ/3, (11.125)
где ДБ — уширение при прокатке, которое подсчитывается по
формуле
ДВ = 0,5свсст (У/? Д/г — Д/г/2р) In (A0/^i)« (II. 126}
Здесь св — коэффициент, учитывающий влияние ширины про-
катываемой полосы:
св = 4 (1 - в) (Во/1 — 0,15) е^в.н + е; (11.127)
сс — коэффициент, учитывающий влияние заднего натяжения:
са = 1 — (2о0/оф). (11.128)
При прокатке металла- в калибрах, например при прокатке
круга, овала, квадрата на ребро, уголков и др., контактную
площадь определяют графически или аналитически. При графи-
ческом способе вычерчивают в трех проекциях калибр вместе
с находящейся в нем прокатываемой полосой и, нанеся линии
пересечения валка с поступающей полосой (рис. II. 15), опре-
деляют площадь соприкосновения.
Аналитически F может быть определена методами приведенной
или соответственной полосы. По методу приведенной полосы
Д/г принимают равным среднему линейному обжатию по ширине
профиля:
Д/г = So/Bo —Si/Bi, (11.129)
55.
Рис. 11.15. Определение контактной площади гра-
фическим способом
где So и $1 - площади
сечения профиля до и после
прокатки соответственно.
Катающий радиус при-
нимают равным
R = 0,5 (D -
(11.130)
Основная идея метода
соответственной полосы
предложена А. Ф. Голови-
ным. Полосы фасонного и
прямоугольного сечения называются соответственными, если
площади и отношения сходственных осей (сторон) их попереч-
ного сечения равны.
Размеры соответственных полос связаны формулами
Вс — ahc
(11.131)
где Лс, Вс, а — Bc/hc, Sc— высота, ширина, отношение ширины
к высоте и площадь соответственного прямоугольного профиля;
А, В, а — B/h, S — то же для фасонного профиля.
(П.132)
Влияние внешнего трения на усилие прокатки
Для двумерной прокатки без натяжения коэффициент влияния внешнего трения
на усилие прокатки можно найти по средней ординате эпюры распределения
контактного нормального напряжения по дуге захвата.
Для двумерной деформации с учетом выражения (11.119) имеем
. =Рср = _1_ L
° 2тт 2тт/ J х
т 1 о
В общем случае при отношении //Лср> 5 на дуге захвата имеются пять
участков, характеризуемых разными законами распределениями контактных
напряжений.
Коэффициент напряженного состояния при такой эпюре нормального кон-
тактного напряжения находят как средний коэффициент пяти участков
' пас^ псеСЕ ~Ь nKK,BF -f- nDsPB
по= _____-------------
(П.133)
где Идс, псе и т. д. — частные коэффициенты напряженного состояния для
участков АС, СЕ и т. д.; АС, СЕ и т. д. — протяженности участков дуги захвата.
Каждый из частных коэффициентов можно подсчитать, если подставить
в уравнение (11.132) функциональную зависимость рх — f (х) соответствующую
данному участку.
В начале и конце дуги захвата (участки АС и DB) рх выражается уравне-
ниями (II 65) и (11.66). После подстановки в уравнение (11.119) значения рх и
приняв dx — (I/&h) dhx; Zo — = 1
получим:
56
для участка АС
Pep
I
h,
Пас~ 2тт ДА6ЛСЛС
1С
hD
&АС + 11 d/ix;
(11.134)
для участка DB
Pep I f
nEB - 2^7 - EhdDBDB J
После интегрирования:
lhc
Пас= m&acAC
lh„
&DB Лл.
— 1 dh„.
I X'
(11.135)
hp
_hc
hpy
hi}
!бЛС
(11.136)
\>DB ll
М 9
(П.137)
ftDB - M8nKDB
JLAD
где he, ho — высота сечений прокатываемой полосы, проходящих через точки
С и D.
При определении псе и «fz> в уравнение (11.119) подставляем значение рх
согласно выражениям (11.72) и (11.73):
Ас
Псе ~ 2хтМСЁ
hE
dh-
хч
ПЕЕ - 2хт MFD J
hD
После интегрирования получим:
Pc > 1
2т.
in hx
tgS’FB hD
i
nCE MCE
2 tg<PCE
(hr
! + ta^
(11.138)
hF
1 — ln-7^
Лп
I
,lFE MFD |2tt^ 2tgTFD
Для зоны EF коэффициент пер определяют, подставляя в уравнение (11.119)
значения рх согласно выражению (11.78):
hp
I
Я
Йп—
(П.139)
nEF - 2ttA/1EF J [P
hE
После интегрирования
pE
'ef~ MEF 1[2tt
я,
/
1 Лйн + 2 A (hE hF} х
(II.140)
57
Рис. П.16. Эпюры нормальных рх и
контактных касательные напряжений
tx при //Лср> 2
При подстановке в уравнение (11.133)
коэффициентов п^с, псе, nFD и nEF,
найденных по уравнениям (11.136)—
(11.140), подсчитывают значения коэффи-
циента n<j.
Рассмотренный метод определения па
требует длительных вычислений. Поэтому
наряду с указанным методом для подсчета
коэффициента пр можно рекомендовать
также упрощенные способы.
При отношении Uhci>>2, особенно
при холодной прокатке, участок застоя
EF (рис. 11.16) относительно небольшой
и поэтому скругление эпюры прокатки да-
вления можно не учитывать, т. е. считать
в уравнении (11.133) EF— 0, а в уравне-
ниях (11.138) и (11.139) hE = hr = hH.
Кроме того, при отношениях ///гср<4-т-5
можно также пренебречь некоторым фак-
тическим снижением давления на участке
CD по сравнению с результатами теории
сухого трения и для приближенного
расчета принять значения рх на протя-
жении всей контактной дуги по уравне-
ниям (11.65) и (11.66).
В этом случае считаем, что в уравнениях (11.134) и (11.135) (Где = Odb —
= с — u2//A/i; he = ho — hH и после подстановки полученных значений пде
и П£)В в уравнение (11.133)
< = (МАЛ) [(\Л)“ + (A»/ftl)S - 2].
(11.141)
Выразив Ло/Лд через hH/hlt исходя из равенства нормальных напряжений
в нейтральном сечении, подсчитываемых по уравнениям (11.65) и (11.66) при
Лх — hH, получим
< 1/6) [(Л - 1) (hM& + 1] = (1/6) [(б + 1) (Лн/ЛО6 ~ 1]. (11.142)
откуда
Оо/Лн)’ = [1/(6 - 1>] [(8+1) (Лн/Л,)в - 2].
Подставив значение A0//zH в уравнение (11.141), видим, что коэффициент
влияния внешнего трения на давление прокатки можно выразить формулой,
предложенной А. И. Целиковым:
ДГ(б —1) [(хО -1]‘ (П.143)
Среднее давление прокатки можно определить, если умножить обе части
этого уравнения на 2тт, приняв, что п" ~ п” — 1:
РсР = 2Тт АЛ(6-.1“) [(Х') ~'] (ПЛ44>
или
РсР = 2Тт (п145)
где б = и 2//ДЛ.
58
(11.146)
Рис. 11.17. Коэффициент по влияния внешнего трения на контактное давление
в зависимости от 6 при разных &hlhQ
Входящую в уравнения (11.143) и (11.144) величину Ан находим из равенства
(11.142), после преобразования которого получим
ЛЛ = {[1 + К1+(62-1)(ММ ]/(6 + (П.147)
Чтобы упростить использование уравнений (11.144) или (11.145) при подсчете
контактного давления, на рис. 11.17 приведена построенная по этим уравнениям
диаграмма, характеризующая зависимость коэффициента nJ от б при разных об-
жатиях.
। Согласно этой диаграмме, при повышении обжатия, коэффициента трения
и диаметра валков среднее давление значительно возрастает.
Для горячей прокатки при отношении Z//tcp> 4 ч-5 участки СЕ и FD (см.
рис. II.9, а) могут быть значительны и можно принять на протяжении всей дуги
захвата тх = тт. В связи с этими допущениями в уравнениях (П.138) и (11.139)
принимаем
Pc ~ ~ 2V, ~ Ао»’ =
tg WZ.
Из условия равенства контактных напряжений, подсчитываемых по урав-
нениям (II.72) и (11.73) для нейтрального сечения, находим
Рн = 2тт 4- тт (2//АЛ) in (hM = 2тт + тт (21/Ah) In (h^/hj), (11.148)
откуда hB = К Mi-
После подстановки этих значений в уравнения (11.138) и (П.139) и опреде-
ления псе и nFD по выражению (II. 113) находим значение коэффициента, учи-
тывающего влияние внешнего трения:
< =1 + + = 1 + 1/(4Лср). (П.Н9)
При горячей прокатке, когда отношение Z/ftcp< 1,5ч-2, зоны скольжения
незначительны. В этом случае (см. рис. П.9) эпюра давления прокатки выражается
59
уравнением (II.78). Коэффициент напряженного состояния необходимо подсчи-
тывать, подставляя в выражение (11.138) значение EF = 1, а при определении
Jief в уравнении (11.140) принимать ре = 2тт; йг=йд; hr — ht.
После подстановки
«; = (!+ Лйн) (ftj/Aft) In (Ло/Л!) + 2А (Ай - йн), (11.150)
где
Л = (21/М)Ь}/2гт.
(11.151)
Величину т] определяем из условия, что в точке входа касательное контакт-
ное напряжение тх = тт.
Далее считаем, как это было принято при выводе уравнения (11.76), что тх
изменяется по линейному закону, а в нейтральном сечении тх. = тт.
Тогда
тх — тт (йх — Ац)/(Ло ^н)>
откуда, согласно уравнению (II. 139):
Т1 = тДй/[/ — (й0 —йц)].
После подстановки т] в уравнение (11.151)
Л — 2//[Дй (йо — йн)].
Подставив значение А в уравнение (11.150), получим
' _ Л ।____X hi i_ hp i 21 (2Ай —- йн)
° ~ V Ай йо-йн/ ДЛ Л1 Ай(йо —йн) *
(11.152)
(11.153)
(11.154)
(11.155)
Величину йн можно найти из условия, что при hx — йх по уравнению (11.78)
рх = 2тт. Для упрощения расчета можно с достаточной точностью принять йн
по выражению (11.148).
При отношении lfhc^< 1,54-2 без большой погрешности можно подсчиты-
вать коэффициент п'а для осадки призмы с учетом аналогичного закона распре-
деления контактных касательных напряжений, принимая у краев тх = тт, а по
центру тх — 0.
Тогда
К/? Ай 1
З(йо4-Й!) + 6йср •
(11.156)
Влияние натяжения на давление прокатки
Для определения давления прокатки с учетом влияния натяжения используем
уравнение (П.57).
Для решения этого уравнения принимаем, что 2тт tv рх. Тогда уравнение
(11.57) будет иметь следующий вид:
^ = (1 Тб)^,
Рх hx>
(11.157)
где 6 = 2р//Дй.
После интегрирования получим:
для зоны отставания
₽х = ^“вСо.
(11.158)
для зоны опережения
Рх=Л1+еС1-
(11.159)
60
Величины Со и Cj находим из следующего условия:
йх = йо — рх — £о2тт; I
Лх = йх — рх = £12тт. /
Тогда для зоны отставания
Рх — £о2Гт (йо/Лх)
(II.160)
(11.161)
для зоны опережения
Ах = Ь2тт(Лх/й1)е+1, (11.162)
где £q = 1 — (о0/2тт); £х = 1—(ох/2тт).
Подставляя эти значения рх в уравнение (11.119), получим
_ 2тт
РсР ’ЛЙ
После интегрирования получим формулу для определения давления прокатки
с учетом влияния натяжения и внешнего трения:
[ |о(Ло/Лх)6~1
!н
н
ах + pi (*A)6+I dhx
fti
(11.163)
__2г т f g йр
Рс₽ ~ Ай 6 — 2
Входящее в это уравнение значение йи находят по уравнениям (11.161) и
(11.162), учитывая, что при йх = йн величина рх — |о2тт (й0/йх)6—1 ==
= £12тт (йх/йр)6+\___
откуда йн =• /й§-’й{+1 (|0/^).
Согласно данным У. Хессенберга и Р. Симса, контактное давление металла на
валки рСр с учетом влияния натяжения можно выразить следующим образом:
Рер=₽;р(1-^^). (П.165)
где рср — давление без учета натяжения;
_ _ + тГ1 0,57 (оГо -|- оТ1)
iT tCp — — - ♦
Приближенное значение п™ может быть найдено по формуле
л;=1-^±£1. (11.166)
2рср
Влияние ширины полосы на давление прокатки
Ширина оказывает влияние на контактное давление при ее изменении только
в определенных пределах, и когда отношение ВСр// становится более пяти, то
при дальнейшем увеличении ширины изменения контактного давления практи-
чески не происходит.
В общем виде влияние ширины полосы можно представить в виде произве-
дения двух коэффициентов у и пв, из которых первый учитывает влияние, а вто-
рой — изменение величин внешнего трения в связи с уширением.
Для определения коэффициента пв можно использовать формулу С. И. Губ-
кина, согласно которой контактное давление при осадке параллелепипеда
Л /, , ЗВ— а
Рср — 2тт 1-|- qq h)* (П.167)
где а и В — размеры сторон параллелепипеда, из которых a <.J3,
61
Сравнив контактное давление при осадке данного параллелепипеда и парал-
лелепипеда с бесконечно большой стороной В, можно получить приближенно для
случаев прокатки, когда В > I:
6В И
(П.168>
пв
h-hw*)
где В и h — средние ширина и высота сечения прокатываемой полосы; I —
длина дуги захвата, скорректированная к условиям осадки, которую можно
определить по уравнению:
I = V"Rbh [ 1 —] •
При прокатке (//ftcp< 2) скольжение по поверхности почти отсутствует, к
если принять ц = 0,5, то
ад — 1 /
(П.169>
Определение давления при прокатке в калибрах
Как следует из экспериментальных данных, давление при про-
катке в калибрах обычно выше, чем при прокатке на гладкой
бочке в сопоставляемых условиях, причем эта разница составляет
1,0—2,0.
Для решения вопроса о влиянии формы калибра на величину
давления воспользуемся уравнениями, полученными:
для случая вытяжки в вырезных бойках (рис. 11.18, а):
Рср=1.15сф(1+-?-|1-£-А); (П.170>
где а — угол охвата полосы бойками;
для случая вытяжки полосы прямоугольного сечения в плоских
бойках (рис. 11.18, б):
рср= 1,15оф [1 +(И6/ЗЙ)1. (11.171)
Следует отметить, что формула (11.171) получена из условий
плоской деформации (отношение ширины бойка к ширине полосы
мало).
Рис. 11.18. Схема вытяжки в вырезных (а) и плоских (б) бойках
62
В порядке обобщения заменим
в формуле (11.171) величину 1,15оф
на уоф (где у,— коэффициент Лоде,
изменяющийся в пределах 1,0-н
1,15) и на основании сравнения
величин давления при вытяжке
полос в вырезных и плоских бой-
ках найдем коэффициент ик:
1,15 [1 + (2fczp/3nd)]
Т[1+(Н*/Зй)]
(11.172)
Эта формула может быть ис-
пользована для учета влияния
условий трения и формы калибра
на давление при прокатке. В этом
случае вместо ширины бойка b
следует подставить значение длины
дуги захвата /, вместо диаметра
d — высоту полосы Л:
Рис. 11.19. Зависимость пи от Ц (l/h) и
а/п (сплошные линии для V = 1,0,
штриховые дли у — 1.15)
лк
1,15(1 + (2ра//3лй)] 173)
Т[1 + (р//ЗЛ)] * ' * '
Из анализа приведенной выше формулы (11.173) видно, что
рост давления при прокатке в калибрах определяется в основ-
ном величинами р (l/h) и а/л (рис. 11.19).
Отношение а/л характеризует степень стеснения металла
в калибре. Для квадратных, ромбических и овальных калибров
обычно а/л = 0,6.-0,9, а для сложных фасонных калибров сле-
дует принимать а/л =1.
Итак, при прокатке в простых и фланцевых калибрах давление
следует определять, пользуясь формулой: р = 1,15папкОф, где
па — по формуле (11.122).
При прокатке балочных профилей со свободным уширением,
когда валками обжимается только шейка профиля, следует учи-
тывать влияние боковых необжимаемых зон (фланцев) р ~
= 1,15ПаЦаПа^Оф.
5. МОМЕНТ И МОЩНОСТЬ ПРОКАТКИ
Усилия, приложенные от прокатываемого металла к валку, сла-
гаются из нормальных и касательных усилий. Направление равно-
действующей этих усилий зависит от способа и условий прокатки.
В каждом отдельном случае направление равнодействующей
можно определить из условия равновесия прокатываемого ме-
талла. При простом процессе прокатки равнодействующие силы
будут направлены параллельно линии, соединяющей центры
63
Рис. 11.20. Направление сил,
действующих на валки прн про-
стом процессе прокатки без
учета (а) и с учетом (б) трения
в подшипниках
прокатки и в этих
обоих валков, а при обычном гори-
зонтальном расположении валков —
вертикально (рис. 11.20).
Простой процесс прокатки харак-
теризуется тем, что оба валка привод-
ные с одинаковыми диаметрами и ок-
ружными скоростями, прокатываемый
металл имеет однородные свойства,
движется равномерно и на него не
действуют какие-либо другие силы,
кроме сил, приложенных от валков
(не действует, в частности, переднее
или заднее натяжение со стороны мо-
талок или валков соседних клетей).
На практике, однако, не всегда со-
блюдаются условия простого процесса
случаях равнодействующая не будет
направлена вертикально.
Составляющие нагрузки привода валков
Момент на валу двигателя, необходимый для привода валков
прокатного стана, слагается из четырех величин:
Мдв = (Мпр/0 + Л1тр + Л110Л + Л4дИН, (11.174)
где Afnp — момент прокатки, который требуется для преодоления
сопротивления деформации прокатываемого металла и возника-
ющих при этом сил трения металла по поверхности валков; i —
передаточное число между валками и двигателем; /Итр — момент
добавочных сил трения, приведенный к валу двигателя, возника-
ющий при проходе металла между валками в подшипниках
валков, в передаточном механизме и в других частях стана,
но без учета момента, требующегося на вращение валков стана
при его холостом ходе; Мхол — момент холостого хода, т. е.
момент, требующийся для привода стана во время холостого
хода; /Идин — динамический момент на валу двигателя, необхо-
димый для преодоления инерционных усилий, возникающих
при неравномерном вращении валков.
Первые три величины, составляющие нагрузку привода вал-
ков, представляют собой в сумме статический момент.
Отношение момента прокатки, приведенного к валу двигателя,
к полному статическому моменту называется к. п. д. прокатного
стана:
МпрЛ" 17^1
(/Wjip/0 + /Итр 4* /Ихол
В зависимости от режима прокатки и устройства стана (глав-
ным образом от конструкции подшипников прокатных валков)
64
к. п. д. стана может колебаться в довольно широких пределах,
в среднем т] — 0,5-: 0,95.
Динамический момент возникает лишь в станах, работающих
с неравномерным вращением валков: в станах с маховиком, в ста-
нах с регулируемой скоростью прокатки в течение прохода,
в том числе и в реверсивных. Динамический момент находят
по формуле
(11.176)
где J — момент инерции вращающихся частей стана, приведен-
ный к валу двигателя; dco/dx — угловое ускорение; mD2 — махо-
вой момент.
Определение момента прокатки по усилиям,
действующим на валки
Момент прокатки при установившемся процессе подсчитывают
либо по усилиям, действующим на валки, либо по эксперимен-
тальным данным о расходе энергии при прокатке. Первый способ
дает более точные результаты при прокатке профилей прямо-
угольного сечения: листов, лент, блюмов, слябов и т. п. При про-
стом процессе прокатки без учета потерь на трение в подшипниках
валков момент прокатки, необходимый для вращения обоих вал-
ков, равен:
Л111р = 2Ра = 2ф/Р, (II. 177)
a--^-sin₽, (11.178)
где а — плечо приложения равнодействующей Р; ф = а// —
коэффициент плеча приложения равнодействующей Р; р — угол,
характеризующий точку приложения Р.
С учетом потерь на трение в подшипниках валков:
Мпр = Р (D sin р + d4Pn) = 2Р (a -f р),
где dn — диаметр цапфы валка; — коэффициент трения цапфы
в подшипнике валка; р — радиус круга трения цапф валка.
На основании экспериментальных данных можно принять,
что равнодействующая усилия прокатки приложена от оси валков
на расстоянии, определяемом из следующих соотношений:
при горячей прокатке:
а = (0,45ч-0,5) /; ф = 0,45:0,5;
при холодной прокатке
а = (0,2-4-0,35) /; ф = 0,2-4-0,35.
3 Заказ 224 65
Аналитическое выражение для определения коэффициента
плеча усилия прокатки имеет вид
-Е(-ЗГ~Т —44L (11.179)
т I 2 — е| хе”*__________1 т I '
где т = р//Лср. При т < 0,5 формула (11.179) упрощается и при-
нимает вид
Определение момента прокатки по расходу энергии
В ряде случаев момент прокатки целесообразнее определять
по расходу энергии при прокатке. Такой метод подсчета моментов
применяют при прокатке сортового металла непрямоугольного
сечения, где определение контактной площади и контактного
давления сложнее, чем при прокатке профилей прямоугольного
сечения.
Данные экспериментальных исследований обычно представ-
ляют в виде кривых, выражающих расход энергии на 1 т про-
катанной продукции в зависимости от общей вытяжки или при
прокатке листов и ленты в зависимости от уменьшения толщины
проката. По данным, приведенным на рис. 11.21, расход энергии
за один проход на 1 т составляет (а± — Oq) кВт-ч/т.
Тогда общий расход работы за данный проход
А = (а1 — aJG. (11.181)
Ввиду того, что расход энергии при прокатке обычно измеряют
по нагрузке двигателя, в величины, определяемые по указанным
кривым, также входит и потеря энергии на трение в механизмах
прокатного стана, но с вычетом потерь на вращение стана вхо-
лостую. Таким образом, вычисленный по этому расходу энергии
момент будет представлять собой сумму моментов Л1пр и Штр.
Момент, необходимый для вращения валков:
(Afnp + MTp)/i = 3600 (ах - а») pQD (1 + S), (11.182)
где а0 и — удельный расход энергии до и после рассматрива-
емого прохода, кВт-ч/т; р — плотность, кг/дц8; Q— площадь
сечения прокатываемой полосы после пропуска, м2.
Если пренебречь влиянием опережения S, то для стали при
р = 7,8 т/м8 получим
(2Ипр + Шпр) = 1400 (^ + а») QD. (11.183)
Потребляемую мощность (кВт) при подсчете количества работы
по кривым можно выразить следующим уравнением:
М = 3600 (Oi — «о) G/т. ' (И. 184)
66
При подсчете расхода энергии
при прокатке по кривым для
каждого случая следует подби-
рать кривую, наиболее соответ-
ствующую рассматриваемым ус-
ловиям прокатки (материал, раз-
мер и форма профиля, тип про-
катного стана и т. д.), причем для
всех случаев удлинение, равное
единице, необходимо относить
к сечению полосы, выходящей из
нагревательной печи.
Кривые удельного расхода
энергии при прокатке листов и
ленты ввиду того, что на него
Рис. 11.21. Изменение расхода энергии
при прокатке блюмов в зависимости от
общей вытяжки
значительное влияние оказывает толщина проката, иногда строят
в зависимости от изменения последней.
Определение моментов добавочных сил трения
и момента холостого хода
Основной величиной, составляющей момент добавочных сил тре-
ния, является момент сил трения в подшипниках валков. Вели-
чина этого момента для обоих прокатных валков
ЛТтр1 = Pdih, (11.185)
где Р — нагрузка на подшипники, равная при неконсольном
расположении валков усилию прокатки (за исключением шести-
валковых и многовалковых станов); d — диаметр цапф; рх —
коэффициент трения в подшипниках валков.
Второй величиной, составляющей момент добавочных сил
трения, является сила трения в передаточном механизме стана,
т. е. в шестеренной клети, в редукторе и т. п. Эту величину обычно
определяют в зависимости от к. п. д. передач по уравнению
(И. 186)
где Мтр2 — момент потерь в передаче, приведенный к валу дви-
гателя; т] — к. п. д. передачи от двигателя к валкам; i — пере-
даточное число этой передачи; Л1пр, Л!тр1 — моменты прокатки
и сил трения в подшипниках валков, приведенные к последним.
В станах, снабженных опорными валками, появляется еще
одна составляющая момента добавочных сил трения — потери
на трение качения рабочих валков по опорным валкам; однако
эти потери обычно при расчете не учитывают ввиду их незначи-
тельности.
Для стана с холостыми валками момент добавочных сил трения
+ ---1)^. (П.187)
р h Рол \ ч / • <
з*
67
Момент холостого хода — это момент, необходимый для при-
вода главной линии прокатного стана во время паузы и равный
сумме моментов Л4П, необходимых для вращения каждой детали:
= = (11.188)
Здесь Gn — нагрузка от массы данной детали на подшипники
(подразумевается нагрузка на подшипники).
Коэффициент трения рп следует выбирать в зависимости от
конструкции подшипников на основе приведенных ранее данных,
учитывая при этом возможное зажатие их вкладышей.
При подсчете момента холостого хода у тонколистовых станов
холодной прокатки и некоторых других станов необходимо учи-
тывать возможное предварительное прижатие валков. Возника-
ющий при этом дополнительный момент сил трения в подшипниках
валков можно подсчитать по уравнению (11.185), приняв усилие Р
равным усилию прижатия валков. Тогда момент дополнительных
сил трения во время рабочего хода следует соответственно умень-
шить.
Если в стане предусмотрен маховик, то к полученному значе-
нию момента холостого хода необходимо добавить момент, затра-
чиваемый на преодоление сил трения рассматриваемого маховика
о воздух.
Диаграммы статической нагрузки
Для подсчета мощности привода, а также для расчета стана на
прочность, кроме самой величины нагрузки, необходимо еще знать
график изменений этой нагрузки во времени, называемый нагру-
зочной диаграммой.
Вычисления, предшествующие построению этой диаграммы,
сводятся сначала к определению статической нагрузки привода
на протяжении всего периода прокатки полосы, а также продол-
жительности проходов и неизбежных между ними пауз.
Статическую нагрузку, как указывалось выше, можно под-
считать по уравнению
А1СТ (AW) + Мтр + Мхол. (11.189)
Продолжительность прохода т находим из отношения т =
— L/vlf где — средняя скорость выхода металла из валков;
L — длина прокатываемой полосы.
Время паузы между проходами вычисляют или принимают
в зависимости от продолжительности тех операций, которые
должны быть совершены при подаче прокатываемой полосы
в валки (подача по рольгангу, кантовка, передача в другой калибр
или в другую клеть, подъем или опускание верхнего валка, ре-
версирование стана и т. п.).
68
Рис. 11.22. Диаграммы статической нагрузки для разных прокатных станов (тр — ритм
прокатки):
а — непрерывные станы с индивидуальным приводом и другие при прокатке одной полосы
в один проход; б — одноклетевые станы н другие при прокатке одной полосы в несколько
проходов (пять проходов); в — одновременная прокатка двух или нескольких полос
в несколько проходов (пять проходов); г — непрерывные станы с групповым приводом
(пять клетей) при одновременной прокатке одной полосы; д — то же, время паузы между
подачами двух полос меньше времени прохода полосы между клетями стана (тп — время
паузы)
Нагрузочную диаграмму строят на протяжении всего периода
прокатки данной полосы — от момента входа ее в валки до выхода
при последнем проходе и подаче следующей полосы.
По прошествии этого периода, называемого ритмом прокатки,
нагрузочную диаграмму вновь повторяют.
На рис. II.22 изображены наиболее характерные диаграммы
статической нагрузки привода для разных прокатных станов.
69
Нагрузка привода при
реверсивном режиме работы
При реверсивном режиме ра-
боты захват прокатываемого
металла валками происходит
при пониженной скорости, за-
тем скорость валков повыша-
ется, а перед концом прохода
понижается (рис. 11.23). Таким
образом, время прохода металла
через валки слагается из трех
периодов: разгона, установив-
шейся скорости и торможения.
Если обозначить ускорение
двигателя, выраженное в обо-
ротах в минуту, помноженных
на секунду, через ер при раз-
момент привода в каждом из этих
(11.190)
(11.191)
Рис. 11.23. Частота вращения валков (с) и
нагрузка привода (б) в течение прохода при
реверсивном режиме работы
гоне и ет при торможении, то
периодов: при разгоне
Мр = Мст 4- (GD2ep/375);
при установившейся скорости
Л!у = Л1СТ;
при торможении
М.г == 7ИСТ — (GL>2eT/375), (11.192)
где GD2 — маховой момент вращающихся частей стана и якоря
электродвигателя, приведенный к валу последнего.
Для шунтовых электродвигателей, применяемых, как пра-
вило, для привода реверсивных прокатных станов, величины ер
и ет обычно применяют постоянными. Тогда нагрузочная диаг-
рамма в течение прохода будет состоять из трех прямоугольников
(рис. 11.23). За период паузы нагрузка привода равна:
при разгоне
Л1П. р = Мхол + (GD2ep/375); (11.193)
при торможении
Ма. т = Мхол - (GD2et/375). (II. 194)
При разгоне и торможении с металлом в валках
Мпр — Мюл ± -Мдин = ^хол ± (G£)2ep/4), (11.195)
где GD2 — приведенный маховый момент с учетом массы слитка
(принимается, что масса слитка тс находится на окружности
валка диаметром D).
Для повышения производительности стана стремятся к тому,
чтобы ускорение ер было наибольшим. У современных блюмингов
70
оно составляет 2,8—8,0 1/с2 при разгоне и 4,0—10 1/с2 при тормо-
жении.
Если обозначить время периодов разгона, установившейся
скорости и торможения через тр, ту и тт, то общее время прохода
т = тр 4- Ту + тт.
Задавшись частотой вращения валков при захвате п3, устано-
вившейся скорости Пу и скорости выхода пв, найдем тр и тт: тр =
= («У — п3)/ер; Тт = (Пу — пв)/ет.
Продолжительность периода установившейся скорости зави-
сит от длины прокатываемой полосы L. Так как площадь заштри-
хованной части диаграммы, показанной на рис. 11.23, соответ-
ствует в некотором масштабе длине прокатываемой полосы,
составляем уравнение
nD / «з — Пу «у + пв \ ,тт
Z/ 60 2 Тф ЯуТу2 • (11.196)
Откуда продолжительность периода установившейся скорости
т _JQL_______1 Мз + пу пу + пв \
ТУ “ лШу «у V 2 р' 2 Тт/’ '
Время разгона и торможения при холостом ходе: трп = п3/ер;
^тп ~ ^з/®т«
После построения нагрузочной диаграммы определяют номи-
нальный момент двигателя (с учетом допустимой кратковременной
нагрузки двигателя и предотвращения его нагрева).
Глава III
ДИНАМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ
МАШИН
Металлургические машины работают в тяжелых динамических
режимах, и поэтому к их конструкциям предъявляют высокие
требования прочности и надежности. Качество этих машин в не-
малой степени зависит от того, насколько точно произведены
расчеты их основных параметров. На современном этапе развития
машиностроения возникшая из требований практики новая от-
расль динамики — прикладная динамика машин — позволяет
наиболее полно изучить динамические процессы в машинах и
определить нагрузки, возникающие в этих элементах.
Машину необходимо рассматривать такой, какой она является
в действительности, т. е. с учетом свойств материала (упругости),
реального характера нагружения внешними силами, принимая
во внимание и характеристику двигателя, с учетом зазоров в при-
водных линиях и диссипативных свойств системы.
71
Машины доменных и сталеплавильных цехов подвержены
интенсивному действию динамических нагрузок. Однако наиболее
жесткие динамические режимы присущи прокатным машинам,
характер нагружения которых часто приближается к ударному.
Поэтому пренебрежение динамическими воздействиями может
повлечь за собой большие ошибки в расчетах металлургических
машин.
Аварии машин могут возникать там, где статические нагрузки
невелики, и воздействия переменных сил являются одной из
основных причин усталостного разрушения деталей. Практически
90 % разрушений деталей машин носят усталостный характер
в результате действия динамических нагрузок. Механические
колебания в машинах оказывают вредное влияние не только на
прочность, они могут в значительной степени усложнить и даже
нарушить нормальный технологический процесс машин, например
колебание электродов дуговых электропечей, колебание валков
листо- и трубопрокатных станов, приводящих к ухудшению
качества листов и труб, буксование валков прокатных станов и др.
Динамические расчеты машин предусматривают определение
величины амплитуд и частот колебаний нагрузок в машине и на
этой основе проводятся расчеты деталей на выносливость.
Внедрение в практику проектирования динамических расчетов
будет способствовать более качественному выполнению курсовых
и дипломных проектов с элементами научных исследований, так
необходимых для повышения теоретического уровня подготовки
специалистов и приобщения их к научным изысканиям.
При проектировании машин следует более широко внедрять
динамические расчеты с применением ЭВМ, с помощью которых
можно из множества вариантов находить оптимальные пара-
метры, определяющие высокое качество машин.
Большое влияние на качество машин оказывает выбор раци-
ональных кинематических схем с возможно минимальным числом
пар и звеньев без пассивных связей, обеспечивающих минимальные
динамические нагрузки и большую их надежность. Неудачно
выбранная кинематическая схема механизма и необоснованный
выбор ее динамических параметров при прочих равных условиях
могут явиться причиной возникновения больших перегрузок и
аварий. Поэтому следует уже в стадии проектирования с помощью
ЭВМ производить детальный расчет и исследование динамики
машин с различными кинематическими схемами и параметрами
для реальных эксплуатационных ситуаций.
Прогресс в выборе рациональных кинематических схем меха-
низмов и их конструктивных решений можно наблюдать на ряде
новых металлургических машин, спроектированных ВНИИмет-
машем. К основным направлениям развития современного машино-
строения, обеспечивающим снижение динамической напряжен-
ности и высокое качество машин, можно отнести следующие:
1) повышение мощностей, скоростей и производительности машин
72
при одновременном улучшении их динамических характеристик
и уменьшении металлоемкости; 2) максимально возможное упро-
щение кинематических схем механизмов: 3) рациональное раз-
мещение приводов отдельных механизмов в машинах с минималь-
ной длиной приводных линий, обеспечивающее снижения дина-
мических нагрузок и массы машин; 4) упрощение конструкций
механизмов путем применения индивидуальных приводов на
каждый механизм, исключая трансмиссии и муфты включения;
внедрение компактных приводов типа двигатель — редуктор,
планетарных, волновых и других передач; применение для тяжело
нагруженных механизмов безредукторных приводов; 5) более
широкое внедрение в практику конструирования машин гидро-
и пневмоприводов, обладающих сравнительно малыми габари-
тами, большим быстродействием, меньшей динамикой и большей
надежностью; применение комбинированных электрогидро- и пнев-
могидроприводов; 6) применение многодвигательных приводов,
улучшающих динамические характеристики механизмов и повы-
шающих их надежность; 7) выбор на ЭВМ еще в стадии проекти-
рования оптимальных динамических параметров систем меха-
низмов и машин; 8) разработку новых кинематических схем
и приводов для создания автоматических линий, конструкций
манипуляторов и роботов.
Независимо от назначения и конструктивных особенностей
все машины обладают общими свойствами — упругостью звеньев
и способностью при определенных условиях к возбуждению в них
колебательных процессов.
Под действием внешних нагрузок (моментов или сил двигателя,
тормозов, технологических сопротивлений рабочей машины и др.)
упругие элементы привода деформируются, а массы машин совер-
шают, кроме основного вращения, малые крутильные или про-
дольные колебания. В результате этого линия приводов нагру-
жается дополнительными моментами, или силами упругости,
изменяющимися во времени с частотой собственных колебаний
системы.
Расчет динамических нагрузок колебательного характера в ма-
шинах включает следующие основные этапы: 1) составление физи-
ческой модели машины; 2) определение величины и характера
изменения внешних нагрузок, приложенных к системе; 3) состав-
ление дифференциальных уравнений движения упругой си-
стемы; 4) определение частот собственных колебаний; 5) расчеты
упругих сил и моментов в звеньях приводов, действительных
законов перемещения и скоростей рабочих органов машин.
Привод машин состоит из большого числа сосредоточенных
и распределенных масс, вследствие чего теоретическое исследова-
ние такой системы становится весьма затруднительным. Поэтому
действительную систему по возможности заменяют простой при-
веденной расчетной схемой с небольшим числом масс,
обеспечивающей требуемую точность расчета.
73
1. физическая модель машины
В прикладной динамике машин разработка физической модели
является одним из ответственных этапов динамических расчетов.
Обоснованный переход от реальной машины к эквивалентной
расчетной схеме и точность определения ее параметров суще-
ственно влияют на достоверность динамического расчета.
Значения моментов инерции ротора двигателя, муфт, тормоз-
ных шкивов и других деталей можно найти в соответствующих
каталогах или определить их приближенные значения по формуле
J = (III.1)
где т — масса детали; Dn — наружный диаметр детали; —
коэффициент распределения массы, зависящий от конструкции
детали; kM = 0,125 для сплошного вала; kM = 0,25 для полого
вала; kM = 0,15 для шкива; Лм = 0,16 для зубчатого колеса.
Момент инерции детали фасонного профиля можно определить
приближенно, заменив профиль участками ступенчатой формы.
Для каждого участка определяют момент инерции его массы.
где р — плотность материала; /£, di — длина и диаметр участка.
Момент инерции массы детали
j = Е Л- (Ш.З)
Определим коэффициенты жесткости (в дальнейшем будем
называть жесткостью) некоторых наиболее распространенных
элементов.
Продольная жесткость стержня
с~ЕРЩ (III.4)
где Е — модуль продольной упругости материала; F — площадь
поперечного сечения; I — длина стержня.
Величина, обратная жесткости, называется податливостью:
е = 1/с - ll(EF). (III.5)
Жесткость пружины сжатия (растяжения)
с = 8D’z ’ (Ш.6)
где G — модуль упругости при сдвиге; d — диаметр проволоки;
D — средний диаметр пружины; z — число рабочих витков.
Поперечная жесткость. Жесткости балок зависят от способа
закрепления и приведены в курсах сопротивления материалов.
Например, жесткость консольной балки
с=ЗЕ!]1\ (III.7)
где I — экваториальный момент инерции сечения балки, см4.
74
Крутильная жесткость. Коэффициент жесткости с при круче-
нии — крутящий момент Л4кр, закручивающий вал на угол —
=~ 1 рад, т. е.
с = Мкр/<р. (III.8)
Жесткость круглого вала
c = GIp]l, (II 1.9)
где /р — полярный момент инерции сечения вала, равный nd4/32
(здесь d — диаметр вала); / — длина закручиваемого участка
вала.
При последовательном соединении деталей упругой системы
общая эквивалентная податливость равна сумме податливостей
ео«=£е<. (ШЛО)
При параллельном соединении упругих элементов проще
определять общую жесткость, которая будет равна сумме отдель-
ных жесткостей:
п
^об ~ Xj
1
При параллельно-последовательном соединении
с _ (Q 4~ св) с» .
С1 + с2 4" С3 *
(Ш.П)
(III. 12)
e = + <ШЛЗ)
При наличии в приводе передач (редукторов) жесткости при-
водятся к одному из валов (чаще всего к валам двигателя или
рабочей машины), аналогично приведению масс или моментов
инерции:
си = Ci (й)4/й)0)2, (III. 14)
где Ci — жесткость соответствующих линий передач, вращающихся
с угловой скоростью а>0 — угловая скорость вала, к которому
приводится система.
Приведение моментов инерции масс с учетом к. п. д.
2. ДИНАМИЧЕСКИЕ НАГРУЗКИ В МАШИНАХ
Для самой простой двухмассовой эквивалентной схемы механизма
(рис. III. 1) дифференциальные уравнения движения масс в пере-
ходный период можно представить в следующем виде:
~ (III.16)
Н2(Ф1~Ф2):=— Mb (III.17)
75
Рис. III.I. Двухмассовая эк-
вивалентная схема механизма
где Ji — момент инерции первой массы
привода; Л — момент инерции второй
массы механизма, приведенный к валу
электродвигателя; с12 — приведенная
жесткость линии передач привода;
т—время; фд, ф2 — угловые переме-
щения масс, рад; — момент двига-
теля; ТИ2 — момент технологического
сопротивления рабочей машины, при-
веденный к валу электродвигателя (со знаком минус).
В уравнениях (III.16) и (III.17) первые слагаемые — моменты
сил инерции соответствующих масс, вторые — моменты сил упру-
гости в связи привода; в правой части уравнений — моменты
внешних сил соответственно двигателя и технологических со-
противлений на рабочем звене механизма.
Характер динамических процессов и величины амплитуд
колебаний зависят от параметров системы, закона нагружения
привода силами технологического сопротивления М2 и действия
двигателя Mt. Силы сопротивления в рабочих машинах металлур-
гического производства определяются спецификой их технологи-
ческого назначения.
Рассмотрим некоторые наиболее часто встречающиеся случаи
нагружения металлургических машин силами технологического
сопротивления.
Влияние характера приложения технологических нагрузок на
интенсивность динамических нагрузок проследим на примере
двухмассовой эквивалентной модели машин. Имея ввиду, что
момент сил упругости в связях между 1—2 массами равен
7И12 = С12 (<Pi «Рг)» (III. 18)
дифференциальные уравнения (III. 16)—(III. 17) можно записать
в виде
+ с12. (III.19)
а. Мгновенное приложение момента технологического сопро-
тивления к системе при действии постоянного момента электро-
двигателя. Решив дифференциальное уравнение (III. 19) при
нулевых начальных условиях т = 0; Л412 = 0; ^1,а = 0, полу-
чим выражение для момента сил упругости в приводе в виде
Л11>2 = Ма (1 — cos fir), (III.20)
где Ма — суммарный момент от сил статического сопротивления
и инерции второй массы;
Ма ° - /1М,‘ 1= ^ + еЛ; (Ш.21)
J1 "г
76
/ ’ ь
Рис. III.2. Линейный (А), экспо-
ненциальный (Б) и периодический
(В) законы нарастания технологи-
ческих нагрузок:
а — график нагружения; б — коэф-
фициент динамичности
е — среднее угловое ускорение;
М1-7Иа.
А + А ’
О — частота собственных коле-
баний системы, 1/с;
Я = 1/ + . (III.22)
Г J 2
Период колебаний, с,
Т = ЪМ.
Для характеристики дина-
мических нагрузок часто поль-
зуются коэффициентом дина-
мичности, равным отношению
максимального значения динамической нагрузки к постоянной
(или статической) нагрузке:
t, __ Мщах _-М12
д ~ Мпос “ Ма
(III.23)
Из выражений (II 1.20) и (II 1.23) следует, что в случае нагру-
жения двухмассовой системы постоянными моментами коэффи-
циент динамичности равен 2. Вследствие трения и рассеяния
энергии колебания со временем затухают.
Коэффициент динамичности зависит от вида функции сил
нагружения, скорости их нарастания, наличия зазоров в соеди-
нениях и других факторов.
б. Технологический момент нарастает по линейному закону,
а затем остается постоянным (рис. III.2, Л):
М2 = Мс при т < т0 (III.24)
то
и М2 = Мс при т > т0,
где т0 — продолжительность нарастания нагрузки.
77
Динамические нагрузки в упругой связи равны
Л1м = Л1л + Л111^^51п(»т + ф), (111.25)
где Мп — постоянная составляющая моментов 7ИП = МсJz/(Ji +
+ Л); Ф — фазовый угол.
Коэффициент динамичности
/гд = 1 + (sin лХ)/лЛ, (III.26)
где X = т01Т — отношение времени нарастания нагрузки к пе-
риоду собственных колебаний системы.
Для случая т0 О.бТ1 с некоторым допущением можно запи-
сать
£д= 1 + 1/лХ. (III.27)
На рис. III.2, А эта кривая показана пунктиром.
С увеличением Л коэффициент динамичности уменьшается
и при X > 5 он всего на несколько процентов больше единицы;
в этом случае динамическими нагрузками можно пренебречь.
в. Технологическая нагрузка нарастает по экспоненциальному
закону (рис. III.2, Б)
М2 = Мс (1 - е”™), (III.28)
где А — показатель экспоненты.
При нулевых начальных условиях уравнение моментов сил
упругости в приводной линии имеет вид
Мы = Ма - -y-i—Afosln(«r + T) + Mn^Le-tM. (III.29)
у 1 4- М 1 4~ л?
где X — &А; у = arctg (—Л,).
Коэффициент динамичности
(I,L30)
Чем меньше показатель экспоненты нарастания нагрузки А
(рис. II 1.2, Б), тем больше динамическое воздействие на упругую
систему привода. При ЛФ > 10 коэффициент динамичности прак-
тически мало отличается от единицы, т. е. можно считать, что
на машину действуют только статические нагрузки.
г. Периодическое нагружение (рис. III.2, В). Периодическое
действие возмущающей силы, кроме затухающих собственных
колебаний, вызывает постоянно действующие вынужденные коле-
бания.
Рассмотрим колебательный процесс с учетом вязкого сопро-
тивления, пропорционального скорости движения колеблющейся
массы (рабочего звена). Уравнение движения рабочего звена
J^+c(-p2-<Fi) + a^ = 'WeSln(11T, ,(111.31)
где а — коэффициент демпфирования, Н-м-с.
78
Угол поворота ротора выразим в функции времени = сот.
Общее решение уравнения состоит из решения однородного
уравнения и частного решения:
ср2 = е [Л! sin От Вг cos От] 4- сот —
Мс (О2 — со2)
J рб2 — (О2)2 + -уд- (О2 j
Sin СОТ +
_______Мейса cos сот______а©^
J2 С ’
где X = a/(2J).
Момент сил упругости в связи
(III.32)
Л4112 == с (epi — ср2) = е~Кх [—A sin От — В cos От] -|-
4-------——-j------Мс Г(О8 — со8) sin сот — cos сот] + асо,
(02-ш2)24-^-о2 L J
(Ш.ЗЗ)
или
Л11.2 = е~и (—A sin От — В cos От) 4- псо 4-
+-----г Мс . sin (сот 4- ф), (111.34)
Г (1 —у а ю
У Д б2 /
где гр= arctg
Коэффициент динамичности
Ад = —z. . 1 =-. (Ш.35)
/о+тлаш)
Первое слагаемое в уравнении (II 1.34) характеризует затуха-
ющие свободные колебания с частотой О, последнее— вынужден-
ные колебания под действием возмущающей силы с частотой со.
Темп затухания колебаний характеризуется логарифмическим
декрементом колебаний
6 = In (Ak/Ak+i),
где Ah и Ль+1 — значения соседних амплитуд колебаний.
Логарифмический декремент составляет обычно от нескольких
сотых до десятых долей единицы; при сравнительно большом
затухании, когда каждая следующая амплитуда вдвое меньше
предыдущей, 6 = In 2 = 0,693.
В случае совпадения частот собственных и вынужденных коле-
баний в системе появится резонансный режим, при котором мо-
менты сил упругости в приводе будут иметь ограниченную ам-
плитуду в результате действия диссипативных сил сопротивления
(рис. III.2, В). Следовательно, коэффициент динамичности в си-
79
0 0,2 0,6 0,6 0,6
/? -в/Т
Рис. III.3. Импульсное на-
гружение:
а — прямоугольный им-
пульс; о — полусинусои-
дальный импульс; в — коэф-
фициенты динамичности для
указанных (о, б) импульсов
стемах с демпфированием зависит от энер-
гетической характеристики Мак-
симальное значение коэффициента динами-
чности имеет место при резонансе (со/О =
— 1) и равно кд = J^/a.
д. Импульсное действие сил. Метал-
лургические машины нередко нагружа-
ются силами типа импульса (рис. Ш.З).
Оценку динамичности действия возмуща-
ющей силы на упругую систему в общем
виде дал академик А. Н. Крылов. При
действии на систему силы Р (т), кроме
статической нагрузки, возникает динами-
ческая составляющая, которая зависит от
скорости нарастания силы Р (т) и периода
собственных колебаний системы. Когда
кривая возмущающей силы имеет один
максимум и Р (0) = 0, то, согласно
А. Н. Крылову, можно записать
т
—j Р (т) cos ft (т—т0) dx0
о
(III.36)
где т0 — переменная, изменяющаяся от 0
до т, по которой ведется интегрирование; Т — период сво-
бодных колебаний системы. В правой части выражения (II 1.36)
представлено максимально возможное приращение возмуща-
ющей силы за время полупериода свободных колебаний.
Динамический эффект оценивается соотношением периода соб-
ственных колебаний упругой системы Т и продолжительности
действия внешних сил 6. Если продолжительность действия силы
велика по сравнению с периодом собственных колебаний Т, то
динамические нагрузки в системе будут малы и ими можно пре-
небречь; практически система нагружается статическими силами.
При действии быстро исчезающих сил, когда продолжительность
их действия 0 мала по сравнению с периодом собственных колеба-
ний Т, динамическая нагрузка будет определяться отноше-
нием 0/Т.
Пусть на систему действуют весьма кратковременно возмуща-
ющие силы по прямоугольному и полусинусоидальному законам
(рис. Ш.З, а, б). Для нулевых начальных условий в упругой
связи для первого закона нагружения при т > 0 динамические
усилия равны
е
Ру = [ Sin ft (т — т0) dx0 = 2Р sin sin ft (т-1-) • (Ш.37)
6
80
Обозначив ^/2 = лО/7 — получим значение коэффици-
ента динамичности
kn = 2 sin лХ, (II 1.38)
где X — параметр нагружения.
График изменения коэффициента динамичности в функции
параметра нагружения показан на рис. Ш.З, в. Из графика видно,
что если сила действует в течение малой доли периода собственных
колебаний, то эффект такой силы мал и даже действие большой
нагрузки не представляет для упругой системы опасности.
При весьма кратковременном нагружении системы (6 < 7/2)
максимальный динамический эффект проявляется уже после
исчезновения внешних сил.
При действии кратковременных сил коэффициент динамич-
ности зависит не только от соотношения периодов действия сил
и собственных колебаний системы, но и от функции нагружения.
Нагружения, отличные от прямоугольного импульса, смягчают
динамический эффект (см. рис. Ш.З, в).
3. ДИНАМИЧЕСКИЕ НАГРУЗКИ ОТ УДАРОВ В ЗАЗОРАХ
В приводах металлургических машин, как правило, имеются
большие зазоры в соединениях (в зубчатых муфтах и передачах,
универсальных шпинделях и др.). В период неустановившегося
движения машины в момент упругого замыкания зазоров в при-
водных линиях возникают большие динамические нагрузки.
Определим динамические нагрузки для двухмассовой системы
с зазором (рис. III.4). Ротор электродвигателя начинает повора-
чиваться, вторая масса остается еще некоторое время^неподвиж-
ной, пока не выбран зазор. Уравнение движения ротора
= Mlt (III.39)
где Mj — пусковой момент электродвигателя.
При нулевых начальных условиях и постоянном пусковом
моменте решение имеет вид
<рт = M^!2JX.
При равномерно ускоренном вращении ротора его скорость
в конце выбора зазора равна
©о = /2Л4Ж- (111.40)
После замыкания зазора система превращается в двухмассо-
вую. Дифференциальное уравнение движения масс
Л -^г" + с(<рг - <р2) = Л4Х;
г / ч о ’ (Ш-41)
“ С(Ф1 - Ф2) = —М2’
где М2 — момент сопротивления, приложенный к рабочему звену.
81
Рис. III.4. Упругий удар в за-
зорах:
а — двухмассовая схема с за-
зором; б — график зависимости
коэффициента динамичности
от величины зазора
Углы закручивания масс
= A cos От |- В sin От -{- ; (III.42)
J J V
<р2 =----77 cosOr+BsinOT-b-^-) ,
(III.43)
где
М ~ Ч~ JjMz
Л + Л ’
Начальные условия для пускового
периода
т = 0, Фг=<р2—О* d<p1/jT= (оо. (III.44)
Постоянные интегрирования
А = — Ma/J^2; В = й)о/О. (II 1.45)
Подставив значения постоянных А и В в уравнениях (III.42)
и (III.43), получим
41 = (1 - cos От) |- -°- sin От; ’
, м ' <ШЛ6>
^ = -^Г7^г(1-С05вт)-
Угловые скорости движения масс при упругом ударе в зазоре
изменяются по гармоническим законам:
для ротора
®х =sin От (оо cosOt; (III.47)
для второй массы
со2 = sin От. (III.48)
Скорости движения масс после удара — различные по вели-
чине и характеру изменения: чем меньше момент инерции массы
при прочих равных условиях, тем больше ее скорость.
Момент сил упругости в приводной линии в период соударения
масс
Mlt 2 = Ма (1 — cosOt) -j- sin От.
(Ш.49)
Здесь первое слагаемое является моментом сил упругости
в линии от действия нагружения системы внешними моментами,
второе — дополнительными нагрузками, вызванными ударами
в соединениях деталей с зазорами.
82
Первая составляющая нагрузки не зависит от зазоров в си-
стеме. поэтому рассмотрим дополнительную составляющую от
упругого удара в зазорах:
М3 — - sin Ат.
3 v
Подставив значение скорости ротора О)0 и частоты колебаний,
получаем
/И3 - У 2М& (7-^7;) sin-От. (III.50)
Так как жесткость и отношение масс для данной машины яв-
ляются величинами постоянными, то дополнительные нагрузки
от удара в зазорах при пуске привода будут определяться значе-
ниями пусковых моментов электродвигателя и величинами зазо-
ров в соединениях. Амплитуды дополнительных динамических
нагрузок от упругого удара в зазорах нарастают в зависимости
от величины зазоров по параболической кривой (см. рис. II 1.4, б).
Для двухмассовой системы с зазором коэффициент динамич-
ности при действии постоянных внешних нагрузок всегда будет
больше двух; его значение можно получить по формуле
кд=1+]/1 + (^-)2=1 + |/г1+(-?^)е, (Ш.51)
где п2 = JJih + Л).
На практике уменьшение динамических нагрузок от ударов
в зазорах можно достичь качественным изготовлением деталей
и монтажом машин, применением специальных устройств, регу-
лирующих или исключающих зазоры, введением в некоторых
приводах предпусковых ступеней сопротивлений двигателя, сни-
жающих скорость выбора зазора и др.
Исследования металлургических машин, выполненные в произ-
водственных условиях при различных режимах работы, показы-
вают, что динамические нагрузки носят колебательный характер
и во многих случаях достигают довольно больших значений.
Аналогичных примеров динамики машин доменных и стале-
плавильных цехов можно привести много, однако и этого доста-
точно, чтобы показать, что основными нагрузками во многих
металлургических машинах являются динамические нагрузки
колебательного характера, определяющие прочность и надежность
их работы.
4. ПАРАМЕТРИЧЕСКИЕ КОЛЕБАНИЯ
Параметрические колебания возникают в машинах при периоди-
ческом изменении их параметров — жесткостей и масс. В практике
переменной величиной чаще всего является жесткость, а в криво-
шипных механизмах переменными являются моменты инерции
масс.
83
Переменная жесткость наблюдается в системах с валами не-
одинаковой жесткости в различных направлениях (некруглыми
валами, валами с вырезами, карданными передачами, спарниками
и др.).
Пусть жесткость изменяется по гармоническому закону
с (т) = с0 + сг cos сот. (II 1.52)
Тогда уравнение движения в общем виде можно записать:
^. + (^. + ^_со5(от)ф = 0. (III.53)
Получили линейное дифференциальное уравнение с перемен-
ными коэффициентами. Введя обозначение безразмерного времени
х = сот/2, получим известное уравнение Матье:
+ (а + 2<?cos2x) q> = О,
(III.54)
(III.55)
где
Коэффициент а характеризует отношение собственной частоты
колебаний системы при среднем значении параметра с0 к частоте
изменения параметра; коэффициент q характеризует степень
изменения параметра.
Определим условия устойчивости колебаний, описываемых
уравнением Матье. Под устойчивыми колебаниями подразумевают
такие, когда амплитуды их с течением времени постепенно исчезают
(затухают) или сохраняют свою величину; при неустойчивом
движении амплитуды со временем возрастают с возможным воз-
никновением параметрического резонанса.
Значения а и q полностью определяют устойчивость движения.
Тип общего решения уравнения Матье зависит от частных значе-
ний параметров а и q, представленных диаграммой Айнса —
Стретта (рис. II 1.5) или картой устойчивости уравнения Матье.
Плоскости a, q разделены кривыми на области устойчивого (за-
штрихованные) и неустойчивого движений.
Для установления устойчивости движения достаточно опре-
делить коэффициенты а и q и нанести точки на диаграмму.
При изменении частоты возмущения <о система может попадать
последовательно то в устойчивую, то в неустойчивую области.
Медленное изменение жесткости с частотой со соответствует точ-
кам, лежащим далеко от начала координат 0; при быстром изме-
нении жесткости точки будут находиться вблизи 0.
Для анализа устойчивости системы при изменении частоты воз-
буждения о проведем из начала координат луч (см. рис. II 1.5).
С увеличением частоты со точка последовательно попадает в устой-
чивые резонансные области. Система оказывается неустойчивой
при значениях параметра а = 4 (й/со)2 =1; 4; 9, ..., т. е. при
84
Рис. III.5. Диаграмма областей ус-
тойчивости_г параметрических колеба-
ний
соотношениях частот й/ю — 0,5;
1; 1,5; 2.
При пуске машины параметри-
ческие системы последовательно
проходят через состояние резо-
нанса как главного (<» = Ф), так
и субгармонического. Практически
наиболее опасными являются ос-
новной резонанс (0/w = 1) и суб-
гармонический (й/(о = 0,5). Суб-
гармонический резонанс, харак-
терный для параметрических си-
стем, не проявляется в линейных
системах при действии на них возмущающих периодических сил.
В кривошипных механизмах при постоянной жесткости будет
переменным приведенный момент инерции масс. Математическая
модель при этом аналогична рассмотренной модели переменной
упругости и постоянной массы.
Область критических скоростей будет тогда, когда собствен-
ная частота колебаний равна 0,5; 1; 1,5 и 2 частотам изменения
массы. Основная частота изменения массы в 2 раза больше угло-
вой скорости машины, поэтому критические скорости появляются
при одной, двух и трех частотах вращения вала машины.
Параметрические колебания могут возбуждаться также в ре-
дукторных приводах вследствие погрешности зацеплений, де-
формации зубьев, эксцентриситета зубчатых колес, дефекта про-
филя зацепления и др. Практически все зубчатые передачи по
причине ограниченной точности изготовления обладают опреде-
ленной степенью кинематической погрешности. Передаточное от-
ношение в этом случае не остается постоянным, а периодически
изменяется относительно среднего значения с частотами и со2;
i = [0 (1 + AZr sin (OjT + Ai2 sin (и2т), (111.56)
где Дц = hRjJRi, — ARZ/Rs — погрешности зацепления.
Нагрузка в приводе также изменяется с частотой изменения
передаточного числа. Амплитуда колебаний увеличивается с повы-
шением скорости вращения привода, момента инерции масс си-
стемы и степени погрешности зацепления.
Ошибка зацеплений зубчатых колес и эксцентриситеты пере-
дач суммируются геометрически и создают возмущения с часто-
той, равной частоте вращения данного вала.
Колебания, возбуждаемые изменением передаточного числа
вследствие неточности изготовления зацеплений, описываются
также уравнением Матье.
5. АВТОКОЛЕБАНИЯ
Автоколебательные или самовозбуждающиеся процессы очень
широко распространены в природе и технике и являются весьма
устойчивыми: звук скрипки, скрипы двери, затворов плотин,
85
трамваев на повороте, тормозов, «галопирование» линий электро-
передач, явления флаттера в самолетах и подвесных мостах ог
действия аэродинамических сил, явление «шимми» в колесах авто-
мобиля; автоколебания в подшипниках и подпятниках многих
машин, автоколебания в металлорежущих станках и в других ма-
шинах, в том числе и металлургических.
Динамические нагрузки от автоколебаний в металлургических
машинах, как показывают исследования, могут достигать боль-
ших значений и их следует учитывать при расчете деталей приво-
дов на прочность и выносливость. Нагрузки при автоколебаниях
опасны не только (и не столько) большими амплитудами, но и
тем, что они проходят через нулевые значения и влекут за собой
разрыв кинематических цепей в зазорах (зубчатых передачах,
муфтах, универсальных шарнирах и др.) с последующим их замы-
канием с упругими ударами и резким повышением общей напря-
женности приводных линий.
В практике эксплуатации машин чаще всего наблюдаются слу-
чаи разрушения валов, передач, шпинделей и других деталей при-
вода именно в период нарушения устойчивого процесса и возник-
новения буксования валков прокатных станов, ходовых колес
кранов и других рабочих органов машин. Довольно интенсивные
автоколебания возбуждаются в механизмах передвижения кранов,
тележек, перегружателей, загрузочных машин, в прокатных ста-
нах, в пилах для резки металла, манипуляторах, печных толка-
телях и др. Автоколебания бывают гармонические и релаксацион-
ные или разрывные с периодом, большим собственных колебаний.
Эксперименты, проведенные авто-
рами на многих машинах, показы-
вают, что значения амплитуд авто-
колебаний относительно статических
нагрузок
— ,5, а частоты и периоды
колебаний соответственно находятся
составляют MalMc =
Рис. III.6. Автоколебания в машинах:
а — характеристика сил трения в функции скорости скольжения; б — осциллограммы
автоколебаний в рельсовых механизмах (при буксовании): М — момент сил упругости
в приводной линии; <й — частота вращения привода; в — в прокатных станах при буксо-
вании валков; М — момент снл упругости в шпинделе; Pt, Pt — усилия прокатки
86
в пределах 0=6 — 200 1/с, Т = 0,03-т-1 с. Природа возбуж-
дения механических автоколебаний довольно сложна. В одной
из наиболее часто применяемых теорий считается необходи-
мым условием — наличие падающей характеристики сил трения
(коэффициента трения р) в функции скорости скольжения (и)
(рис. Ш.6, а). Момент сил сопротивлений в рабочей машине
при автоколебаниях может быть аппроксимирован кубической
параболой вида
Мс = m° ~ mi^2 +
(III.57)
где т0, mlf т3 — постоянные коэффициенты; ф2 — угловая ско-
рость рабочего звена.
Для двухмассовой эквивалентной схемы привода машины диф-
ференциальные уравнения движения масс в общем виде
Л + с (cpi - <р2) = Мо - а ;
(III.58)
где а — угловой коэффициент характеристики электродвига-
теля.
Опуская сложные математические решения нелинейных диф-
ференциальных уравнений, напишем выражение для момента сил
упругости в приводной линии в таком виде:
= 2М У ~ “3 sin 1Ъ’ (III.59)
где и — угловая скорость двигателя, вызванная его избыточным
моментом.
Как видно, моменты сил упругости при автоколебаниях изме-
няются по гармоническому закону. Амплитуда автоколебаний за-
висит от соотношения коэффициентов, определяющих характе-
ристику трения в функции скорости скольжения частоты
колебаний О и момента инерции рабочего звена машины J2, а также
угла наклона характеристики двигателя.
На рис. III.6, б, в приведены осциллограммы работы некоторых
металлургических машин, где хорошо видны автоколебательные
процессы в приводах, близкие по характеру к гармоническим.
Большие и устойчивые амплитуды колебаний влияют не только
на прочность и выносливость деталей приводов. Они также мо-
гут отрицательно влиять на технологические процессы и точность
размеров проката особенно в листовых и трубных станах.
6. СНИЖЕНИЕ ДИНАМИЧЕСКИХ НАГРУЗОК
Металлургические машины работают в крайне тяжелых усло-
виях динамического нагружения. Если учесть, что многие машины
и агрегаты являются уникальными и дорогостоящими, то можно
87
представить, насколько актуальна проблема снижения динамиче-
ских нагрузок в машинах и повышения их надежности ^долговеч-
ности .
Решения этой сложной проблемы можно добиться комплекс-
ным путем — исследованием физических процессов и нагрузок
в машинах, выбором оптимальных параметров конструкций, улуч-
шением качества изготовления машин, установкой демпфирую-
щих устройств и др.
Не рассматривая детально всех способов, ведущих к сниже-
нию динамических нагрузок, укажем на главные из них:
выбор рациональных кинематических схем механизмов без
пассивных связей;
установление действительной картины физических процес-
сов, происходящих в машинах с учетом жесткости деталей, за-
зоров в соединениях и характеристики двигателя, в различных
режимах эксплуатации;
определение оптимальных кинематических и динамических
параметров машин еще в стадии проектирования путем моделиро-
вания и расчета на ЭВМ и АВМ;
улучшение динамических характеристик машин путем расчета
оптимального соотношения распределения масс жесткостей си-
стем, обеспечивающих минимальные динамические нагрузки и
быстрое их затухание;
повышение качества материалов и технологии изготовления
деталей, точности обработки и монтажа машин, уменьшение за-
зоров в соединениях;
создание конструкций машин с рациональным расположением
приводов в механизмах без длинных и сложных трансмиссий;
применение индивидуальных приводов на каждый механизм;
установка в тяжелые машины многодвигательных приводов, а
также безредукторных и гидравлических приводов, обладающих
лучшими динамическими характеристиками;
введение в машину демпфирующих устройств, поглощающих
энергию колебания — упруго-деформирующих муфт с нелиней-
ными характеристиками, гидравлических амортизаторов с дис-
кретно-меняющейся характеристикой;
создание специальных устройств для выбора зазоров в соеди-
нениях, исключающих ударное замыкание механизмов; приме-
нение уравновешивающих устройств в механизмах циклического
действия.
Применение этого комплекса мер практически не исключает
опасных перегрузок металлургических машин, особенно при
возникновении случайных нагрузок, не поддающихся теоретиче-
ским расчетам. В этих случаях следует устанавливать надежные
механические защитные устройства от аварийных поломок ма-
шин.
88
7. РАСЧЕТ ДЕТАЛЕЙ МАШИН
НА ОГРАНИЧЕННУЮ ДОЛГОВЕЧНОСТЬ
Динамические нагрузки могут существенно снижать долговеч-
ность деталей, если возникающие при этом напряжения превы-
шают предел выносливости а_г для них. В тех случаях, когда
максимальные напряжения о№ах не превышают о_19 расчет дета-
„ П-1
леи ведут с определением запаса прочности пд — G , который
должен быть выше обоснованно устанавливаемого допускаемого
запаса прочности пдоп.
При динамических нагрузках на деталь действуют асимме-
трические циклы напряжении arJi = omj + uaji, где omj — сред-
ние и uaji — амплитуды напряжений цикла.
Возможные циклы изменения напряжений представлены на
рис. Ш.7.
Одним из методов расчета деталей на ограниченную долговеч-
ность при нестационарных асимметричных циклах нагружения
является приведение этих циклов к симметричным. Поэтому сна-
чала рассмотрим случай расчета при симметричных циклах
нагружения.
Расчет при нестационарных
симметричных циклах нагружения
1. Расчет деталей на ограниченную долговечность основан на
уравнении кривой усталости в полулогарифмических координатах
(рис. Ш.8), которая строится по результатам испытаний при сим-
метричных циклах напряжений
о£ 4- k 1g Nt = o_j 4- Hg 2V0 = const (Ш.60)
или
lOai!kNi = !Q°-^kN0 = const, (Ш.61)
a — симметричный; 6 — асимметричный знакопеременный; в —
пульсирующий (от нулевой при amln = 0); г — асимметричный
знакопостоянный
89
Рис. 111.8. Кривая усталости в полулогарифми-
ческих!иоордииатах (о — |g JV), ее характери-
стики (о_,, k — tg a, Wo), действующие напря-
жения (Gj, Og ... о.) и соответствующие им числа
циклов до разрушения (Nt, N2... N.y, расчетные
напряжения (оа, оп„) и число циклов до разру-
шения (Wg)
ИЛИ
Nf = No-10 k
где — напряжение сим*
метричного цикла; —
соответствующие напря-
жению число циклов
до разрушения; 6—tg а —
параметр, определяющий
угол наклона кривой ус-
талости; — предел вы-
носливости; Nq — число
циклов, соответствующее
точке перелома кривой ус-
талости.
2. Из уравнения (111.60)
или (II 1.61) число циклов
до разрушения
igjv( = lg^-| g-1~g(
k
(Ш.62)
и напряжение
Oi = о_! + MlgM) - lg Nf). (П1.63)
3. Используя уравнение кривой усталости и условие линейного
суммирования повреждений при действии переменных нагрузок
в виде = 1, где/ii — число циклов действия напряжения оь
после умножения его на 10°^ и преобразований, получим для
заданного сочетания и приведенное к числу циклов No
напряжение
Ощ, = k lg (S 1 о°г/ rtj) — k 1g No = k 1g . (Ш.64)
1. Сравнив о.! и апр получим запас прочности по напряжениям
П„ = > пдоп. (1П.65)
5. За единицу измерения времени следует принимать такой
его отрезок т0 (например, месяц, год), в течение которого проис-
ходит достаточное усреднение данных по условиям нагружения,
т. е. получают представительную выборку. В пределах этого вре-
мени деталь испытывает пХо циклов напряжений сг, с числом цик-
лов пТ£, т. е. п%0 = Тогда соотношение чисел циклов для
этих напряжений будет ; С2 = —— и т. д. Очевидно,
«То ”ТО
что-SCi — Ci 4- С2 + •.. 4" Ci — 1.
90
6. Эквивалентное (общее) число циклов Л7Э, которое может
выдержать деталь до разрушения при заданном режиме нагру-
жения, определяется из условия линейного суммирования повреж-
дений в виде = 1 и соотношения = NaCt, т. е.
N°--yV = -ст' г, • <1П-66)
7. Эквивалентная амплитуда напряжения, соответствую-
щая N3, по уравнению (II 1.63)
аэ = а_х + k (1g М, - 1g AQ. (Ш.67)
8. Полученные зависимости позволяют определить для слу-
чая симметричных циклов напряжений для заданного срока
службы Т3:
а. Запас долговечности по числу циклов нагружений
(III.68)
пгтз ~поСщ
где «общ = — lnXi — общее число циклов нагружения за
заданный срок службы детали.
б. Срок службы детали при полном использовании прочност-
ных свойств материала (до разрушения) с учетом допускаемого
запаса долговечности пдоп.д
7Д = N~ > Та
ЛТ0ПДОП.д
и без учета
т = -^ = пк7\.
ТО
в. После преобразования уравнения (II 1.64) получим приве-
денное напряжение в виде, удобном для выполнения расчетов
опр = о-i — klgnN. (Ш.71)
Тогда запас прочности при симметричных циклах нагружения
£_l_------2=1---- (1П 72)
(Ш.69)
(Ш.70)
*7 •—- - ' ...- е
°Пр °_1
Расчет при нестационарных
асимметричных циклах нагружения
Для выполнения расчетов при нестационарных асимметричных
циклах напряжений необходимо соответствующим образом обрабо-
тать экспериментальные данные. В этих случаях применим двух-
параметрический метод, учитывающий особенности закона изме-
нения средних (Jmj и амплитуд оаЛ напряжений.
91
Рис. 111.9. Схемы к обработке опытных данных при нестационарных асимметричных
циклах изменения напряжений:
а, в — опытные данные; б, г — систематизированные
Условия нагружения детали при асимметричных циклах ха-
рактеризуют (рис. II 1.9):
а. Основными средними отоУ и амплитудами оах или ааоц
напряжениями.
б. Дополнительными (например динамическими) амплитудами
Напряжений Oaqji-
в. Числом циклов действия напряжений GmJ, aaji, caoji
ИЛИ
Возможны различные сочетания omj, oaji, сга0,£ или oaQJ£-.
В случае, представленном на рис. II 1.9, а, напряжения
сочетаются с оа7£; в случае рис. III.9, в дополнительно на напря-
жения саол накладываются напряжения oaqji.
Устанавливают два независимых центра группирования (раз-
ряда) для omj и oajj. Для omJ принимают основные центры груп-
пирования (ЦГО); в пределах каждого ЦГО для oaji выбирают
дополнительные центры группирования (ЦГД); для напряже-
ний cmj и oaji или Gaji подсчитывают число циклов нагружений и/
и Пл соответственно (рис. II 1.9, б, г).
В общем случае напряжение (рис. III.9, а) не равно
Gaoji 4- °aqjt (обычно меньше), т. е. oaJi = f (<уаоц +
принимая o'aji — ааол + cfaqji включают в расчет завышенные
значения напряжений.
92
Рис. III. 10. Асимметричные циклы нагружений:
а — с многократным изменением одинаковых и разных по величине амплитуд напряжений
для одного и того же среднего напряжения; о — с однократным изменением разных по
величине амплитуд напряжений для каждого среднего напряжения; в — с многократным
изменением одинаковых по величине амплитуд напряжений; г — с однократным изме-
нением амплитуд напряжений
В результате обработки и систематизации экспериментальных
данных по нагрузкам можно получить четыре характерных соче-
таний ami и oaji (рис. ШЛО) в соответствии с которыми ведут рас-
четы деталей на ограниченную долговечность при асимметричных
циклах.
Рассмотрим первые (I, II) общие случаи расчета. Остальные
случаи (III, IV) являются частными, более простыми и отличаются
только в начале, так как первый случай можно свести к ним.
В общем случае расчета напряжения представлены в виде много-
кратных асимметричных циклов с различным сочетанием перемен-
ных амплитуд напряжений oaji для каждого среднего напряже-
ния omj (рис. ШЛО, а, б).
Расчет ведут с приведением асимметричного цикла к симме-
тричному в такой последовательности.
93
1. Напряжения представлены в виде асимметричных циклов
®rji ~ &mj Т &ajb (III.73)
где Gaji есть величины переменные для каждого arnj.
Задано или известно соотношение числа циклов для средних
напряжений SCj = 1. Каждой амплитуде oaji соответствует число
циклов нагружения л £ (см. рис. III.10, а) или она действует одно-
кратно (рис. III. 10, б). Общее число циклов нагружения от всех
амплитуд для Каждого среднего напряжения omJ будет Zt =
(Для случая, показанного на рис. ШЛО, б: Z,- == /*,, т. е. равно
количеству уровней напряжений).
2. Соотношение чисел циклов для амплитуд в пределах
данного umj для случая, показанного на рис. III. 10, а определяют
как Ci ~ rijilZi. Тогда
= <ш-74>
3. Соотношение числа циклов для амплитуд всех средних на-
пряжений определяют как
SC>‘ = 2^7=L (ш-75>
4. При числе циклов нагружения для средних напряжений Пх
за период т0, в течение которого происходит достаточное усредне-
ние данных по условиям нагружения, принимаемый за единицу
измерения времени (месяцев, лет) и заданном сроке службы де-
тали Т3 в тех же единицах времени т0, число циклов нагружений
для амплитуд будет:
за период т0
п,а = S ntC/; = п, 2 С/,. (Ш.76)
За заданный срок службы детали Т3
лобщ. а — з — ПХТ3 2 CjZi. (III.77)
5. Для каждой амплитуды напряжения oaJt число циклов до
разрушения по (III.66):
O-l-Ogji
ЛГаЯ = АГо.1О * . (III.78)
6. Эквивалентное количество циклов до разрушения от ампли-
туд °ац С числом их перемен Zt для каждого среднего напряже-
ния Gmj определяют по уравнению (111.66):
а. по схеме, приведенной на рис. II 1.10, а при соотношении
числа циклов — n^ZZi
94
б. по схеме, приведенной на рис. 111.10, б при соотношении
числа циклов Cf = 1//Z, где /, есть количество уровней напряже-
ний umJ (каждая амплитуда действует однократно и SCf =
(,п-80)
Числу циклов до разрушения Na9j соответствует напряже-
ние Оа0; в соответствии со схемой, приведенной на рис. 111.10, в,
т. е. расчет сведен к случаю III расчета. При однократном изме-
нении амплитуд напряжений будет случай IV расчета (рис.
ШЛО, а).
Согласно (111.63)
<7а0; = <7-1 Ь k (1g Я - ig Navj)- (Ш.81)
7. Суммарное эквивалентное число циклов, которое может
выдерживать деталь до разрушения при действии всех амплитуд
с учетом нового соотношения числа циклов Сц по (II 1.66)
(IIL82)
8. Суммарная эквивалентная амплитуда напряжения по (II 1.67)
<7ас = (7-1 + k (1g No - 1g Nw). (Ш.83)
9. Эквивалентное среднее напряжение, как и эквивалентная
амплитуда напряжения, определяется принимая прямую его за-
висимость от соотношения чисел циклов С} для каждого omj,
т. е.
(7тэ = GmjCj ~ 4“ <7пг2^а (Ш.84)
10. Эквивалентное приведенное к симметричному циклу
напряжение асимметричного цикла, которое по своему разрушаю-
щему действию равноценно всем асимметричным циклам при ра-
боте детали до разрушения
<7э. пр = <7цс 4" Фо<7»пэ» (III.85)
где фо — коэффициент влияния асимметрии цикла. Ориентировоч-
но может быть определен по формуле
?; (ш.86)
ао — предел выносливости для пульсирующего цикла. Для сталей
при изгибе и растяжении в зависимости от временного сопротив-
ления <7В коэффициент равен:
ов. МПа . . . 350—550 550—750 750—1000 1000—1200 1200—1400
Фа............ 0,00 0,05 0,10 0 20 0,25
95
11. Соответствующее напряжению а,. пр эквивалентное число
циклов, которое может выдержать деталь при работе до разру-
шения по (Ш.62)
JV8.np = 10 '* (111.87)
12. Запас долговечности по числу циклов нагружений для
заданного срока службы детали
>”««”•» <1п-88>
13. Срок службы детали:
а. Без учета допускаемого запаса долговечности
Т = (Ш.89)
б. С учетом допускаемого запаса долговечности пДОп.д
= >т°- (Ш.ЭО)
лта«доп.д
14. Запас прочности по напряжениям
_ °-i ___ ° 1 \
ст - ^77 - o_!-*isnHr ' "я0”'
(III.91)
» В результате обработки большого числа экспериментальных данных полу-
чены зависимости, позволяющие определять для сталей параметры кривых уста-
лости tg а и No по известным статическим механическим характери-
стикам: ов — пределу прочности; ат — пределу текучести.
Предел выносливости в МПа:
— углеродистые стали
= 0,29<тв 4- 79,2; (Ш.92)
= 0,45от 4- 95,4 (II 1.93)
— легированные стали при ат < 500 МПа: = 0,35ав 4- 53,0 (III.94)
ол = 0,49сгт 4“ 79,5 при от > 500 МПа (III.95)
ст_х == 0,13от *4* 27,9. (II 1.96)
Параметр, определяющий угол наклона кривой усталости Для углеродистой стали-. k = tg а в МПа.
k = 0,04ов 4- 33,2; (III.97)
k = 0,17ат 4- 4,2. Для легированной стали (III.98)
k = 0,098ов + 7,5; (II 1.99)
k = 0,09сгт 4- 33,9. (III.100)
Число циклов, соответствующее точке перелома кривой усталости No обычно
для сталей находится в пределах (0,8-ь 4,0) 10е циклов. Наиболее вероятное
значение = 2,1 • 10е, которое можно принимать при выполнении расчетов.
96
При выполнении расчета Конкретной детали необходимо для нее устанавли-
вать параметры кривой усталости с оценкой влияния различных факторов (кон-
центрации напряжений, масштаба, упрочнения и др.) и обозначать: о_х, k =
= tg a, No.
Данные по оценке влияния различных факторов на параметры кривых уста-
лости, а также другие вопросы расчета деталей машин на ограниченную долго-
вечность, рассматриваются в специальной литературе (например, в работах
В. М. Гребеника, Л. В. Коновалова, С. В. Серенсена и др.).
В качестве примера рассмотрим расчет шпинделя блюминга рельсобалочного
стана, вилки и лопасти которого несмотря на большие статические запасы проч-
ности (более пяти) разрушаются. Это объясняется тем, что при прокатке шпин-
дели нагружаются большим числом циклов основных нагрузок и дополнитель-
ными переменными по величине динамическими нагрузками, особенно значитель-
ными в моменты подачи и пробуксовки слитка в валках.
Поэтому динамические нагрузки в периоды неустановившихся процессов
прокатки (рис. III.11) должны учитываться при расчете универсальных шпин-
делей, как и других деталей, испытывающих такие нагрузки. В некоторых слу-
чаях они примерно в два раза превосходят нагрузки установившегося процесса.
Расчеты, выполненные по пределу выносливости, показали, что при опреде-
ленных нагрузках запасы прочности существенно ниже единицы, т. е. выше пре-
дела выносливости. Следовательно, элементы шпинделя работают в области
ограниченной долговечности, что требует расчета их с определением запаса долго-
вечности и срока службы.
Для выполнения расчетов необходимы данные, определяющие усталостные
характеристики и условия нагружения шпинделя.
Установлено, что для шпинделя, изготовленного из стали 45 предел выносли-
вости а_х равен 220 МПа; для пульсирующего цикла о0 = о_х-1,5 = 220-1,5 =
= 330 МПа. Тогда коэффициент влияния асимметрии цикла
. 2-220 - 330
♦« =------330— = 0’33-
(III.101)
Параметр k = 60 МПа и = 107.
На стане прокатывают за год (лг) 2-106 слитков. Данные по нагрузкам и
программа работа стана при прокатке слитков сталей различных марок позволили
установить, что напряжения, превышающие 220 МПа (перегрузочные напряже-
ния), возникают при прокатке 40 % всех слитков (0 = 0,4) в 5 пропусках (Z — 5).
Для рассматриваемого стана необходимый (заданный) срок службы шпинделя был
принят 6 лет (Ts = 6 лет). Тогда общее число циклов перегрузок, учитываемых
при расчете, составит
побщ — nt ~ "г₽2Г3 = пхТ3 = 2-105 0,4-5-6 — 4-106-6 = 2,4-10е циклов,
где пх = 4-106 — число перегрузок в год.
В результате обработки осциллограмм (см. рис. III. 11) с учетом режимов
работы блюминга установлены величины максимальных перегрузочных напря-
жений orji асимметричных циклов и амплитуды напряжений для них oajl-, а
также соотношения числа циклов для средних напряжений Cj и число перемен
амплитуд напряжений /$.
В результате получили такие данные:
а. ог11 = 330 МПа; оаи = 150 МПа; Сх — 0,10; j\ = 5;
б. стГ21 = 310 МПа; аа2Х = 140 МПа; С2 = 0,15; /2 = 4:
в. ог31 = 290 МПа; аа81 == 130 МПа; С3 = 0,25; /8 = 3;
г. аг4х = 260 МПа; аа4Х = НО МПа; С4 ~ 0,30; /4 = 2;
Д. агб1 = 230 Mfifa; ааБХ = 90 МПа; С6 = 0,20; /Б = 1.
Законы убывания амплитуд напряжений выражен в виде геометрической
прогрессии Gaji = aai Inaxe—^ht при декременте затухания ht = 0,3.
4 Заказ 224 97
Рис. Осциллограммы крутящих моментов М и частоты вращения п на главном
валу блюминга рельсобалочного стана при прокатке рельсовой стали (масса слитка 4,6 т;
цифры в кружках — номера пропусков). Указаны нечетные пропуски.
Для сравнения расчет выполнен в двух вариантах: с учетом закона изменения
величин амплитуд напряжений и числа циклов их действия, а также только по
максимальным напряжениям, т. е. без учета затухающих амплитуд напряжений
и числа циклов их действия.
Вариант I — расчет с учетом затухающих амплитуд напряжений и числа
циклов их действия (случай П расчета, см. рис. III, 10, б}.
1. Величина амплитуд напряжений для пяти средних напряжений amj
с учетом установленного закона их изменения (в МПа):
а- ^«п ~ 150; 07,12 111; <?ai8 ^2; <та14 — 61; о(пг> ” 45:
6. 0^021 ~ 140; оа22 ~ 104; оЦ2з 77, ои24 ~ 5/;
98
В- ^asi — 130; <Уаз2 — 96; Сазз 71,
Г. °аи — 1 10= °«’2 = 82; Д- аа51 = 90.
2. Этим напряжениям соответствуют числа циклов до разрушения опреде-
ляемые по уравнению (II 1.78):
a. Nall= 1,6-108; Ма12 = 7,1-108; Nal3 = 2,10- 10е; Ма14 = 4,8- 10е; Nal6 =
= 8,9-10е;
б. Nau = 2,3-108; Na22 = 9,3-108; Na2S = 2,5- 10е; Na2i = 5,6- 10е;
в. Л/а31= 3,4-108; МО32 = 1,3-10е; Na3S = 3,3- 10е;
г. Мо41 = 7,4-108; JVO42 = 2,1-10е;
Д- Ла51- 1,6-10».
3. Соотношение чисел циклов для амплитуд напряжений при S Cjjj =
= 0,10-5 + 0,15-4 + 0,25-3 + 0,30-2+ 0,20-1 = 2,65 согласно (III.75)
будет
С +Г +С + С + С - °’50 °’60 I °’75 I °’60 I °’20 -
си + с22 + с33 + с44 + с56 - + 2^5- + 2>65 + 2 65 + 2>65 -
= 0,19 + 0,22 + 0,29 + 0,22 + 0,08 = 1,00.
4. Число циклов нагружений для амплитуд напряжений за год по (III.76)
пТ(г = пт £ Cjii = 4-106-2,65 = 1,06-10е;
Общее за заданный срок службы шпинделя по (II 1.77)
«общ. а = «таТ3= 1,06.10е 6 = 6,36-10°.
5. Эквивалентное число циклов до разрушения от амплитуд напряжений oaj
для каждого среднего напряжения по (II 1.80)
МаЭ1 = 5,9-IO8; Na32 = 6,7-10»; NasS = 7,5-Ю8;
ЛГаэ4 = 1,1.10е; Моэ6 = 1,6-10».
6. Суммарное эквивалентное число циклов до разрушения от амплитуд напря-
жений по (II 1.82) при новом соотношении чисел циклов Cjt
Мас = 7,8 Ю8 или lgMac = 8,89.
7. Суммарная эквивалентная амплитуда напряжения по (III 83)
Сос = 0-1 + k (1g No — 1g Nac) = 220 + 60 (7 — 8,89) = 105 МПа.
8. Эквивалентное значение среднего напряжения (при — оал
и соответствующих им значениях Cj) по формуле (III.84)
0^3= 2om;Cj= 180-0,10 + 170-0,15+ 160-0,25 + 150-0,30 +
+ 140-0,20= 157 МПа.
9. Эквивалентное приведенное к симметричному циклу напряжение асим-
метричного цикла по (III.85)
аэ.пр = ° ас + = 105 + 0,33-157 = 159 МПа
10. Эквивалентное число циклов до разрушения по (II 1.87)
°-1~°Э. пр 22Q—159
Мэ.пр = М,-10 k =10’10 60 = 1,08-108.
11. Запас долговечности по числу циклов нагружений по (III 88)
Л^э.пр 1,08 Ю8
“ «общ. а 6,36.10е “ 17>пдоп. д= 16 6-
Здесь допускаемый запас долговечности при пдоп — 1,50
»дои. д = ('-‘'"«О”» = Ю,й0/60> О-1'1-5» = |6,6.
4* 99
12. Срок службы шпинделя с учетом допустимого запаса долговечности по
формуле (II 1.90)
_ М?ир 1,08-108 с _
Д «та«Доп 1,06-106-16,6 6,15 года > Гз —6 лет.
13. Запас прочности по напряжениям (III.91)
__ £_i __ 220
П°г ~ а_! — k 1g nNr ~ 220 — 60 1g 17 ~ 1,51 > "доп = 1 «50-
Вариант II — расчет по максимальным напряжениям, т. е. без учета зату-
хающих амплитуд напряжений и числа циклов их действия (случай III расчета,
см. рис. III. 10, в).
1. Число циклов до разрушения для максимальных амплитуд напряжений
vaji по (II 1.78)
NaU = 1,6-Ю8; * Л/а81 = 2,3-108; Ма31 = 3,4-Ю8;
Nau == 7,4-108; Маъ1= 1,6-10».
2. Суммарное эквивалентное число циклов до разрушения по (111.82) при
заданном соотношении чисел циклов
Nac — 3,9- Ю8 или 1g Мас = 8,59.
3. Суммарная эквивалентная амплитуда напряжения по формуле (III.83)
°ac = a_x + k (1g — 1g Nac) = 220 + 60 (7 - 8,59) = 124 МПа.
4. Эквивалентное среднее напряжение, как и в случае I варианта расчета
отэ = 157 МПа.
5. Эквивалентное приведенное к симметричному циклу напряжение по (II 1.85)
оэ.пр = °ас + Фо^тэ = 124 + 0,33-157 = 177 МПа.
6. Эквивалентное число циклов до разрушения по (III.87)
Ns. пр = 5,4-10’.
7. Запас долговечности по числу циклов нагружения по (III.88)
^э.пр 5,4-10’ „
П”г ~ побщ “ 2,4-106 = 22,4 > Лдоп’ д = 9 * * * * * * 16’6'
8. Срок службы шпинделя по (II 1.90) с учетом допускаемого запаса долго-
вечности Пд0П
9. Запас прочности на напряжениям по (III.91)
о 220
п°г = о_г — A!lgn~ 220 —60 1g 22,4 = 1,59 > Лдоп = 1,5°'
Полученный по варианту I расчета срок службы шпинделя из стали 45 бли-
зок к наблюдаемому на заводе. Обычно образование трещин или поломки проис-
ходят несколько раньше, чем это следует из расчета.
Сравнение приведенных двух вариантов расчета с учетом и без учета затухаю-
щих амплитуд напряжений, возникающих при динамических нагрузках и числа
их циклов, показывает, что учет этих дополнительных напряжений может ока-
зывать существенное влияние на определяемые запас прочности, запас долговеч-
ности и срок службы, снижая их.
Первый вариант расчета соответствует реальным условиям нагружения
шпинделя и применим для аналогичных расчетов других деталей машин.
100
Особенностью расчета на ограниченную долговечность яв-
ляется зависимость определяемых запасов прочности и запасов
долговечности от заданного срока службы или заданного числа
циклов нагружения деталей. Поэтому определяемые запас проч-
ности и запас долговечности соответствуют только одному, задан-
ному сроку службы детали. Изменяя заданный срок службы де-
тали можно получать для нее разные (высокие или низкие) зна-
чения запасов прочности и долговечности. Важно, что определяе-
мый (расчетный) срок службы не зависит от заданного срока служ-
бы детали, а зависит от закономерностей нагружения и усталост-
ных характеристик детали. Поэтому в случае расчета деталей на
ограниченную долговечность основным является определение
для них срока службы (ресурса).
Глава IV
ОСНОВНЫЕ ТИПЫ ПРОКАТНЫХ СТАНОВ
1. ОБЖИМНЫЕ И ЗАГОТОВОЧНЫЕ СТАНЫ
Из сталеплавильных цехов в прокатные металл поступает в виде
слитков, отлитых в изложницы, или заготовок, полученных на
машинах непрерывного литья.
На большинстве металлургических заводов головным прокат-
ным станом является обжимной стан — слябинг или блюминг,
предназначенный для обжатия крупных слитков в черновые заго-
товки — полупродукт, из которого на последующих прокатных
станах получают готовую продукцию (листовой и сортовой про-
кат) по следующим технологическим схемам: 1) слябинг — широко-
полосовой стан горячей прокатки или слябинг — широкополосо-
вой стан горячей прокатки — листовые станы холодной прокатки;
2) слябинг — толстолистовой стан; 3) блюминг — заготовочный
стан — сортовые станы (средне- или мелкосортный, или проволоч-
ный, или штрипсовый); 4) блюминг — стан для широкополочных
балок; 5) блюминг — рельсобалочный стан; 6) блюминг — крупно-
сортный стан; 7) блюминг — трубозаготовочный стан — трубо-
прокатные станы.
При установке в сталеплавильном цехе машин непрерывного
литья отлитые заготовки прямоугольного либо квадратного се-
чения (а иногда фасонного сечения) поступают непосредственно
на станы готовой продукции: листовые (широкополосовые горя-
чей прокатки или толстолистовые) и сортовые различного типа.
Обжимные станы
Плоская черновая заготовка, прокатанная из слитка на сля-
бинге (либо частично на блюминге), называется слябом и характе-
ризуется прямоугольным сечением с закругленными углами тол-
101
щиной 100—300 мм (иногда до 500—600 мм) и шириной 600—
2300 мм.
Черновая заготовка, прокатанная из слитка на блюминге,
называется блюмом, для которого характерно квадратное сечение
с закругленными углами 100 X 100—400 X 400 мм или близкое к нему
сечение (например, 340x450 мм).
«Воротами» обжимных станов является отделение нагрева-
тельных колодцев, в котором слитки, поступающие из стриппер-
ного отделения сталеплавильного цеха, подогреваются перед про-
каткой. Для этой цели применяют нагревательные устройства
в виде колодцев (камер), в которые слитки колодцевым краном
клещевого типа загружают в вертикальном положении, благодаря
чему достигают равномерного нагрева металла и обеспечивают
возможность выгрузки слитков из колодцев тем же колодцевым
краном.
Обычно два колодца расположены по одной оси поперек зда-
ния цеха и образуют одну группу. Применяют также и одинарные
колодцы больших размеров и группы колодцев по четыре камеры
в каждой.
В обжимных цехах применяют рекуперативные колодцы (сад-
кой 100—200 т) с нижним или верхним подогревом, отапливае-
мые смешанным газом (доменным с коксовым) с теплотой сгора-
ния 5900 : 8380 кДж.
Для экономии топлива необходимо в колодцы загружать слитки
с температурой 800—900 °C. Для дополнительного подогрева их
до температуры 1260—1360 °C и выдержки (томления) при этой
температуре потребуется 2,5—3,5 ч. Если же в колодцы загружать
холодные слитки (с температурой 200—300 °C), то для нагрева
их потребуется время в 2—2,5 раза больше.
Удельная производительность колодца при нагреве слитков
из среднеуглеродистой стали (по практическим данным) состав-
ляет 15—18 т/ч для горячих и 8—10 т/ч для холодных слитков.
Нагревательные колодцы сверху герметически (через песочные
затворы) закрывают крышками, представляющими собой свод
из огнеупорного кирпича, набранного в металлическом каркасе.
Для посадки слитка в колодец и выемки его из колодца необ-
ходимо приподнять крышку и отвести ее в сторону. Эти операции
выполняют напольными кранами двух типов: передвигающимися
либо вдоль фронта колодцев, либо поперек него.
Снятие горячих слитков с железнодорожных платформ, по-
данных из стрипперного отделения, посадку их в нагревательные
колодцы, выемку из колодцев и посадку в слитковоз выполняют
специальные мостовые (клещевые) краны грузоподъемностью
до 50 т.
Современными обжимными станами являются слябинги, блю-
минги и блюминги-слябинги с горизонтальными прокатными вал-
ками диаметром 1150—1500 мм производительностью до 3—6 млн. т
в год. На этих’1 одноклетевых реверсивных станах скорость про-
102
Рис. IV. 1. Схема расположения оборудования слябинга 1250 конструкции НКМЗ:
/ — нагревательные колодцы; 2 — кольцевая слиткоподача; 3 ~ приемным рольганг;
4 — весы для слитков; 5 — манипулятор; 6 — универсальная рабочая клеть 1250 с глав-
ным приводом; 7 — машина огневой зачистки; 8— ножницы усилием резания 28 МН;
9 — конвейер уборки обрезков; 10 — клеймовочная машина; 11 — весы для слябов;
12 — устройства для уборки слябов
катки достигает 5—6 м/с, а масса прокатываемых слитков 10—
22 т у блюмингов и 40—45 т у слябингов и блюмингов-слябингов.
Схемы расположения оборудования слябингов и блюмингов
в основном идентичны; только у слябингов вместо рабочей двух-
валковой клети (как у блюминга) устанавливают универсальную
рабочую двухвалковую клеть, а конструкции оборудования отли-
чаются главным образом своими размерами и техническими ха-
рактеристиками.
Слябинги применяют только для прокатки слябов, поэтому
горизонтальные валки рабочей клети выполняют гладкими (ци-
линдрическими). Для получения широких слябов правильного
прямоугольного сечения с ровными боковыми гранями в рабочей
клети слябинга, кроме горизонтальных валков, предусмотрены
еще вертикальные валки (расположенные перед или за горизон-
тальными), поэтому такую клеть называют универсальной.
На рис. IV. 1 представлена схема расположения оборудова-
ния слябинга 1250 конструкции НКМЗ, предназначенного для
прокатки слябов толщиной 150—300 мм, шириной 750—1850 мм
и длиной 2500—10 500 мм (массой до 32 т) из слитков массой
17,4—37,7 т со скоростью до 5 м/с.
В состав стана входят кольцевая слиткоподача, приемный
рольганг с весами для слитков, универсальная рабочая клеть
1250 с манипуляторами, кантователем и рабочими рольгангами,
машина для огневой зачистки, ножницы горячей резки усилием
резания 28 МН с конвейером уборки обрезков, весы для слябов,
клеймитель и устройства для уборки слябов на склад и передачи
к непрерывному широкополосовому стану 2000 горячей прокатки.
Технологический процесс прокатки на слябинге 1250 и характе-
ристика оборудования стана следующие.
Слитки загружают колодцевыми кранами в колодцы для на-
грева до температуры 1250—1280 С и затем с помощью тех же
колодцевых кранов слитки вынимают из колодцев и загружают
на один из слитковозов, который по кольцевому пути транспор-
тирует горячий слиток к приемному рольгангу стана со скоростью
юз
до 5 м/с. После остановки слитковоза у приемного рольганга
слиток в горизонтальном положении сталкивают на рольганг.
Предусмотрена также возможность подачи слитков к стану ко-
лодцевым краном. В этом случае слиток устанавливают в люльку
стационарного опрокидывателя, расположенного перед приемным
рольгангом. Время опрокидывания люльки 8 с.
С приемного рольганга слиток передают со скоростью до 1,2 м. с
на весовой рольганг, где металл взвешивают и при необходимости
поворачивают на 180° (для задачи слитка в валки клети узким
концом) в горизонтальной плоскости. Механизм взвешивания и
поворота слитка расположен над рольгангом. Грузоподъемность
весов 40 т, длительность цикла взвешивания и поворота слитка
на 180° составляет 25 с.
По рольгангу слиток поступает к рабочей клети в положении
«на ребро» для получения при прокатке в горизонтальных валках
необходимой ширины сляба и удаления окалины с широких гра-
ней слитка. Затем слиток кантуют на 90° и ведут прокатку при
заданном режиме температуры (в интервале 1250—1000 °C), об-
жатий (до 70—80 мм за пропуск) и средней скорости (от 2,0 до
4,2 м/с).
Прокатка ведется как по одному, так и по два слитка одно-
временно: ритм прокатки в первом случае составляет около 100—
140 с, во втором 150—200 с.
Рабочая клеть имеет горизонтальные валки диаметром 1250 мм
и длиной бочки 2400 мм; каждый валок приводится во вращение
от индивидуального двухъякорного электродвигателя постоянного
тока мощностью 2x3750 кВт с частотой вращения 45—80 об/мин;
раствор валков до 2100 мм. Вертикальные валки диаметром 1000 мм
и длиной бочки 2300 мм расположены за горизонтальными (по
ходу прокатки) и имеют также индивидуальный привод от двух
электродвигателей постоянного тока вертикального исполнения
мощностью.2500 кВт и частотой вращения 60/110 об/мин каждый;
раствор валков колеблется в пределах 750—2400 мм.
По обе стороны рабочей клети установлены рабочие и раскат-
ные рольганги с диаметром роликов 600 мм и шагом 900—950 и
800 мм соответственно, обеспечивающие скоростью прокатки до
5 м/с. Привод всех роликов рабочих рольгангов осуществляется
от индивидуального электродвигателя через зубчатую муфту.
Привод раскатных рольгангов групповой — через трансмиссион-
ную коническую передачу.
Манипулятор снабжен четырьмя линейками из стального литья,
расположенными перед рабочей клетью и за ней. Каждая из че-
тырех линеек имеет две штанги, которые опираются со стороны
рольганга на опорные ролики, а с другой стороны — на бандажи
шестерен привода. Синхронизация линеек перед и за клетью
механическая, посредством промежуточного вала с зубчатыми
муфтами. Раствор линеек составляет 750—3300 мм, а скорость
передвижения их 0,6—1,2 м/с.
104
Кантователь установлен только за вертикальной клетью и
предназначен для кантовки слитка на 90° вокруг его продольной
оси с помощью четырех крюков, вмонтированных в линейку
манипулятора. Время подъема крюков 2 с.
После прокатки раскат подают к машине для огневой зачистки
горячего металла в потоке стана, в которой могут быть зачищены
либо все четыре продольные грани, либо две широкие или две уз-
кие (в зависимости от состояния поверхности металла). Темпера-
тура зачищаемого металла 950—1150 °C, глубина зачистки 0,8—
3 мм и скорость 0,25—1,0 м/с. Машина передвижная и может быть
выведена за 50 с из линии стана (за период прохождения раската,
не требующего зачистки, или для ремонта) в перпендикулярном
направлении; при этом на место машины устанавливают непри-
водной ролик.
Зачищенный раскат по рольгангу поступает к ножницам
горячей резки, на которых обрезают концы раскатов, а также
осуществляют резку раската на мерные слябы. Ножницы эксцен-
трикового типа с параллельными ножами и с нижним резом уси-
лием 28 МН имеют длину ножей 2100 мм, ход ножей 4500 мм;
максимальное число резов в минуту 5—8. Привод ножниц осу-
ществляется от двух электродвигателей мощностью 1875 кВт каж-
дый и частотой вращения 25/30 об/мин через цилиндрический ре-
дуктор и универсальный шпиндель, соединяющийся с верхним
эксцентриковым валом. Ножницы оборудованы сталкивателем
обрезков; отодвигающимся рольгангом; скребковым наклонным
конвейером для уборки обрезков длиной до 700 мм, массой до
- 2 т (скорость транспортирования до 0,1 м/с); передвижным упо-
ром, установленным за ножницами и предназначенным для оста-
новки раската, перемещающегося со скоростью 0,5 м/с, при по-
резке его на мерные длины (2500—10 500 мм).
За ножницами слябы клеймят в его переднюю торцовую грань
как с остановкой, так и без остановки сляба. Устройство состоит
из двух клеймителей, расположенных на общей площадке над
рольгангом. Число клеймений 10 в минуту; максимальное число
клейм в комплекте 12. Смена клейм ручная.
После клеймения готовые слябы взвешивают на рычажных ве-
сах верхнего исполнения грузоподъемностью 40 т (число взвеши-
ваний до 300 в час) и передают по рольгангу к уборочным устрой-
ствам, где слябы сталкивателем с рольганга сталкивают на штабе-
лирующий стол для укладки слябов в пакет, а затем тележкой
грузоподъемностью 120 т пакет слябов передают в поперечном
направлении на склад слябов для охлаждения, осмотра и выбо-
рочной зачистки, либо к загрузочному устройству нагреватель-
, ных печей непрерывного широкополосового стана горячей про-
катки.
Слябы по рольгангу могут транспортироваться (без про-
межуточного подогрева) и непосредственно к черновым клетям
широкополосового стана.
105
На слябинге предусмотрены средства для уборки скрапа и
окалины. Стан оборудован также системами смазки и охлаждения
механизмов и машин, гидро- и пневмоустройствами, электроприво-
дами и системами комплексной автоматизации по отдельным уча-
сткам.
Проектная производительность слябинга 1250 составляет
6 млн. т в год (по слиткам), масса механического технологического
оборудования 8850 т и суммарная установленная мощность электро-
оборудования 40 400 кВт.
Блюминги применяют для прокатки блюмов и частично сля-
бов (до 20—30 ° о от всего сортамента), поэтому горизонтальные
валки рабочей клети выполняют калиброванными с нескольким!
калибрами, из которых один (широкий калибр) для прокатки сля-
бов располагают посередине бочки валков.
На рис. IV.2 показана схема расположения оборудования блю-
минга 1300 конструкции УЗТМ, предназначенного для прокатки
блюмов сечением 300x300—350x450 мм и слябов (до 10—15 %
от общего объема сортамента) толщиной 100—200 мм и шириной
700—1000 мм из слитков массой 8—13 т со скоростью до 6 м/с.
В отделении нагревательных колодцев предусмотрены 12 групп
колодцев (рекуперативного типа с верхним подогревом) по четыре
камеры (ячейки) в каждой. Производительность одной камеры
120—150 тыс.т/год при загрузке слитков с температурой 800—
900 °C.
Для обеспечения ритма прокатки слитков предусмотрена коль-
цевая слиткоподача от колодцев к приемному рольгангу. По
замкнутому кольцевому пути движутся по заданной программе
со скоростью до 5,4 м/с четыре слитковоза с горизонтальными
платформами для слитков.
Слитки, нагретые до температуры 1300 °C, вынимают из ко-
лодцев при помощи колодцевых кранов. Каждый из слитковозов,
получив очередной слиток, доставляет его к приемному рольгангу.
Слитковоз автоматически останавливается сбоку у приемного
рольганга и слиток сталкивается с него на рольганг при помощи
стационарного сталкивателя.
Взвешивание и поворот слитка на 180° осуществляются ве-
сами, расположенными над рольгангом. Кантователь, находящийся
с передней стороны рабочей клети, и линейки манипулятора, рас-
положенные с обеих сторон клети, работают по заданной про-
грамме обжатий при прокатке. В зависимости от массы слитка и
сечения блюма осуществляется реверсивная прокатка каждого
слитка в отдельности или последовательно двух слитков.
Диаметр валков блюминга 1300 мм (по буртам калибров) и
длина бочки 2800 мм. Каждый рабочий валок снабжен индивидуаль-
ным приводом от электродвигателя постоянного тока мощностью
6800 кВт, 0—60—90 об/мин, с номинальным моментом 1,1 МН-м.
Обжатие слитка осуществляется за 9—13 реверсивных прохо-
дов. Для получения блюмов применяют слитки квадратного (или
106
I Рис. IV.2. Блюминг 1300 конструкции УЗТМ:
I — отделение нагревательных колодцев; И — пролет стана; III — электромашинный
зал; IV — скрапной прилет; V — склад блюмов; 1 — нагревательные колодцы; 2 — слит-
ковозы; 3 — приемный рольганг; ? — сталкпватель слитков; 5 — весы; 6 — рабочая
клеть блюминга: 7 — манипулятор; 8 — машины для огневой зачистки; 9 — ножницы;
1° — конвейер для уборки обрезков от ножниц; 11 — средства для уборки блюмов;
12 —устройства для смены валков
107
близкого к нему) сечения и в процессе обжатий слитка его периоди-
чески кантуют на 90°. Так как кантователь располагают на ли-
нейке манипулятора с передней стороны стана, то кантовку
осуществляют через 2—4 пропуска, т. е. после четных про-
ходов.
При прокатке на обжимных станах с целью увеличения произ-
водительности стремятся применять максимальные обжатия за
каждый пропуск (90—120 мм). Однако максимальное обжатие
при прокатке ограничивается максимальным углом захвата.
Для зачистки поверхности горячих блюмов и слябов (удаления
трещин, закатов окалины и шлака и т. п.) в потоке металла за ра-
бочей клетью в линии рольганга установлена машина для огне-
вой зачистки. Эта машина предназначена для зачистки на ходу
блюмов сечениехМ до 380x450 мм и слябов шириной до 1000 мм
и состоит из двух кареток, которые могут перемещаться на катках
по рельсам перпендикулярно направлению движения металла.
На каретках установлены газорежущие головки с горелками.
При движении блоков с горелками к металлу включается по-
дача кислорода и горючего газа (ацетилена или природного газа),
загорающихся от горячего металла. На поверхности металл
оплавляется и в этот момент включается подача кислорода, в ре-
зультате чего осуществляется сплошная огневая зачистка металла
со всех четырех сторон. Одновременно включается система для
гидросбива образующегося шлака водой высокого давления
(3000 кПа). Газорежущие головки снабжены щелевидными легко-
заменяемыми горелками, расположенными под углом 25° к по-
верхности металла. Если после прокатки зачистка блюмов и сля-
бов не требуется, обе каретки отводятся от рольганга в противо-
положные стороны при помощи цилиндров.
Режим работы машины автоматизирован. При огневой за-
чистке сжигается поверхностный слой металла толщиной 1,5—
2,5 мм; потери металла составляют 1—2,5 %.
Следует отметить, что на некоторых блюмингах за рубежом,
прокатывающих слитки из легированной стали, вместо машины для
огневой зачистки установлены фрезерные многорезцовые станки
для механической зачистки (снятия стружки) горячих блюмов.
За машиной для огневой зачистки блюмов и слябов установ-
лены ножницы с нижним резом усилием 12 МН. Чтобы уменьшить
число немерных обрезков при резании блюмов и слябов на мер-
ные длины (1200—6000 мм), ножницы управляются ЭВМ посред-
ством датчиков измерения общей длины полосы до резания.
При резании ножницами блюмов и слябов на мерные длины
обрезки от их головной и хвостовой частей составляют 10—15 %
(по массе). При производительности блюминга 450—600 т/ч от
ножниц необходимо убирать 50—80 т/ч обрезков. Уборка осуществ-
ляется конвейером с непрерывной загрузкой обрезков в цельно-
металлические железнодорожные платформы грузоподъемностью
до 100 т.
108
Цепной скребковый конвейер расположен пойерек станового
и скрапного пролетов. Приемная часть конвейера находится в пер-
вом пролете ниже уровня пола цеха, а разгрузочная наклонная
часть конвейера — в скрапном пролете с железнодорожным пу-
тем для платформ. По наклонному желобу у ножниц обрезки па-
дают вниз и попадают на приемную плиту. Скребки, прикреплен-
ные к звеньям боковых цепей, перемещают горячие обрезки мас-
сой до 1,5 т каждый по промежуточным плитам к разгрузочному
желобу, с которого обрезки падают непосредственно в полуза-
крытую платформу.
Клеймение блюмов и слябов в торец после резки на ножницах
04 осуществляется на ходу автоматическим рычажным клеймптелем
с дистанционной сменой клейм.
Так как отходы (обрезки) от головной и хвостовой частей
блюмов и слябов составляют 500—1000 тыс.т/год, то разделение
их по маркам стали перед отправкой в сталеплавильный цех
на переплавку представляет сложную и трудоемкую задачу.
На многих блюмингах операцию клеймения обрезков ввиду труд-
ностей ее механизации осуществляют вручную. На блюминге
1300 операция клеймения автоматизирована. Для этого перед
ножницами установлен дисковый клеймитель, который непре-
рывно наносит клейма на поверхность движущихся блюмов
или слябов на определенном отрезке их головной и хвостовой
частей.
После порезки на ножницах и их клеймения блюмы по роль-
гангу- направляются на дальнейшую прокатку (на непрерывный
заготовочный стан 900/700/500), а слябы (в количестве, составляю-
щем около 10—15 % от общей производительности стана) сталки-
ваются толкателем на штабелирующий стол и затем передаются
тележкой или краном на склад для охлаждения и зачистки. Для
обслуживания рабочей клети в становом пролете установлен мо-
стовой кран тяжелого типа грузоподъемностью 125 т.
Проектная производительность блюминга 1300 составляет
6,0 млн. т в год; масса механического оборудования 5500 т и об-
щая мощность главных электродвигателей стана 13 600 кВт.
На одном из металлургических заводов страны в комплексе
с универсальным балочным станом установлен реверсивный блю-
минг 1500 конструкции УЗТМ. Он предназначен для производства
блюмов сечением 250x250 — 400x400 мм и длиной 3,6—11,4 м
и слябов сечением до 200x1600 мм и длиной 2,0—3,4 м, а также
фасонных балочных заготовок сечением от 185x450 до 450 X
Х1225 мм из слитков массой 9,7—21,8 т (рис. IV.3).
Одноклетевой реверсивный блюминг 1500 выполнен по схеме
расположения оборудования, аналогичной блюмингу 1300, с от-
делением нагревательных колодцев и кольцевой слиткоподачей.
Главная линия блюминга включает рабочую клеть с диаметром
валков 1500 мм (по буртам) и длиной бочки валков 3550 мм с при-
водом от двух индивидуальных электродвигателей постоянного
109
Рис. IV.3. План расположения оборудования блюминга 1500 конструкции УЗТМ:
I — отделение нагревательных колодцев; II — стаиовый пролет; III — скрапной пролет;
IV — машинный зал; V — склад блюмов; 1 — нагревательные колодцы; 2 — слитко-
возы; 3 — приемный рольганг; 4 — рабочая клеть блюминга; 5 — машина для огневой
зачистки; 6 — ножницы; 7 — средства для уборки блюмов
тока мощностью по 7000 кВт каждый и частотой вращения
53/90 об/мин; высота подъема верхнего валка 1500 мм.
Для безупорной резки раската на мерные длины за рабочей
клетью установлены ножницы с максимальным усилием резания
до 16 МН и числом резов 4—12 в минуту. Привод ножниц — без-
редукторный, от одного электродвигателя мощностью 3400 кВт,
25 об/мин.
В потоке стана между рабочей клетью и ножницами предусмо-
трена установка машины для огневой зачистки слябов.
Проектная производительность блюминга 1500 составляет
3,0 млн. т в год, масса механического оборудования около 8650 т,
а общая мощность главных электродвигателей стана 14 000 кВт.
Заготовочные станы
Заготовочными называют станы, снабжающие заготовками сорто-
вые, проволочные и трубопрокатные станы. . |
Заготовочные станы устанавливают непосредственно за блюмин-
гом для прокатки из блюмов сечением 300 X 300:400 X 400 мм
заготовок, а также и небольших блюмов следующих размеров:
1) непрерывные заготовочные станы с одной группой клетей
(например, стан 700) — крупную сортовую квадратную заготовку
сечением от 125x125 до 140x140 мм и блюмов сечением от 140Х
Х140 до 200x200 мм;
2) непрерывные заготовочные станы с двумя группами клетей
(например, стан 700/500) — сортовую заготовку сечением от 60X
ХбО до 100x100 мм (выдается из второй группы) и сечением от
120x120 до 140x140 мм и блюмов сечением от 140x140 до 200 х
Х200 (выдаются из первой группы клетей);
3) последовательные трубозаготовочные станы — круглую за-
готовку диаметром 75—300 мм для последующей прошивки и рас-
катки на трубопрокатных агрегатах.
Кроме того,на заводах качественных сталей для обжатия слит-
ков небольшой массы (1—3 т) в заготовку сечением до 140 X
НО
Х140 мм применяют обжимные заготовочные станы линейного
типа сравнительно небольшой производительности (около
500 тыс. т/год).
Раньше непрерывные станы рассматриваемого назначения
строили двух типов: с групповым приводом всех клетей каждой
группы от одного электродвигателя и с индивидуальным приводом
каждых двух клетей. Этим станам свойственны следующие недо-
статки: а) необходимость кантовки полосы на ходу ее движения
между клетями вынуждает применять так называемые винтовые
(геликоидальные) проводки или дополнительные калиброванные
ролики после каждой клети, в которых передний конец выходя-
щей из валков полосы закручивается на угол 16—22°, и в следую-
щую клеть полоса поступает уже скантованной на 90°. Скручи-
вание полосы приводит к появлению больших напряжений и
часто к поверхностным трещинам, а трение полосы по винтовой
проводке — к поверхностным продольным царапинам; б) жесткая
кинематическая связь между клетями (через конические шестерни
с постоянным передаточным числом) не позволяет регулировать
скорости выхода металла из каждой клети в процессе про-
катки.
На современных непрерывных заготовочных станах полосу
не кантуют. Для бокового обжатия заготовки наряду с клетями
с горизонтальными валками устанавливают клети с вертикаль-
ными валками.
Строительство заготовочных станов за рубежом происходит
в значительно меньших масштабах, чем обжимных станов. Из
непрерывных станов рассматриваемого типа наиболее совершен-
ными являются десяти- двенадцатиклетевые станы с горизонталь-
ными и вертикальными валками 950/750/650 производительностью
до 2—4 млн. т в год.
В СССР для прокатки квадратных заготовок сечением свыше
60x60 мм, а также соответствующих круглых, прямоугольных
и плоских заготовок построены современные непрерывные заго-
товочные станы двух типов конструкции ВНИИметмаш - ПО
«Южуралмаш»: 1) четырнадцатиклетевой стан 900/700/500, уста-
навливаемый непосредственно за блюмингом 1300. Производи-
тельность стана соответствует производительности блюминга 1300
и составляет около 5,0 млн. т/год (по заготовке); 2) двенадцатикле-
тевой стан 850/700/500, устанавливаемый непосредственно за
блюмингом 1150. Производительность стана соответствует произ-
водительности 'блюминга 1150 и составляет около 3,5 млн. т/год
(по заготовке).
Первый стан предназначен для прокатки заготовок из углеро-
дистой и легированной сталей сечением 80x80—200x200 мм, полу-
ченных из блюмов сечением 370x370 мм, длиной 10 000 мм и мас-
сой около 9 т; второй —для прокатки заготовок сечением 60 х
60—1/0 170 мм из блюмов сечением 300x300 мм. длиной
10 000 мм и массой 7,2 т
111
Рис. IV.4. План расположения оборудования непрерывного заготовочного стана
900/700/500 конструкции ВНИИметмаш — ЮУМЗ: I и III — пролеты стана; II — скрап-
ной пролет; IV — машинный зал; V — помещение для трансформаторов; 1 — рольганг;
2 — черновые двухвалковые клети 900X 1300; 3 — кантователь; 4, 5 — первая непре-
рывная (черновая) группа из четырех горизонтальных и двух вертикальных клетей;
6 — упор; Z — отводящий рольганг; 8 — боковой рольганг; 9 — шлеппер; 10 — упор;
It — летучие маятниковые ножницы; 12— кантователь; 13, 14 — вторая непрерывная
(чистовая) группа из трех вертикальных и трех горизонтальных клетей; 15 — 17, 20, 23 —
рольганг; 16 — ножницы с нижним резом; 18 — летучие быстроходные ножницы; 19 —
транспортер обрезков; 21 — пакетирующий рольганг; 22 — шлеппер; 24 — холодильник;
25 — тельфер; 26 — яма для окалины
На этих станах из указанных блюмов можно также прокаты-
вать круглые трубные заготовки, а из прямоугольных блюмов —
прямоугольные и плоские заготовки.
Непрерывный заготовочный стан 900/700/500 состоит из 14 двух-
валковых клетей, расположенных в трех группах: первой из
двух клетей с номинальным диаметром валков 900 мм (по меж-
осевому расстоянию шестеренной клети), второй — непрерывной
(черновой) из шести клетей (одна клеть 900 и пять клетей 700)
и третьей — непрерывной (чистовой) из шести клетей с номиналь-
ным диаметром валков 500 мм (рис. IV.4).
Основная отличительная особенность этого стана — чередова-
ние клетей с вертикальными и горизонтальными валками в не-
прерывных группах.
После резки на мерные длины горячие блюмы сечением 370 X
Х370 мм поступают по рольгангу 1 (без дополнительного подогре-
ва) со скоростью около 0,2 м/с в первую клеть 900. При необхо-
димости можно блюм повернуть на 180° в горизонтальной плоско-
сти для задачи его в клеть 900 концом, в котором нет признаков
усадочной рыхлости.
Первые две клети с валками 900x1300 мм 2 установлены от-
дельно; расстояние от второй клети этой группы до первой клети
второй группы позволяет осуществлять свободную кантовку блюма
при помощи кантователя 3, расположенного на рольганге между
этими группами клетей.
Первая непрерывная группа состоит из двух клетей 900x1300
(аналогичной конструкции с клетями первой группы) и четырех
клетей с валками 730x1300 мм; из этих четырех клетей в первой
и третьей (пятой и седьмой по порядку клетях стана) предусмо-
трены вертикальные валки. При прокатке во второй группе можно
112
получать заготовки сечением 200x200, 170x170 и 150x150 мм
(соответственно из четвертой, шестой и восьмой клети). Крупные
заготовки сечением более 150x150 мм с отводящего рольганга 7
при помощи поперечного транспортера 9 направляются на боко-
вой рольганг 8 с концевым стационарным упором 6\ далее эти за-
готовки рольгангом 15 подаются к ножницам 16 с нижним резом
усилием 10 ЛАН, разрезаются на мерные длины в пределах 6—8 м
и по рольгангам 17 и 23 направляются на холодильники 24.
Заготовки сечением 150x150 мм, выходящие со скоростью до
2,3 м/с, по рольгангу 7 направляются ко второй непрерывной
группе для дальнейшей прокатки.
Вторая непрерывная группа состоит из шести чередующихся
клетей 530x900 мм с вертикальными 13 и горизонтальными 14
валками. При прокатке в этой группе можно получать заготовки
сечением 120x120, 100x100 и 80x80 мм (соответственно из 10,
12 и 14-й клети). Для того чтобы в девятую клеть задавать заго-
товку с постоянной температурой, на промежуточном рольганге
заготовку останавливают поднимающимся упором 10 и выдержи-
вают некоторое время на рольганге. Передний неровный конец
заготовки обрезают маятниковыми летучими ножницами И уси-
лием 1,5 МН. В случае необходимости (по условиям калибровки
валков) заготовка кантуется кантователем 12.
По выходе из последней клети заготовку сечением до 80 X
Х80 мм разрезают летучими планетарными ножницами 18 на мер-
ные длины 8—12 м; разрезанные заготовки собираются в пачки
на пакетирующем рольганге 21 и по рольгангам 23 направляются
па холодильники 24.
Из второй непрерывной группы выдаются заготовки сечением:
из 10-й клети — 120 X120 мм со скоростью 3,5 м/с, из 12-й клети —
100X 100 мм со скоростью около 5 м/с и из 14-й клети — 80x80 мм
со скоростью около 7 м/с. Летучие планетарные ножницы уси-
лием 1,5 ЛАН разрезают заготовки, движущиеся с указанными ско-
ростями. Здесь же осуществляется их клеймение.
Все технологические операции на стане механизированы и авто-
матизированы. На стане применены: 1) механизмы для комплект-
ной смены валков и передвижения горизонтальных и вертикаль-
ных клетей (при переходе па прокатку в соседнем калибре); 2) уни-
версальные шпиндели с шарнирами на подшипниках качения;
3) механизированная скиповая уборка обрезков от ножниц; 4) мес-
дозы для измерения усилия прокатки и натяжения заготовки при
прокатке; 5) водоохлаждаемые ролики рольгангов с приводом от
двигателей с полым валом; 6) автоматическое клеймение заго-
товки; 7) ЭВЛА для управления работой стана.
Станы радиально-сдвиговой прокатки
С развитием непрерывной разливки стали, внедрением новых
сложнолегированных сплавов, повышением требований к эконо-
мии и качеству металлов приобретает особое значение проблема
113
Рис. IV.5. Схема очага деформации
стана радиально-сдвиговой прокатки(«,
б) и поперечное сечение очага (в)
создания эффективных, экономичных способов деформирования
слитков и заготовок.
В Московском институте стали и сплавов под руководством
П. И. Полухина и И. Н. Потапова создан принципиально новый
процесс радиально-сдвиговой (винтовой) прокатки, сочетающий
преимущества непрерывного и циклического деформирования.
Новую технологию можно отнести к процессу винтовой прокатки
с высокими единичными обжатиями, обеспечивающему большое
радиальное обжатие при интенсивных сдвиговых деформациях.
Технологическую основу процесса составляют большие углы по-
дачи р валков в сочетании со специальной геометрией очага де-
формации, в котором реализуются уникальные условия пласти-
ческого формоизменения, позволяющие прокатывать практически
все деформируемые металлические материалы с устранением вну-
тренних и поверхностных дефектов. Схема очага деформации
представлена на рис. IV.5.
К важным показателям пластического течения металла отно-
сятся вид и длина траектории деформации. Анализ показывает,
что циклический характер воздействия деформирующих усилий
и геликоидальное перемещение металла обусловливают весьма
специфический и сложный вид траектории деформации в процессе
радиально-сдвиговой прокатки. Траектория деформации распо-
ложена нс в плоскости, а представляет собой объемную кривую,
что предопределяет значительно более высокие (в 6—10 раз)
значения ее длины (накопленной степени деформации) по сравне-
нию с продольной прокаткой или прессованием.
Новая технология всесторонне исследована при прокатке не-
прерывнолитых, катаных и кованых заготовок из сталей и спла-
вов различных классов: углеродистых, подшипниковых, кор-
розионностойких, инструментальных, быстрорежущих, высоколе-
114
тированных сплавов, титановых, медных, особо труднодсформи-
руемых жаропрочных сплавов па никелевой основе, заготовок из
порошкового материала па основе молибдена, железа, быстроре-
жущей стали, а также заготовок из белого чугуна с содержанием
углерода до 3,0 %.
Высокие коэффициенты вытяжки за проход (4 г-25) совместно
со значительной накопленной степенью деформации обеспечивают
эффективную проработку структуры металла и повышение его
физико-механических и эксплуатационных свойств. В частности,
карбидная фаза в быстрорежущих сталях после радиально-
сдвиговой прокатки имеет вид равномерной мелкодисперсной
сетки. Получить такое строение карбидов не удается традицион-
ными методами (ковкой, продольной прокаткой) даже при значи-
тельно более высоких коэффициентах вытяжки. Стойкость ин-
струмента, изготовленного из стали после радиально-сдвиговой
прокатки в 1,8 : 3,0 раза выше стойкости инструмента из серий-
ной быстрорежущей стали.
Схема деформации в этом процессе, благодаря протяженному
калибрующему участку, позволяет устойчиво получать сортовой
прокат, в 2—5 раз превышающий по точности размеров требова-
ния ГОСТов и ТУ.
Новая технология реализуется на специально разработанных
ПО «Электростальтяжмаш» и МИСиС станах радиально-сдвиго-
вой прокатки, позволяющих деформировать слитки и заготовки
диаметром от 30 до 500 мм. Эти станы отличаются малой энерго-
емкостью, компактны, автоматизированы, надежны в эксплуата-
ции, обладают большой технологической маневренностью, что
позволяет' успешно использовать их при реконструкции дей-
ствующего производства и создании новых цехов и комплексов.
Внедрение новой технологии и нового оборудования дает
наибольший эффект в следующих случаях:
1. При реконструкции действующих сортопрокатных станов
для увеличения производительности, повышения качества про-
ката и выхода годного, улучшения условий труда.
2. При деформировании непрерывно-литого металла, пред-
назначенного для производства сортовых профилей.
3. При производстве сортовых профилей из труднодеформи-
руемых и малопластичных сталей (взамен ковки, прессования и
продольной прокатки).
4. При производстве быстрорежущей стали для инструмента
повышенной износостойкости на металлургических и на крупных
машиностроительных заводах.
5. При получении заготовок с размерами, близкими к размеру
изделий, на машиностроительных заводах.
6 При производстве высококачественных сортовых заготовок
из порошковых материалов.
7 При производстве сортового проката из различных цветных
металлов.
115
Эффективное использование этой технологии целесообразно
также в прокатных цехах заводов малой мощности.
Средняя производительность стана 7500 т/ч; масса механиче-
ского оборудования 10 500 т.
2. ЛИСТОВЫЕ СТАНЫ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ
Способом горячей прокатки получают широкие полосы (листы)
минимальной толщиной 1 —1,2 мм (в исключительных случаях
0,8—0,9 мм) и максимальной толщиной до 120—200 (в некоторых
случаях плиты до 400 мм и шириной от 500—600 мм до 4600—
5000 мм). По толщине полосы (листы) разделяют па две группы: 5
толстые — толщиной 4 мм и выше и тонкие — толщиной менее
4 мм. Но деление листов на толстые и тонкие условно; например,
на современном непрерывном стане прокатывают как широкие
тонкие, так и широкие толстые полосы, поэтому его называют не
толсто- или тонколистовым, а широкополосовым станом.
С целью повышения качества готовой продукции полосы про-
катывают не из слитков, а из слябов массой до 3—45 т, получае- I
мых со слябинга или блюминга-слябинга, либо с машин непрерыв-
ного литья слябов. Особо толстые (100—400 мм) и широкие (3000—
5000 мм) листы прокатывают из крупных слитков массой 50—
100 т на специализированных толстолистовых станах.
Основным параметром листового и полосового станов является
длина бочки валков рабочей клети (в непрерывных станах по-
следней клети), изменяющаяся от 50—100 мм (у многовалковых
ленточных станов) до 5000—5500 мм (у толстолистовых станов).
Для производства листовой горячекатаной стали применяют
следующие основные типы листовых станов горячей прокатки:
1) непрерывные широкополосовые с длиной бочки валков от 1420—
1450 до '2285—2500 мм (с двумя группами клетей — последова-
тельной черновой и непрерывной чистовой), это самые высокоско-
ростные (до 20—30 м/с) и высокопроизводительные (до 3,5—
6 млн. т/год) станы для производства горячекатаной листовой про-
дукции в рулонах; 2) одно- и двухклетевые реверсивные толсто-
листовые станы с длиной бочки валков от 2000—2300 до 5000 мм
и более (с вертикальной клетью впереди горизонтальных клетей
или без нее) для прокатки толстых листов мерной длины, иногда
на этих станах прокатывают из слитков, кроме листов, и слябы.
Такие станы называются комбинированными толсто л истовыми
станами; 3) полунепрерывные широкополосовые с длиной бочки
валков в чистовой группе клетей от 800—1200 до 2700—3050 мм,
чаще всего 1700—2000 мм (с одной-двумя реверсивными черновыми
клетями и непрерывной черновой группой клетей). Эти станы
менее производительны (до 2—2,5 млн. т/год), чем непрерывные.
Скорость прокатки достигает 10—20 м/с. На этих станах получают
как полосовую продукцию в рулонах, так и листовую мерной
длины.
116
Кроме основных типов листопрокатных станов, в практике
листопрокатного производства существуют реверсивные четырех-
валковые станы и планетарные станы для горячей прокатки тон-
ких полос толщиной 1—4 мм и шириной до 1000 мм.
Для горячей прокатки тонких полос из электротехнических
сталей (динамной и трансформаторной), содержащих 2—3,5 % Si,
применяют реверсивные четырехвалковые станы с моталками в пе-
чах (температура в печи около 1000 °C).
При реверсивной прокатке полосу поочередно сматывают в ру-
лоны моталками, расположенными (па расстоянии 5500 мм)
в печах перед клетью и за ней. Таким образом, температура про-
катываемой полосы поддерживается постоянной в требуемом уз-
ком интервале, что необходимо при деформации указанных сталей.
Кроме того, в холодном состоянии эти стали малопластичны и
для получения тонкой (0,5—1 мм) полосы при ее холодной про-
катке из подката (толщиной 4—6 мм) требуется несколько опе-
раций промежуточного отжига. Поэтому получение подката мини-
мально возможной толщины (1,5—2,5 мм) в результате горячей
прокатки весьма целесообразно для сокращения операций при
холодной прокатке.
Четырехвалковый стан 1200 для горячей прокатки электротех-
нических сталей конструкции НКМЗ состоит из двух клетей;
черновой двухвалковой (универсальной) и чистовой четырехвал-
ковой 620/1250x1200 с моталками в печах. Исходной заготовкой
являются литые слябы 130x1000x900 мм массой до 3 т, получен-
ные с машин непрерывного литья слябов.
Производительность стана 1200 при прокатке полосы толщи-
ной 2—3 мм и шириной 1000 мм составляет 40—50 т/ч, или в сред-
нем 300 тыс.т/год. Масса механического оборудования стана около
3000 т.
Для горячей прокатки относительно узкой полосы (400—
1000 мм) толщиной 1—4 мм применяют иногда планетарные станы,
на которых заготовки обжимают многочисленными рабочими (пла-
нетарными) валками, вращающимися вместе со своими боковыми
сепараторными кольцами вокруг приводных опорных валков.
Заготовка толщиной до 100 мм прокатывается каждой парой плане-
тарных валков с очень небольшим обжатием (0,3—0,5 мм), однако
в результате суммарной деформации металла многими парами
валков общее обжатие сляба может достигать 90—95 % при вы-
тяжке, равной 10—20.
Следует также отметить, что благодаря большой степени об-
жатия при прокатке на планетарном стане температура прокаты-
ваемого металла не понижается (даже повышается на 40—60°),
что позволяет прокатывать на этом стане специальные сплавы,
характеризующиеся узким температурным интервалом пласти-
ческой деформации; однако конструкция планетарного стана
сложна.
117
Современными широкополосовымн станами горячей прокатки,
работающими в СССР и за рубежом, являются непрерывные много-
клетевые (13—15 клетей с окалиноломателями) станы с длиной
бочки валков 1700—2500 мм, производительностью до 4—6 млн.
т/год; на этих станах прокатывают полосу толщиной от 1,2 до
16—25 мм и шириной до 2300 мм с проектной скоростью до 25—
30 м/с в рулонах массой до 40—45 т из слябов размерами: толщи-
ной до 300, шириной до 2300 и длиной до 15 000 мм (на некоторых
станах предусмотрена прокатка полос с минимальной толщиной,
равной 0,8—1,0 мм).
К современным толстолистовым станам можно отнести двух-
клетевые станы 4000—5500 для прокатки толстых листов толщи-
ной от 4—6 до 120—200 мм, шириной до 5000 мм н более и дли-
ной до 40—60 м из слябов массой до 30—40 т и слитков массой
до 50—£0 т и более; скорость прокатки на этих станах достигает
5—6 м/с, производительность 2—2,5 млн. т/год.
Широкополосовые станы
На рис. IV.6 представлен план расположения оборудования
непрерывного широкополосового стана 2000 горячей прокатки
конструкции НКМЗ, предназначенного для прокатки полос тол-
щиной 1,2- 16 мм и шириной 900—1850 мм в рулонах массой
4—36 т со скоростью до 20 м/с из литых' слябов толщиной 150—
250 мм, шириной 950—1850 мм и длиной 4000—10 500 мм, массой
до 36 т.
В состав стана входят: оборудование участка нагревательных
печей, черновая группа клетей, промежуточный рольганг, чисто-
вая группа клетей, отводящий рольганг, моталки и другое обору-
дование для уборки рулонов и передачи их в отделение отделки.
Технологический процесс прокатки на широкополосовом стане
2000 и характеристика оборудования стана следующие.
Слябы, отлитые на машинах непрерывного литья, поступают
из сталеплавильного цеха на склад слябов, где их осматривают,
зачищают, а затем мостовыми кранами подают к загрузочным
устройствам (тележкам). Тележки грузоподъемностью 130 т
транспортируют стопы слябов со скоростью 1 м/с к подъемным сто-
лам, откуда слябы сталкивателем усилием 160 кН по одному стал-
кивают на загрузочный рольганг, взвешивают и транспортируют
со скоростью до 2 м/с к нагревательным печам. Слябы подают к за-
грузочному рольгангу с двух сторон. Нагрев слябов до темпера-
туры 1200—1280 °C осуществляется в четырех печах с шагающими
балками. После нагрева до заданной температуры слябы пооче-
редно извлекают из печей приемниками и без удара укладывают
штангами со скоростью 0,5 м/с на приемный рольганг стана, по
которому слябы со скоростью 1—2 м/с поступают к черновой группе
клетей.
Черновая группа состоит из вертикальной двухвалковой клети
с диаметром валков 1200 мм и длиной бочки 650 мм с приводом от
118
SZ
передачи слябов; 27 — приемник слябов из печи; 28 — печной приемный рольганг; 29 — рольганг черновой группы клетей: 30 — проме-
жуточный рольганг; 31 — отводящий (душирующий) рольганг: 32 — транспортеры рулонов; 33 — передаточные тележки; 34 — нагреватель-
ные печи с шагающими балками; 33 — яма для сбора скалнны; 36 — устройство для комплексной смены валков чистовых рабочих клетей
119
главного электродвигателя (мощностью 630 кВт, 365 об/мин)
через редуктор (скорость прокатки 1 м/с), предназначенный для
бокового обжатия слябов и разрушения слоя окалины; горизон-
тальной двухвалковой клети № 1 с валками 1400x2000 мм и че-
тырех универсальных четырехвалковых клетей № 2—5 с гори-
зонтальными валками 1180/1600x2000 мм и вертикальными вал-
ками 1000x470 мм, из которых три последние объединены в не-
прерывную подгруппу клетей. Обжатия, в черновых клетях со-
ставляют от 20 до 60 мм за проход; скорость прокатки в последней
черновой клети 2—5 м/с. Объединение трех клетей в непрерыв-
ную подгруппу позволяет сократить черновую группу и повысить
температуру подката толщиной 25—50 мм, поступающего в чисто-
вые клети.
Кроме рабочих клетей, в состав черновой группы входят уст-
ройства для гидравлического сбива окалины с поверхности по-
лосы водой высокого давления (11 —13 МПа), рабочие рольганги,
направляющие линейки и промежуточный рольганг со сбрасыва-
телем подката с линии стана (в случае пониженной температуры
металла).
Чистовая группа состоит из роликового двухвалкового окалино-
ломателя с роликами диаметром 500 мм и семи четырехвалковых
клетей 800/1600x2000 (предусмотрено место для установки вось-
мой клети). Относительные обжатия в чистовых клетях состав-
ляют 10—50 % за проход; скорость прокатки в последней чистовой
клети 20 м/с (при семи клетях).
Перед чистовым окалиноломателем установлены летучие нож-
ницы для обрезки переднего и заднего концов подката толщиной
25—50 мм и шириной до 1850 мм при температуре 950—1150 °C;
скорость резания 0,4—2 м/с, усилие резания 3000 кН. Между
чистовыми клетями расположены петледержатели, обеспечиваю-
щие натяжение полосы в процессе прокатки; устройства для гидро-
сбива окалины, которые используют и для понижения температуры
при прокатке толстых полос, а также направляющие линейки и
проводки. Для выравнивания температуры по длине полосы про-
катку в чистовой группе ведут с ускорением.
После прокатки в чистовой группе клетей полоса поступает
на отводящий рольганг, где в процессе транспортирования ее
подвергают охлаждению водой сверху и снизу из душирующих
устройств, а затем сматывают в рулон одной из моталок, и по кон-
вейеру рулоны поступают в - отделение отделки горячекатаной
продукции.
Уборочная группа оборудования включает две группы мота-
лок: первая в составе трех моталок предназначена для смотки
полос толщиной 1,2—8 мм и шириной 900—1850 мм; вторая в со-
ставе двух моталок — для смотки полос толщиной 4—16 мм и
шириной также 900—1850 мм Максимальный наружный диаметр
рулона достигает 2300 мм, масса 36 т. Полоса захватывается "мо-
талкой со скоростью не более 10 м/с, а затем сматывается с макси-
120
мальной скоростью прокатки (в зависимости от толщины полосы,
при температуре 550—650 °C.
Требуемая температура полосы при смотке обеспечивается
ускоренным охлаждением металла водой. Для этой цели система
охлаждения состоит из двух частей: верхней — ламинарного типа,
расположенной над отводящим рольгангом между последней чи-
стовой рабочей клетью и первой моталкой и между двумя группами
моталок; нижней — струевоготипа, коллекторы которой размещены
между роликами отводящего рольганга. Количество воды регули-
руется в зависимости от сечения, температуры, скорости движения
и марки стали прокатанной полосы..Система рассчитана на макси-
мальный расход воды 12 000 м3/ч.
Охлажденную полосу, смотанную в рулон, кантователем ру-
лона кантуют в вертикальное положение и передают от моталки
на конвейер рулонов, на котором рулоны взвешивают, маркируют
и транспортируют со скоростью 0,1—0,4 м/с для дальнейшего пере-
дела в цех холодной прокатки или в отделение отделки горяче-
катаных рулонов.
Все технологические операции на стане механизированы и
автоматизированы, применен ряд новых технических решений:
1) впервые в мировой практике установлена непрерывная черно-
вая подгруппа из трех рабочих клетей, которая позволила улуч-
шить температурный режим прокатки за счет сокращения длины
черновой группы, а также снизить капитальные затраты на строи-
тельство цеха; 2) установлены две группы моталок, обеспечиваю-
щие дифференцированную смотку полос по толщине; 3) стан осна-
щен средствами и системами автоматизации технологического про-
цесса прокатки и работы машин и механизмов с использованием
УВМ, в том числе системами автоматического регулирования тол-
щины полосы, натяжения полосы, температурного режима и ско-
рости прокатки, обеспечивающими высокую точность и требуемые
механические свойства горячекатаной полосы.
Проектная производительность непрерывного широкополосо-
вого стана 2000 горячей прокатки составляет около 6 млн. т в год,
масса механического оборудования около 40 000 т и мощность
всех электродвигателей стана около 200 000 кВт.
Толстолистовые станы
На рис. IV.7 представлен план расположения оборудования
толстолистового стана 3600, созданного по техническому заданию
УкрГИПРОМЕЗа.
Стан предназначен для горячей прокатки толстых листов тол-
щиной 5—50 мм, шириной 2000—3200 мм и длиной 6—28 м из
слябов массой до 16 т и плит толщиной 51—200 мм, шириной 2000—
3200 мм и длиной до 12 м из слитков массой до 37 т из углеродистых
конструкционных, низколегированных и других марок сталей с
пределом прочности (в холодном состоянии) до 1200 МПа.
121
Рис. IV. 7. План расположения оборудования толстолистового стана 3600:
I — склад слябов: II — печной пролет; III — становым пролет; IV — машинный зал;
V — склад готовой продукции; 1 — нагревательные колодцы; 2 — колодцевый клещевой
кран грузоподъемностью 5 0 т; 3 — стационарный опрокидыватель; 4 — поворотное
устройство с весами; 5 — рольганг; 6 — вертикальная клеть; 7—12, 32 — передаточные
тележки; 8 — реверсивная черновая клеть 1130/1800X3600 мм; 9 — линейки манипуля-
тора; 10 — сталкиватель плит; 11 — подъемно-опускающийся стол для плит; 13, 14, 54 —
стенды я огневой зачистки; 15 — камерные печи с выдвижным подом; 16 — мостовые
краны; 17 — тележка для слябов; 18 — подъемно-опускающийся стол для слябов; 19,
40 — загрузочные рольганги; 20 — встроенные весы; 21 — печные толкатели; 22 — мето-
дические печи; 23 — стеллажи; 24 — тележка; 25 — реверсивная чистовая четырехвал-
ковая клеть 1050/1800X3600 мм; 26 — роликовая закалочная машина; 27 — кантователь
листоз: 28 — ножницы поперечной резки (№ 1—5); 29 — транспортер обрезков; 30, 38,
49, 51 — шлепкеры; 31, 53 — карманы; 33, 35, 39, 55, 57, 58 — правильные машины;
34 — холодильник; 36 — устройство для охлаждения листов; 37 — нормализациоиные
печи; 41, 45 — инспекционные стеллажи; 42 — ультразвуковой дефектоскоп: 43 — раз-
меточная машина; 44 — транспортер для отбора проб; 46 — дисковые ножницы для об-
резки боковых кромок; 47 — кромкообрезиые ножницы барабанного типа; 48 — клеймо-
вочные и маркировочные устройства; 50 — печи для термической обработки листов;
52 — ро тьганг-весы; 56 — ножницы с полем «гусиных шеек».
В состав стана входят участок нагревательных печей (для
слябов) и колодцев (для слитков) с соответствующим оборудова-
нием, участок рабочих клетей в составе вертикальной двухвалко-
вой клети 900x1400, черновой реверсивной четырехвалковой
клети 1130/1800x3600—3400 и чистовой реверсивной четырехвал-
ковой клети 1030/1800x3600—3400 для прокатки листов и плит
и участка отделки листов и плит.
Технологический процесс прокатки толстых листов следу-
ющий.
122
Слябы со склада транспортируют тележкой 15 к стану и подъ-
смно-опускающимся столом 18 со сталкивателем загружают на
печной рольганг 19, затем взвешивают на встроенных весах 20
и толкателями 21 (усилием 2x2500 кН и ходом до 5100 мм) за-
гружают в методические печи 22. Слябы, нагретые в печах до тем-
пературы 1180—1280 °C, рольгангом 5 транспортируют к верти-
кальной клети (отбракованные после нагрева слябы удаляют с роль-
ганга 5 на стеллаж 23 и далее тележкой 24 возвращают на склад).
При реверсивной прокатке сляба в вертикальной клети взрых-
ляют его окалину и калибруют по ширине. Перед прокаткой в чер-
новой клети сляб (длиной не более 3400 мм) рольгангом с кониче-
скими роликами кантуют в горизонтальной плоскости на 90°
и ведут поперечную прокатку (с целью увеличения ширины сляба
до требуемой ширины листа); после этого сляб снова кантуют на
90° и осуществляют уже продольную прокатку. При реверсивной
прокатке сляба в черновой четырехвалковой клети (с периодиче-
ским обжатием боковых граней сляба в вертикальной клети)
со скоростью до 4,4 м/с получают раскат толщиной 20—75 мм, ко-
торый рольгангом подают к чистовой четырехвалковой клети и
раскатывают до толщины листа 5—50 мм за несколько реверсивных
проходов при температуре не ниже 1050—830 °C со скоростью до
6 м/с.
Вертикальная клеть выполнена с приводом от двух электродви-
гателей типа 21-100-7-К мощностью 1800 кВт каждый и частотой
вращения 0—60—120 об/мин, обеспечивающими скорость прокатки
до 3,5 м/с; раствор валков 1000—3600 мм.
123
Черновая (горизонтальная) четырехвалковая клеть 3600 имеет
индивидуальный привод каждого рабочего валка от электродвига-
теля постоянного тока типа 2П 24/115—3,5 мощностью 6920 кВт,
0—40—80 об/мин; максимальный раствор валков 1000 мм; усилие
прокатки достигает 45 МН.
Чистовая (горизонтальная) четырехвалковая клеть 3600 также
выполнена с индивидуальным приводом каждого валка от электро-
двигателя постоянного тока мощностью 8800 кВт, 0—70—
140 об/мин; максимальная высота подъема верхнего валка 160 мм;
усилие прокатки достигает 45 МН.
После прокатки полоса по рольгангу поступает к ножницам
№ 1 с верхним резом 28 усилием 19 МН для обрезки переднего и
заднего конца и при необходимости резки полос толщиной 5—
50 мм и шириной 2150—3450 мм на мерные длины при температуре
300—900 °C. Между чистовой клетью 25 и ножницами 28 предусмо-
трено место для установки роликовой закалочной машины 26,
предназначенной для закалки толстых листов с прокатного на-
грева или для охлаждения листов толщиной 5—10 мм до темпера-
туры 550 °C, направляемых в дальнейшем на нормализацию.
За ножницами № 1 металл направляют по одному из следую-
щих четырех технологических маршрутов: 1) листы с коробоватой
поверхностью подвергают горячей правке при температуре около
500 °C (для упрочнения листов) на роликовой правильной ма-
шине 33 (№ 1) и далее по рольгангу 40 направляют на дальнейшую
отделку; 2) листы толщиной 20—50 мм частично охлаждают на
дисковом холодильнике 34 (первая секция) и правят на правиль-
ной машине 35 (№ 2); в этом случае правильная машина 33 сдви-
гается с линии рольганга и заменяется передвижной секцией роль-
ганга; далее листы охлаждают до 100—200 *С на холодильнике
(вторая и третья секции) и до 50—100 °C водой в охлаждающем
устройстве 36; 3) листы толщиной 5—20 мм по шлепперу 30 по-
ступают в нормализационные печи 37 (№№ 1, 2, 3); после норма-
лизации листы шлеппером 38 подают для правки к правильной
машине 39 (№ 3), затем подвергают охлаждению на холодиль-
нике 34 (вторая, третья и четвертая секции) и передают на основ-
ной рольганг 40 в линии стана; 4) закаленные на роликовой зака-
лочной машине 26 листы с требуемой планшетностью по шлеп-
перу 30 поступают в карманы 31 и далее тележкой передаются
в пролет отделки.
Листы (с маршрутов 1—3) по рольгангу 40 направляют на ин-
спекционный стеллаж 41 (№ 1) (для контроля качества поверхности
и маркировки), затем подвергают ультразвуковой дефектоско-
пии, отбирают от листов пробы (43, 28, 44), зачищают дефекты на
инспекционном столе 45 № 2 и передают на две линии для рас-
кроя листов толщиной 5—20 и 20—50 мм на заданные размеры
(46—48).
После этого листы шлеппером 49 передают на дополнительную
термообработку в печи 50 (№ 4, 5, 6 и 7) или на окончательную
124
зачистку на шлепперах 51. Прошедшие ОТК листы направляют:
годные — на правую часть линии, где их взвешивают, укладывают
в пакеты и пр., и дефектные — на левую часть линии для допол-
нительной зачистки, правки, резки.
Технологический процесс прокатки и отделки плит включает
следующие операции: 1) нагрев слитков в нагревательных колод-
цах 1 и передача их краном 2 в стационарной опрокидыватель 3,
который укладывает слиток на рольганг 5 в линии стана; 2) про-
катку слитков в вертикальной клети и черновой клети в плиты тол-
щиной 51—200 мм (с разбивкой слитков по ширине и использова-
нием гидросбива окалины под давлением 1,50 кН/мм2); 3) клейме-
ние плит и укладывание плит в пакет (2—8 штук массой до 90 т)
на штабелирующем столе 11; 4) передачу пакета плит тележкой 12
в пролеты замедленного охлаждения для огневой резки 13, за-
чистки 14 (при необходимости плиты подвергают термообработке
в камерных печах 15 с выдвижным подом).
Проектная производительность толстолистового стана 3600
составляет 1,75 млн. т плит и листов в год; масса механического
оборудования более 60 000 т.
На Ждановском металлургическом комбинате им. Ильича
в 1983 году пущен стан 3000 (рис. IV.8), предназначенный для
производства листов толщиной 8—25 мм, шириной до 2700 мм
но технологии контролируемой прокатки, а также толщиной 5—
25 мм по обычной технологии.
Исходной заготовкой для производства листов служат литые
слябы толщиной 200—315 мм, шириной 1250—1900 мм, длиной
2500—2800 мм, массой 4,9—13 т и катаные слябы толщиной 100—
240 мм, шириной 1100—1550 мм, длиной 2500—2800 мм, массой
2,1—8,5 т.
Стан имеет черновую и чистовую четырехвалковые клети с ин-
дивидуальным приводом рабочих валков.
Приведем характеристики основного оборудования главных
линий стана 3000:
Клеть1 ......................................... Черновая
Диаметр бочки валков, мм:
рабочего........................................ 940—1000
опорного........................................1950—2100
Длина бочки валков, мм:
рабочего............................................ 3100
опорного.......................................... 2980
Приводной двигатель каждого рабочего валка:
характеристика..................................Оцноякор-
ный
мощность, кВт................................. 8000
частота вращения, об/мин..........................0—50_80
Крутящий момент на валу каждого двигателя, МН-м:
номинальный....................................... 1,53
допустимый ................................... 2,7
Чистовая
940—1000
1950—2100
3100
2980
Двухъ-
якорный
2 X 6300 =
= 12 600
0—90—125
1,33
27
1 Подшипники рабочих валков — качения, опорных —ПЖТ.
125
срабатывания токовой защиты ................. 3,15 3,15
отключающий ..................................... 3,15 3,15
Допустимое усилие прокатки, Mil:
при диаметре опорного валка 1950 мм............... 49 49
при диаметре опорного валка 2100 мм............... 69 69
В чистовой клети ступенчатым изменением давления жидкости
в системе противоизгиба рабочих валков (соответственно 18, 28,
36 и 46 МПа) предусмотрено четыре уровня усилий прижатия’рабо-
чих валков к опорным (соответственно 1,83; 3,02; 3,91 и 5,05 МН)
т. е. четыре ступени противоизгиба рабочих валков для воздей-
ствия на форму их активной образующей.
Прокатку в черновой клети ведут по поперечно-продольной
схеме. При поперечной прокатке получают заданную ширину листа
с припуском на боковую обрезь (не более 150 мм), после разворота
сляба получают требуемую толщину подката (как правило, не
менее трехкратной толщины готового листа). Температурный
интервал начала черновой прокатки составляет 1100—1200 °C,
а температура конца черновой прокатки 900—950 °C. -
Регулирование температуры начала прокатки в чистовой клети
(не выше 900 ’С) достигается выдерживанием раската на обводном
охлаждающем устройстве между черновой и чистовой клетями,
а конца прокатки (700—740 °C) — скоростью прокатки и продол-
жительностью пауз между пропусками.
Температурный интервал контролируемой прокатки в черно-
вой клети соответствует нижнему пределу обычной (высокотем-
пературной) прокатки, тогда как в чистовой клети отличие тем-
пературы существенно (ниже на 200 °C и более), вследствие чего
резко повышается сопротивление деформации металла.
Листы 15,7x2195x11 760 мм из стали 10Г2ФБ прокатывают
из непрерывнолитых слябов 250x1550x2550 мм, нагретых в печи
до температуры 1150 °C. Прокатку в черновой клети ведут за 10,
12 и 14 пропусков с конечной температурой металла 940—970 СС.
Усилие прокатки составляет 43 МН, т. е. резерв по усилию про-
катки (от ее наименьшего допустимого значения) составил 7,0 МН,
тогда как загрузка стана по моменту прокатки достигает 5,3 МН«м,
т. е. величины, близкой к допустимой на два двигателя (равной
2x2,7 - 5,4 МН.м).
Подкаты из черновой клети толщиной 47—50 мм подстуживали
на обводном охлаждающем устройстве и подводящем, рольганге
в течение 260—360 с. Время подстуживания зависит в основном от
температуры конца прокатки в черновой клети и температуры на-
чала прокатки в чистовой.
Листы 15,7x2195 мм из стали 10Г2ФБ прокатывают в чистовой
клети за шесть пропусков и заканчивают прокатку при 720—
740 °C.
На Ижорском заводе в 1985 г. пущен толстолистовой стаи
5000 для прокатки листов толщиной 20—450 мм, шириной 1700 —
126
IW/U
127
4800 мм и длиной 15—30 м. Техническая характеристика чисто-
вой четырехвалковой клети стана следующая:
Длина бочки валков, мм:
рабочих.................................................. 5000
опорных.................................................. 4800
Диаметр бочки валков, мм:
рабочих.................................................. 1050— 1120
опорных.................................................. 2200—2360
Максимально допустимое усилие прокатки, МН .................... 90
Максимальный крутящий момент на рабочем валке, МН-м . . . 3,0
Максимальная скорость прокатки, м/с............................ 4,5
Модуль жесткости клети, МН/мм................................. 6,85
Максимальный раствор валков, мм............................ 1100
Мощность главных двигателей, кВт............................. 2X 6300
Давление воды в системе гпдросбива, МПа ................... 18
3. СОРТОВЫЕ СТАНЫ ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ
Производство сортового проката характеризуется весьма широ-
ким сортаментом готовой продукции как по форме и размерам про-
филей (круглая сталь диаметром 5—350 мм, угловая сталь с ши-
риной полки 20—250 мм, швеллеры высотой 20—450 мм, широко-
полочные балки высотой до 1000—1100 мм, рельсы массой до
75 кг/м, узкие полосы и др.), так и по качеству прокатываемого
металла (маркам сталей, точности профилей, механическим свой-
ствам, структуре металла при применении различных видов термо-
обработки), что обусловило создание большого числа станов раз-
личной конструкции (по составу и расположению оборудования
и техническим параметрам), которые по своему назначению условно
подразделяют на рельсобалочные и балочные, крупно-, средне-
и мелкосортные, проволочные, узкополосовые (штрипсовые);
комбинированные (средне-мелкосортные, мелкосортно-проволоч-
ные и др.).
Часто сортопрокатные цехи объединяют в своем составе не-
сколько прокатных станов, образуя на металлургическом заводе
сортовой прокатный блок, например на Криворожском металлур-
гическом комбинате в состав сортового блока входят ряд мелкосорт-
ных и проволочных станов и штрипсовый стан. Основным агрега-
том этого блока, как правило, являются блюминги с непрерыв-
ными заготовочными станами; в некоторых случахя — машины
непрерывного литья сортовых заготовок. Рельсобалочные и ба-
лочные (для производства широкополочных балок) станы пред-
ставляют собой самостоятельные цехи.
По расположению рабочих клетей сортовые станы разделяют
на линейные, последовательные, полунепрерывные и непрерыв-
ные. Рабочие клети выполняют по типу трех- и двухвалковых
(и только в составе штрипсового стана четырехвалковые клети);
для повышения качества сортового проката применяют клети с вер-
тикальными валками и универсального типа (например для про-
катки широкополочных балок), а также блоки чистовых клетей
128
(для прокатки катанки). Число клетей на сортовом стане изме-
няется от 2—4 (у крупносортно-заготовочного, рельсобалочного
и др.) до 40—60 (у проволочного с блоками чистовых клетей).
Основным параметром сортового стана является диаметр
бочки валков рабочей клети (в многоклетевых станах-последней
клети), изменяющийся от 150—250 мм (у проволочного стана) до
1070— 1370 мм (у стана для производства широкополочных балок).
К наиболее совершенным рельсобалочным станам следует от-
нести станы линейного типа с чистовой двухвалковой клетью 800—
850, прокатывающие рельсы массой до 75 кг/м и другие профили
со скоростью до 4 м/с; производительность стана более 1 млн. т
в год.
Из крупносортных станов следует отметить стан 600 полуне-
прерывного типа, обеспечивающий прокатку сортовых профилей
(круглой стали диаметром до 120 мм, балок высотой до 200 мм
и др.) со скоростью до 10 м/с; производительность стана составляет
более 1,5 млн. т в год.
Для современных средне- и мелкосортных станов характерно
использование принципа непрерывной прокатки с включением
в сортамент экономичных фасонных профилей высокого качества;
тонкостенных (облегченных) балок, швеллеров, угловой стали
и др. На непрерывных среднесортных станах с жесткими чисто-
выми двухвалковыми клетями 350—450 (напряженного типа)
Скорость прокатки достигает 12—15 м/с, производительность 1,0—
1,5 млн. т в год, а на мелкосортных 250—330 соответственно
20 м/с и 800 тыс. т/год.
Высокопроизводительные современные проволочные станы
в большинстве случаев строят с блоками чистовых клетей и ли-
ниями сорбитизации катанки. За рубежом широкое распростра-
нение получили блоки с двухвалковыми клетями (в составе 8—
12 клетей с консольными валками диаметром 150—200 мм) кон-
струкций фирмы «Morgan» (США), обеспечивающие прокатку
катанки диаметром 5—5,5 мм в бунтах массой до 1,2—2 т с проект-
ной скоростью до 50'—75 м/с и более, и линиями сорбитизации
катанки конструкции фирм «Steel Со of Canada» (Канада) и «Mor-
gan» (США), работающими по принципу «стилмор-процесса»,
т. е. охлаждения распушенных бунтов катанки.
В СССР построено большое число сортопрокатных станов раз-
личного назначения, в томчисле линейные рельсобалочный 950/800,
крупносортно-заготовочный 950/800/850 и универсальный балоч-
ный конструкции УЗТМ, линейный крупносортный стан 650 кон-
струкции ПО «Электростальтяжмаш» и полунепрерывный крупно-
сортный стаи конструкции Ижорского завода, полунепрерывный
среднесортныи стан 350 конструкции ВНИИметмаша — завода
«SKET» (ГДР) и непрерывный среднесортный стан 400, непрерыв-
ные мелкосортные и проволочные станы 250, непрерывный штрип-
совый стан 300 конструкции ВНИИметмаша. Поставлены также
разные типы сортовых станов в зарубежные страны.
° Заказ 224
129
Рельсобалочные и балочные станы
Рельсобалочные станы выпускают в основном железнодорожные
рельсы тяжелого типа (в термообработанном виде) и тавровые
балки крупного сечения. На станах прокатывают также и другие
крупные сортовые профили: швеллеры, уголки, шпунты для ги-
дросооружений, круглую заготовку и т. д. Для производства этих
профилей в цехе установлены также соответствующие печи и уст-
ройства для термической обработки и закалки рельсов.
На рис. IV.9 представлен план расположения оборудования
линейного рельсобалочного стана 950/800 конструкции УЗТМ,
предназначенного для прокатки и термической обработки рельсов
тяжелого типа (50, 65 и 75 кг/м) стандартной длиной 25 м; для
прокатки широкополочных двутавровых балок (высотой до 600 мм
с шириной полок до 250 мм), швеллеров высотой 300—400 мм,
уголков 180x180—230 x230 мм; шпунтовых профилей длиной
6—24 м, а также круглой заготовки диаметром 120—350 мм и
длиной 5—8 м. В качестве исходной заготовки для прокатки этих
профилей применяют блюмы сечением до 350 x350 мм, длиной
3—6 м и массой 2—6 т.
От блюминга 1150 блюмы шлеппером подают к нагревательным
печам. Если блюмы поступают со склада, то их краном загружают
на приемные решетки и с них — на загрузочный (печной) роль-
ганг рельсобалочного стана.
Рельсобалочный стан 950/800 — линейного типа, имеет четыре
клети, расположенные в две линии: 1) первая линия состоит из
реверсивной двухвалковой клети 950 X 2350 с приводом от электро-
двигателя постоянного тока мощностью 5000кВт, 0—70—1 Юоб/мин,
через зубчатую муфту, шестеренную клеть (Л = 1000 мм) и уни-
версальные. шпиндели; 2) вторая линия состоит из двух черновых
трехвалковых клетей 800 и одной чистовой двухвалковой клети
850 (черновые трехвалковые клети 800 x1900 мм приводятся от
одного электродвигателя постоянного тока мощностью 8100 кВт,
ПО—200 об/мин, а чистовая двухвалковая клеть 850x1200 мм —
от отдельного электродвигателя мощностью 2100 кВт, 100—220
об/мин).
Нагретые в печи блюмы выдают на подводящий рольганг об-
жимной клети 950. Заготовку, как правило, за 5 пропусков рас-
катывают в грубопрофилированную полосу длиной 9—12 м,
после чего полосу рольгангами подают к первой рабочей трехвал-
ковой клети 800 черновой линии, где ее за 3—4 пропуска раска-
тывают в более точно профилированную полосу длиной 12—30 м.
По выходе из первой клети полосу рольгангами и цепными шлеп-
перами подают ко второй клети этой же линии. Во второй рабочей
трехвалковой клети 800 полосу за 3—4 пропуска раскатывают
до сечения необходимого профиля длиной до 100 м, затем роль-
гангами и цепными шлепперами передают к рабочей двухвалковой
клети 850, где за один пропуск ее окончательно профилируют.
130
5*
131
Прокатанную в рабочих клетях полосу в зависимости от назна-
чения профиля обрабатывают по одному из следующих технологи-
ческих процессов.
Прокатка рельсов
После выхода из рабочей двухвалковой клети 850 полосу роль-
гангами подают к пилам горячей резки металла для разрезки ее
на мерные длины (25 м). Во время реза рельс закрепляют зажимами
установленными у первых трех пил; при этом зажимы наносят на
рельсы их порядковый номер в слитке. Затем разрезанные на мер-
ные длины рельсы проходят через штемпельную машину, которая
автоматически наносит на них номер плавки, и поступают в ги-
бочную машину для изгиба их в сторону подошвы (с целью полу-
чения рельсов, близких к прямым, после охлаждения их на холо-
дильнике). По выходе рельсов из гибочной машины их рольган-
гами и шлепперами передают на холодильник для охлаждения до
температуры 20—50 °C.
Для повышения качества рельсов предусмотрена их термиче-
ская обработка — изотермическая выдержка в колодцах замед-
ленного охлаждения и нормализация в проходных печах.
После охлаждения рельсы рольгангами и шлепперами подают
к одной из двух роликоправильных машин и задают в нее с помо-
щью подъемных роликов, встроенных в подводящие рольганги.
За один проход через роликоправильную машину рельсы вы-
правляют в одной плоскости и по выходе из машины автоматически
кантуют кантователями с подошвы на бок, после чего рольгангами
и шлепперами подают к одному из трех вертикальных правильных
прессов для окончательной правки.
Окончательно выправленные рельсы рольгангами и канатными
шлепперами подают на стеллажи поточных автоматических линий
отделки рельсов, затем реечными шлепперами, встроенными в эти
стеллажи, передают к фрезерным, сверлильным и закалочным стан-
кам для фрезерования торцов, сверления отверстий и закалки по-
верхности головок на концах рельсов.
После выхода из поточных автоматических линий рельсы посту-
пают на инспекторские столы для осмотра, приемки и передачи их
на склад готовой продукции.
Забракованные на инспекторских столах рельсы отбраковоч-
ным рольгангом или кранами передают на стеллаж перед верти-
кальным правильным прессом и с помощью пресса и механизмов
отделочной линии исправляют.
Испытания проб, взятых от рельсов, проводят в отделении,
оборудованном копром и рельсоломателем. Пробы для испытания
рельсов вырезают первой салазковой пилой и сталкивают в карман,
откуда краном передают на стеллаж для охлаждения. Остывшие
пробы толкателем сталкивают со стеллажа па наклонный роль-
ганг, в конце которого также толкателем их сталкивают на на-
клонный конвейер, а затем подают к копру и рельсоломателю.
1за
Прокатка двутавровых, и тавровых балок,
швеллеров и угловой стали
После выхода из рабочей двухвалковой клети 850 прокатанные
профили (двутавровые балки, швеллеры и угловую сталь) подают
рольгангами к пилам для разрезки на мерные длины (до 24 м),
после чего разрезанные профили проходят через штемпельную
машину, наносящую на них номер плавки. Затем, минуя гибочную
машину, профили поступают на холодильник для охлаждения.
Для повышения качества охлаждения проката холодильник обо-
рудован в начале и конце кантователями для кантовки профиль-
ного проката. После охлаждения профили рольгангами и шлеппе-
рами подают к роликоправильной машине, где за один пропуск
их выправляют в одной плоскости и далее рольгангами и шлеп-
перами подают к двум горизонтальным правильным прессам для
окончательной правки. Выправленный прокат транспортируют
рольгангами и шлепперами на стеллажи для разбраковки и по-
следующей передачи годных полос на склад готовой продукции
или же к ножницам холодной резки профильного проката для
разрезки па меньшие мерные длины и после этого на стеллажи
для разбраковки.
Для вырезки бракованных участков в профильном прокате
в балкоотделочном помещении установлена пила холодной резки.
Для прокатки на стане тавровых балок (высотой до 610 мм)
с широкими параллельными полками (шириной до 250 мм) пред-
усмотрена запасная универсальная клеть. Эту клеть устанавливают
на место чистовой двухвалковой клети и через нее полосу пропус-
кают только один раз (чистовой пропуск) для получения балок
с параллельными полками. В клети, кроме обычных горизонталь-
ных приводных валков 100x600 мм, есть и вертикальные холостые
валки 800x300 мм, расположенные в одной плоскости с горизон-
тальными.
С целью повышения точности размеров широкополочных тонко-
стенных балок на некоторых станах применяют универсальные
клети напряженного типа.
Прокатка широкополочных балок
Применение широкополочных балок с параллельными полками
вместо обычных двутавровых балок позволяет уменьшить массу
металлоконструкций и сэкономить до 7—10 % металла благодаря
более рациональному распределению металла по сечению, а также
сократить затраты на изготовление и монтаж строительных изделий.
За рубежом широкополочные балки высотой до 1000—1100 мм
и шириной полок до 400—490 мм изготавливают в настоящее время
на универсальных балочных станах в составе трех-восьми рабочих
клетей специализированного (только для прокатки широкополоч-
ных балок) или комбинированного (для прокатки балок, крупно-
сортных профилей и др.) типов, которые устанавливают за спе-
ьзз
циальными реверсивными блюмингами 1270—1500. В состав ряда
балочных станов входят универсальные рабочие клети с привод-
ными горизонтальными и холостыми вертикальными валками,
расположенными в одной вертикальной плоскости.
Наиболее современными балочными станами являются станы
с диаметром горизонтальных валков 1070—1370 мм, производи-
тельностью до 500—1000 тыс. т в год.
В середине 70-х годов на Нижне-Тагильском металлургиче-
ском комбинате был установлен универсальный балочный шести-
клетевой стан конструкции УЗТМ в комплексе с блюмингом 1500
производительностью 3,0 млн. т в год, рассчитанным на производ-
ство также и фасонных заготовок сечением до 450 x1225 мм и
массой до 21,8 тдля последующей прокатки их на балочном стане.
В основной сортамент балочного стана входят двутавровые
балки высотой 100—1000 мм, шириной полок 200—420 мм и
длиной от 6 до 30 м.
В состав стана входят (рис. IV. 10): участок нагревательных
печей (три печи с шагающими балками с пропускной способностью
по 170 т/ч каждая); обжимная реверсивная двухвалковая клеть
1300x2800 с приводом валков от двух электродвигателей общей
мощностью 10 500 кВт; две реверсивные универсальные балочные
группы клетей, каждая из которых состоит из универсальной двух-
валковой клети с горизонтальными валками 1500 x1000 мм и
вертикальными валками диаметром 1100 мм и вспомогательной
двухвалковой клети с горизонтальными валками диаметром
1250x1300 мм; одна чистовая нереверсивная универсальная двух-
валковая клеть с горизонтальными валками 1500X1000 мм и
вертикальными диаметром 1100 мм, а также участки пил горячей
резки, холодильников, правильных машин и отделки балок.
Технологический процесс прокатки балок на стане начинается
с нагрева заготовок в печах с шагающими подом, из которых заго-
товки специальными устройствами без удара извлекают и укла-
дывают на приемный рольганг стана. Нагретые заготовки по роль-
гангу подают к реверсивной обжимной двухвалковой клети 1300,
134
после этого прокатку раската осуществляют последовательно за
8—12 пропусков в двух универсально-балочных группах клетей и
за один пропуск — в чистовой клети. Перед клетями окалину
сбивают с поверхности раската водой под высоким да-
влением.
Затем раскаты длиной до 100 м подают рольгангами на участок
пил (шесть пил горячей резки), где за два-три приема разрезают
их на мерные длины. После этого балки клеймят и направляют на
холодильники (три холодильника с шагающими балками). Остыв-
шие балки по двум потокам передают для правки на роликовые
машины и инспекционного осмотра в потоке линии, а затем выдают
по стеллажам на склад или на участки балкоотделки. Готовые
профили с последних инспекторских стеллажей грузят непосред-
ственно в вагоны.
Технологическими особенностями производства балок на новом
универсальном балочном стане являются: 1) последовательная про-
катка профилей в клетях, расположенных в одну линию, без при-
менения раскатных полей и поперечного перемещения металла;
2) многопильная резка раската на мерные длины с применением
передвижных пил и средств безупорной остановки проката для
резки; 3) правка балок на роликовых машинах в двух взаимно
перпендикулярных плоскостях; 4) инспекционный осмотр балок
в потоке машин. .
Универсальный балочный стан оснащен системами автоматиче-
ского управления оборудованием участка нагревательных печей
главных линий стана, пилами горячей резки и холодильниками,
а также системами рационального" раскроя металла на пилах,
сбора и обработки технологической информации.
дования универсального балочного стана конструкции УЗТМ:
екпАЛпЬ,гпХ ПиЧеЙ: 1П ~ ст,ановЬ1Й пР°лет1 IV - скрапной пролет; V - машинный зал;
ппянй Л? Й пРОДУ<ции; / - нагревательные печи; 2 - рабочие клети стана; 3 - пипы
правильные машины; 6 — участок инспекционного осмотра; 7 — участок отделки' 8 —
135
Проектная производительность стана составляет 1,5 млн. т
в год; общая масса механического оборудования 34500 т и общая
мощность главных приводов стана 37200 вкВт.
В последние годы за рубежом (в США, Японии, Швеции, Ита-
лии и других странах) созданы станы для производства сварных
широкополочных балок, состоящих из трех полосовых элементов,
с применением высокочастотной сварки, не требующей флюсов
и электродов.
Большое распространение получили станы, созданные фирмой
«AMF Termatool» (США). Один из станов конструкции этой фирмы
предназначен для сварки широкополочных двутавровых балок
высотой 150—406 мм и шириной полок 50—150 мм (при вертикаль-
ном расположении стенки балки) со скоростью сварки 9—46 м/мин.
Стан состоит из участка разматывателей, на которых установлены
три рулона полос: один с вертикальной осью размотки — для
образования стенки балки и два с горизонтальной осью размотки —
для образования полок балки; машин предварительной обработки
полос перед сваркой — правки рулонного проката на роликовых
правильных машинах, осадки кромок у полос, идущих на образо-
вание стенки (с целью увеличения прочности сварного соедине-
ния кромки полосы утолщаются на 25—30 %) на многороликовой
машине, и предварительной гибки полос, идущих на образование
полос; сварочной машины — основного агрегата стана, обеспечи-
вающего непрерывную сварку двух продольных швов; устройств
для зачистки и охлаждения сварного шва и машины для отделки
готовой продукции — правки стенок и полок балки, резки лету-
чей пилой на мерные длины.
Станы для сварки балок с вертикальным расположением стенки
отличаются более простыми средствами подачи элементов профиля,
их установки и сварки (по сравнению со станами, обеспечивающими
сварку трех полос с горизонтальным расположением стенки); кроме
того, облегчена работа оператора, так как он имеет возможность
наблюдать за сваркой двух швов одновременно.
Рис. IV.11. План расположения оборудования полунепрерывного крупносортного стана
I — стеллаж зачистки; 2 ~ загрузочное устройство; 3 — весы; 4 — нагревательные печи;
$ — рычажный толкатель: 10 — передвижная дисковая пила; 11 клеймитель; 12 —
пила холодной резки; 16 — карманы; 17 — сортоукладчик; 18 — участок Дополнительной
трубной заготовки с правйльной машиной и станками для осветления и фрезерования;
136
Крупно-, средне- и мелкосортные станы
Полунепрерывный крупносортный стан 600 конструкции Ижор-
ского завода (рис. IV. 11) предназначен для прокатки широкого
сортамента профилей: двутавровых балок № 10—20, угловой стали
№ 8—16, круглой стали диаметром 50—120 мм, квадратной стали
сечением 50x50—100x100 мм, полос толщиной 15—50 мм и
шириной 100—200 мм, рельсов массой до 24 кг/м, длиной 6—24 м
из блюмов одного сечения 300x300 мм и длиной 6 м со скоростью
до 10 м/с.
Стан состоит из 17 рабочих клетей, расположенных в трех
параллельных линиях, соединенных между собой пятью шлеппе-
рами, что позволяет вести маневренную прокатку (при меньшем
числе пропусков, чем число рабочих клетей), минуя некоторые
клети и подогревательную печь, сокращая тем самым возможные
простои стана. Линия прокатки на стане постоянная, а клети
выполнены передвижными (для совмещения требуемых калибров
валков с линией прокатки).
Для кантовки полосы при прокатке на 45 и 90° установлены
кантователи, при этом ось полосы при кантовке может либо сме-
щаться относительно своего положения (до кантовки), либо оста-
ваться неизменной.
Первые две клети (№ 1 и 2) — горизонтальные двухвалковые
850, последующие семь горизонтальных (№ 4, 6, 7, 9—12) и три
вертикальных (№ 3, 5 и 8) — двухвалковые 730 и последние пять
(№ 13—17) — горизонтальные двухвалковые 530; причем клеть
№ 17 может быть и универсальной. Восемь клетей первой линии
стана объединены в две непрерывные группы: первая — в составе
пяти (№ 2Г, ЗВ, 4Г, 5В и 6Г) и вторая — в составе трех (№ 8В, 9Г
и ЮГ); остальные клети расположены последовательно и в шах-
матном порядке.
600 конструкции Ижорского завода:
^~™0Сател?А С ~ шлеппер; 7 проходная подогревательная печь; 8 — ножницы:
х лодильник; 13 стационарная дисковая пила; 14 — роликоправильная машина; 15 —•
отделки проката с пилой холодной резки и вертикальным прессом; 19 — участок отделки
zw — участок отделки рельсов с вертикальным правильным прессом
137
ООО
□ па
_j. IV.12. План расположения оборудования не-
прерывного среднесортного стана 450:
I — склад заготовок; II — отделение нагревательных
печей; III — становый пролет; IV — скрапной пролет;
V — машинный зал; VI — склад готовой продукции;
1 — нагревательные печи; 2 — ножницы для обрезки
переднего конца; 3—черновая группа рабочих клетей; 4—летучие аварийные ножницы; 5 —
Для повышения качества проката перед клетями 1Г и 7Г уста-
новлены устройства для гидросбива окалины водой под давлением
12 МПа.
Характерной особенностью стана является применение рабо-
чих клетей с вертикальными валками, приводимыми во вращение
через цилиндрические зубчатые передачи от четырех электродви-
гателей вертикального исполнения мощностью 300 кВт каждый и
частотой вращения 750/1000 об/мин.
Из особенностей конструкций транспортирующих средств не-
обходимо отметить рольганги с групповым приводом через цилин-
дрические зубчатые передачи, обеспечивающие повышение ско-
рости транспортирования металла в 1,5—2 раза (по сравнению
с рольгангами с коническими зубчатыми передачами)..
На стане решена одна из сложнейших проблем — резка раската
по одной штуке большой длины (до 96 м) при малом цикле резки
(12 с) с помощью десяти дисковых пил передвижного типа и вспо-
могательного оборудования, обеспечивающих совмещение во вре-
мени операции транспортирования и резки раската.
Холодная отделка проката осуществляется в четырех линиях,
оборудованных правильными машинами, пилами, шлепперами,
кантователями швеллеров, укладчиками и карманами; в цехе
имеются также участки для дополнительной правки проката вне
потока.
На стане применены локальные системы автоматизации по
транспортированию, взвешиванию, кантованию, резке, клейме-
нию, пакетированию проката и др.
Проектная производительность полунепрерывного крупносорт-
ного стана 600 составляет 1,6 млн. т в год, масса механического
оборудования 18 000 т и мощность электродвигателей главных
приводов стана 37 000 кВт.
138
чистовая группа рабочих клетей; 6—летучие ножницы; 7 — холодильник; 8—участок отделки
Новый линейный четырехклетевой крупносортно-заготовочный
стан 950/800/850 конструкции УЗТМ, созданный в основном по
типу отечественного рельсобалочного стана 950/800, рассчитан на
прокатку круглой стали диаметром 120 -350 мм, двутавровых
обычных и широкополочных балок высотой до 600 мм, швеллеров
высотой до 450 мм, рельсов тяжелого типа массой 50, 65 и 75 кг/м
и других профилей из блюмов сечением до 380x400 мм и массой
до 6 т со скоростью до 5 м/с.
Стан 950/800/850 имеет следующие отличительные конструк-
тивные особенности: 1) обжимная рабочая двухвалковая клеть
950 оборудована нажимным механизмом верхнего валка с приво-
дом от двух электродвигателей вертикального исполнения; 2) две
черновые трехвалковые клети 800 и чистовая двухвалковая клеть
850, несмотря на применение станин открытого типа, характери-
зуются высокой жесткостью благодаря установке специального
клинового соединения станин с крышками; 3) мощность главных
электродвигателей увеличена на 30—80 % по сравнению с мощ-
ностью рельсобалочных станов 900/800 и составляет 1500 кВт;
4) установлены делительные ножницы новой конструкции усилием
резания 5 МН с гидравлическим приводом; 5) разработана ори-
гинальная система резки раската на мерные длины с помощью
усовершенствованных дисковых пил; 6) создана новая конструк-
ция холодильника, основанная на принципе переноса металла
над поверхностью стеллажа; 7) предусмотрена поточная отделка
и термическая обработка рельсов.
Проектная производительность линейного крупносортно-загото-
вочного стана 950/800/850 составляет 1,4 млн. т в год, масса меха-
нического оборудования 3600 т и общая мощность главных при-
водов стана 15100 кВт.
Непрерывный среднесортный стан 450 в составе 16 рабочих
клетей (рис. IV. 12) предназначен для выпуска круглой стали
139
диаметром 32—60 мм, квадратной стали со стороной 30—53 мм,
полосовой стали с размерами 9—22x125—200 мм, угловой стали
75x75—125x125 мм, обычных двутавровых балок и швеллеров
высотой 100—180 мм, а также тонкостенных двутавровых балок
и швеллеров (облегченного типа с параллельными полками) высо-
той 160—300 мм из заготовок сечением 150x150, 200x200 и
200x250 мм, длиной 4—12 м и массой до 4,7 т со скоростью про-
катки 4—12 м/с.
Заготовки от непрерывного заготовочного стана 850/700/500
или со склада заготовок после их осмотра и ремонта поступают
для нагрева к двум нагревательным печам с шагающим подом
производительностью по 170 т/ч каждая. Нагретые до температуры
прокатки заготовки выдают на приемный рольганг стана, по кото-
рому металл поступает к ножницам горячей резки (усилием 4 МН)
для обрезки концов и далее к кантователю и устройству для гидро-
сбива окалины. После этого металл по рольгангу поступает к не-
прерывной черновой группе рабочих клетей стана, состоящей из
девяти двухвалковых клетей 630 X 1000: шести (№ 1, 3, 4, 6, 7 и 9)
с горизонтальными валками и трех (№ 2, 5 и 8) -— комбинирован-
ного типа, которые могут быть как с горизонтальными, так и
вертикальными валками. Каждая клеть приводится от электро-
двигателя мощностью 2000 кВт и частотой вращения 120/230/375
об/мин.
Девять клетей сгруппированы в три подгруппы по три
клети в каждой — с двумя горизонтальными и одной комбини-
рованной между ними.
По промежуточному рольгангу раскат направляют к непрерыв-
ной чистовой группе рабочих клетей стана, состоящей из семи
клетей: трех (№ 10, 13 и 15) — комбинированного типа 530x630 и
четырех (№ 11, 12, 14 и 16) — универсального типа с горизон-
тальными валками 530x630 мм и вертикальными (холостыми)
валками 900x600 мм.
При прокатке балок, швеллеров и штрипсов применяют комби-
нированные клети с горизонтальными валками и прокатку за-
канчивают в универсальной клети. При прокатке угловой стали
используют комбинированные клети так же, как горизонтальные.
Все профили прокатывают без кантовки на 90е. Клети с горизон-
тальными валками можно перемещать в горизонтальной плоско-
сти, а с вертикальными — в вертикальной.
Перед чистовой группой клетей устанавливают летучие нож-
ницы усилием резания 1,3 МН для обрезки концов, а за этой груп-
пой — летучие ножницы усилием резания 0,63 МН для резки
раската на мерные длины.
После прокатки металл по рольгангу направляют на двусто-
ронний холодильник. За холодильником устанавливают сорто-
правильные машины, пилы для резки балок и швеллеров и нож-
ницы для резки угловой стали и простых профилей, машины для
клеймения, маркировки и уборки готовой продукции.
140
Отличительной особенно-
стью стана является то, что
предусмотрена технологичес-
кая схема производства
строительных профилей, при
которой охлаждение и правка
их осуществляются в длин-
ных прутках, а резка—нож-
ницами в холодном состоянии
в несколько ниток. Такая тех-
нологическая схема увеличи-
вает пропускную способность
оборудования и улучшает
условия труда.
Все технологические опе-
рации на стане механизиро-
ваны и автоматизированы;
при этом все отделочные опе-
рации включены в единый
высокопроизводительный по-
ток, что резко сокращает
длительность производствен-
ного цикла и эксплуатацион-
ные расходы, а также по-
вышает производительность
труда.
Проектная производитель-
ность непрерывного средне-
сортного стана 450 состав-
ляет 1,5 млн. т в год; масса
полного комплекса механи-
ческого оборудования стана
(включая отделочное) 23100 т,
а мощность главных приво-
дов 32000 кВт.
Для обеспечения цехов
четвертого передела подка-
том для калибровки и хо-
лодной высадки на одном из
металлургических заводов
страны построен специали-
зированный мелкосортный
стан 250 завода «SKET» (ГДР)
(рис. IV. 13).
Этот непрерывный однони-
точный стан предназначен для
производства сортовых про-
филей в тяжелых бунтах
141
массой до 2,1 т, которые характеризуются повышенным каче-
ством поточности профиля, чистоте поверхности и величине обез-
углероженного слоя. Исходной продукцией стана являются квад-
ратные заготовки сечением 150x 150 мм и длиной 12 м. В сор-
тамент стана входят профили круглого сечения диаметром 14—
42 мм, квадратного 14x14—36 x36 мм и шестигранного из каче-
ственной углеродистой, низколегированной и легированной сталей.
В состав стана входят 20 чередующихся рабочих клетей с го-
ризонтальными и вертикальными валками, объединенных в три
непрерывные группы. Заготовки нагревают в одной печи с шагаю-
щим подом производительностью 200 т/год.
Процесс прокатки осуществляют в жестких рабочих клетях
в одну нитку, без скручивания металла между клетями и без натя-
жения с помощью петлеобразователей и автоматизированного
электропривода, благодаря чему достигается высокое качество
выпускаемой продукции.
Прокатанный металл сматывается в бунты на трех моталках.
Перед смоткой прокат подвергается ускоренному охлаждению
в проводковых трубках водой высокого давления, а после смотки —
водо-воздушной смесью.
В отделении отделки исходной заготовки предусмотрена авто-
матическая дефектоскопия и сортировка металла по внутренним
и наружным дефектам на поточной линии контроля и абразивная
зачистка заготовки на механизированных агрегатах. Все операции
на стане механизированы и автоматизированы. Для автоматизи-
рованного управления технологическим процессом и производ-
ством используют УВМ.
Проволочные станы
Непрерывный четырехниточный проволочный стан 250 конструк-
ции завода «SKET» (ГДР) предназначен для прокатки катанки
диаметром 6—10 мм из углеродистой и низколегированной стали
из заготовки одного сечения 80x80 мм, длиной 12 м и массой
600 кг со скоростью до 40 м/с (рис. IV. 14).
Стан состоит из тридцати семи двухвалковых клетей: в черно-
вой группе (девять клетей, из них семь 450 и две 370) и в первой
промежуточной группе (четыре клети 320) металл прокатывают
одновременно в четыре нитки; в двух вторых промежуточных
группах (по четыре клети 320) — в две нитки; в четырех чистовых
группах (по четыре клети 270, две вертикальные и две горизон-
тальные) — в одну нитку. Т. е. каждая нитка металла прокаты-
вается в 21 клети (9 ~г 4 + 4 + 4).
В каждой чистовой горизонтальной клети приводится один
рабочий валок непосредственно от электродвигателя мощностью
600 кВт, а в каждой чистовой вертикальной клети — мощностью
364 кВт. Второй валок приводится небольшим электродвигателем
мощностью 35 кВт с частотой вращения 4000 об/мин, чтобы син-
142
хронизнровать скорости
обоих валов в момент за-
хвата металла. При штуч-
ной четырехниточной про-
катке заготовки нагревают
до 1150 °C в двух печах
с шагающим подом. Из
каждой печи поступают
две нитки заготовок.
На стане предусмотрена
возможность так называе-
мой «бесконечной» прокат-
ки. В этом случае в пер-
вых двух печах заготовки
должны нагреваться до
900—1000 °C, затем под-
вергаться сварке встык
при помощи электросва-
рочных машин и допол-
нительно подогреваться в
индукционных печах до
1150 °C. Перед первой чер-
- новой клетью установлены
двое летучих кривошипных
ножниц для обрезки пе-
реднего конца заготовки
и аварийной резки ее,
а за последней черновой
клетыо — летучие рычаж-
но-кривошипные ножницы
того же назначения. Ка-
танку сматывают в бунты
двумя группами моталок;
бунты обвязывают на бун-
товязальных машинах и
направляют к крюковым
конвейерам для охлажде-
ния, далее бунты направ-
ляют на склад готовой
продукции.
Максимальная произ-
водительность стана (в слу-
чае прокатки катанки диа-
метром 6—10 мм со скоро-
стью 40—20 м/с): при
штучной непрерывной про-
катке 90—160 т/ч, при
«бесконечной» прокатке
143
93—170 т/ч. Средняя производительность стана по готовому
прокату 700 -800 тыс. т/год; общая масса механического обору-
дования стана 5200 т; общая мощность главных электродвигателей
всех клетей 20 200 кВт. В настоящее время эксплуатируются
непрерывные проволочные станы с чистовыми блоками, рассчи-
танные на скорости прокатки до 80—100 м/с.
4. ЛИСТОВЫЕ СТАНЫ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ
Процесс холодной прокатки металла в виде полос и листов тол-
щиной от 2 —6 мм до 0,8—0,1 мм и менее (до 0,001 мм) получил
большое распространение благодаря получению готовой холодно-
катаной продукции широкого сортамента и высокого качества,
характеризующегося высокой степенью точности геометрических
размеров, плоскостности и чистоты поверхности, а также повышен-
ными механическими свойствами металла (временным сопротив-
лением, пределом текучести, твердостью и др.). Исходной продук-
цией для холодной прокатки служат рулоны горячекатаной по-
лосы толщиной 1,5—6 мм, поступающие с широкополосовых ста-
нов горячей прокатки.
Так как на поверхности горячекатаной полосы образуется слой
окалины, то первой операцией цеха холодной прокатки является
травление этой полосы в кислотных (серном или соляном) раство-
рах. Для повышения производительности непрерывных травиль-
ных агрегатов желательно со станов горячей прокатки получать
рулоны максимально возможной массы (до 40—45 т и выше).
В этих же агрегатах осуществляется и укрупнение рулонов (по
массе) путем сварки; при этом полоса движется безостановочно
через ванны с кислотным раствором, что достигается стыковой
сваркой концов полос каждых двух рулонов. Рулоны протравлен-
ной полосы прокатывают на стане холодной прокатки.
Для снятия внутренних напряжений в наклепанном холодно-
катаном материале полосы, получения требуемой структуры ме-
талла и необходимых механических свойств после холодной про-
катки применяют отжиг (рулонов или листов). В некоторых слу-
чаях (главным образом для тонких листов и жести) для получения
высококачественной поверхности перед отжигом полосу исполь-
зуют электролитическую очистку в щелочных растворах (для уда-
ления остатков масла и загрязнений на поверхности после холод-
ной прокатки). Для получения гладкой поверхности, повышения
механических свойств и улучшения штампуемости отожженные
полосы (в рулонах) и листы подвергают дрессировке (холодной
прокатке с небольшим обжатием и без смазки).
После дрессировки рулоны поступают па агрегаты резки полосы
на листы мерной длины или на агрегаты покрытия.
Современным способом получения холоднокатаной продукции
является рулонный способ, который обеспечивает высокую про-
изводительность как собственно прокатных станов, так и разлпч-
144
пых технологических агрегатов — травления, отжига, дресси-
ровки, нанесения покрытий, резки и др., установленных в цехе
холодной прокатки, а также увеличение выхода годного. Опера-
ция резки рулонной полосы на листы мерной длины является од-
ной из последней в технологическом цикле цеха холодной про-
катки.
Основным агрегатом цеха холодной прокатки, определяющим
его сортамент, качество продукции и производительность, является
стан холодной прокатки. В настоящее время к современным типам
станов холодной прокатки относятся: непрерывные четырех-, пяти-
и шестиклетевые и реверсивные, чаще всего одноклетевые, четы-
рехвалковые и многовалковые (главным образом двадцативалко-
вые).
Непрерывные станы холодной прокатки устанавливают в цехах
большой производительности для выпуска полос и листов специа-
лизированного сортамента. Непрерывные станы отличаются от
реверсивных большей степенью механизации и автоматизации и
более высокими техническими параметрами по массе рулона, ско-
рости прокатки, мощности главного привода; производительность
этих станов выше, чем у реверсивных.
Непрерывные четырехклетевые четырехвалковые станы при-
меняют для холодной прокатки тонких полос (минимальной тол-
щиной 0,22—0,25 мм) шириной 1370—2350 мм и массой до 30—
35 т; готовая продукция в виде листов предназначается в основном
для автомобильной промышленности. В соответствии с требуемой
шириной полосы длину бочки валков станов принимают равной
1525—2500 мм; скорость прокатки достигает 20—25 м/с.
Непрерывные пятиклетевые четырехвалковые станы применяют
как для прокатки тонких полос (для автолистов и др.) минималь-
ной толщиной 0,17—0,23 мм, шириной до 2150 мм и массой до
40—60 т со скоростью до 25—30 м/с при длине бочки валков до
2000—2200 мм, так и для прокатки жести и полос из электротех-
нической (трансформаторной и динамной) стали минимальной
толщиной 0,15—0,18 мм, шириной до 1300 мм и массой до 15 т
со скоростью до 30—37 м/с при длине бочки валков до 1200—
1420 мм.
Непрерывные шестиклетевые четырехвалковые станы исполь-
зуют для прокатки тонкой жести толщиной 0,08 — 1,0 мм, шири-
ной 500—1300 мм и массой до 30—46 т (по проекту) со скоростью
до 30—40 м/с (длина бочки валков—до 1320—1450 мм). Тонкую
жесть применяют в промышленности как готовую продукцию
(в консервной, химической и других отраслях промышленности)
или как подкат для получения особо тонкой жести толщиной
0,04—0,075 мм. Производительность непрерывных станов для
холодной прокатки тонких полос достигает 1,5—2,5 млн. т в год,
а для прокатки жести 0,7—1,0 млн. т/год.
Для получения при холодной прокатке тонких полос с гладкой
поверхностью и точными размерами толщины (но ширине и длине
145
полосы) валки и рабочая клеть должны характеризоваться значи-
тельной жесткостью. С этой целью применяют четырехвалковые
станы с опорными валками большого диаметра и станинами закры-
того типа. Для возможности «выкатки» тонких полос валки должны
иметь минимально возможный диаметр, определяемый проч-
ностью шейки прокатного валка при передаче крутящего мо-
мента.
Рабочие и опорные валки изготовляют из кованой легирован-
ной стали со шлифованными бочками. Твердость (по Шору)
бочки валков: рабочих 95—105 и опорных 50—60. Рабочие клети
в непрерывном стане располагают на расстоянии 4500—5000 мм.
Рабочие валки каждой клети снабжены приводом от электродви-
гателя (одного или двух) постоянного тока мощностью 3—5 тыс. кВт
с регулированием скорости в широких пределах через шестерен-
ную клеть (или без нее) и универсальные шпиндели.
Рулоны протравленной полосы устанавливают при помощи
мостового крана или электрокара (с рычажным захватом) на транс-
портер и поочередно подают их к разматывателю стана. Валки
всех клетей вначале вращаются с заправочной скоростью (0,5—
1 м/с). Передний конец полосы на рулоне отгибают (магнитным
или скребковым отгибателем), через проводковый (роликовый или
плоский) стол подают последовательно в валки каждой клети и
заправляют на барабан моталки. При прокатке тонкой полосы
(до 0,5 мм) конец заправляют не в щель барабана, а наматывают
на барабан (первые 2—3 витка) при помощи ременного захлесты-
вателя.
С целью автоматического регулирования толщины полосы
между клетями установлены ролики для измерения натяжения
полосы и летучие микрометры (толщиномеры за первой и последней
клетями). Между последней клетью и моталкой предусмотрен
направляющий ролик. После заправки переднего конца полосы
на барабан моталки скорость валков всех клетей увеличивают
до максимальной рабочей скорости. Процесс прокатки рулона
продолжается 5—10 мин и более в зависимости от массы рулона.
Перед окончанием прокатки скорость валков уменьшают; рулон
прокатанной полосы сталкивают с барабана моталки и направляют
на отжиг или электролитическую очистку.
Для уменьшения усилия прокатки и возможности «выкатки»
тонкой полосы в валках относительно большого диаметра в про-
цессе прокатки на полосу подают смазку (при прокатке жести —
пальмовое масло или его заменители, при прокатке более толстых
полос — масляную эмульсию).
Как правило, прокатку полосы на непрерывном стане осу-
ществляют за один проход. В некоторых случаях (например, при
прокатке кремнистой электротехнической стали) для получения
требуемых толщины готовой полосы и ее свойств (магнитных,
механических) после первого прохода рулон подвергают отжигу
и затем прокатывают вторично на этом же стане.
146
Одноклетевые реверсивные четырехвалковые станы (реже —
двуклетевые) по конструкции аналогичны непрерывным. Прокатку
на этих станах осуществляют в несколько реверсивных проходов,
поэтому на выходной стороне стана устанавливают моталку, а на
входной, — кроме разматывателя, еще и вторую моталку.
Реверсивные станы холодной прокатки устанавливают в цехах
при небольшом объеме производства (50—120 тыс. т/год) с широ-
ким сортаментом полос из малоуглеродистых, легированных и
электротехнических сталей. В ряде случаев реверсивные станы
устанавливают в цехах холодной прокатки большой производи-
тельности в дополнение к непрерывным станам. По конструкции
реверсивные станы подразделяют на станы с приводом через
рабочие валки и через опорные валки.
Реверсивные четырехвалковые станы изготавливают в основ-
ном с длиной бочки валков от 1000—1200 до 2000—2300 мм, кото-
рые обеспечивают прокатку полос с отношением ее ширины к тол-
щине 6000 и более; масса рулонов 30—45 т и скорость прокатки
до 10—20 м/с.
Для прокатки тонкой (до 0,2 мм) и узкой (до 500 мм) полосы
применяют также реверсивные четырехвалковые станы, но с не-
большим диаметром рабочих валков (80—100 мм). Так как при-
водными такие валки сделать трудно (ввиду недостаточной проч-
ности на кручение шеек валков), то привод их осуществляют через
опорные валки.
В связи с большим спросом различных отраслей промышлен-
ности на тонкую (толщиной 0,1—0,5 мм) и тончайшую (до 1,0 мк)
полосу (ленту и фольгу) из труднодеформируемых сплавов, в том
числе из высокоуглеродистых и коррозионностойких сталей по-
вышенной твердости, широкое распространение получили много-
валковые реверсивные станы. Основным преимуществом этих
станов является малый диаметр рабочих валков (3—50 мм), бла-
годаря чему снижается требуемое усилие прокатки и появляется
возможность достигнуть большого обжатия за один проход —
до 40—50 % и суммарного обжатия (без промежуточной термо-
обработки) до 90 %.
Поскольку многовалковые (двенадцати- и двадцативалковые)
клети снабжены рабочими валками небольшого диаметра, опираю-
щимися на несколько рядов опорных валков и опорных роликов,
то привод стана через рабочие валки осуществить практически
невозможно, поэтому приводными делают четыре опорных валка
двух промежуточных рядов. Станина рабочей клети представляет
собой массивный стальной моноблок с большой жесткостью. На-
пряжение в станине при прокатке допускается не более 2,5 МПа,
т. е. в 20—30 раз меньше, чем в станинах четырехвалковой клети.
Применение рабочих валков минимального диаметра и высокая же-
сткость валковой системы и станины обеспечивают возможность хо-
лодной прокатки на этих станах тонкой и тончайшей высокопрочной
полосы (при большом натяжении ее моталками до 300—400 кН).
147
Двадцативалковые клети с длиной бочки валков до 2300 мм
используют для прокатки тонких полос шириной до 2200 мм,
а с меньшей длиной бочки — для прокатки тончайших полос ши-
риной до 100 мм; масса рулонов достигает 15 т, а скорость про-
катки составляет 1 —15 м/с.
Следует отметить прежде всего широкое строительство станов
с четырехвалковыми клетями непрерывного типа в составе че-
тырех и пяти клетей для производства полос и пяти и шести клетей
для производства жести. Наиболее совершенными являются
пятиклетевые листовые станы 1700—2200, рассчитанные на про-
катку полос в рулонах массой до 45—60 т со скоростью до 30 м/с
и шестиклетевые жестекатальные четырехвалковые станы 1320—
1450, рассчитанные на прокатку жести в рулонах массой до 33—
46 т со скоростью до 38—40 м/с; впервые в мире в 1971 г. на фирме
«Nippon Кокай» (Япония) введен в строй полностью автоматизи-
рованный непрерывный пятиклетевой стан 1420 с управлением
от ЭВМ для «бесконечной» прокатки жести толщиной 0,15—1,6 мм
со скоростью до 30,5 м/с.
В области реверсивных станов холодной прокатки за рубежом
широко применяют многовалковые (двадцативалковые) станы.
Применяют также станы типа MKW конструкции фирмы «Schu-
mann — Siemag» (ФРГ) с рабочими валками небольшого диаметра
(125—250 мм), смещенными по отношению к вертикальной оси
опорных валков и опирающимися дополнительно на боковые под-
порные валки, и с приводом через опорные валки.
В СССР построены различные типы современных станов холод-
ной прокатки: непрерывные четырехклетевые типа 2500 и 1700;
пятиклетевые 1700 и 1200, а также реверсивные четырехвалковые
и многовалковые. В последние годы пущены цехи холодной про-
катки с непрерывным пятиклетевым станом 2030 для прокатки
полос из углеродистой стали и с непрерывным шестиклетевым
станом 1400 для прокатки жести. Эти станы характеризуются
Рис. IV. 15. План цеха холодной прокатки с непрерывным четырехклетевым станом 2500 кон
1 — конвейер горячекатаных рулонов; 2 — стыкосварочный агрегат; 3,4 — непрерывные
рехклетевой стан 2500; 7 — колпаковые печи для отжига; 8 — дрессировочный стан
дольной резки; 13 — агрегаты сортировки листов; 14 — линии раскроя листов; 15 —
148
высокими техническими параметрами; весьма важной технологи-
ческой особенностью этих станов является применение процесса
«бесконечной» прокатки полос.
Цехи для производства автомобильных •
и конструкционных листов и полос
Цех холодной прокатки с непрерывным четырехклетевым станом
2500 конструкции ВНИИметмаш — НКМЗ (рис. IV. 15) пред-
назначен для производства холоднокатаных листов толщиной
0,6—2,5 мм, шириной 1000—2300 мм и длиной 1,5—6 м (в пачках)
и полос с размерами 0,6—2,5X 1000—2300 мм в рулонах массой
до 25 т из углеродистой стали, характеризуемой временным сопро-
тивлением до 500 МПа и пределом текучести до 300 МПа; исход-
ной продукцией являются горячекатаные полосы толщиной 1,5—
5,0 мм и шириной 1050—2350 мм, поступающие с непрерывного
широкополосового стана 2500 горячей прокатки.
В состав основного оборудования цеха входят: конвейер го-
рячекатаных рулонов; стыкосварочный агрегат; два непрерывных
травильных агрегата; непрерывный четырехклетевой стан с четы-
рехвалковыми клетями 2500; колпаковые печи для отжига руло-
нов и листов; три дрессировочных стана с четырехвалковыми
клетями: 2500 — для рулонов, 2500 — для листов и 1700 — для
рулонов; пять агрегатов резки: три — для поперечной резки полос
на листы длиной 1,5—6 м и укладки их в стопы массой до 10 т,
два — для продольной резки широких полос на узкие полосы;
агрегат сортировки листов повышенного качества. Кроме того,
в цехе установлены: агрегат поперечной резки горячекатаных полос
толщиной 2,5—6 мм (непосредственно после травления), агрегат
продольной резки (раскроя) листов, ножницы для разделки проб,
конвейер с кантователем, пакетирпресс, весы и передаточные
тележки грузоподъемностью от 20 до 120 т.
В непрерывных травильных агрегатах с сернокислотным рас-
твором скорость движения полосы составляет от 0,5 м/с (заправоч-
струкции ВНИИметмаш — НКМЗ:
травильные агрегаты № 1 и 2; 5 — агрегаты поперечной резки (1,5X2350 мм); 6 — четы-
2500; 9 — тоже, 1700; 10, 11 — агрегаты поперечной резки № 1 и 2; 12 — агрегаты про-
передаточное устройство для рулонов
149
Рис. IV. 16. Непрерывный четырехклетевой четырехвалковый стан 2500:
1 — рабочая четырехвалковая клеть; 2 — проводковый стол; 3 — летучий микрометр;
ная) до 7,5 м/с (рабочая на участке до первой петлевой ямы);
для ломки и разрыхления окалины в каждом агрегате имеются
по одной дрессировочной четырехвалковой клети 500/1400x2500.
Средняя производительность агрегата травления 1,2 млн. т в год;
масса механического оборудования агрегата около 2200 т.
Для получения рулонов горячекатаной полосы большой массы
(до 15—25 т) за агрегатами травления установлен сварочный агре-
гат для сварки встык полос двух-трех рулонов массой 5—10 т.
Непрерывный стан 2500 (рис. IV. 16) состоит из четырехвал-
ковых клетей 500 x1500 x2500 мм, расположенных последова-
тельно одна за другой на расстоянии 5000 мм. Каждый рабочий
валок клети приводится от двухъякорного электродвигателя мощ-
ностью 2x1800 кВт и частотой вращения 200—465 об/мин через
150
4 — тензометр; 5 — моталка
редуктор и универсальным шпиндель. Передаточные числа ре-
дукторов соответственно номерам клетей (от № 1 до № 4) равны:
1,16; 1,32; 1,48 и 1,61. Наибольшее усилие прокатки достигает
35 ЛШ, а скорость прокатки на выходе из последней клети 21 м/с.
Перед первой клетью установлены разматыватель со скребко-
вым отгибателем конца рулона, правильно-тянущие ролики и
роликовый проводковый стол; между клетями расположены тензо-
метры натяжения полосы для автоматического регулирования тол-
щины полосы и летучие бесконтактные микрометры для непре-
рывного измерения толщины полосы; за последней клетью нахо-
дятся моталки и сниматель рулона.
На агрегате поперечной резки полосы толщиной 0,6—2,5 мм
и шириной 1050—2350 мм режут на листы мерной длины 1,5—6 мм
151
летучими ножницами. Скорость движения полосы перед ножни-
цами 1,6—6,4 м/с, а листов за ножницами 1,9—7,6 м/с. Средняя
производительность агрегата поперечной резки 160 т/ч, или
850 тыс. т в год; масса агрегата 1250 т.
На агрегате продольной резки осуществляют обрезку боковых
кромок всех полос и роспуск полос шириной до 1800 мм на полосы
шириной до 100 мм (число одновременно разрезаемых полос —
до 9 шт. при толщине 2—2,5 мм и до 15 шт. при толщине полосы
менее 2 мм) со скоростью резания 1,6—6,4 м/с. Масса агрегата
продольной резки 500 т.
Цех холодной прокатки с непрерывным четырех клетевым ста-
ном 2000 конструкции УЗТМ, поставленным для завода «Бокаро»
(Индия), предназначен для производства холоднокатаных листов
(в пачках) и полос (в рулонах) толщиной 0,4—2 мм, шириной до
1850 мм из горячекатаных углеродистых полос толщиной 1,8—•
6 мм, шириной 900—1850 мм в рулонах массой до 35 т, поступаю-
щих с непрерывного широкополосового стана 2000 горячей про-
катки.
Холоднокатаная продукция производится по следующему тех-
нологическому процессу: травление горячекатаных полос в непре-
рывном травильном агрегате, холодная прокатка на непрерывном
стане, светлый отжиг холоднокатаных рулонов в колпаковых
печах, дрессировка полос на одноклетевом дрессировочном стане,
резка полос на листы в агрегатах поперечной резки (или на узкие
полосы в агрегатах продольной резки), упаковка готовой продук-
ции в упаковочных агрегатах.
Травление полосы (в средней части агрегата) осуществляется
в 14—25 %-ном растворе серной кислоты при температуре 90—
95 °C. Скорость движения полосы в головной части агретата
составляет 90—600 м/мин и в хвостовой части 45—300 м/мин.
В состав оборудования этого агрегата входят стыкосварочная
машина для сварки концов (укрупнения) рулонов, а также глав-
ная линия рабочей двухвалковой клети для прокатки полос с не-
большими обжатиями (до 5 %), обеспечивающими разрушение
окалины на ее поверхности и, следовательно, интенсификацию
'процесса травления в кислотных ваннах.
Собственно непрерывный стан 2000 состоит из четырех четырех-
валковых клетей 600 X 1600x2000 мм; наибольшее усилие прокатки
достигает 30 ЛШ, а скорость прокатки на выходе из последней
клети 20 м/с. Стан оборудован системой регулирования толщины
полосы, обеспечивающей производство продукции высокой точ-
ности.
Рулоны холоднокатаных полос проходят в дальнейшем светлый
отжиг в колпаковых печах с защитной атмосферой. После отжига
полосы в рулонах поступают на дрессировочный стан 2000, рабо-
чая клеть которого полностью унифицирована с конструкцией
рабочей клети стана. На дрессировочном стане полоса прокаты-
вается с обжатием до 5 %. Подвергнутые дрессировке полосы ре-
152
Рис. IV. 17. Схема непрерывного пятиклетевого стана 2000 холодной «бесконечной» про-
катки фирмы «Schloemann — Siemag» (ФРГ):
I — два разматывателя (для режима «бесконечной» прокатки); 2 — стыкосварочная
машина; 3 — накопитель полосы (с петлевыми тележками); 4 — двухпозиционный разма-
тыватель (для порулонного режима прокатки); 5 — рабочие клети; 6 — летучие ножницы;
7 — две моталки
жут на агрегате продольной резки дисковыми ножницами со ско-
ростью до 6 м/с на более узкие полосы или на двух агрегатах
поперечной резки 0,4—1,2x1850 и 0,6—2X1850 летучими бара-
банными ножницами со скоростью до 5 м/с (с одновременной обрез-
кой боковых кромок) на листы мерной длины (1—6 м).
На Новолипецком металлургическом комбинате построен цех
холодной прокатки углеродистых сталей с современным непрерыв-
ным пятиклетевым четырехвалковым станом 2030 «бесконечной»
прокатки полосы (рис. IV. 17).
Стан предназначен для производства холоднокатаных полос
- толщиной 0,4—3,5 мм и шириной 900—1850 мм в рулонах массой
до 45 т различного назначения из углеродистых сталей обыкно-
венного качества, а также качественных конструкционных сталей.
Исходной продукцией стана являются горячекатаные протравлен-
ные полосы толщиной 2—6 мм и шириной 900—1850 мм в рулонах
массой до 45 т; проектная скорость прокатки на выходе из послед-
ней (пятой) клети достигает 33 м/с.
Основным отличием состава механического оборудования стана
с «бесконечным» процессом прокатки от обычного непрерывного
стана является установка перед рабочими клетями стационарной
стыкосварочной машины и петленакопителя с натяжными тележ-
ками (запас полосы в петленакопителе 800 м), обеспечивающих
полностью непрерывную («бесконечную») прокатку сваренных
встык горячекатаных полос без заправок в стан передних концов
каждого рулона и пауз между прокатываемыми рулонами.
На входной стороне стана установлены два разматывателя
консольного типа для «бесконечной» прокатки и один двухпози-
ционный разматыватель для обычной поруленной прокатки (в слу-
чае ремонта оборудования, обеспечивающего «бесконечную про-
катку»). В процессе сварки полос натяжные тележки перемещаются
(справа налево) и выдают запас петли в стан без его остановки;
когда процесс сварки заканчивается, вновь осуществляется набор
петли за счет перемещения тележек (слева направо).
Рабочие клети четырехвалковые, имеющие валки 615Х1600Х
X2000 мм с индивидуальными приводами; максимальное усилие
153
Рис. IV.18. Непрерывный пятиклетевой стан с четырехвалковыми клетями 1700 конструкции
/, 9 — передаточные тележки; 2 — подающий транспортер; 3 — отгибатель концов
ковая клеть; 7 — моталка; 8, 10 — цепные транспортеры № 1 и 2; 11 — весы; 12 — спи-
прокатки 30 МН, а суммарная мощность приводов стана 48500 кВт.
Клети оборудованы гидравлическими нажимными устройствами,
обеспечивающими: высокое быстродействие; повышение и пони-
жение жесткости клети в широких пределах; ускорение разведе-
ния валков при перевалках на стане; уменьшение динамики про-
цесса прокатки при входе полосы в клети и выходе ее из клетей
и др. Чистое машинное время при «бесконечной» прокатке состав-
ляет 90 %, в то время как при порулонной прокатке не превы-
шает 78 %. За счет повышения срока службы валков число пере-
валок сокращается примерно в 5 раз. Пределы допусков по тол-
щине полосы после холодной прокатки составляют (по проекту)
0,006—0,035 мм, допускаемые отклонения по планшетности 2—4 мм
На выходной стороне стана расположены летучие ножницы
для резки полосы на ходу при замедлении скорости прокатки до
5 м/с. За ножницами установлены две моталки с ременными за-
хлестывателями и оборудование для попеременной задачи полосы
на моталки, а также транспортировки, обвязки и взвешивания
рулонов. Наружный диаметр рулонов 2100—2200 мм.
Проектная производительность стана составляет 2,5 млн. т/год.
Цех холодной прокатки с непрерывным пятиклетевыми станом
1700 конструкции УЗТМ предназначен для прокатки листов и
полос (в рулонах) толщиной 0,4—2 мм и шириной 700—1550 мм
из углеродистой и низколегированной стали с временным сопро-
тивлением до 650 МПа (в том числе конструкционной углеродистой
стали), а также упаковочной ленты толщиной 0,4—1,0 мм и шири-
ной 20—60 мм (после продольной резки); исходной продукцией
154
УЗТМ:
полосы; 4 — разматыватель; 5 — правильно-тянущая машина; 6 — рабочая чстырехвал-
матель рулонов
является горячекатаная полоса толщиной 2—6 мм, шириной
' 700—1550 мм и массой до 23 т, поступающая в цех по межцеховому
конвейеру с непрерывного широкополосного стана 1700 горячей
прокатки.
Холоднокатаную продукцию производят в основном по тому
же технологическому процессу, что и продукцию в цехе с непре-
рывным четырехклетевым четырехвалковым станом 1700; характер-
ной особенностью процесса является применение операции меха-
низированной упаковки продукции.
К непрерывному травильному агрегату горячекатаные полосы
поступают в рулонах с наружным диаметром 1550—2200 мм и
массой до 23 т, а выходят из него (после укрупнения на стыкосва-
рочной машине) в рулонах с наружным диаметром до 2700 мм и
массой до 45 т; скорость движения полосы в головной части агре-
гата составляет 90—550 м/мнн. Агрегат в своем составе имеет
также два петлевых устройства горизонтального типа — перед и
за технологической частью агрегата, дрессировочную клеть с на-
тяжными пятироликовыми устройствами и две моталки с «плаваю-
щими» барабанами и натяжным двухроликовым устройством
(перед моталками).
Непрерывный пятиклетевой стан с четырехвалковыми клетями
1700 (рис. IV. 18) выполнен с валками 600x1500x1700 мм, при-
водимыми во вращение индивидуальными главными приводами
общей мощностью 44 200 кВт; рабочие клети рассчитаны на уси-
лие прокатки до 25 МН, скорость прокатки на выходе из последней
клети стана 25 м/с. Перед станом установлен разматыватель (с раз-
155
жимными головками) с диаметром барабана 750 мм, а за станом —
моталка с диаметром барабана 600 мм; мощность привода моталки
составляет 3750 кВт. Проводковые столы стана максимально
приближены к рабочим валкам и имеют вертикальные ролики для
центрирования полосы при задаче ее в стан. В отводящий транс-
портер стана встроены весы грузоподъемностью 50 т. Прокатные
рулоны обвязывают двумя машинами лентой в радиальном направ-
лении и по окружности.
Стан оснащен системами автоматизации по сопровождению
шва, контроля толщины полосы, точной остановки конца полосы
на разматывателе, контроля распределения натяжения по ширине
полосы, контроля профиля рабочих валков и противоизгиба
рабочих валков, регулирования толщины полосы в продольном
направлении, а также тремя системами приготовления и подачи
пальмового масла или эмульсии на полосу в процессе холодной
прокатки (общая производйтельность систем 32 000 л/мин) и
системой подачи моющего раствора на все клети стана (произво-
дительность системы 1000 л/мин).
В цехе установлен также одноклетевой дрессировочный стан
с валками 600X 1500 X 1700 мм и главным приводом мощностью
2000 кВт, обеспечивающий дрессировку полос размерами 0,4—2х
X 700—1550 мм со скоростью до 25 м/с при натяжении на разма-
тывателе до 40 кН и на моталке до 60 кН; мощность привода раз-
матывателя и моталки соответственно равна 2000 и 2100 кВт;
масса оборудования стана 1550 т. Для порезки холоднокатаной
продукции на листы длиной 1—6 м и для продольной резки и рос-
пуска полос в цехе установлены два агрегата поперечной резки и
два агрегата продольной резки. Пачки листов длиной до 2 и 4 м
(массой до 10 т) и рулоны шириной 2—80, 80—300 и 700—1500 мм
поступают на пять агрегатов упаковки и далее на склад готовой
продукции.
Цехи для производства жести и электротехнической стали
Процесс производства жести и состав оборудования цеха жести
во многом аналогичны описанным выше процессам производства
автолиста. Различие заключается в том, что после дрессировки
рулоны холоднокатаной полосы поступают на агрегаты лужения
(покрытия оловом) и лакирования.
На Карагандинском металлургическом комбинате построен
высокопроизводительный цех жести с непрерывным шестиклете-
вым станом с четырехвалковыми клетями 1400 и двуклетевыми
дрессировочным и прокатно-дрессировочным станами с четырех-
валковыми клетями 1400 конструкции УЗТМ. Цех жести (рис. IV. 19)
предназначен для производства готовой продукции основного
сортамента шириной 700—1200 мм в листах и рулонах, а именно:
белой (луженой) жести толщиной 0,1—0,36 мм, хромированной и
алюминированной жести толщиной 0,08—0,32 мм. черной полиро-
156
Рис. IV.91. ПлаК цеха жести с шестиклетевым станом 1400 бесконечной прокатки кон-
струкции УЗТМ:
/ — непрерывный травильный агрегат; 2 — непрерывный шестиклетевой четырехвалко-
вый стан 1100; 3 — агрегаты электролитической очистки № 1—3; 4 — колпаковые печи
для отжига; 5 — непрерывные агрегаты отжига. № 1 и 2; 6 —двухклетевой прокатно-
дрессировочный стан 1100; 7 — двухклетевой дрессировочный стан 1400; Я — агрегаты
подгоговки рулонов № 1—3; 9 — агрегаты электролитического лужения; 10 — агрегат
электролитического хромирования; 11 — агрегаты поперечной резки № 1 — 1; 12 — агре-
гаты упаковки пачек жести № 1—4; 13 — агрегат упаковки рулонов; 14 — агрегаты сор-
тировки № 1—3; 15 — агрегат вакуумного алюминирования; 16 — ножницы; 17 — весы;
/6’ — стенды для охлаждения рулонов после отжига; 19 — поперечные тележки
ванной жести (без покрытия) толщиной 0,08—0,36 мм холоднока-
таных листов и рулонов из конструкционной, декапированной и
кровельной стали толщиной 0,25—0,6 мм. Исходной заготовкой
для холодной прокатки являются горячекатаные полосы толщи-
ной 1,8—3 мм, шириной 700—1250 мм в рулонах массой до 23 т,
поступающие в цех жести по межцеховому транспортеру с непре-
рывного широкополосового стана 1700 горячей прокатки, распо-
ложенного в соседнем цехе комбината.
Горячекатаную полосу вначале подвергают травлению в рас-
творе соляной кислоты в непрерывном травильном агрегате и
укрупняют рулон (массой до 30 т).
Холодную прокатку жести толщиной 0,1—0,6 мм из полосы
толщиной 1,8—3 мм осуществляют на непрерывном шестиклете-
вом стане 600/1'00x400 с максимальным усилием прокатки до
20 МН при проектной скорости до 25—40 м/с. Все шесть рабочих
клетей — четырехвалковые, одинаковой конструкции, имеют ин-
дивидуальный привод рабочих валков от двухъякорных электро-
157
Рис. IV.20. Схема непрерывного шестиклетевого стана 1100 бесконечной прокатки жести
конструкции УЗТМ:
1 — разматыватели; 2 — электростыкосварочная машина; 3 — натяжные ролики; 4 —
направляющие ролики; 5 — петлевое устройство; 6 — подающие ролики; / — разматы-
ватель; 8 — гильотинные ножницы; 9 — проводковый с гол; 10 — рабочие четырехвалко-
вые клети 600/1500X 1400 мм; 11 — натяжные ролики; 12 — летучие ножницы; 13 —
мотйлки; 14 — измеритель толщины полосы; 15— измеритель натяжения полосы
двигателей мощностью 2x2000 кВт (клеть №1), 2x3000 кВт
(клеть № 2) и 2x4000 кВт (клети № 3—6) и частотой вращения
190/500, 285/500 и 400/800 об/мин соответственно через редукторы
с передаточным числом 1,57; 1,32; 1,26; 1,045; 0,785 и 0,625.
На непрерывном шестиклетевом стане 1400 наряду с обычной
(порулонной) прокаткой предусмотрена прокатка «бесконечной»
полосы со скоростью до 25 м/с, которая обеспечивается за счет
установки соответствующего оборудования: на входной стороне
стана — двух разматывателей, стационарной стыкосварочной ма-
шины, петлевого устройства (накопителя), а также ролико-
вых натяжных устройств и на выходной стороне — роликово-
го натяжного устройства, летучих ножниц, а также двух моталок
(рис. IV.20). Два разматывателя и стыкосварочная машина, сва-
ривающая задний конец полосы одного рулона с передним концом
полосы другого рулона, создают условия для получения «беско-
нечной» полосы, которая, образуя петлевой накопитель (перед
станом), задается в стан и затем на одну из моталок. Когда необ-
ходимо осуществить последующую сварку неподвижных концов
полосы двух рулонов, тележку петлевого устройства перемещают
вперед (по направлению к рабочим клетям стана) и выдают запас
полосы в стан, не прекращая процесса прокатки. После окончания
сварки полос тележку вновь возвращают в исходное положение для
создания запаса под следующую операцию сварки. После того как
на одной из моталок смотан рулон требуемой массы, установлен-
ные за последней клетью стана летучие ножницы режут полосу
«на ходу», после чего полосу заправляют на другую моталку.
Процесс «бесконечной» прокатки позволяет повысить каче-
ство прокатываемой полосы (т. е. уменьшить разнотолщинность
по длине из-за стабильности процесса прокатки) и выход годного,
сократить расход валков (по износу) и число трудоемких опера-
ций по заправке полосы в стан и вследствие этого увеличить
производительность стана, так как прокатку полосы ведут с по-
стоянной скоростью и непрерывно, снижают ее только при про-
катке сварных швов п при резке на летучих ножницах.
На непрерывном шести клетевом четырехвалковом стане 1400
прокатывают жесть толщиной до 0,1—0,6 мм. После отжига в не-
158
прерывном агрегате жесть подвергают дрессировке с усилием до
20 МН на двуклетевом четырехвалковом стане 600X 1400Х 1400 мм
с проектной скоростью до 40 м/с и покрытию оловом, хромом
или алюминием в соответствующих агрегатах.
Более тонкую жесть получают путем двукратной прокатки:
вначале на шестиклетевом стане 1400 до толщины 0,14—0,3 мм
и затем на двуклетевом прокатно-дрессировочном стане 600 X
X 1400x1400 мм до толщины 0,08—0,16 мм в рулонах массой до
30 т со скоростью прокатки до 25—40 м/с; в дальнейшем эту жесть
направляют в рулонах на агрегаты покрытия.
Для покрытия и отделки готовой продукции в цехе жести пред-
полагается установить три агрегата продольной резки и подго-
товки рулонов к покрытию, три агрегата электролитического
лужения, агрегат электролитического хромирования, агрегат
вакуумного алюминирования, четыре агрегата поперечной резки,
три агрегата продольной резки, агрегат сортировки жести и пять
агрегатов упаковки пачек листов и рулонов.
Для получения продукции высокого качества в проекте цеха
жести заложены средства комплексной механизации и автомати-
зации технологических процессов прокатки и отделки. Проектная
производительность цеха жести с непрерывным шестиклетевым
станом 1400 составляют 750 тыс. т в год.
Из зарубежных станов для прокатки жести следует отметить
непрерывный шестиклетевой стан 1450 фирмы «Rasselstein» (ФРГ).
Стан рассчитан на прокатку белой жести толщиной 0,15—1,0 мм,
шириной 600—1300 мм со скоростью до 40,1 м/с. Исходной про-
дукцией стана являются горячекатаные полосы толщиной 1,5—
3,5 мм, шириной 600—1300 мм в рулонах массой до 46 т (по
проекту).
Рабочие клети стана имеют валки (615—565) х (1450—1300) X
X 1450 мм с индивидуальными приводами: клеть № 1 — от двух
электродвигателей постоянного тока (мощностью по 1560 кВт,
0—200—600 об/мин) через редуктор с передаточным числом 1,759;
клеть № 2 — от двух двигателей (мощностью по 2540 кВт,
0—250—600 об/мин) через редуктор с i — 1,353; клеть № 3 —
от двух двигателей (мощностью по 2540 кВт, 0—250—600 об/мин)
через редуктор с i = 1,0; клеть № 4 — от двух двигателей (мощ-
ностью по 2540 кВт, 0—200—450/600 об/мин) через редуктор
с i — 1,353; клеть № 5 — от четырех двигателей (мощностью
по 1560 кВт, 0—200—450/600 об/мин) безредукторным приводом
на опорные валки; клеть № 6 — от четырех двигателей (мощно-
стью по 1560 кВт, 0—200—530/600 об/мин) с безредукторным
приводом на опорные валки.
Перед первой клетью установлены два разматывателя с приво-
дом от двух двигателей постоянного тока каждый мощностью по
390 кВт; диаметр барабана равен 710 мм, наружный диаметр ру-
лона достигает 2800 мм. За последней клетью установлена моталка
с приводом от трех двигателей постоянного тока мощностью по
159
Рис. IV.21. Общий вид реверсивного 20-валкового стана 1200 конструкции ВНИИмет-
1 — приемный стол; 2, 6, 8— моталки; 3 — разматыватель; 4 — подающий транспортер;
транспортер; 10 — сниматель рулонов
465 кВт; диаметр барабана моталки 610—450 мм, наружный диа-
метр рулона 2200 мм. Проектная производительность стана 1450
составляет 720 тыс. т в год.
Особой разновидностью станов холодной прокатки являются
многовалковые станы, из которых наибольшее распространение
в мире получили реверсивные двадцативалковые для прокатки
тонкой ленты из легированных сталей и труднодеформируемых
сплавов. В ряде случаев эти станы применяют для холодной про-
катки тонкой полосы и ленты шириной 1000—2200 мм, а также
фольги с минимальной толщиной 0,001—0,003 мм.
В СССР для производства ленточной продукции ВНИИмет-
машем и СКМЗ созданы современные реверсивные двадцативал-
ковые станы с диаметром рабочих валков 3—55 мм и длиной бочки
до 1500 мм, отличающиеся большой жесткостью рабочих клетей и
обеспечивающие высокую точность прокатываемой полосы
± (0,0025—0,0030) мм. За рубежом широкое применение получили
аналогичные станы типа «Sendzimir» (США). В Японии на метал-
лургическом заводе в Сюнане эксплуатируется многовалковый
стан с четырьмя непрерывными двадцативалковыми клетями для
холодной прокатки полос толщиной 1,5 мм и шириной до 1270 мм
со скоростью до 10 м/с.
160
маш — СКМЗ:
5 — правильная машина с тянущими роликами; 7 — рабочая клеть; 9 — отводящий
Многовалковые станы работают как самостоятельно, так и
совместно с четырех-пятиклетевыми непрерывными станами в цехах
холодной прокатки.
На рис. IV.21 дан общий вид реверсивного двадцативалкового
стана 1200 конструкции ВНИИметмаш — СКМЗ, предназначен-
ного для цеха холодной прокатки тонкой полосы из электротех-
нической кремнистой стали с пределом текучести до 500 МПа.
На стане прокатывают полосу толщиной 0,1-—0,5 мм и шириной
до 1000 мм (из исходной полосы толщиной 1—3,5 мм) в рулоне
массой до 15 т со скоростью до 7,5 м/с.
В состав рабочей клети станов входят станина, валковый
узел, состоящий из двух (верхней и нижней) валковых пирамид,
нажимное устройство, механизм компенсации износа, профилиро-
вания и уравновешивания валков и опорных роликов, при-
вод валков, проводки, системы смазки и охлаждения, средств
контроля технологических параметров и автоматизации
стана и др.
Рабочие клети современных многовалковых станов по кон-
структивному исполнению станины и механизма регулирования
межвалкового зазора подразделяют на две группы: со станинами
в виде единого монолитного блока и с разъемными станинами,
состоящими из двух частей.
6 Заказ 224
161
Рабочая клеть стана 1200 имеет массивную станину большой
жесткости, отлитую в виде одного моноблока (рис. IV.22, а).
В станине (симметрично оси прокатки) расположено 20 валков
с длиной бочки 1200 мм: два рабочих неприводных диаметром
55 мм, изготовленных из высокопрочной хромовольфрамовой стали
(твердость бочки по Шору 100—105); четыре (2x2) промежуточных
опорных неприводных с диаметром 100 мм; шесть (2x3) промежу-
точных валков с диаметром 175 мм, из которых крайние четыре
(два верхних и два нижних) являются приводными; восемь (2x4)
опорных валков (осей), на каждом из которых шесть прецизионных
роликовых подшипников диаметром 300 мм, шириной по 200 мм
с четырехрядными цилиндрическими роликами. Четыре привод-
ных промежуточных валка приводятся от двух электродвигателей
постоянного тока мощностью 1050 кВт каждый, 190/415 об/мин
через комбинированный редуктор — шестеренную клеть (г = 0,5)
и четыре универсальных шпинделя. Максимальный крутящий
момент, передаваемый одним шпинделем, равен 30 кН • м.
При прокатке ленты на стане, кроме повышенной деформации
ее кромок, наблюдается неравномерное распределение деформации
по всей длине бочки валков и опорных роликов и соответственно
колебание толщины по ширине прокатываемой ленты.
В связи с этим основание и вершина станины имеют форму
балки равного сопротивления. Наличие скосов в нижней и верх-
ней частях рабочей клети искусственно увеличивает деформацию
станины по краям и частично устраняет поперечную разнотол-
щинность проката.
Особенностью конструкции валкового узла является то, что
каждый предыдущий валок пирамиды свободно, без опор по краям
бочки, опирается на два последующих. Усилие прокатки от рабо-
чих, через первые и вторые промежуточные валки передается на
опорные ролики.
Рабочие валки приводят во вращение через фрикционную пере-
дачу от четырех приводных промежуточных валков, способных
передать большой крутящий момент при больших скоростях.
Узел опорного ролика представляет собой набор специальных
подшипников с утолщенными наружными кольцами и опор между
ними, закрепленных на неподвижных осях (рис. IV.22, б). Под-
шипники опорных роликов воспринимают нагрузку от вторых
промежуточных валков и через оси и опоры передают ее на жест-
кую станину. Такая конструкция практически исключает прогиб
рабочих валков и обеспечивает равномерные жесткие допуски
по ширине проката.
Для установки и регулирования зазора между рабочими вал-
ками передачи технологического усилия прокатки и сборки вал-
ковых пирамид в клетях этого типа используют эксцентричную
относительно расточек станины установку осей опорных роликов.
Поворотом осей верхних средних опорных роликов устанавли-
вается и регулируется межвалковый зазор, а также передается
162
Рис. IV 22. Рабочая клеть («) и узел опорного ролика (б) 20 валкового стана 1200 кон-
струкции ВНИИметмаш — СКМЗ
1 станина; 2 — опорные ролики и валки; 3 — проводка; 4 — рабочие валки; 5 — на-
жимной механизм; 6 — наружное кольцо ролика; 7 — опора
6* 163
усилие прокатки. Нижний рабочий валок устанавливают на уро-
вень прокатки поворотом осей нижних средних опорных роликов
валков. Компенсация переточек валков и сборки валков пирамид
осуществляются вращением осей крайних опорных роликов.
Поворот средних (верхних и нижних) опорных роликов произ-
водится с помощью закрепленных на краях осей зубчатых сегмен-
тов или шестерен и реек, жестко связанных с плунжерами гидрав-
лических цилиндров, установленных в верхней и нижней частях
клети. Цилиндры, перемещающие рейки, управляются гидравли-
ческими сервомеханизмами, которые фиксируют величину меж-
валкового зазора и поддерживают ее постоянно в процессе про-
катки. Усилие металла на валки регистрируется гидравлической
месдозой, позволяющей после замены одного из рабочих валков
независимо от его диаметра установить прежний межвалковый
зазор.
Крайние опорные ролики имеют попарный, симметричный отно-
сительно вертикальной оси привод от редукторов через червячные
или зубчатые пары. С целью обеспечения равномерного распреде-
ления нагрузки по длине бочки валков все элементы опорных ро-
ликов и расточки станины изготовляют с высокой точностью.
При прокатке масло подают в зону деформации металла через
отверстия в проводках, такое же масло подают на валки и в ро-
ликовые подшипники. Из рабочей клети оно самотеком поступает
в бак-отстойник циркуляционной системы.
С обеих сторон рабочей клети расположены ролики для изме-
рения натяжения полосы и моталки. Каждая моталка приводится
от двух электродвигателей мощностью по 1000 кВт каждый,
190/480 об/мин через редуктор (/' = 3,68). Максимальное натя-
жение полосы 0,25 МН. При прокатке узкой полосы с небольшим
натяжением каждая моталка приводится одним двигателем (второй
отключают при помощи расцепной зубчатой муфты).
Производительность стана 10—20 т/ч (в зависимости от тол-
щины полосы и скорости прокатки).
Среди многовалковых станов с клетями, имеющими разъемные
станины, наиболее распространены станы конструкции фирмы
«Sundwig» (ФРГ).
Станины двадцативалковой клети этой фирмы (рис. IV.23)
выполнены в виде двух отдельных блоков, соединенных между
собой четырьмя колоннами, которые одновременно выполняют
функции направляющих и нажимного устройства. Верхний по-
движной блок с валковой пирамидой может перемещаться отно-
сительно нижнего неподвижного блока. Это позволяет сущест-
венно увеличить диапазон изменения диаметров рабочих и первых
промежуточных валков и значительно расширяет технологиче-
ские возможности оборудования.
Электромеханический привод нажимного устройства позволяет
одновременно и в отдельности на каждой из четырех колонн вклю-
чать механизмы установки валков, что дает возможность при лю-
164
Рис. IV.23. Рабочая клеть 20-валко-
вого стана 1250 конструкции фирмы
«Sundwiij» (ФРГ):
1,3 — блоки станины; 2 — колонны;
4 — нажимной механизм
бом профиле подката получать
ленту с минимальной поперечной
разнотолщинностью. Тонкое регу-
лирование профиля рабочего вал-
ка в процессе прокатки осуще-
ствляют профилированием край-
них опорных роликов, для этого
используют эксцентриковые втул-
ки или клиновые механизмы,
имеющие гидравлический привод
С целью обеспечения равно-
мерной деформации четырех ко-
лонн, воспринимающих основную
нагрузку в процессе прокатки,
их изготавливают из высокока-
чественной стали одной плавки.
Это позволяет использовать точ-
ные измерительные устройства для
контроля усилия прокатки (тен-
зометрические датчики встроены
непосредственно в колонны) и
в совокупности с конструкцией
топорных роликов обеспечить вы-
сокую поперечную жесткость
клети и минимальные допуски
проката. Предусмотрена возмож-
ность оснащения отдельных элементов и всей клети в це-
лом различными механизмами предварительного напряжения.
Одной разновидностью многовалковых станов является стан
с шестивалковой рабочей клетью типа НС, разработанный в Япо-
нии. В рабочей клети между рабочими и опорными валками уста-
новлены два дополнительных промежуточных валка (рис. IV.24).
Перемещая промежуточные валки в осевом направлении отно-
сительно кромок полосы, можно активно воздействовать на попе-
речный профиль полосы. Верхний и нижний промежуточные
валки перемещаются с помощью гидроцилиндров в противопо-
ложных направлениях таким образом, чтобы расстояние между
началом конических фасок промежуточных валков было равно
ширине полосы. При прокатке более узкой полосы промежуточ-
ные валки выдвигают из клети, при прокатке более широкой
вдвигают в клеть. В четырехвалковых клетях диаметр бочки
рабочих валков составляет от 0,35 до 0,5 ширины прокатываемой
полосы, в шестивалковых диаметр бочки рабочих валков больше
или равен 0,2 ширины полосы, что благоприятно влияет на ее
планшетность. Твердость бочки рабочих валков составляет 95,
промежуточных 75—80 и опорных 60—65 единиц по Шору.
В шестивалковой клети предусмотрен противоизгиб рабочих
валков. По сравнению с четырехвалковыми клетями поперечная
165
Рис. IV.24. Шестивалковая рабочая клеть
стана холодной прокатки типа НСг
1 — станина; 2 — опорный валок; 3 — про-
межуточный валок; 4 — рабочий валок; 5 —
прокатываемая полоса; 6 — плунжеры уст-
ройства для протнвоизгиба рабочих валков
НС с рабочими клетями
разпотолщинность проката,
полученного в шестивалко-
вой клети, на 50 % меньше.
Регулирование продольной
разнотолщинности полосы
осуществляют с помощью
гидравлического нажимного
устройства. Перевалку рабо-
чих и промежуточных валков
(отдельно от опорных) осу-
ществляют с помощью пере-
движной платформы с двумя
парами рельсовых направля-
ющих, а опорные валки пе-
реваливают краном с помо-
щью С-образной скобы.
В настоящее время в
Японии эксплуатируются
шестивалковые станы типа
100—440/130—510/300— 1420 X
Х400—1420 мм, на которых ведется холодная прокатка стальных
или алюминиевых полос со скоростью 3,4—20,0 м/с. Там прове-
дена также реконструкция ряда широкополосовых станов горячей
прокатки с применением шестивалковых клетей в чистовых груп-
пах.
5. СТАНЫ СПЕЦИАЛЬНОГО НАЗНАЧЕНИЯ
К станам этой группы относят станы, служащие для прокатки
колес, бандажей, гнутых профилей, листов и профилей перемен-
ного сечения, шаров, винтов, шестерен, червяков, сверл, фасон-
ных профилей высокой точности, типа турбинных лопаток и пр.,
часть из которых (колесо-, осе- и шаропрокатные, а также профиле-
гибочные) устанавливают на металлургических заводах, а другую
часть (станы для прокатки винтов, ребристых труб, шестерен,
червяков, сверл и др.) — на машиностроительных заводах. Ряд
станов специального назначения размещают как на металлурги-
ческих, так и на машиностроительных заводах (например, профиле-
гибочные, шаропрокатные, для прокатки точных фасонных про-
филей и пр.).
Приоритет в области создания и широкого внедрения в промыш-
ленность новых технологических процессов прокатки принадлежит
ВНИИметмаш. Здесь впервые в мировой практике разработаны
новые процессы прокатки и конструкции станов специального
назначения для получения экономичных профилей и изделий
машиностроения широкого сортамента.
166
Профилегибочные агрегаты
Тонкостенные профили сложной фасонной конфигурации, в том
числе и пустотелые, получить горячей или холодной прокаткой
во многих случаях невозможно. Значительно экономичнее изго-
товление таких профилей способом гибки (т. е. профилированием)
полосы на профилегибочных агрегатах.
Гнутые профили в СССР и за рубежом нашли большое распро-
странение в различных отраслях машиностроения (автотракторо-
строении, авиастроении, транспортном машиностроении), а также
для изготовления строительных конструкций и изделий широкого
потребления.
Применение гнутых профилей в строительстве и машинострое-
нии взамен горячекатаных снижает расход металла в среднем на
25 %. В ряде случаев один гнутый профиль может заменить узел
конструкции, состоящий из нескольких катаных элементов, соеди-
ненных сваркой, клепкой и пр.
Следует отметить, что процесс профилирования нельзя отож-
дествлять с процессом прокатки: при прокатке в каждой клети
изменяется не только форма полосы, но и ее поперечное сечение
(уменьшается толщина), а при формовке и профилировании после-
довательно изменяется только форма поперечного сечения полосы,
а толщина полосы остается постоянной. Важным преимуществом
этого процесса является также и то, что в результате холодного
профилирования металл упрочняется, что позволяет уменьшить
массу металлоконструкций и деталей, изготовленных из гнутых
профилей. В каждой паре валков клети форму сечения полосы
можно изменить незначительно, поэтому для получения сложного
профиля необходимо применять гибку полосы (профилирование)
во многих парах валков, т. е. использовать многоклетевые непре-
рывные профилегибочные агрегаты в составе до 20 и более клетей.
В настоящее время на таких агрегатах изготавливают профили из
полосы толщиной 0,5—20 мм и шириной до 2000 мм.
Во всех этих агрегатах профилирование листов или полосы
осуществляют в многоклетевом непрерывном агрегате с горизон-
тальными и вертикальными валками. Валки этих клетей образуют
калибры для последовательного изгиба листа (полосы) и получе-
ния соответствующего открытого или закрытого готового профиля
(рис. IV.25). При последовательном изгибе материал листов и
полосы испытывает напряжения, близкие к пределу текучести не
по всему сечению, а только на участках последовательной дефор-
мации. Усилия на валки, возникающие при последовательных
изгибах, небольшие, поэтому конструкция клетей непрерывного
стана проста и легка. На станах для профилирования узких листов
и полос валки (ролики) в клетях устанавливают консольно. В ста-
нах для профилирования широкой полосы применяют клети с двух-
опорным расположением валков между станинами открытого
типа.
167
Исходная шоса
Рис. IV.25. Калибровка вал-
ков для получения гнутых
профилей открытого (а) и за-
крытого (б) типов:
I — верхние валки; 2 —
нижние валки
Скорость формовки выбирают с учетом
материала, толщины и ширины листов
и полосы, сложности профиля, качества
валков (их износа) и т. д. Обычно скорость
формовки принимают равной 0,5—-3 м/с.
Для облегчения условий деформации ме-
талла и уменьшения износа валков (про-
филированных роликов) при формовке
применяют смазку (5—10 %-ная масляная
эмульсия, мыльные растворы и т. п.).
Тонкие полосы можно формовать без
смазки.
Для профилирования используют так-
же листы и полосы оцинкованные, луже-
ные и покрытые пластиками. Перед фор-
мовкой в листах и полосе при помощи
специальных устройств, встроенных в по-
точную линию, можно пробивать отвер-
стия, узоры и пр., т. е. изготавливать
перфорированные профили.
Для профилирования горячекатаных и
холоднокатаных полос применяют агре-
гаты поштучного и непрерывного профи-
лирования.
В СССР наиболее современными про-
филегибочными агрегатами являются аг-
регаты типа 2—8x100—600 и 1—4x50—
300 конструкции ВНИИметмаш — СКМЗ.
На рис. IV.26 представлена схема рас-
положения оборудования профилегибоч-
ного агрегата 2—8x100—600, предназна-
ченного для изготовления гнутых профи-
лей высотой до 180 мм и длиной 5—12 м
(после мерной резки) со скоростью про-
филирования 0,5—2,5 м/с из горячеката-
ных полос толщиной 2—8 мм и шириной
100—600 мм (с пределом прочности
до 650 МПа) в рулонах массой до 5 т.
В комплекс оборудования агрегата
входят собственно непрерывный формовочный (профилегибочный)
стан и машины головной и хвостовой частей, предназначенные
для подготовки полосы к профилированию, резке, отделке и убор-
ке готовой продукции. Машины, входящие в состав агрегата, вы-
полнены с учетом обеспечения непрерывности процесса, макси-
мальной механизации и автоматизации технологических операций.
Со склада заготовок рулоны партиями краном подают на загру-
зочные устройства для доставки по одному к двухпозиционному
разматывателю. Рулон центрируют на разжимном консольном
168
Рис. IV.26. Схема расположения оборудования профилегибочного агрегата 2 — 8X100—
600 мм конструкции ВПИИметмаш — СКМЗ;
1 — двухпозиционный разматыватель; 2, 6 — правильные машины; 3 — ножницы с ниж-
ним резом; 4 — стыкосварочная машина; 5 — петлеобразователь; 7 — летучие ножницы;
8 — непрерывный формовочный стан в составе 14 клетей; 9 — устройство для сдува
эмульсии; 10 — участок инспекции; 11 — машина для промасливания гнутых профилей;
12 — участок набора рядов профилей; 13 — рольганг; 14 — укладчик
вращающемся барабане, причем пока на одной позиции разматы-
вателя первый рулон разматывают, другой второй рулон под-
готавливают к размотке, т. е. его установке барабан и отгиба-
нию конца полосы. После этого полосу первого рулона задают
в девятироликовую правильную машину, затем направляют к нож-
ницам поперечной резки для обрезки переднего и заднего концов
полосы под следующую операцию сварки методом оплавления
на стыкосварочной машине со встроенным в нее гратоснимателем
для зачистки грата. Для создания запаса полосы (длиной до 236 мм),
обеспечивающего непрерывную работу агрегата во время обрезки
и сварки концов полосы, в агрегате (в туннеле под станом) уста-
новлен петлеобразователь. Летучие ножницы перед формовочным
станом позволяют вести процесс профилирования с максимальной
скоростью (до 2,5 м/с).
По промежуточному рольгангу полосу из петлеобразователя
подают в формовочный стан, состоящий из 14-ти клетей (десяти
двухвалковых и четырех четырехвалковых с горизонтальными
приводными валками). Все клети имеют групповой привод с двумя
электродвигателями постоянного тока. После каждой клети уста-
новлены вертикальные холостые ролики, удерживающие профи-
лируемую полосу но оси прокатки. За последней клетью стана
расположена правильно-калибровочная клеть для направления
возможного скручивания готового профиля. Число клетей, участ-
вующих в процессе профилирования, и скоростной режим работы
стана определяют в зависимости от сложности и размеров профиля,
механических свойств металла и требований к качеству поверх-
ности. Процесс профилирования ведется с подачей эмульсии.
За формовочным станом предусмотрено место для летучей пыли,
предназначенной для резки закрытых и сложных профилей со
скоростью до 1,2 м с. Порезанные на мерные длины готовые
профили поступают на выходной рольганг, а затем к устройству
для удаления эмульсии с профиля сжатым воздухом.
Головные профили проходят выборочный контроль на инспек-
ционном участке, промасливание в промасливающей машине и
далее поступают на участок набора рядов, которые передают
169
к укладчику. С укладчика пакет массой профилей до 5 т краном
транспортируют на склад готовой продукции.
Производительность профилегибочного агрегата 2—8 X 100—600
составляет 150—200 тыс. т в год, масса механического оборудова-
ния 1350 т, общая мощность главных приводов формовочного
стана 1000 кВт.
Профилегибочный агрегат 1—4x50—300 предназначен для
изготовления гнутых профилей высотой до 120 мм со скоростью
профилирования до 2,5 м/с из полос толщиной 1—4 мм и шириной
50—300 мм.
Формовочный стан агрегата состоит из четырнадцати основных
и трех дополнительных двухвалковых клетей с горизонтальными
приводными валками. Между этими клетями расположены верти-
кальные направляющие холостые ролики. Все семнадцать клетей
снабжены групповым приводом от двух электродвигателей мощ-
ностью по 140 кВт каждый и частотой вращения 640 об/мин через
цилиндрические редукторы, трансмиссионные валы с коническими
шестернями, комбинированные коническо-цилиндрические шесте-
ренные клети и универсальные шпиндели. Число клетей, участ-
вующих в профилировании, зависит от размеров и сложности
формы профиля. За последними клетями установлены роликовые
обоймы с горизонтальными и вертикальными роликами, предназ-
наченные для точной калибровки профиля.
Часовая производительность профилегибочного агрегата 1—4х
Х50—300 составляет 10 т/ч, масса механического оборудования
500 т.
Деталепрокатные станы
Станы для прокатки круглых периодических профилей. Для раз-
личных отраслей машиностроения требуются в большом количе-
стве заготовки — круглые профили с переменным по длине диа-
метром (для изготовления полуосей автомобилей, конических и
ступенчатых валов и т. п.). Эти заготовки изготовляют ковкой
и штамповкой, однако при этом теряется большое количество
металла на облой и припуски на последующую механическую
обработку. Более экономичным и высокопроизводительным спо-
собом изготовления таких заготовок является поперечно-винтовая
прокатка на трехвалковых станах конструкции ВНИИметмаш
(рис. IV.27).
Три рабочих валка стана (оси которых смещены на 3—6° по
отношению к плоскости, проходящей через ось заготовки) кони-
ческой или дискообразной формы приводят во вращение от электро-
двигателя при помощи трех универсальных шпинделей. Круглую
заготовку, нагретую до 900—1000 °C, обжимают валками и одно-
временно перемещают в направлении своей оси, т е. осуществляют
процесс поперечно-винтовой прокатки, поэтому через зону дефор-
маций в валках последовательно проходят все сечения заготовки
170
Рис. IV.27. Схема процесса (а) поперечно-винтовой прокатки круглых периодических
профилей (б) на трехвалковом стане с коническими валками:
1 — гидропривод сближения валков; 2 — валки; 3 — готовый профиль: 4 — линейка-
копир; 5 — зажимной патрон; 6 — гидроцилиндр для осевого натяжения заготовки при
прокатке; 7 — шпиндели
по длине. Гидравлические нажимные устройства изменяют поло-
жение валков, синхронно приближая их к оси заготовки или уда-
ляя от нее посредством линейки — копира, профиль которой
соответствует профилю требуемого изделия. Заготовку прокаты-
вают при одновременном осевом растяжении ее гидравлическим
патроном, что улучшает условия деформации металла валками
и способствует получению более плотной его структуры.
Получаемые поперечно-винтовой прокаткой профили перемен-
ного по длине сечения характеризуются весьма точными разме-
рами с небольшим припуском под последующую механическую
обработку. Производительность стана определяется скоростью
осевого перемещения заготовки, которую принимают равной
2—-10 м/мин.
171
Рис. IV.28. План расположения оборудования цеха с трехвалковым станом 120 для
производства круглых периодических профилей:
I — ремонтно-механическая мастерская; II — машинный зал; III — масляный подвал’
IV — насосно-аккумуляторная станция; V — склад заготовок; VI — пролет стана; VII —
склад готовой продукции; 1 — стеллажи для заготовок; 2 — загрузочная решетка; 3 —
пресс-ножницы; 4 — индукторы для нагрева заготовок; 5 — рольганг; 6 — главные элек-
тродвигатели привода валков; 7 — рабочая клеть стана 120; 8 — холодильник; 9 — шлеп-
перы; 10 — фрезерно-отрезной станок; 11 — карман; 12 — тележка; 13 — правйльный
пресс; 14 — весы; 15 — стеллаж для зачистки; 16 — стенд для обвязки и упаковки;
17 — станки для резки профилей; 18 — мостовой кран; 19 — железнодорожный путь;
20 — колодец для окалины
Типовыми станами конструкции ВНИИметмаша являются
станы 10, 20, 50, 70, 80, 100, 150, 250 (по диаметру прокатываемой
заготовки). На них прокатывают заготовки длиной до 6 м.
В СССР на металлургических заводах построены цехи с круп-
ными трехвалковыми станами 150 и 250 для получения круглых
профилей переменного сечения диаметром 50—250 мм.
На рис. IV.28 представлен план расположения оборудования
цеха с трехвалковым станом 120. Со склада заготовки краном
подают на загрузочные решетки и по одной направляют по роль-
гангу к ножницам для обрезки переднего конца.
Нагретую в индукторе заготовку длиной до 4 м прокатывают
на стане 120 с тремя коническими валками диаметром 160 мм, при-
водимыми во вращение индивидуальными электродвигателями
постоянного тока мощностью по 180 кВт каждый и частотой вра-
щения 800/1100 об/мин через редукторы и универсальные шпин-
дели. Наибольшее усилие прокатки составляет 300 кН, а усилие
натяжения заготовки 200 кН. Скорость прокатки (выхода профиля
из валков) равна 3—6 м/мин; масса клети с главным приводом
40 т.
После прокатки круглые профили охлаждают на холодильнике
и направляют либо в карман, либо шлепперами подают к фрезерно-
отрезному станку для отрезки переднего и заднего концов —
недокатов. При необходимости профили правят на прессе, зачи-
щают на стенде, взвешивают на весах, разрезают на мерные длины
на станках, обвязывают в пачки на стенде и краном готовые про-
фили загружают в вагоны.
На Днепровском металлургическом комбинате эксплуатируется
цех с трехвалковым станом 250 для производства крупных заго-
товок осей железнодорожного транспорта широкой колеи
(рис. IV.29). Стан рассчитан на прокатку заготовок осей диамет-
172
Рис IV.29. Трехвалковый'стан 250 для прокатки круглых заготовок осей железнодорож-
ного транспорта конструкции ВНИИметмаш — ПО «Электростальтяжмаш»
ром 140—25(Гмм£и длиной 2200—2600 мм из исходных круглых
заготовок диаметром 230—300 мм и длиной 800—2000 мм.
Агрегат размещен в корпусе с пролетами шириной 30 м и
включает следующие отделения:
1) подготовки заготовок, в состав оборудования которого
входят станки для резки заготовок на мерные длины и станки для
зачистки наружной поверхности исходных заготовок, имеющих
наружные дефекты; 2) прокатное с газовой печью для нагрева
заготовок, машиной для гидросбива окалины, трехвалковым ста-
ном 250, пилой для отрезки концов и машиной для клеймения;
3) термическое с кольцевой печью для нормализации осей и холо-
дильниками; 4) отделки осей, в которой установлены прессы для
горячей прокатки осей, холодильники, оборудование для очистки,
контроля и ремонта готового проката, а также для упаковки и
отгрузки.
Опыт работы осепрокатного цеха показал правильность зало-
женных в проект технологических параметров и надежность кон-
структивных решений.
На основе полученных результатов можно сделать следующие
выводы о преимуществах производства осей винтовой прокаткой:
1) обеспечивается значительная экономия металла исходной
заготовки, которая может составлять 15—20 кг для чистовой оси
с массой 415 кг;
2) уменьшаются съем стружки при механической обработке
каждой оси тех же размеров на 40—60 кг и потери металла при
последующем ее переплаве;
3) сокращается парк кузнечно-прессового оборудования или
дорогостоящих радиально-ковочных машин;
173
рке. IV.30. Схема процесса по-
перечной прокатки шаров на
двухвалковом стане с винтовы-
ми калибрами
4) значительно уменьшается станоч-
ный нарк и соответственно число ра-
боч и х- станочн и ков;
5) повышается стойкость режущего
инструмента при обработке строго
цилиндрических прокатанных заготовок;
6) достигается экономия в тран-
спортных расходах;
7) по пределу выносливости шеек
чистовые катаные оси, упрочненные ме-
тодом накатывания на специальном
устройстве конструкции ВНИИметма-
ша, превосходят оси, накатанные ста-
ционарным роликом с последующей
шлифовкой.
С вводом этого цеха впервые в мире
осуществлено поточное автоматизиро-
ванное производство заготовок осей но-
вым методом.
Станыдля прокатки шаров. Для мно-
гих отраслей промышленности в большом
количестве (до 500—600 тыс. т в год)
требуются стальные шары диаметром 25—125 мм (для помола
руды, угля и цемента в шаровых мельницах) и шарики диаметром
25—50 мм (для подшипников качения). Изготовление крупных
шаров ковкой или отливкой и шариков ковкой (на прессах или
молотах) малопроизводительно и сопровождается значитель-
ной потерей металла (при разливке стали, на облой при ковке).
Способ получения шаров поперечной прокаткой из круглой
заготовки экономичен. Он отличается большой производитель-
ностью благодаря возможности его осуществления на непрерыв-
ных полностью автоматизированных агрегатах, в состав которых
входит двухвалковый шаропрокатный стан поперечной прокатки
конструкции ВНИИметмаша, в котором валки выполнены с вин-
товыми калибрами переменного шага, вращающиеся в одном на-
правлении (рис. IV.30).
Исходной заготовкой являются цилиндрические прутки диа-
метром на 2—4 мм меньше диаметра прокатываемых шаров и дли-
ной 3—5 м. Заготовки нагревают до 950—1000 °C в индукционной
печи и толкателем задают в валки со стороны привода. Пруток
захватывают валками, вращают ими и одновременно продвигают
вдоль его оси. Благодаря тому, что высота гребней калибра по-
степенно увеличивается, гребни захватывают металл, разрезают
штангу на куски, по объему равные объему шара, обжимают ме-
талл и придают кускам форму шара. За каждый оборот валков
прокатывают один шар; частота вращения валков 60—150 об/мин,
производительность стана 60—150 шаров в минуту. У готовых
шаров остаются небольшие перемычки, которые легко удаляются
174
при загрузке массы ша-
ров во вращающийся
барабан и их перекаты-
вании.
Станы конструкции
ВНИИметмаша 15—30,
25—50, 40—80, SO-
125 (по диаметру про-
катываемых шаров, мм)
являются типовыми (ес-
ли в качестве заготовки
применять трубу, то на
стане с винтовыми ка-
либрами можно полу-
чать длинные заготовки,
состоящие из ряда ко-
лец-втулок цилиндриче-
ского или переменного
профиля; можно также
прокатывать цилиндри-
ческие и цилиндре-ко-
нические детали).
На металлургичес-
ких заводах страны по-
строены специализиро-
ванные цехи с высоко-
производительными ша-
ропрокатными станами
для производства шаров
диаметром свыше 25 мм.
На рис. IV.31 пред-
ставлен план располо-
жения оборудования с
тремя двухвалковыми
шаропрокатными стана-
ми 25—50, 40—80 и
80—125 для выпуска
стальных шаров диамет-
ром 25—125 мм из угле-
родистых (более 0,4% С)
и легированных сталей.
В состав цеха входят
три непрерывные авто-
матизированные линии
с шаропрокатными ста-
нами соответствующего
назначения, т. е. произ-
водства шаров диамет-
5S
И<О ..
ЕХ.З
175
ром 25—50, 40—80 и 80—125 мм по одному технологическому про-
цессу. Со склада заготовки (круглую сталь в прутках) краном по-
дают на загрузочную решетку с дозатором и затем направляют по
рольгангу для загрузки (в три нитки) в газовую проходную печь,
в которой происходит нагрев заготовок до температуры 1000—
1100 °C. Из печи заготовки поштучно выдают на наклонную ре-
шетку и в желоб, расположенный между шпинделями стана, из
которого пневматическим толкателем заготовки задают в валки
стана. Прокатанные шары на выходе из валков по наклонному же-
лобу попадают в ванну с водой для закалки. Из ванны шары эле-
ватором поднимают вверх и по наклонному желобу направляют
в бункера, из которых электромагнитным краном шары выгру-
жают в вагоны.
Примерно средняя годовая производительность трех линий
с шаропрокатными станами (одинаковой конструкции, но различ-
ных по техническим характеристикам и размерам) типа 25—50,
40—80 и 80—125 соответственно равна: 10 тыс. т (около 50 млн.
штук при средней массе одного шара 0,21 кг), 50 тыс. т (около
50 млн. штук при массе одного шара 1,0 кг) и 140 тыс. т (около
50 млн. штук при массе одного шара 3—5 кг), т. е. общая произ-
водительность цеха с тремя шаропрокатными станами составляет
200 тыс. т или около 150 млн. шаров в год. Все оборудование раз-
мещено в здании с шириной пролета 30 м и длиной 228 м; масса
механического оборудования цеха равна около 2,0 тыс. т.
Станы, для прокатки ребристых труб. Для изготовления те-
плообменников различного вида применяют ребристые трубы со
спиральными и кольцевыми ребрами. Оребрение трубы выполняют
навивкой и спайкой тонкой полосы с трубой. Этот способ мало-
производителен и не обеспечивает достаточной прочности стыковых
швов между ребрами и трубой. Во ВНИИметмаше разработан
новый технологический процесс изготовления ребристых труб
путем прокатки бесшовной трубы в трехвалковом стане
(рис. IV.32).
Формовку (накатывание ребер) ребристой трубы осуществляют
прокаткой бесшовной трубы на оправке тремя приводными вал-
ками, оси которых наклонены к оси трубы на некоторый угол,
называемый углом подачи, равный углу подъема винтовой по-
верхности ребер по среднему их диаметру. Чтобы упростить
изготовление валков, их выполняют наборными из дисков раз-
личной толщины по окружности различного диаметра. Все три
валка вращают в одном направлении, захватывают ими заготовку-
трубу и сообщают ей вращение и осевое перемещение. При этом
происходит постепенное образование ребер заданного профиля
и снятие готовой трубы с оправки.
Для прокатки ребристых труб применяют наборные (из дис-
ков) валки двух видов: с кольцевыми и винтовыми калибрами.
Валки с кольцевыми калибрами используют для прокатки
труб с однозаходными или многозаходпыми ребрами большой вы-
176
Рис. IV.32. Схема процесса поперечно-винтовой прокатки ребристых труб на трехвалко-
вом стане:
1 — валок; 2 — оправка; 3 — ребристая труба
соты. Валки с винтовыми калибрами применяют для получения
труб с кольцевыми и винтовыми ребрами с шагом > 5 мм.
Ребристые трубы в горячем состоянии прокатывают из стали
и специальных труднодеформируемых сплавов, а ребристые трубы
в холодном состоянии прокатывают из алюминия, меди и биме-
таллов: сталь—алюминий, алюминий—латунь и др.
Типовыми станами конструкции ВНИИметмаша являются
станы (с номинальным внутренним диаметром трубы в мм): 12—
20 мм длиной 5 м; 20—40 мм длиной 6 м; 6—12 мм неограниченной
длины (планетарный стан для прокатки исходной трубы, сверну-
той в бунт). Производительность станов составляет 1—6 м/мин.
Станы для накатки крупной резьбы. При изготовлении крепеж-
ных деталей (винтов, болтов, шпилек) с мелкой резьбой (с шагом
до 5 мм) широко применяют способ накатки резьбы. Однако детали
с более крупной резьбой изготовляют на станках, при этом в стру-
жку теряется большое количество металла. От применяемых
ранее способов накатки мелкой резьбы способ, разработанный
ВНИИметмашем, отличается тем, что прокатка резьбы осущест-
вляется не сразу по всей длине заготовки, а последовательно-
непрерывным накатыванием одного витка за другим. Благодаря
этому уменьшается усилие при накатывании резьбы и, кроме того,
можно накатывать резьбу на заготовке, имеющей неограниченную
длину.
Накатку резьбы осуществляют на двухвалковом или трехвал-
ковом станах поперечно-винтовой прокатки (рис. IV.35), оси вал-
ков которых наклонены к оси заготовки под небольшим углом
(3—6°), равным разности углов винтового профиля на валке и
на готовом изделии.
Способ непрерывной прокатки применяют для накатки винтов
автомобильных домкратов, ходовых винтов для станков, червяч-
177
них фрез, червяков для редук-
торов ит. п. Прокатку резьбы
с шагом до 8 мм осуществляют
в холодном состоянии, а свыше
8 мм — в горячем состоянии.
Резьбу выполняют с требуемой по
ГОСТ точностью и повышенной
механической прочностью (так
как при накатывании волокна ме-
талла не перерезаются). Произво-
дительность станов составляет
0,5—1,2 м/мин, т. е. она во много
раз больше, чем при нарезании
резьбы на станках.
Станы для прокатки зубьев
нис. iv.isis. схема процесса поперечно- _ _ тт ____
винтовой прокатки изделий с винтовой ШвСтврвН. ПрИ Обработке ЗубЬвВ
поверхностью: шестерен и зубчатых колес на ме-
таллорежущих станках большое
количество металла расходуется
на образование стружки. Замена обработки металла резанием
обработкой давлением — весьма актуальная задача. Во ВНИИмет-
маше разработаны два способа и соответствующие прокатные
станы для прокатки зубьев на нагретых заготовках (рис. IV.34).
По первому способу зубья формуют осевым перемещением
длинной заготовки (штанги или набора колец) между рабочим
инструментом, состоящим из двух вращающихся зубчатых ше-
стерен, межцентровое расстояние которых является постоянным.
Нагретую в высокочастотном индукторе заготовку вращают бла-
годаря кинематической связи приводной делительной шестерни
с редуктором привода зубчатых валков рабочего инструмента.
Для облегчения входа заготовки в валки предусмотрена коническая
их форма на входной стороне. Диаметр заготовки равен среднему
диаметру зубьев готового изделия. Этим способом накатывают
зубья с модулем до 4 мм на заготовках диаметром до 200 мм.
178
Но второму способу нагретую цилиндрическую заготовку по-
мещают между двумя вращающимися зубчатыми валками (ра-
бочим инструментом). Заготовке сообщается принудительное вра-
щение, причем скорость ее соответствует передаточному числу
между шестерней и валками. При вращении шестерни рабочие
валки постепенно сближают. При этом зубья валков углубляют
в нагретую заготовку, вследствие чего на ней образуются впадины
от зубьев. Вытесняемый металл образует головки зубьев с эволь-
вентным профилем. Этим способом прокатывают зубчатые ко-
леса диаметром до 1000 мм с модулем до 10 мм и зубчатые звез-
дочки с шагом до 25,4 мм для сельскохозяйственных комбайнов.
Станы для прокатки фасонных профилей высокой точности
Специальные фасонные профили высокой точности постоянного
сечения с площадью 100—10000 мм2 характеризуются весьма ши-
роким сортаментом по форме сечения и маркам стали. Эти про-
фили, как экономичные заготовки с формой сечения, близкой
к форме готового изделия, полученные способами горячей и хо-
лодной прокатки, горячей прокатки и волочения, а также спо-
собами горячего и холодного прессования, могут быть исполь-
зованы во всех без исключения отраслях народного хозяйства,
способствуя значительной экономии металла при изготовлении
из них готовых деталей машин и сооружений. После холодной
деформации точность геометрических размеров фасонного про-
филя достигает 6—9 квалитетов (ГОСТ 8051—81) и шерохова-
тость поверхности Ra — 0,32 — 2,5 мкм (ГОСТ 2789—73).
В СССР построен ряд цехов по производству точных фасонных
профилей, оборудованных специализированными станами горя-
чей и холодной прокатки, волочильными станами, а также прес-
совым оборудованием.
За рубежом фасонные профили высокой точности производят
в различных странах мира (США, Японии, ФРГ, Франции, Ита-
лии и др.) на станах горячей прокатки (непрерывного, последо-
вательного и линейного типов) и на станах холодной прокатки
(в основном одноклетевых), а также на волочильных станах и
прессах (гидравлического типа).
Фирмой «ЗсЫоётапп» (ФРГ) были созданы специализированные
малогабаритные станы для получения горячекатаных фасонных
профилей небольшого сечения с допуском +0,25 мм из круглой
стали диаметром от 5 до 30 мм в бунтах за один-два прохода со
скоростью 0,1—0,3 м/с. Стан (рис. IV.35) имеет разматыватель,
правильное устройство, устройство для электроконтактного на-
грева, две рабочие двухвалковые клети 150 (с горизонтальными
и вертикальными валками); ножницы барабанного типа, моталку
и холодильник. На новых станах предусмотрена установка сты-
косварочной машины, создающая условия процесса «бесконечной»
прокатки и повышающая выход годного с 95 до 98—99 %.
179
Рис. IV 35. Схема расположения оборудования двухклетевого стана 150 горячей про-
катки фасонных профилей конструкции фирмы «Schloemann» (ФРГ):
1 — разматыватель: 2 — правйльное устройство; 3 — устройство для контактного нагрева
заготовок; 4 — рабочая двухвалковая клеть с горизонтальными валками; 5 — рабочая
клеть с вертикальными валками; 6 — моталки; 7 — летучие ножницы; 3 — устройства
уборки готовых профилен
Производительность стана составляет 1500 т в год; произ-
водственная площадь около 170 м2, масса оборудования стана
около 10 т.
6. ВОЛОЧИЛЬНЫЕ И КАЛИБРОВОЧНЫЕ станы
Волочильными станами называются машины, служащие для воло-
чения металлов и сплавов, т. е. протягивания катаных или прес-
сованных заготовок через отверстия рабочего инструмента (волоки),
размеры которых меньше размеров сечения заготовок исходного
материала. У заготовок, подвергающихся обжатию при волоче-
нии, изменяются профиль и размеры поперечного сечения и уве-
личивается длина.
В настоящее время применяют станы барабанного типа (с на-
матыванием обрабатываемого металла на барабан и станы ли-
нейного типа с прямолинейным движением протягиваемого ма-
териала).
Станы барабанного типа используют в основном для волоче-
ния проволоки, некоторых видов специальных профилей и труб
небольшого диаметра. В зависимости от числа барабанов и ха-
рактера их работы станы этого типа подразделяются на следующие
виды: однократные; многократные, работающие со скольжением;
многократные, работающие без скольжения; многократные, ра-
ботающие с противонатяжением.
Однократными волочильными станами называют станы, в ко-
торых волочение осуществляется в один проход, а многократ-
ными — станы, в которых волочение выполняется в несколько
проходов через ряд последовательно установленных волок.
Станы с прямолинейным движением обрабатываемого матери-
ала служат для волочения (калибровки) прутков, труб и различ-
ных фасонных профилей из черных и цветных металлов. Основ-
ное конструктивное различие этих станов относится к типу при-
вода тележки стана.
В современных конструкциях тележку соединяют с тянущей
цепью крюка только для совершения рабочего хода, т. е. только
180
на время волочения. Ускоренный возврат тележки для следующего
хода совершается другим устройством. Цепные станы с крюковой
тележкой получили наиболее широкое распространение.
Современные волочильные цехи представляют собой комплекс,
состоящей из агрегатов, обеспечивающих все стадии технологи-
ческого процесса изготовления проволоки из низкоуглеродистых,
высокоуглеродистых и легированных марок стали.
В процессе подготовки поверхности проволоки к волочению
проводят ряд операций: травление, горячую и холодную про-
мывку, желтение, известкование или покрытие жидким стеклом,
сушку. Для увеличения производительности агрегатов, служа-
щих для выполнения этих операций, создают непрерывные ли-
нии. На непрерывных линиях совмещают ряд операций, в том
числе термическую обработку и подготовку поверхности прово-
локи к волочению, травление и нанесение защитных покрытий.
После подготовки проволоки к волочению ее передают в воло-
чильное отделение цеха, где проводится собственно волочение.
В зависимости от назначения проволоки ее после волочения под-
вергают термической обработке или промасливанию, увязке и
упаковке, если она предназначается к отправке потребителю
в наклепанном состоянии. Если часть проволоки используют
другие цехи завода, например канатные или гвоздильные, то
проволоку передают в эти цехи на катушках. План расположения
оборудования сталепроволочного цеха показан на рис. IV.36.
Оборудование занимает шесть пролетов шириной 24, длиной 327 м.
В современных калибровочных цехах устанавливают 15—20
станов различной мощности и разнообразное отделочное и вспо-
могательное оборудование. В цехе несколько поточных линий.
План расположения оборудования калибровочного цеха показан
на рис. IV.37.
Создание агрегатных линий способствует совмещению различ-
ных операций в одну непрерывную линию. Так, при обработке
цветных металлов совмещают волочение, отжиг, лужение и про-
цесс нанесения изоляции на проволоку. Операции проводят на
высоких скоростях и непрерывно на агрегатах, снабженных раз-
матывающими и наматывающими устройствами, обеспечивающими
непрерывную подачу в агрегат и съем с агрегата готовой прово-
локи без его остановки.
Каждая из агрегатных линий состоит из основного и вспомо-
гательного оборудования. К основному оборудованию относят
машины и установки, на которых осуществляется операция воло-
чения, а к вспомогательному — устройства для разматывания,
наматывания и острения проволоки, смазки и упаковки бунтов,
обрезки и сварки проволоки и др.
Основным видом оборудования волочильных цехов являются
волочильные станы, у которых обрабатываемый материал нама-
тывается на барабан. Независимо от кратности включения и типа
стана все барабанные волочильные станы состоят из следующих
181
Рис. IV.36. План расположения оборудования сталепроволочного цеха:
I — склад катанки; II — травильная установка; III — агрегаты для патентирования;
цинкования; VII — агрегат для низкотемпературного отпуска; VIII — двухкамерные
вейер; XI — сортировочная площадь; XII — склад готовой продукции
основных узлов: протягивающего барабана; редуктора, через
который вращение от двигателя передается барабану; двигателя
постоянного или переменного тока (если применяют индивидуаль-
ные двигатели — на каждый барабан) или группового двигателя
в сочетании с общей трансмиссией для приведения в действие
всех барабанов стана.
В зависимости от назначения и условий эксплуатации воло-
чильных машин они могут быть универсального или специали-
зированного типа. Для цехов и заводов большой мощности с уз-
ким сортаментом продукции целесообразно применять специали-
зированное оборудование, а для цехов с широким сортаментом
целесообразнее использовать также установки универсального
типа.
На рис. IV.38 представлена конструкция беспетлевого прямо-
точного стана многократного волочения с противонатяжением.
Стан предназначен для волочения высокоуглеродистой проволоки.
Барабаны стана имеют индивидуальный привод от двигателей по-
стоянного тока, последовательно соединенных между собой.
182
IV _ волочильные станы; V — размоточные устройства; VI —агрегат для горячего
шахтные печи; IX — конвейеры цепные пластинчатые; X — крюковой подвесной кон-
Питание двигателей постоянного тока осуществляется от гене-
ратор-двигательной или ртутной выпрямительной установки.
На этом стане на каждый барабан наматываются 6—10 вит-
ков, что достаточно для создания необходимой силы трения между
барабаном и проволокой, чтобы можно было протягивать прово-
локу без проскальзывания на барабане. Проволока направляется
с одного барабана непосредственно к другому через волоку без
петлеобразующих и направляющих роликов. Такое направление
проволоки исключает возможность ее скручивания при переходе
с одного барабана на другой.
На петлевых станах противонатяжение создается пружинами,
установленными на регуляторах скорости. Величина и пределы
регулирования противонатяжения при помощи пружин ограни-
чены. На стане рассматриваемой конструкции противонатяжение
создается двигателями стана, что позволяет применять более значи-
тельные противонатяжения и регулировать их величину в более
широких пределах. Отсутствие на этом стане различных натяж-
ных и направляющих роликов облегчает заправку стана при во-
183
Рис. IV.37. План расположения оборудования калибровочного цеха:
I — склад подката; II — оборудование травильного отделения; III — калибровочные
VI — печи темного отжига; VII — поточные линии шлифовки; VIII — поточные линии
пая линия правки и испытания металла; XII — склад готовой продукции
лечении толстой высокопрочной проволоки. Использование про-
тивонатяжения особенно эффективно при волочении некоторых
видов проволоки, не допускающих применения больших обжатий.
Большое заднее натяжение, достигающее 20—30 % от усилия
волочения, может быть применено при волочении проволоки из
нержавеющей стали. Для массовых сортов проволоки из низко-
и высокоуглеродистой стали применяемые противонатяжения
не превышают 10—-15 % от усилия волочения.
На прямоточных станах скорость устанавливают только на
чистовом барабане. На остальных барабанах скорость устанав-
ливается автоматически в зависимости от скорости вращения чи-
стового барабана и осуществляемых обжатий в каждой волоке.
Во время заправки стана каждый двигатель регулируют до тех
пор, пока его момент не будет достаточным для того, чтобы про-
тянуть проволоку через волоку и развить в ней небольшое до-
184
станы; IV •— поточная линия зачистки местных дефектов; V — печи светлого отжига'
отделки; IX — упаковочная машина; X станы однократного волочения; XI — поточ.
полнительное натяжение, помогающее повернуть предыдущий
барабан, т. е. создающее заднее натяжение. Наличие заднего на-
тяжения уменьшает давление и трение в волоке, а также ее нагре-
вание. Меньшее нагревание волоки позволяет работать на боль-
ших скоростях, чем это можно осуществить на станах, работаю-
щих без заднего натяжения. На таком стане барабаны и волоки
охлаждают водой, а проволока, находясь на барабанах, охлажда-
ется потоком воздуха, что снижает температуру проволоки и спо-
собствует повышению ее предела прочности
На рис. IV.39 представлена конструкция волочильного цепного
стана. Высокая производительность этого стана определяется
одновременной протяжкой трех прутков. Усилие волочения 0,3 МН,
мощность электродвигателя 115 кВт; предусмотрена плавная ре-
гулировка скорости двигателя от 0 до 750 мин-1. Стан приводится
в движение через двухступенчатый редуктор. В вертикальные
185
Рис. IV.38. Беспетлевой прямоточный стан многократного волочения:
1 — кронштейн; 2 — направляющий ролик; 3 — вентилятор; 4 — мыльница ступенчатого
барабана' 5 — затягивающие клещи; 6 — блок барабана с редуктором; 7 — барабан сту-
пенчатый; 8 — мыльница; 9 — барьерный выключатель; 10 — ножной барьер; 11 —
барабан промежуточный; 12 — барабан чистовой; 13 — съемник проволоки; 14 — пово-
ротный кран
пазы стойки 1 вставляют блок с набором волок. На каретке уста-
навливают блок с числом захватов, соответствующим числу
волок. На конце станины 2 устанавливают блок с волоками 3
(в стойке /) и неприводную звездочку 4, на другом конце — при-
водную звездочку 5. Между приводной и неприводной звездоч-
ками натянута бесконечная цепь 6, верхняя часть которой дви-
жется по направлению от волоки к приводной звездочке.
Движение цепи осуществляется вращением приводной звез-
дочки 5 с электродвигателем 7 через двухступенчатый редуктор 8.
Крепление блоков с захватами устроено весьма просто, поэтому
переход от одинарного волочения к двойному или тройному тре-
186
6yei затраты нескольких минут. Редуктор 8 — закрытого типа,
с подшипниками качения. Ведущая звездочка 5 расположена вне
коробки редуктора. Возврат тележки осуществляется механи-
зированным приводом. Каретки современных цепных станов
с клещевыми и плашновыми захватами снабжаются автоматическим
захватом прутка и цепи.
В настоящее время все большее распространение находят
волочильные станы с двумя боковыми цепями и с усилием воло-
чения от 80 до 1000 кН. Это связано с эксплуатационными преи-
муществами данной конструкции станов по сравнению со станами
обычной конструкции. У обычных волочильных станов ось воло-
чения находится над осью, проходящей через центр тяжести ста-
нины волочильного стана. Усилие волочения через тянущую
цепь передается на тележку также эксцентрично. Поэтому станина
воспринимает значительную изгибающую нагрузку. Волочиль-
ную цепь располагают посередине станины волочильного стана,
что исключает возможность удаления со стана готовых изделий
свободным падением вниз. Поэтому на новых станах применяют
устройства для съема готовых изделий и подачи их в сборные
карманы
Помимо частых неполадок устройств для сбрасывания заго-
товок, они могут повреждать поверхность готовых изделий. Осо-
бенно нежелательны эти повреждения при волочении высоко-
качественного материала. Способ соединения и рассоединения
тележки с тянущей цепью на обычных станах также недостаточно
совершенен и надежен, что затрудняет автоматизацию работ на
этих станах. Все эти недостатки, присущие станам обычных кон-
струкций, отсутствуют в станах с двумя боковыми цепями. Ось
волочения совпадает с осью стана. Кроме того, готовые изделия
свободно падают в карманы
При калибровке прутков в поточных линиях совмещаются
операции калибровки, правки, резки на мерные длины, полировки,
определения марки материала, отбраковки дефектных прутков,
промасливания и увязки в пакеты. Наиболее высокую производи-
тельность на таких линиях можно получить, когда процесс про-
текает непрерывно, без всяких пауз между прутками или бунтами.
Поточные линии, предназначенные для волочения из бунта,
обычно состоят из следующих основных механизмов: сдвоенного
разматывателя поворотного типа с двумя фигурами, установ-
ленными на противоположных концах переворачивающейся плат-
формы, подающих роликов, роликовой машины предварительной
правки, волочильного стана, правильной машины окончательной
правки, летучих ножниц, правильно-полировальной машины, ин-
спекционных столов с дефектоскопами, промасливающих устройств
и пакетовяжущих машин.
На рис. IV.40 показана поточная линия для обработки прут-
ков диаметром 6—16 мм из бунта. Наличие двухпозиционного раз-
матывателя дает возможность подготавливать к волочению и ус-
187
Рис. IV.39. Волочильный цепной стан
танавливать последующий бунт на вторую фигурку во время раз-
матывания первого бунта с первой фигурки. У каждой фигурки
установлены отгибатели концов бунта, которые зажимают их и
подают к тянущим роликам. Как только тянущие ролики захва-
тили конец бунта, отгибатель освобождается и возвращается в ис-
ходное положение. Тянущие ролики начинают разматывать бунт,
а передний конец его заталкивающими роликами задается в во-
локу без предварительного острения конца.
За волокой пруток попадает в зажимы тянущих цепей стана.
Цепи непрерывно перемещаются, поэтому процесс волочения также
протекает непрерывно. Так как ролики заталкивающего устрой-
ства подают проволоку в волоки с той же скоростью, с которой
производят волочение, то между бунтами большого разрыва нет.
После волочильного стана проволока поступает в правильную
188
машину с вертикальными и горизонтальными правильными ро-
ликами. Затем летучими ножницами ее разрезают на мерные длины.
Ножницы имеют две режущие головки, укрепленные на непре-
рывно движущихся со скоростью волочения цепях. Расстояние
между режущими головками регулируется в зависимости от тре-
буемой длины отрезанного прутка. После резки прутки проверяют
на наличие поверхностных дефектов; годные прутки направляются
на наклонный стеллаж, а со стеллежа — в конвейерный желоб
Рис. IV.40. Поточная линия для обработки прутков из бунта с гусеничным тянущим уст-
ройством:
1 — размоточные устройства; 2 — отгибатель конца; 3 — проталкивающие ролики;
4 — тянущие устройства; 5, 6 — вертикальная и горизонтальная правильные машины;
7 — промасливающее устройство; 8 — летучие ножницы; 9 — стеллажи: 10 — конвейер
пакетов; И — пакетовязальная машина
определенной емкости. Затем прутки из желоба конвейера пере-
мещают к устройству увязки их в пакеты.
189
Г л а в a V
РАБОЧИЕ КЛЕТИ И ИХ ПРИВОД
1. ПРОКАТНЫЕ ВАЛКИ
Основные размеры валков
Основные размеры валков — диаметр и длина бочки. Диаметр
бочки валков определяют исходя из сортамента проката, условий
естественного захвата металла валками, их прочности и жест-
кости с тем, чтобы обеспечить устойчивый режим работы и необ-
ходимую точность размеров профиля.
Для обжимных, сортовых, толстолистовых станов, а также
для черновых клетей широкополосовых станов горячей прокатки
при выборе диаметров валков принимают во внимание допустимые
(предельные) углы захвата, определяемые величиной коэффици-
ента контактного трения, исходя из известного соотношения:
D ~ 1 — cos а = 2 sin2 (а/2) ~а?/2 ~ 2 Л^а2’ (V. 1)
где ДА — абсолютное обжатие; а — угол захвата, рад.
Для обеспечения при прокатке «естественного» захвата ме-
талла валками (без принудительного заталкивания металла в вал-
ки) необходимо соблюдение следующего условия:
tg а ж а < щ, ♦ (V.2)
т. е. угол захвата (в радианах) должен быть меньше коэффици-
ента контактного трения рт.
Из уравнений (V. 1) и (V.2) получим
Ыг/R < р?. (V.3)
где R — радиус валка.
При горячей прокатке слитков на обжимных станах (блюмин-
гах и слябингах) применяют стальные валки с насечкой или
наваркой швов на их поверхности (для улучшения условий зах-
вата металла). Поэтому можно считать, что коэффициент трения
при захвате является максимальным рт = 0,5:0,6 (в зависимости
от температуры прокатываемого металла). В этом случае, согласно
соотношению (V.3), получим &h/R — 0,25-4-0,36 при атах —
= 28-31°.
При горячей прокатке сортового металла и толстых листов
используют стальные или чугунные валки с хорошим качеством
поверхности, поэтому коэффициент контактного трения в этих
случаях меньше: рг = 0,3-4-0,45 и &h/R = 0,1-4--0,2 при а =
= 164-18°.
Для обеспечения необходимой производительности прокатного
стана желательно применять повышенные обжатия металла ДА
за каждый проход его через валки. Однако величина максималь-
но
ного допустимого обжатия зависит от много факторов: качества
(химического состава и механических свойств) прокатываемого
металла, усилия прокатки, прочности валков, мощности главного
двигателя и т. п. Поэтому в каждом конкретном случае для стана
данного типа и назначения после выбора диаметра валков (D =
== 27?), исходя из их прочности, рассчитывают обжатия, согласно
формулам (V.1) и (V.3) с учетом указанных выше соображений.
Для станов холодной прокатки (двух-, четырех- и многовалко-
вых) условие естественного захвата металла валками (а < рт)
не является лимитирующим, так как практически при прокатке
тонких листов угол захвата а всегда значительно меньше коэффи-
циента трения (р.т = 0,1). Основными факторами здесь являются
прочность и жесткость валков, а также возможность прокатки
листов (полосы) минимальной толщины.
При холодной прокатке тонких полос 1 и особенно при про-
катке металла с высоким пределом текучести происходит значи-
тельное упругое сжатие валков при контакте с полосой. Вели-
чина радиального упругого сжатия валка может стать соизмери-
мой с толщиной прокатываемой полосы. Существует определенный
предел толщины полосы /1пред, которая может быть прокатана
из данного материала на валках заданного диаметра и в данных
условиях.
Следовательно, возможность прокатки полосы минимальной
толщины Лт1п зависит от упругого контактного сжатия рабочих
валков в очаге деформации. В этом случае диаметр валка D мо-
жет быть определен, например, по формуле А. А. Королева:
^пред ~ ^mln ~ 1 »54С (&Ср <?ср) (V-4)
где k = 1,15 [(000 + <Тт1)/2 ] — средний предел текучести ме-
талла, упрочняющегося при прокатке (сгт0 — предел текучести
металла на входе в очаг деформации; от1 —то же, на выходе);
<7ср = (<7о + <7i)/2 — среднее удельное натяжение полосы (q0 —
заднее натяжение; — переднее); piT— коэффициент трения;
С = 8 1(1 — v1)/jt£b1.
Для стальных валков (из углеродистой или легированной стали)
можно принять коэффициент Пуассона vB = 0,3 и модуль упру-
гости первого рода £в 21,5-104 МПа * *. Тогда С= 1,08 X
X 10“б МПа,
^rnln ~ 1»®б' Ю Б(£ср <7ср) 7?pT, (V.5)
где kcp и qcv выражены в МПа, a D и h — в мм.
1 В ряде случаев и при горячей прокатке в последних чистовых клетях широ-
кополосовых станов или в последних проходах на реверсивных станах.
* Для чугуна Ев = 1 • 10б МПа, для твердых сплавов (на основе карбидов
вольфрама) Ев = 6,5-10^ МПа.
191
Длина бочки валков листового стана определяется прежде
всего максимальной шириной прокатываемого листа (полосы)
^inax-
L = Ьтах 4- a, (V.6)
где а — различно в зависимости от ширины листа (при b =
= 400 — 1200 шал: 100 мм; при b > 1200 мм а = 200 —
—400 мм).
Длина бочки валков обжимных и сортовых станов зависит
главным образом от условий калибровки и ширины раската.
Одной из важных характеристик прокатных валков является
отношение длины бочки L к ее диаметру D. При выборе рацио-
нальных отношений L/Z) следует стремиться к обеспечению высо-
кой прочности валков при их минимальной упругой деформации.
Для прокатных станов различного назначения практикой уста-
новлены следующие соотношения между длиной бочки валков и ее
диаметром (LID): на обжимных 2,2—2,7; на сортовых 1,6—2,5;
на толстолистовых 2,0—2,8; на четырехвалковых: для рабочих
валков 3—5; для опорных валков 0,9—2,5.
Диаметр шейки валков с подшипниками скольжения откры-
того типа выбирают в зависимости от диаметра бочки валка:
для обжимных и сортовых станов = (0,55^-0,63) D, для ли-
стовых с1ш = (0,7н-0,75) D.
Длину шейки обычно принимают равной ее диаметру Диаметр
шейки валков с подшипниками качения и подшипниками сколь-
жения закрытого типа принимают, исходя из конструктивных
соображений, а в первом случае — ив зависимости от габаритов
подшипников качения.
После определения основных размеров валков по приведен-
ным выше формулам их окончательные размеры необходимо согла-
совать с данными по ГОСТ 5399—69 и затем провести провероч-
ный расчет валков на прочность и деформацию.
Валки обжимных и сортовых станов
Валки обжимных и сортовых прокатных станов классифицируют
по назначению, материалу,. твердости и изменению (спаду) твер-
дости по поперечному сечению валка.
По назначению в соответствии с ГОСТ 9487—70 сортовые
валки можно подразделить на: 1) валки блюмингов, слябингов
и заготовочных станов; 2) рельсобалочных и крупносортных ста-
нов; 3) среднесортных станов; 4) мелкосортных станов; 5) про-
волочных станов; 6) штрипсовых станов.
Основной характеристикой сортовых валков являются номи-
нальный (средний) диаметр Ии и длина бочки L. Если стан со-
стоит из нескольких рабочих клетей с валками различных диа-
метров, то определяющим является номинальный диаметр валков
чистовой клети.
192
Рис. V.l. Взаимосвязь диаметров прокатных
и шестеренных валков
►
Рис. V.2. Металлическая форма для отливки
чугунных валков с отбеленным поверхно-
стным слоем
Поскольку вследствие износа
в процессе эксплуатации и по-
следующих переточек диаметр
валков изменяется, размер сорто-
прокатного стана иногда характе-
ризуют диаметром шестеренных
валков или расстоянием между
их осями Do. При нормальном
положении валков номинальный
диаметр Пи равен расстоянию
между осями шестеренных вал-
ков Do (рис. V.1).
Номинальный диаметр DH сор-
тового валка больше рабочего
диаметра Dp, измеренного по дну
ручья (см рис. 1.5, б), по ко-
торому происходит соприкосновение с прокатываемым металлом.
Обычно отношение номинального диаметра к рабочему, характе-
ризующее глубину вреза ручья, во избежание чрезмерного ослаб-
ления поперечного сечения валка принимают равным DH/Dp 1,4.
Рабочий диаметр валка определяют с учетом допустимого угла
захвата, используя соотношение (IV. 1).
По материалу сортовые валки подразделяют на стальные (ко-
ваные или литые) и чугунные.
Стальные валки, особенно кованые, обладают высокой проч-
ностью, поэтому их широко применяют прежде всего на блюмин-
гах, слябингах, заготовочных станах, в черновых клетях сорто-
вых станов. Стальные валки имеют повышенный коэффициент
трения в контакте с прокатываемым металлом, что также положи-
тельно сказывается при их применении на клетях, где осуществ-
ляются высокие обжатия.
Чугунные валки характеризуются пониженной прочностью,
ио высокой износостойкостью, поэтому их применяют главным
образом на предчистовых и чистовых клетях, а иногда и в проме-
жуточных группах клетей.
Валки для ряда сортовых станов отливают в металлических
формах (рис. V.2) с черновыми калибрами, приближающимися
по форме к конфигурации ручьев будущих калибров. Такие валки
особенно целесообразно отливать из чугуна, так как тогда по
всему ручью будет определенная толщина отбеленного слоя.
7 Заказ 224
193
Врез ручья в ^профилированную бочку валка приводит к сня-
тию наиболее износостойкого слоя материала валка высокой
твердости.
В зависимости от назначения валки обжимных и сортовых
станов изготовляют из сталей различных марок:
Марка стали
Поковки
50, 55, 55Х, 50ХН и 60ХН
50, 55, 55Х, 40ХН, 50ХН,
60ХН, 9Х и 9ХФ
50, 55, 55Х и 50ХН
50, 55, 55Х и 60ХГ
50, 9Х, 9ХФ и 9Х2МФ
50, 60ХГ
Литье
150ХНМ
Станы (назначение валков)
Блюминги, слябинги и заготовочные станы
Рельсобалочные и крупносортные
Среднесортные
Мелкосортные
Проволочные
Штрипсовые
Непрерывно-заготовочные, среднесортные,
мелкосортные, штрипсовые и проволочные
Валки поставляются прокатным цехам термически обработан-
ными. Их механические свойства и твердость регламентируются.
Так, валки из стали марки 9ХФ должны иметь твердость НВ241-Н
4-285; из углеродистой стали 55—НВ215-’-255, а валки из стали
9Х2МФ — НВ352 ---429.
Валки чугунные для сортовых станов горячей прокатки изго-
тавливают из чугуна различных марок и соответствующих групп.
Применяют валки из нелегированного (СП, СШ), а также из
легированного (СПХН, СШХН) чугуна.
Буква С означает, что валки предназначены для сортовых
станов: П и Ш — означают структуру графита (пластинчатый
или шаровидный); ХН — легирующие элементы — хром и ни-
кель (либо другие элементы). Так, например, валки мелкосорт-
ных и среднесортных станов изготовляют из чугуна марки
СПХН-60 (химический состав, %: С 3,9; Si 0,7; Мп 0,8; Р 0,5;
Сг 0,16; Ni 0,4—1,0; Мо 0,6—1,2) с твердостью рабочего слоя по
Шору 60—70.
Материал прокатных валков имеет большое значение для
обеспечения необходимого качества проката, заданных режимов
обжатий заготовки и высокой стойкости валков. Материал валков
выбирают в каждом конкретном случае с учетом фактических усло-
вий эксплуатации. Обычно для обжимных и черновых клетей
валки изготавливают из стали (литые или кованые), для промежу-
точных — из полутвердого чугуна и для чистовых — из полу-
твердого или закаленного чугуна.
На современных сортовых станах, характеризующихся высо-
ким темпом прокатки, для обеспечения заданной точности про-
ката по допускам и качеству поверхности применяют прокатные
валки повышенной прочности и износостойкости, изготовленные
194
из заэвтектоидной стали (вместо стальных кованых и литых чу-
гунных валков).
Следует отметить, что в практике работы зарубежных метал-
лургических заводов кованые валки на сортовых станах горячей
прокатки используют мало; применяют литые валки в основном
из заэвтектоидных (так называемых адамитовых) марок сталей.
В ряде случаев стальные литые валки применяют даже на блю-
мингах и слябингах.
Эффективным направлением повышения стойкости прокатных
валков является применение технологических смазок при про-
катке; износостойкость валков повышается в 1,5—2 раза.
По твердости (качеству) сортопрокатные валки подразделяют
на мягкие, полутвердые, твердые и сверхтвердые.
Мягкие валки с твердостью ниже НВ 270 применяют в основ-
ном на обжимных станах, в обжимных клетях и в ряде случаев
в черновых клетях сортовых станов. Их изготавливают из кованой
и литой стали. Для повышения стойкости рабочие поверхности
мягких валков обычно подвергают наплавке высокопрочными ма-
териалами (ЗХ2В8, 18ГСА и др.).
Для черновых клетей при небольших нагрузках мягкие валки
могут быть изготовлены чугунными с перлито-графитным рабочим
слоем.
Полутвердые валки с твердостью НВ 270-н420 применяют на
чистовых, предчистовых и черновых клетях сортовых станов.
Это основной тип валков рельсобалочных и крупносортных ста-
нов. Кроме того, полутвердые валки широко применяют на средне-
сортных и черновых клетях мелкосортных и проволочных станов.
Такие валки изготавливают из половинчатого чугуна, а также
из заэвтектоидной стали.
Твердые валки с твердостью НВ 420-4-600 применяют на чисто-
вых и предчистовых клетях проволочных и мелкосортных станов.
Их изготовляют из отбеленного чугуна однослойными и двухслой-
ными.
Сверхтвердые валки с твердостью по Шору более 100 изго-
товляют из металлокерамических сплавов на основе карбида
вольфрама. Такие валки в ряде случаев применяют на чистовых
клетях проволочных станов. Стойкость валков из металлокера-
мических сплавов в несколько десятков раз выше стойкости вал-
ков из отбеленного чугуна.
В процессе эксплуатации калибры сортовых прокатных вал-
ков изнашиваются. При выработке (износе) калибров валков нару-
шается расчетный режим обжатия и ухудшается качество поверх-
ности проката. Поэтому выработанные валки подвергают переточке
на специальных вальцетокарных станках.
Число переточек сортовых валков зависит от типа стана,
качества валков и условий их эксплуатации и колеблется в широких
пределах (от 3—4 до 8—9 и более). В результате многократных
переточек валков их исходный (максимальный) диаметр £>тах
7* 195
Таблица V.l. Химический состав стали для валков листовых станов, %
Марка стали С Мп Si S Р Сг
не С >олее
45ХНМ 0,40—0,50 0,50—0,80 0,17—0,37 0,040 0,040 1,30—1,70
60ХН 0,55—0,65 0,50—0,80 0,17—0,37 0,040 0,040 0,60—0,90
90ХМФ 0,80—0,90 0,20—0,45 0,20—0,40 0,040 0,040 1,40—1.70
150ХНМ 1,40—1,60 0,50—0,80 0,25—0,50 0,040 0,040 0,90—1,25
75ХМ 0,70—0,80 0,15—0,45 0,25—0,60 0,040 0,040 1,40—1,70
45Х2СВ2МФ 0,40—0,50 0,40—0,60 0,40—0,60 0,035 0,035 2,00—2,50
уменьшается до минимального Dmln. Величина, или допустимый
коэффициент переточки, определяется следующим соотношением:
К == (Dmax — Dmin)/Dn. (V. /)
Для обжимных станов (блюмингов) допустимый коэффициент
переточки К = 0,10^-0,16; для сортовых станов К — 0,08^—0,10;
для проволочных станов К = 0,05-:-0,08. Если исходить из усло-
вия равного перекоса шпинделей для новых (Отах) и многократно
переточенных (£)1П1П) валков, то их среднее значение должно быть
равно номинальному диаметру валков Dn или расстоянию между
осями шестеренных валков Do:
(E>raax + ^mln)/2-Dn. (V.8)
Величины Dmax и £)т[п определяются из совместного решения
уравнений (V.7) и (V.8) относительно Dmax и Dmin
+ (К/2)]; Птш = DB [1 -(/</2)].
Валки листовых станов горячей прокатки
Прокатка листов, характеризуется большими усилиями и зна-
чительными термическими воздействиями па валки. В этих усло-
виях предъявляются высокие требования к качеству прокатных
валков — по механическим свойствам, структуре, износостой-
кости, качеству поверхности и твердости. Чем выше стойкость
валков, тем меньше простоев при перевалке валков и, следова-
тельно, тем выше производительность стана, меньше расход вал-
ков и лучше технико-экономические показатели производства.
Широкий сортамент листов по толщине и ширине, значительное
число листовых станов, отличающихся по расположению, числу
и конструкции рабочих клетей, предопределяют большое число
размеров валков и соответствующие требования, предъявляемые
к их качеству.
В зависимости от условий прокатки, сортамента и требований,
предъявляемых к качеству готового листового проката, прокатные
196
валки для листовых станов
Ni Мо изготовляют стальными или чугунными, другие Рабочие валки изготов- ляют цель покованными или
1,20—1,60 1,00—1,50 до 0,30 0,80—1,20 до 0,30 0,10—0,20 0,20—0,30 0,10—0,30 0,20—0,30 0,80—2,50 литыми, а опорные — цель- — покованными, литыми или 0 10—^0 20 V составными — с кованым или литым бандажом и кованой — осью. 1,80—2,5 W; В зависимости от пазна- 0,60—0,80 V чения и условий эксплуата- ции валки изготовляют из ста-
лей разных марок (табл. V.1).
Для стали каждой марки и валков каждого размера стандартом
предусмотрены соответствующие виды термической обработки.
Чугунные валки для листовых станов горячей прокатки изго-
товляют литыми (индекс Л) из нелегированного чугуна с пластин-
чатым графитом (ЛП), из нелегированного с шаровидным графи-
том (ЛШ) и из легированного чугуна с пластинчатым графитом
(ЛПХН). Обозначения легирующих элементов ставят после первых
двух букв. Если чугун легирован молибденом или только никелем,
то после первых двух букв идут обозначения соответственно М
или Н. Обозначение двухслойных валков, изготовленных с серд-
цевиной из низколегированного или нелегированного чугуна,
дополняется индексом «д», например ЛПХНд.
Твердость поверхности бочек валков, глубина отбеленного
(рабочего) слоя и химический состав являются основными пока-
зателями качества чугунных валков, определяющими эксплуата-
ционную стойкость валков в работе. Эти требования с учетом усло-
вий работы, сортамента и нагрузок на валки оговариваются спе-
циальными стандартами или техническими условиями (табл. V.2).
Таблица V.2. Твердость, глубина рабочего слоя
и химический состав некоторых типов чугунных валков
ра- я по •бе- :бо- мм Химический состав, %
Тип и испол- нение валков Твердость бочего ело: Шору Глубина от ленного рг чего слоя, С Si Мп Р не S So л ее Другие
ЛПХНМд77 77—88 10—30 3,0—3,4 0,5—1,0 0,3—1,0 0,10 0,10 1,4—1,8 Сг; 4,2—4,8 Ni; 0,3—0,5 Мо
ЛП57 57—65 10—25 2,7—3,4 0,4—0,7 0.2—0,5 0,50 0,10
ЛШМ58 58—65 12—32 2,9—3.4 0,4—1,0 0,3—0,9 0,20 0,02 0,3—0,5 Мо
ЛШ57 57—65 12—32 2,9—3,4 0,4—1,0 0,3—0,9 0,40 0,02
197
Цифры после буквенных обозначений типа и исполнения вал-
ков означают пределы твердости для валков в состоянии поставки.
На валках листопрокатных станов твердость в соответствии с тре-
бованиями ГОСТ определяется па глубине от поверхности бочки
5 и 10 мм.
Валки листовых станов холодной прокатки
Валки листовых станов холодной прокатки по назначению делятся
на две группы: рабочие и опорные (рис. V.3).
Диаметр валка выбирают по результатам расчетов, при которых
учитывают сортамент проката (прежде всего его толщину), усло-
вия эксплуатации, механические свойства материала, максималь-
ные усилия, обжатия и конструкцию стана.
Длина бочки рабочих валков зависит от ширины прокатывае-
мых полос, листа, ленты.
Обычно приводными являются рабочие валки. В клетях с от-
ношением длины бочки валка к диаметру, равным или больше
5:1, предназначенных для прокатки тончайшей ленты из леги-
рованной стали, а также в многовалковых станах приводными
выполняют опорные валки.
У валков, работающих на подшипниках качения, шейки иногда
выполняют ступенчатыми; в станах с подшипниками скольжения
шейки валков, как правило, гладкие. Для снижения давления
на подшипники и повышения прочности шеек валков, работающих
Рис. V.3. Рабочий (о) и цельнокованый опорный (б) валки четырехвалковой
клети 1700
198
на подшипниках жидкостного трения, шейки имеют максимальные
диаметры, а места перехода шейки в бочку — закругленные. Ра-
диус закругления R3 = (0,05 : 0,12) с1ш.
В рабочих валках с бочкой диаметром свыше 160 мм часто
выполняют сквозные осевые каналы. В крупных валках эти ка-
налы в зоне бочки переходят в так называемые камеры с диаметром,
значительно большим, чем входные отверстия. При выполнении
осевых каналов удаляют пористую ликвационную зону слитка,
которая может явиться источником концентраторов напряжений
при закалке и эксплуатации валка.
Осевые каналы используют также для охлаждения централь-
ной зоны валка при закалке; это обеспечивает появление напря-
жений сжатия на поверхности осевого канала. Дополнительное
охлаждение рабочих валков через осевой канал в процессе эксп-
луатации может способствовать созданию стабильного теплового
режима и повышению стойкости валков.
Опорные валки изготовляют цельноковаными (см. рис. V.3, б),
литыми и бандажированными (рис. V.4). К качеству обработки
опорных валков предъявляют высокие требования, так как бие-
ние бочки опорного валка относительно шеек в значительной мере
определяет разнотолщинность прокатываемой полосы. Наиболь-
шее допустимое биение бочки относительно шеек валка диаметром
1500 мм равно 0,03 мм.
Валки для станов холодной прокатки изготавливают из высо-
кокачественных сталей, содержащих минимальное количество
вредных примесей (табл. V.3) Кроме механических свойств в тер-
мически обработанном состоянии, эти стали оценивают по тех-
нологическим характеристикам — закаливаемости, прокаливае-
мое™, склонности к перегреву, чувствительности к деформации
при закалке, обрабатываемости, шлифуемости и др.
Важнейшими характеристиками сталей, применяемых для
изготовления валков, являются твердость и прокаливаемость.
Твердость стали марки 9Х в закаленном состоянии достигает
100 единиц по Шору.
199
Таблица V.3. Химический состав сталей, применяемых
для изготовления рабочих валков для станов холодной прокатки
Марка стали Содержание, %
С Мп Si Сг Мо W V
9Х 0,80—0,95 0,2—0,35 0,25—0,45 1,4—1,7 —-
9X2 0,85—0,95 0,2—0,35 0,25—0,45 1,7—2,1 — — —
9ХФ 0,85—0,95 0,2—0,35 0,25—0,45 1,4—1,7 — — 0,1— 0,25
9Х2МФ 0,85—0,95 0,2—0,35 0,25—0,45 1,7—2,1 0,2— 0,3 — 0,1— 0,2
9Х2В 0,85—0,95 0,2—0,35 0,25—0,45 1,7—2,1 •— 0,3— 0,6 —
9Х2СВФ 0,85—0,95 0,2—0,35 1,3—1,6 1,7—2,1 — 0,3— 0,6 0,1— 0,2
60Х2СМФ 0,57—0,65 0,2—0,40 1,1—1,3 1,8—2,1 0,25— 0,35 —. 0,1— 0,2
всех приведенных марках стали содержание серы и фосфора
Примечание. Во
не более чем по 0,03 %.
Рабочие валки многовалковых станов в СССР, как правило,
изготовляют из стали марок 9Х и 9ХФ. За рубежом для их
изготовления используют инструментальные, среднелегирован-
ные и быстрорежущие стали. Твердость рабочей поверхности после
термической обработки достигает HRC 61—66.
В последние годы все большее распространение получают
рабочие валки из металлокерамических твердых сплавов на ос-
нове карбида вольфрама. Изготовление валков из твердых спла-
вов осуществляют, как правило, горячим прессованием или спе-
канием пластифицированных заготовок. Количество кобальто-
вого порошка обычно принимают равным 84-15 % (остальное
WC).
Износостойкость валков из твердых сплавов в 30—50 раз выше,
чем валков из легированной стали. Кроме этого, при прокатке
в таких валках можно получить наивысший класс шероховато-
сти поверхности прокатываемой ленты.
Валки из твердых сплавов изготовляют цельными и составными.
В качестве рабочих валков многовалковых станов, как правило,
применяют цельные металлокерамические валки. При разработке
конструкций валков из твердого сплава прежде всего учитывают
определенные соотношения диаметров шейки и бочки (не менее 0,6)
и диаметра и длины бочки (не более 4).
Основным недостатком металлокерамических валков является
повышенная хрупкость, что исключает возможность эксплуатации
их при наличии толчков, ударов, больших прогибов. При уста-
новке валков в клеть необходимо полностью устранить перекосы.,
влияющие на качество прокатываемого металла.
200
Опорные валки для станов холодной прокатки обычно изго-
тавливают из стали марок 9X2, 9ХФ, 75ХМ, 65ХНМ В последние
годы сталь марки 75ХМ для изготовлния цельнокованных опор-
ных валков получила наиболее широкое распространение.
Оси составных (бандажированных) опорных валков малых и
средних размеров изготавливают из сталей марок 40ХНМА,.55Х,
50ХГ и стали 70; для изготовления осей крупных опорных вал-
ков тяжелонагруженных станов применяют стали марок 45ХНВ
и 45ХНМ.
Бандажи составных опорных валков изготавливают из стали
марок 9Х, 9ХФ, 75ХН, 9X2, 9Х2Ф и 9Х2В (см. табл. V.3).
Твердость поверхности бандажей после окончательной термиче-
ской обработки 60—85 единиц по Шору.
Целесообразно применять литые опорные валки, так как они
дешевле кованых и в большинстве случаев обладают значительно
большей износостойкостью. Крупные литые опорные валки изго-
тавливают из хромоникельмолибденовых и хромомарганцево-
молибденовых сталей. Так, фирма «Alan Wood Steel» (США) из-
готовляет опорные валки из стали типа 65ХНМЛ, которые после
термической обработки имеют твердость 45—60 единиц по Шору.
Опорные валки многовалковых станов изготавливают, как
правило, из инструментальной стали, содержащей 1,5 % С и
12 % Сг; твердость после термической обработки HRC 56—62.
Упругая деформация и прочность двухвалковой системы
Прогиб валков
Под воздействием больших усилий прокатки валки прогибаются,
поэтому толщина прокатываемого металла неравномерна по ши-
рине. Влияние прогиба валков необходимо учитывать, особенно
при прокатке тонких листов и полос, так как в этом случае по
ГОСТу допускается небольшая их разнотолщинность по ширине.
Наибольший прогиб валков происходит под действием изги-
бающих моментов. Однако, так как диаметр валков по сравнению
с длиной бочки относительно велик (DIL = 0,4—:—1), то необхо-
димо также учитывать прогиб, возникающий под действием пере-
резывающих сил, вызывающих неравномерные касательные на-
пряжения в поперечных сечениях валка и относительный сдвиг
их. Таким образом, суммарный прогиб валка в любом сечении
на расстоянии х от опоры (рис. V.5) равен
Ув ~ Ув1 *т~ 1/в2> (V.9)
где Ув1 — прогиб в результате действия изгибающих моментов;
Увч — прогиб вследствие действия поперечных сил.
Из курса сопротивления материалов известно, что прогибы
балок, согласно теореме Кастильяно, можно определить из сле-
дущих уравнений:
^В1 ~ "ТТ J dx> ^в2 ~ 'gf' J ~дР^ dx’ (V. 10)
201
Рис. V.5. К расчету упругой де-
формации и прочности двухвал-
ковой системы:
а — ручьевой валок; б — листо-
вой валок
где Ми — изгибающий момент; Рф —
фиктивная сосредоточенная нагрузка
в месте определения прогиба, соответ
ствующая этому прогибу; Q — перере-
зывающая сила.
Определим прогиб в середине бочки
валка относительно точек, в которых
приложены равнодействующие реакции
опор. При равномерной нагрузке валка
qa (прокатка листа шириной В) в сере-
дине его нет сосредоточенной нагрузки,
однако скорость изменения момента
при изменении нагрузки (т. е. dM/dP)
можно определить, если принять, что
в середине валка приложена бесконечно
малая фиктивная сила дающая
фиктивную реакцию Оф = Рф/%- Эта
бесконечно малая сила не изменит
величину прогиба от действительной
равномерной нагрузки, но позволит
определить фиктивный момент в сече-
нии х: Мх=(Рф/2) х, а также бШи4/Рф=
— х/2 и dQldPф = 1/2. Подставляя эти
значения в уравнение (V.10), получим
Уъ1 = 2.EJ J /Иихс/х, г/В2 = qqf J Qdx.
(V.11)
Определим эти прогибы в середине валка, учитывая различные
значения Мк при изменении х от 0 до а/2 и симметричность на-
грузки относительно точки х — а/2 (при Р = qnP)‘
а—В
с 2
Уъ1 = 2EJm j ~2~xxdx + 2Ё77 J ~ТХХ dx +
О С
а/2
а—В
2
Уъ2 ~ 2бГш J 2 dX ' 2GF6 f 2 dx '
О с
2
202
В результате интегрирования получим формулы А. И. Це-
ликова:
: ы<3(г- ’Ж <v-12)
OCAnJfi L \ ш / J
ув. = ~£пг U - 4- -ь 2с - l^.l, (V.13)
ув“ nGD2 I 2 1 71
где E и G — модули упругости и сдвига для материала валков;
Jo = — момент инерции сечения бочки валка; 7Ш =
= л^щ/64 — момент инерции сечения шейки валка.
Достоинством этих формул является то, что в них учтено
влияние шейки валка, диаметр которой меньше диаметра бочки,
а также расположение нагрузки qa, которая распределена не
по всей длине бочки.
Подставляя a = B = Lnc = 0, получим известные из курса
сопротивления материалов формулы для двухопорной балки
с распределенной нагрузкой по всей длине:
5 PLS . _ 1 PL м
— 384 EJ ’ ^в2~ 8 GF *
Обычно ув2 = (0,1-ь-0,4) ув1.
Для компенсации прогиба листовых валков бочку их часто
делают выпуклой при шлифовке на станке со специальным копи-
ровальным приспособлением.
Однако во многих случах (для профилировки бочки) нас
интересует не суммарный прогиб в середине бочки валка,
а разность между суммарным прогибом в середине и суммарным
прогибом у края листа (на расстоянии В/2 от середины). Разность
прогибов приводит к получению листа неодинаковой толщины
(по его ширине) при прокатке. Во избежание этого необходимо
при шлифовке валков придать бочке такую выпуклость, чтобы
при длине ее, равной ширине листа, эта выпуклость компенсиро-
вала указанную выше разность прогибов, возникающую при
прокатке.
Прогибы середины бочки валка относительно края прокатывае-
мого листа, возникающие под действием изгибающих моментов
Аув1 и поперечных сил Еув2, определяют по следующим фор-
мулам:
4^'-1 = 18,£?в» (12аД2-7Д3); (V.15)
А Р В
А#В2 ~ nGD2 2 * (V. 16)
Можно принимать для стальных валков Е = 2,15-105 МПа
и G ж 3/8Е = 0,82.105 МПа.
Подставляя^ эти значения в вышеприведенные формулы, полу-
чим суммарный прогиб середины бочки относительно края прока-
тываемого листа:
Еув = Az/B1 -l ДУъ2. (V.17)
203
Прогиб середины бочки валка относительно ее края (прогиб
на длине бочки) можно определить по формулам
£/.' = - 8Р + <V' 18>
^ = ^r(L-4)- <V-I9>
Статическая прочность валков
Напряжение изгиба в бочке валка определяют по формуле
ои. б — Ми. б/^7б = Ми, о/0,173>3,
(V.20)
где Л4И б — изгибающий момент, действующий в рассматриваемом
сечении бочки валка; №б — момент сопротивления поперечного
сечения бочки валка на изгиб.
Напряжение кручения в бочке валка не подсчитывают ввиду
его незначительной величины по сравнению с напряжением из-
гиба.
При расчете ручьевых валков в формулу (V.20) надо подстав-
лять значение максимального изгибающего момента, для чего
необходимо определить изгибающие моменты, действующие при
прокатке в различных калибрах (см. рис. V.5, а), по формуле
Ми.б = Р^(«-х), (V.21)
где Р — усилие прокатки в данном калибре.
Для листовых двухвалковых станов максимальный изгибаю-
щий момент будет в середине бочки валка (см. рис. V.5, б)
МИ. б
Р_
4
(V.22)
Р а
2 2
Р В
2 4
где Р — максимальное усилие прокатки.
Шейку валка рассчитывают на изгиб сечения 1—1 и кручение
(принимая с ж L/2) по следующим формулам:
^и. in 2 2 Р1Ш .
п-ш ~ И'и.ш 0,1^ ~0,4^’
(V.23)
Т-к. ш
4^- = Ж. ш/0,2^,
где /ш и dm — длина и диаметр шейки; Л1Е.Ш — крутящий
момент, прикладываемый к валку (шейке) со стороны привода.
’"Результирующее напряжение определяют по формулам:
для стальных валков —• по 4-й теории прочности
Срез = У Ои 4- Зт£; (V.24)
для чугунных валков — на основании теории Мора:
(Урез = О,375(УИ + 0,625 (V.25)
204
Результирующее напряжение, определенное таким расчетом
(на максимальные статические усилия), не должно превышать
допустимого для данных валков.
Допустимые напряжения в валках принимают, исходя из пяти-
кратного запаса прочности их, т. е.
1а] = ав/5,
где ав — временное сопротивление материала валка на изгиб.
На основании изложенного допускаемое напряжение можно
принимать следующим:
для кованых валков из легированной стали, имеющей
ов = 700ч-750 МПа;
[сг] = 1404-150 МПа;
для кованых валков из углеродистой стали, имеющей
сгв = 6004-650 МПа;
[а] = 1204-130 МПа;
для валков из стального углеродистого литья, имеющего
ов = 5004-600 МПа;
[о] = 1004-120 МПа;
для чугунных валков, имеющих ав — 3504-400 МПа
[а] = 70-4-80 МПа.
Упругая деформация и прочность четырехвалковой системы1
Межвалковое давление
Характерной особенностью четырехвалковой системы (как и
любой другой многовалковой системы) является неравномерное
распределение погонной нагрузки (межвалкового давления) по
длине контакта валков.
Экспериментальные исследования, проведенные в Московском
институте стали и сплавов с помощью поляризационно-оптиче-
ского метода и физического моделирования, позволили вскрыть
характер взаимодействия валков четырехвалковой системы. Так,
в четырехвалковых станах с цилиндрическими рабочими и опор-
ными валками (рис. V.6) при малых значениях Праб/£)оп (или
BIL) эпюра межвалкового давления имеет максимум посередине
бочки, а при больших — максимальные значения по краям бо-
чки; в частности, при оптимальных значениях Праб/£)оп (или
B/L) межвалковое давление распределяется равномерно по длине
бочки валков (рис. V.7).
Экспериментальные исследования позволили обоснованно по-
дойти к разработке инженерной расчетной методики для опреде-
ления межвалкового давления. Прежде всего, стало ясно, что
эпюры межвалкового давления могут быть в большинстве случаев
1 Здесь формулы и механические характеристики приведены в метрической
системе, так как входящие в формулы коэффициенты определены в этой системе.
205
Рис, V.6. К расчету межвалкового давления и
упругой деформации четырехвалковой сис-
темы
описаны полиномом второй
степени (параболой)г. Было
установлено также, что ра-
бочий валок по схеме на-
гружения и деформации по-
добен балке, лежащей на
упругом основании.
Учет специфических осо-
бенностей упругой деформа-
ции валков четырехвалкового
стана путем эксперименталь-
ного определения величин,
характеризующих жесткость
валков, позволил получить
формулы, приемлемые для
инженерных расчетов. Рас-
четная схема показана на
+ /н — L’, 1К — 1и = В.
рис. V.6; из схемы имеем 1}
Формулы В. П. Полухина, которые приведены ниже, даны для
половины длины бочки валков [в данном случае (см. рис. V.6) —
для левой половины], поскольку рассматриваем систему валков,
симметричную относительно середины бочки. При этом х изме-
няется от 0 до L/2.
В практических расчетах удобно пользоваться безразмерными
величинами:
£ = x/L — приведенная абсцисса перемещающейся точки; (Зн =
— ln/L — приведенное расстояние от левого конца балки до на-
чала распределенной нагрузки; рк = lK/L — то же, до конца рас-
пределенной нагрузки.
Межвалковое давление qM (х) [или qM (В) ] в точке с произволь-
ной координатой х (|) определяем по формуле:
qK W = 9м © = Оо + (* - 4-)2 = «о + 4«2 (1 - 0,5)*. (V.26)
Из формулы (V.26) видно, что”межвалковое давление по се-
редине бочки валков qM (£ = 0,5) = а0, на краю бочки qM (Н =
= 0) = а0 + 012-
Параметры «о и а2 определяем по формулам:
(8252 — 34а) Ср — 13 440Воа ,
= 13 440 +29а; ’ , (V.27)
О'г = 3 (qyi, ср О!о),
где qu. ср = PIL;
=w (₽« - ₽«> - <₽» - ₽) - <0*5 - (V-28)
1 Указанное справедливо для станов с короткой бочкой валков, а также
для станов типа 1200, 1400, 1700, 2000 и др., у которых отношение L/Dou 2,0.
206
Рис. V.7. Распределение межвалкового давления <7М при различных отношениях
^раб/^оп и для четь1Рехвалковых станов:
а — 1200 (номинальное отношение Ораб/^оп = 0,31); б — 1700 (0,52); в —
2000 (0,5); 1 — B/L = 0,5; 2 — B/L = 0,7; 3 — B/L = 0,9
Чи = PIB-.
а = ‘."ty6 -v2®- Г (3260 ~-38,5) (-%!°-У
1 — V‘2ni £раб L \ £>оп ) \ Ь>оп )
— (5330- 127 ) + (2300 -----183 ) 1. (V.29)
\ ^оп / ^оп \ ^оп / J
Здесь Ораб и £раб, 01оп и Еои — коэффициенты Пуассона и
модули упругости материалов соответственно рабочего и опорного
валков.
Показатель а можно записать в другом виде, если жесткость
опорного валка оценивать не только отношением L/Don, а учесть
также расстояние между точками приложения реакций опор а
(или расстояние между осями нажимных винтов), т. е. ввести более
универсальный безразмерный показатель aonL/Dln.
Тогда
а = 1~дааб >°° И878 + 1480) ( Д^-У -
>— ’on £рао L\ Don J\ Don )
-/1440+ 2350) -^5- + (618 + 885)1.
\ D«n ) Doo Ц DJU 1 yj
Используя приведенные формулы, можно рассчитать межвал-
ковое давление для цилиндрических рабочих и опорных валков.
207
Эти формулы можно использовать также при расчетах меж-
валкового давления в случае, когда между шейками рабочих
валков приложены усилия Qp принудительного изгиба (противо-
изгиба) валков (рис. V.6). Тогда
(8252 — 34а) ср — 13 440£ра . '
С° 13 440 +29а
^2 = 3 (f/м. ср а0),
r . I
где Ср -— Ср “[ >
Q
вь = во + ^--,
(V.30)
Qp — усилие принудительного изгиба, действующее на шейку
рабочего валка; aQ — плечо приложения усилия Qp (см. рис. V.6).
Видно, что при Qp - 0 формулы (V.30) обращаются в формулы
Сопоставление расчетных эпюр межвалкового давления с эк-
спериментальными показало хорошее их совпадение и подтвер-
дило применимость формул (V.26)—(V.30) для выполнения ин-
женерных расчетов.
Следует отметить, что формулы (V 30) могут быть использованы
с некоторым приближением и для расчетов межвалкового дав-
ления, когда усилия Qp приложены между шейками рабочих
и опорных валков. В этом случае следует поменять знак Qp на
«минус».
Важно учитывать влияние на распределение межвалкового
давления действительного профиля валков с учетом их начальной
профилировки, теплового расширения и износа.
Считая, что абсолютные величины профилировки (начальной
и тепловой) или износа валка несоизмеримо малы по сравнению
с его радиусом, и пользуясь принципом суперпозиции, решаем
эту задачу следующим образом.
Разбиваем валок по длине на п частей, равных Ах = Lin,
и решаем сначала вспомогательную задачу. Строим график за-
висимости 7м. вспом = / (6), используя для расчета деформации
сжатия (сближения осей) соприкасающихся цилиндров (валков)
одно из известных решений, например решение Б. С. Коваль-
ского:
б Г±-Д (1П2^-+ 0,407)+ ±_21 + 0,407)1,
(V.31)
где 6 — деформация сжатия (сближение осей) соприкасающихся
цилиндров (валков); b — полуширина площадки контакта валков,
определяемая по формуле
Ь— 1,128 Л7м »
ъ = -ЁГ- + ~ЁГ-
(V.32)
(V.33)
208
Здесь и fhj, и Е2, и ^2 — соответственно коэффи-
циенты Пуассона, модули упругости и радиусы соприкасающихся
цилиндров (валков); — нагрузка на единицу длины цилиндров
(P/L).
Под 6 в данном случае понимаем абсолютные величины про-
филировки или износа бочки валка в каждой части п, т. е. те
величины, на которые надо сблизить оси валков, чтобы они сопри-
коснулись по всей длине бочки. Тогда из графика зависимости
7м. вспом - f Ф) получаем значения межвалкового давления
7м вспом для каждой части п.
Далее уменьшаем усилие прокатки на величину усилия, необ-
ходимого для сближения валков до соприкосновения их по всей
длине бочки (площадь эпюры 7М. вспом)- После этого находим
межвалковое давление qM для цилиндрических валков и коррек-
тируем полученные значения </м (и) в каждой части п наложением
7м («) и 7м. вспом- Получаем эпюру межвалкового давления для
действительного профиля валков.
Упругая деформация
Рассмотрим составляющие упругой деформации валков четырех-
валковых станов. Прежде всего следует отметить, что деформации
валкового узла в значительной степени влияют на качество про-
ката: на его поперечную и продольную разнотолщинность и пло-
скостность .
Здесь и в дальнейшем будем различать следующие составляю-
щие упругой деформации валков четырехвалковых и многовалко-
вых систем (рис. V.8):
прогиб оси опорного валка г/оп (г/£п, Уон — стрела прогиба
середины бочки соответственно относительно линии действия
реакций опоры и края бочки, т. е. на длине бочки валка);
совместное упругое сжатие рабочего и опорного валков 6
(Дб —• стрела неравномерного совместного сжатия валков; 6р —
сжатие при равномерном распределении межвалкового давления
= Р1Ц’ , L В
прогиб оси рабочего валка г/раб (г/раб, г/раб —соответственно
стрела прогиба на длине бочки и на ширине полосы);
упругое сжатие рабочего валка в контакте с полосой браб
(Д6раб — стрела неравномерного сжатия; 6раб р — сжатие при
равномерном распределении погонной нагрузки, qn = Р/В).
Совместное упругое сжатие рабочего и опорного валков в об-
щем случае неравномерно по длине бочки и качественно соответ-
ствует характеру распределения межвалкового давления. Сжа-
тие рабочего валка в контакте с полосой также в общем случае
неравномерно.
Продольная разнотолщинность полосы определяется теми
составляющими упругой деформации, которые вызывают (при из-
менении усилия прокатки) смещение рабочего валка как жест-
14 Заказ 224
209
Рис. V.8. Упругая деформация четырехвалковой системы
кого тела от первоначального его положения, т. е. одинаковое
смещение краев и середины бочки валка. К таким составляющим
относятся: проседание опорного валка (г/прос. он — прогиб края
бочки опорного валка относительно линии действия реакций опор),
равномерная составляющая эпюры сближения осей рабочего и
опорного валков 6р и равномерная составляющая упругого сжа-
тия рабочего валка в контакте с полосой 6раб. р. Взаимным на-
ложением указанных трех составляющих и определяется сме-
щение рабочего валка как жесткого тела. Это смещение (в общем
случае) может быть скомпенсировано при одновременной синх-
ронной работе правого и левого нажимных винтов прокатной
клети.
На поперечную разнотолщинность полосы влияют неравномер-
ные по длине бочки валка (пли по ширине полосы) составляющие
упругой деформации валков. Взаимное наложение этих составля-
ющих (рис. V.9) и определяет профиль щели между валками (про-
филь активных образующих рабочих валков). Стрела прогиба оси
рабочего валка относительно края бочки определяется наложе-
нием двух составляющих:
f/раб = Уоп ± А6. (V.34)
Наложением на прогиб оси рабочего валка стрелы неравно-
мерного сжатия валка в контакте с полосой определяется стрела
активной образующей валка на ширине полосы:
Да. о — Ураб ± Абраб- (V.35)
Причем Д6ра0 может либо увеличивать стрелу прогиба (когда
Д6раС одного знака с //раб), либо, как правило, частично компенси-
210
ровать z/раб- На рис. V.8 и V.9 схе-
матично показаны эти составля-
ющие деформации, когда прогиб
рабочего валка на ширине полосы
частично компенсируется нерав-
номерным совместным сжатием
валка в контакте с полосой, т. е.
когда справедливо соотношение
Ла. о = i/раб — Дбраб. (V.36)
Рис V.9. Взаимодействие составляю
щих упругой деформации валков, влия-
ющих на поперечную разнотолщин
ность полосы (а. о. — активная обра-
зующая рабочего валка)
Анализ упругой деформации
валков четырехвалковых станов
позволяет сделать следующий вы-
вод: в обычных условиях про-
катки (B/L = 0,6-^0,7) прогиб рабочего валка зависит не только
от прогиба опорного валка, но и от их неравномерного совместного
сжатия. Вследствие этого, например, прогиб цилиндрического
рабочего валка больше прогиба опорного в стане 1200 в 4 раза,
в стане 1700 — в 2,5 раза и в стане 2800 — в 2 раза (при одинаковых
значениях B/L и 7)раб/В(1П).
Рассмотрим некоторые расчетные методики для определения
отдельных составляющих упругой деформации валков (см.
рис. V.8).
Расчет прогиба оси опорного валка может быть выполнен
с использованием наиболее распространенного решения, предло-
женного А. И. Целиковым [формулы (V.12), (V.13), (V.18) и
(V.19) 1 *.
Совместное упругое сжатие рабочего и опорного валков с до-
стойной для практики точностью рассчитывается по формулам
Б. С. Ковальского (V.31) и (V.32). Точный расчет деформации сов-
местного сжатия валков может быть выполнен с использованием
численных методов и ЭВМ.
В. П. Полухиным была разработана инженерная методика
расчета прогиба рабочего валка четырехвалкового стана. Расчет-
ная схема показана на рис. V.6, некоторые особенности получен-
ного решения описаны выше.
Прогиб оси рабочего валка относительно края бочки может
быть рассчитан по формуле
t Г !2 ( । 420ог । . k \ . 5а2 ।
!/раб = а [-gp-(-2Г + -8Г- + Ф + бГ ? + w +
+ “°+i2klL- ? ~ % V - >й - 0,5)« + Ген -₽„)‘], (V.37)
* В работах И. М. Мееровича и В. А. Ромащенко показано, что в ряде слу-
чаев при расчете прогиба опорного валка оказывается необходимым учитывать
смещение точки приложения равнодействующей реакции опоры от оси нажимного
винта в сторону бочки валка.
211
где вспомогательные члены определяются из выражений
Грн=1.0 при г₽н = 0 при £<0Н.
Параметры я0 и а2 определяют по формулам (V.27)—(V.29).
Показатель гибкости а' (см2/тс) находят по формулам, получен-
ным на основе обобщения экспериментальных данных (при LID0X1 =
= 0,9—=—2,0):
а' - £рП
1 ^оп ^раб
Г (27,9 ~ - 18,9) (^-Y -
L \ Ь'оп / \ Ь»оп /
41,1-------28,8) 4- fl 5,4-т^—
иоп / Ь'оп \
11,3)]
или с учетом расстояния между точками приложения
вующих реакций опор аоп (см. рис. V.6)
(V.38)
равнодейст-
£оп
1 ^оп £раб
(7,53-^- -5,89)
\ иоп / \ ^ОП /
а' —
aonL
Dln
9,66
/4,16-^ - 4,08'
и0П \ Ь'оп
(V.39)
Необходимо обратить внимание на размерность показателя
гибкости а', которую следует учитывать при расчете по формуле
(V.37).
Часто при расчете упругих деформаций рабочих валков опре-
деляют прогиб середины бочки валка относительно ее края (стрела
прогиба валка), т. е. определяют //раб при х — U2 (или при £ =
= 0,5). В этом случае формула (V.37) несколько упрощается,
так как один ее член, содержащий сомножитель (£ — 0,5), обра-
щается в нуль. При определении стрелы прогиба на ширине про-
катываемой полосы из прогиба рабочего валка в середине бочки
(z/g=o 5) вычитается прогиб его на краю полосы, т. е. г/раб при
£ = ₽н-
Заметим, что прогиб рабочего валка, рассчитанный по формуле
(V-37), включает в себя прогиб опорного и неравномерное сов-
местное сжатие рабочего и опорного валков.
Для расчета неравномерного упругого сжатия рабочего валка
в контакте с полосой необходимо знать характер распределения
нагрузки (давления прокатки) по ширине полосы. Известны ра-
боты, в которых предложены методы и сделана попытка аналити-
ческого решения объемной задачи прокатки тонкой полосы.
В практических расчетах задача об упругом сжатии рабочего
валка в контакте с полосой обычно решается приближенно; при-
нимается, что нагрузка по ширине полосы распределена равно-
212
мерно (интенсивность нагрузки qn = Р/В), и затем рассчитыва-
ется упругое сжатие валка. Понятно, что рассчитанная таким
образом величина 6раб. р в общем случае превышает браб> р
(см. рис. V.8); это обстоятельство следует учитывать при анализе
жесткости клети в целом.
Для приближенного расчета 6раб. р можно использовать фор-
мулу Хичкока:
8р,6. р = - Rps6 = 16РдРУд11аб , (V.40)
где Драб и Драб — соответственно радиусы рабочего валка после
деформации и до нее; Ah — абсолютное обжатие полосы; 0раб =
= (1 — йрабУС^раб), здесь -0раб и ЕрйС — соответственно коэф-
фициент Пуассона и модуль упругости материала рабочего валка.
Можно было бы привести и другие инженерные решения (на-
пример, решение Б. С. Ковальского для цилиндра и плоскости),
однако каждое такое решение дает результаты, близкие к дейст-
вительным, лишь при определенных условиях прокатки.
Точный расчет неравномерного упругого сжатия рабочего
валка в контакте с полосой может быть успешно выполнен лишь
на основе совместного анализа пластической деформации полосы
и упругой деформации валков (с применением ЭВМ).
Расчет прокатных валков на циклическую прочность
Прокатные валки в процессе работы испытывают длительное воз-
действие переменных во времени нагрузок. Если циклические
напряжения, возникающие в валке от этих нагрузок, превышают
определенный уровень, то в материале валков через определенное
число циклов начинают появляться микротрещины, которые, по-
степенно развиваясь, вызывают в итоге быстро протекающее раз-
рушение. Это явление названо усталостным разрушением.
В большинстве случаев величина циклических напряжений,
при которых возникает усталостное разрушение, значительно
меньше временного сопротивления материала валка. Поэтому,
кроме расчета валков на статическую прочность, необходимо про-
водить расчет их на циклическую прочность или выносливость.
Расчет на выносливость обычно приводят в форме проверки
коэффициента запаса прочности.
При совместном действии изгиба и кручении общий запас
прочности определяют по следующей формуле:
П = П сПх/ + Пх, (V. 4 1)
где пс и пх —,частные коэффициенты запаса прочности по нор-
мальным напряжениям при изгибе и касательным напряжениям
при кручении:
"°= <7-1 / + : (V.42)
= Т-1 У pj Tfl -|- 1|\Тт 1 . (V.43)
213
Таблица V.4. Значение масштабных факторов при различных
диаметрах валка
Напряженное состояние (материал) Значения еа и при диаметре, мм
50 70 100 200 300 400 500
Изгиб (углеродистая сталь) Изгиб (высокопрочная леги- рованная сталь); кручение — 0,81 0,76 0,70 0,64 0,63 0,62 0,61
все стали 0,70 0,66 0,62 0,57 0,55 0,54 0,53
Примеч айне. Для диаметров >500 мм so = ~ 0,5 — 0,4.
Таблица V.5. Эффективные коэффициенты концентрации
(по Д. Н. Решетову) при ступенчатом переходе шейки валка в бочку
(см. рис. V.10)
Напряжен- ное состоя- ние °в> МПа При отношении г!^ш
0,01 0,02 0,03 0,05 0,10 0,01 0,02 0,03 0,05
Изгиб (kG) 500 1,35 6/Г 1,45 = 1 1,65 1,6 1,45 1,55 б/Г 1,8 = 2 1,8 1,75
700 1,4 1,5 1,7 1,7 1,55 1,6 1,9 1,95 1,9
900 1,45 1,55 1,8 1,8 1,65 1,65 2,0 2,05 2,0
1200 1,5 1,6 1,9 1,9 1,8 1,7 2,15 2,25 2,2
500 1,9 б/г 1,95 = 3 1,95 2,1 б/г 2,15 = 5
700 2,0 2,1 2,1 .— — 2,25 2,3 — —
900 2,1 2,2 2,25 — — 2,35 2,45 — —
1200 2,2 2,4 2,45 — — 2,50 2,65 — —
Кручение 700 1,3 б/г 1,35 = 1 1,45 1,45 1,4 1,4 б/г 1,6 = 2 1,6 1,6
(*т) 1200 1,3 1,4 1,5 1,55 1,5 1,45 1.7 1,7 1,75
500 1,55 б/г 1,6 = 3 1,65 2,2 б/г 2,1 = 5
700 1,6 1,7 1,7 — — 2,3 2,15 — —
900 1,65 1,75 1,75 .— — 2,4 2,25 — —
1200 1,75 1,85 1,9 — — 2,6 2,4 — —,
Здесь и т_г — пределы выносливости соответственно при
изгибе и кручении с симметричным циклом изменения напряже-
ний для гладких образцов. Величины о_г и т_х можно определить
из следующих соотношений (по А. И. Целикову и В. В. Смир-
нову): а_г = (0,45:0,55) ов; = 0,6а_!. Меньшие значения
относятся к вязким сталям, большие — к твердым и хрупким;
аа и та — амплитуды цикла напряжений при изгибе и кручении;
214
Рис. V.10. Ступенчатый
переход шейки валка в
бочку
Рнс. V. 11. Зависимость коэффициента качества поверхности £
от способа механической обработки и временного сопротивле-
ния Ов материала валка:
1 — полировка: 2 — тонкое шлифование; 3 — тонкое обта-
чивание; 4 — грубое обтачивание; 5 — необработанная по-
верхность с окалиной
напряжения цикла при изгибе и кручении;
от и — Средние
80 и ет — масштабные факторы при изгибе и кручении, учиты-
вающие влияние размеров сечения валка (табл. V.4); ka и kx —
эффективные коэффициенты концентрации напряжений при из-
гибе и кручении в ступенчатом переходе шейки валка в бочку
(табл. V.5 и рис. V.10); фс и фт — коэффициенты, характеризую-
щие чувствительность материала к асимметрии цикла напряже-
ний. Обычно принимают для углеродистых сталей фо = 0,1н-0,2;
Фт = Он-0,1; для легированных фо = 0,2 : 0,3 и фт = 0,1-4-0,15;
Р — коэффициент качества обработки поверхности (рис. V.11).
Запасы прочности для валков на основе выражений (V.41)—
(V.43) определяют в опасных сечениях по следующим формулам.
В сечении по бочке опорного еалка (отсутствие кручения)
п = pEocr_i/amax, (V.44)
где атах — максимальное напряжение цикла при изгибе.
В сечении по шейке опорного еалка в месте перехода в бочку
(отсутствие кручения)
п = peo<j_i/^aamax.
В сечении по шейке валка:
при реверсивной работе стана (напряжения изгиба и кручения
изменяются по симметричному циклу)
Пс = (РстСГ_1)/(^оСКп]ах)» e (PCTT_i)/(^xTinax) j (V.46)
при нереверсивной работе стана (напряжения изгиба изме-
няются по симметричному циклу, а напряжения кручения — по
пульсирующему)
реоо_1 . =
17 ^о^гпах , Т
(V.45)
Тщах_
2
где тП1ах — максимальное напряжение цикла при кручении.
В сечении приводного конца валка:
при реверсивной работе стана
i/^xTmaxi
(V.47)
(V.48)
215
u
при нереверсивной работе стана
л = + (V.49)
Запас прочности для чугунных валков также можно определить
по формуле (V.41), но с учетом коэффициента Кг
пспх
п = Кг
(V.50)
где Кг ~ 0,85-н1,0 — коэффициент, зависящий от отношения
О-1Л-1 ,и ^шах max (по С. В. Серенсену).
Поскольку чугунные валки мало чувствительны к надрезам
и качеству поверхности, для них принимают Ка = Кх — Р — 1-
Вычисленные по указанным формулам запасы прочности не
должны превышать минимально допустимых запасов прочности
^П11П-
Для валков можно принять /гт1п = 1,3—2,5 (по С. В. Серен-
сену); при этом меньшие значения выбирают при высокой досто-
верности определения напряжений и механических характеристик
материала, а также при его однородности, большие — при пони-
женной точности расчета, ориентировочной оценке механических
свойств, пониженной однородности материала (литье) и для
валков диаметром >500 мм.
Контактные напряжения в валках
Прокатные валки работают в условиях совместного действия оста-
точных, контактных, изгибающих напряжений, тепловых нагру-
зок и крутящего момента.
Рис. V. 12. Распределение максимальных ка-
сательных напряжений Ттах (в сечениях на-
ибольших значений tmax) в контакте рабочего
валка с полосой (/) и с опорным валком (2) при
холодной прокатке стали 08кп в первой клети
четырехвалкового стана 1700 (500Х 1300Х
X 1700 мм)
Рис. V.13. Схема контакта рабочего и опорного валков для определения давлений по
ширине площадки контакта валков
216
Напряжения в валках можно раз-
делить на две группы:
1) возникающие в процессе изготов-
ления валков главным образом в ре-
зультате термической обработки (ос-
таточные напряжения);
2) возникающие в процессе экс-
плуатации. Эти напряжения вызваны
двумя факторами: силовым (усилие про-
катки, натяжение полосы, крутящий
момент) и тепловым (нагрев валков за
счет тепла, выделяющегося в процессе
пластической деформации прокатыва-
емого металла, и охлаждения их
Рис. V. 14. Положение коорди-
натных осей относительно пло-
щадки контакта рабочего и спо-
рного валков
водой). Изгиб валковой
системы, обусловленный усилием прокатки, как правило,
оказывает влияние на прочность бочек и шеек опорных
валков. На стойкость рабочих валков наибольшее влияние
оказывают контактные напряжения, которые особенно велики
при холодной прокатке (иногда они достигают предела усталостной
прочности материала валка). В этом и заключается главная
причина низкой стойкости рабочих валков и выход их из строя
в результате поверхностных разрушений. Максимальные контакт-
ные напряжения тП1ах возникают, как правило, не в зоне взаимо-
действия валка с прокатываемым металлом, а у поверхности кон-
такта рабочего и опорного валков, так как при одинаковом уси-
лии площадь контакта между рабочим и опорным валками зна-
чительно меньше площади контакта рабочего валка с прокаты-
ваемым металлом в зоне деформации (рис. V.12). Обратная кар-
тина наблюдается лишь при прокатке полосы, ширина которой
значительно меньше длины бочки валков.
Для приближенного расчета контактных напряжений исполь-
зуют теорию Герца—Беляева о сжатии двух гладких цилиндров
бесконечной длины.
При первоначальном контакте валков по линии (по всей
длине бочки) под действием усилия прокатки происходит упругое
сжатие валков и появляется полоса контакта шириной 2Ь
(рис. V.13), которую рассчитывают по формуле (V.32) и (V.33).
Эпюра распределения давлений по ширине площадки контакта
рабочего и опорного валков принята (по Герцу—Беляеву) эллип-
тической (см. рис. V. 13). Максимальное давление находится в се-
редине площадки и равно
____ 2 <?м „
л b iibL
(V.51)
Считаем, что длина площадки контакта бесконечна; в этом
случае напряжения не зависят от осевой координаты г.
Максимальные напряжения возникают в точках, лежащих
в плоскости х—у (рис. V.14), в которой действует максимальное
давление р0 (при у = 0).
217
Для этих точек значения напряжений рассчитывают по фор-
мулам:
— Ро ,— >
К1 + (х/Ь)2
— Ро
Г 1 + 2 (х/b)2 _ 2 _£1 •
[yi + (W
(V.52)
<*z = —А)2р [/1 -F (x/b)2 — ;
^ху Хуя ~ Xxz ~ Xzx = Ту2 = Т2у = 0.
Следовательно, для точек, лежащих в плоскости симметрии
двух соприкасающихся цилиндров, ох, Оу, о2 являются главными
нормальными напряжениями. Чтобы определить запас прочности,
необходимо найти эквивалентное напряжение, воспользовавшись
одной из теорий прочности. В данном случае можно применить
третью теорию прочности, т. е. теорию максимальных касатель-
ных напряжений, согласно которой эквивалентное напряжение
определяется как разность максимального и минимального о3
главных нормальных напряжений: оэкв = — о3.
Из рис. V.15 видно, что наибольшая разность главных нор-
мальных напряжений находится не на поверхности валка, а на
некоторой глубине от нее, где максимальным является окружное
напряжение иу, минимальным — радиальное напряжение ох.
Расчеты с использованием теории максимальных касательных
напряжений показывают, что координата наиболее напряженной
точки х — 0,786.
Подставив это значение х в уравнения (V.52), получим
= —О,78ро == <т3;
<Уу = —О,18ро = ах;
о2 = —О,288ро = о2
(V.53)
откуда
<ЪкВ = <*3 ~ 0>6р0.
Максимальное касательное напряжение
Т-тах = (Чгу)тах = Оэкв/2 ==
Из системы уравнений (V.52) видно, что напряженное состоя-
ние наиболее нагруженных точек зоны контакта валков — трех-
осное сжатие. Особенность такого напряженного состояния заклю-
чается в том, что если абсолютная величина сжимающего напря-
жения Qi = Оу станет больше под действием какого-либо другого
фактора (например, от температурных или остаточных напряже-
ний), то разность Qi — о3 или эквивалентное напряжение, умень-
шится, в результате чего возрастет запас усталостной прочности
поверхностного слоя валка.
218
При выводе формул Герца—
Беляева были приняты следующие
допущения: длина площадки кон-
такта двух цилиндров бесконечна:
усилие по ее длине не меняется и
касательные силы трения в зоне
контакта отсутствуют. В реаль-
ных условиях при прокатке на
четырехвалковом или многовалко-
вом стане между опорным и ра-
бочим валками действуют каса-
тельные силы трения и, кроме
того, совместное действие из-
гиба и упругого сжатия валков
приводит к неравномерному рас-
пределению межвалкового давле-
ния по длине их контакта.
Влияние касательных сил тре-
ния на напряженное состояние
валков выражается в приближе-
нии точки с наибольшим каса-
Рис. V.15. Распределение контактных
напряжений на поверхности и по глу-
бине валка
тельным напряжением из глубины к поверхности соприкасающихся
тел и в возрастании величины этого напряжения с увеличением
коэффициента трения р (рис. V.16). Максимальное межвалковое
давление может превышать среднее в 1,5 раза и более.
Следовательно, при определении р0 по формуле (V.51) и по
формуле (V.32) необходимо ориентироваться на максимальные
значения qM по длине бочки (с учетом действительного профиля
контактирующих валков).
С учетом этих поправок и уточнений применение теории
Герца—Беляева для практических расчетов в большинстве слу-
чаев оправдано.
Рис. V.16. Влияние коэффициента трения ц иа величину и характер
распределения "Супах в сечениях наибольших значений "Стах (усло-
вия прокатки те же, что и для рис. V.12)
219
Таблица V.6. Допускаемые контактные напряжения в зависимости
от твердости поверхности бочки опорного валка
Твердость Допускаемое максимальное давление [Ро]. МПа Допускаемое эквивалентное напряжение [°экв]’ МПа
по Бринеллю по Шору по Роквеллу
170 30 17 1600 950
250 40 28 2000 1200
350 60 39 2200 1300
550 85 57 2400 1450
Контактные напряжения должны быть не больше допускае-
мых, которые выбирают с учетом материала и твердости валков.
На основании практических данных (табл. V.6) можно, на-
пример, выбрать допускаемые напряжения в зависимости от
твердости поверхности бочки опорного валка.
Ранее была отмечена особенность напряженного состояния
в контактной зоне прокатного валка, которая заключается в том,
что если сжимающее напряжение cTj увеличивается по абсолютной
величине под действием какого-либо фактора (например, от тем-
пературных напряжений), то разность Ол — о3 (или эквивалент-
ное напряжение) уменьшится, в результате чего возрастает запас
усталостной прочности поверхностного слоя.
При изменении знака поверхностных напряжений и умень-
шении абсолютной величины запас усталостной прочности может
уменьшится. Таким образом, действие дополнительных темпера-
турных напряжений может оказаться решающим для прочности
валков, даже если эти напряжения в сравнении с контактными
невелики. Эквивалентное напряжение может превысить предел
усталостной прочности материалов валков, что приведет к прежде-
временному их разрушению (выкрашиванию, трещинам, отколам)
и выходу из строя.
Если температурные напряжения в поверхностном слое сжи-
мающие, то они оказывают благоприятное воздействие на проч-
ность валков. И напротив, если они растягивающие, то эквива-
лентное напряжение возрастает, а запас усталостной прочности
снижается.
На станах горячей прокатки контактные напряжения обычно
меньше, чем на станах холодной прокатки, из-за меньшего сопро-
тивления металла пластической деформации при высоких темпе-
ратурах. Однако в связи с большой температурой прокатываемого
металла и поверхности бочки и более значительными колебаниями
температуры в период работы температурные условия работы
валков этих станов более напряженные.
Температурные напряжения возникают в валках под действием
неравномерного по сечению валка температурного поля. Тем-
пература в любой точке прокатного валка может быть рассчи-
220
тана в результате решения дифференциального уравнения тепло-
проводности.
Исследования показали, что за исключением поверхностного
слоя толщиной <1 % от радиуса бочки, основная зона валка
имеет осесимметричное температурное поле.
Поэтому особенность решения дифференциального уравнения
теплопроводности для этого случая заключается в том, что ре-
шение представляют в виде суммы двух составляющих: осесим-
метричной и неосесимметричной. Осесимметричное температурное
поле зависит от ритма прокатки, режима и способа охлаждения
валков, а неосесимметричное — от частоты вращения валка и
характера граничных условий: углов установки проводок, пло-
щади контакта с полосой и т. д.
2. ПОДШИПНИКИ ПРОКАТНЫХ ВАЛКОВ
Подшипники опор валков прокатных станов передают усилия,
возникающие при деформации металла, от валков на станину и
другие узлы рабочей клети и удерживают валки в заданном поло-
жении.
Особенностью работы этих подшипников является высокая
удельная нагрузка (в несколько раз превышающая нагрузку
подшипников общего назначения), которая обусловлена сравни-
тельно малыми габаритами шейки валка и большими усилиями
прокатки. К выбору материала подшипников прокатных валков и
их конструкции предъявляют особые требования. В настоящее
время для прокатных валков практически применяют подшипники
трех типов: подшипники скольжения с неметаллическими вкла-
дышами, подшипники жидкостного трения (ПЖТ) и подшипники
качения.
Подшипники скольжения открытого типа
По конструктивному исполнению подшипники скольжения бы-
вают двух видов: открытые и закрытые (ПЖТ). Выбор подшипни-
ков того или иного вида зависит от конструкции клети, усилий
прокатки, требуемой точности размеров проката и ряда экономи-
ческих факторов.
Рабочей частью подшипников скольжения открытого типа
являются вкладыши. Выбор материала для вкладыша зависит от
нагрузки на подшипник и конструктивных особенностей стана.
Для изготовления неметаллических вкладышей подшипников
применяют текстолит, лигнофоль или лигностон.
Подшипники скольжения открытого типа выполняют в виде
наборных вкладышей или цельноштампованными. Подшипники
скольжения с неметаллическими вкладышами охлаждают водой.
Коэффициент трения текстолитовых подшипников равен 0,004—
0,006.
221
Основным недостатком подшипников скольжения с неметалли-
ческими вкладышами является их высокая упругая деформация
и низкие допустимые удельные давления. Поэтому они находят
применение в станах с небольшими усилиями прокатки и невы-
сокой точностью прокатываемых профилей.
Подшипники скольжения закрытого типа —
подшипники жидкостного трения
ПЖТ в последние годы широко применяют в прокатных станах.
Особенностью этих подшипников является то, что независимо от
условий работы (при небольших удельных давлениях и даже не-
больших скоростях скольжения шейки в подшипнике) между
телом шейки и материалом подшипника всегда сохраняется (не
выдавливается) масляная пленка, в результате чего шейка как бы
плавает в подшипнике. Состояние жидкостного трения обеспе-
чивается в этих подшипниках благодаря тщательной (зеркальной)
обработке трущихся деталей и совершенно закрытой (герметич-
ной) конструкции самого подшипника. При вращении шейки валка
в таких подшипниках ей приходится преодолевать незначительное
j трение в масляной пленке, зависящее от вязкости масла.
Наиболее распространенными ПЖТ прокатных станов яв-
ляются подшипники гидродинамического типа. Благодаря высо-
кой точности обработки и малой шероховатости поверхности вкла-
дыша и цапфы, а также хорошей очистке масла трущиеся поверх-
ности в подшипнике всегда разделены тонким слоем смазки. Сопро-
тивление вращению цапфы оказывает только внутреннее трение
(вязкость) самого масла, поэтому коэффициент трения ПЖТ
весьма незначителен (0,001—0,005, т. е. меньше, чем в роликовых
подшипниках), а износа трущихся поверхностей практически
нет. При правильной эксплуатации долговечность ПЖТ составляет
10—20 лет, т. е. во много раз больше, чем роликовых подшипни-
ков качения.
Существенным преимуществом перед последними является
также и то, что ПЖТ особенно хорошо работают при высоких
частотах вращения цапфы, так как с увеличением частоты воз-
растает их несущая способность [см. формулу (V.54)].
Рассмотрим принципиальную и расчетную схемы ПЖТ
(рис. V.17). Для обеспечения свободного вращения цапфы ее
диаметр 4Ц делают меньше диаметра втулки — вкладыша dB на ве-
личину двух радиальных зазоров 26Пжт, т. е. dB — = 2бпжт
(рис. V.17).
В положении покоя цапфа, нагруженная внешней силой У,
лежит во вкладыше; центр цапфы смещен вниз на величину ра-
диального зазора 6Пжт — гв — гп- При вращении цапфы смазка,
подаваемая под давлением 10—20 Н/см2, затягивается в сужи-
вающийся зазор между цапфой и вкладышем. Масло нагнетается
в образующийся масляный клин; давление в клине с увеличением
222
скорости повышается (гидродинамический эффект) и, преодолев
внешнюю нагрузку Y, заставит цапфу сместиться влево (по на-
правлению вращения) по отношению к вертикальной оси, про-
ходящей через центр вкладыша. Эпюра радиальных давлений рф
в масляном клине будет иметь куполообразный вид с максимумом,
достигающим 1000—2000 Н/см2 и расположенным между верти-
кальной осью подшипника и минимальным радиальным зазором
(вершиной масляного клина), в котором толщина масляного слоя
равна /imtn (рис. V.17, б).
Согласно закону течения вязкой жидкости Ньютона—Рей-
нольдса градиент давления (тангенс угла наклона касательной
к кривой рф) возрастает с увеличением вязкости масла и частоты
вращения и с уменьшением толщины смазочного слоя. Очевидно,
что сумма вертикальных проекций радиальных давлений рф
будет уравновешивать внешнюю нагрузку на цапфу Y.
В результате суммирования (интегрирования) и после неко-
торых упрощений для ПЖТ с рабочей длиной / и отношением
l/d = 0,74-1,0 получим
Y = pald ~ I f рф cos yr dtp ж O,4T](o/2d —, (V.54)
0 6пжт
где рп — среднее давление в подшипнике (по проекции его диа-
метра; d — номинальный диаметр подшипника (равный dq); т| —
вязкость (абсолютная, динамическая) масла; со — частота вра-
щения цапфы.
Анализируя это уравнение, можно сделать следующие выводы:
1) несущая способность масляного клина (или грузоподъем-
ность ПЖТ, равная У) увеличивается с увеличением вязкости
223
масла, частоты вращения, длины и диаметра подшипника;
2) для ПЖТ, изготовленного с определенным номинальным
радиальным зазором 6пжТ, грузоподъемность масляного клина
увеличивается с уменьшением минимальной толщины масляного
слоя /zmin.
При теоретическом отношении 6Пжт/^пнп — 2, соответствую-
щем максимальной грузоподъемности У, относительный эксцен-
триситет цапфы е0 = <?/бпжт = 0,5. Однако для предотвращения
вибрации цапфы желательно, чтобы бпжт/^min > 2 и е0 > 0,5.
Практически принимают бпжт/^mm = Зн-15, при котором е0 =
= 0,67'н-0,93 (чем выше частота вращения цапфы, тем больше е0).
При конструировании и расчете ПЖТ обычно внешняя на-
грузка на цапфу У (которую должен выдержать масляный клин),
размеры подшипника I и d, а также частота вращения цапфы <о
заданы. Таким образом, задача сводится к выбору сорта масла
(его вязкости при рабочей температуре 50—60 °C) и номинального
радиального зазора бпжт, необходимого для определения номи-
нального диаметра и правильной расточки вкладыша. Для ПЖТ
прокатных станов применяют масло двух сортов: турбинное УТ
с малой вязкостью и специальное прокатное П-28 (брайтсток)
с повышенной (в 8—10 раз по сравнению с УТ) вязкостью.
Конструктивные элементы ПЖТ
Подшипник состоит из двух основных деталей (рис. V.18, «):
1) сменной втулки-цапфы 5, насаженной (на шпонке) на ко-
ническую шейку валка и вращающейся вместе с ним. Наружный
Подбод смазки
а
Рис. V.18. Конструкция ПЖТ:
а — принципиальная схема; б — смещение центров расточки втулки-вкладыша
224
диаметр цапфы является номинальным диаметром подшипника.
Согласно нормалям заводов тяжелого машиностроения и
ГОСТ 7999—70, предусмотрено изготовление подшипников диа-
метром 0,14—1,18 м при отношении Z/d, равном 0,6 и 0,75. После
обработки с предельным отклонением —18—45 мкм рабочая по-
верхность втулки-цапфы становится зеркальной, средняя высота
микронеровностей не более 0,25 мкм по ГОСТ 2789—73.
2) втулки-вкладыша 1 с заливкой (центробежным способом)
толщиной 3—5 мм, изготовленной из высокооловянистого баббита
марки Б83 (83 % Sri; 6 % Си; 1 % Sb). Поверхность баббитовой
заливки обрабатывают до шероховатости Ra < 0,8 мкм, и после
приработки в подшипнике она также приобретает зеркальный
вид. Номинальный внутренний диаметр втулки dK = dn -j- 26пжт,
где 6пжт — радиальный зазор в подшипнике; обычно принимают
6Пжт — 100 : 200 мкм.
Для передачи осевых усилий от валка 3 на корпус подушки
(закрепленной в станине 4} на втулке-цапфе 5 предусмотрен коль-
цевой бурт, опирающийся с одной стороны на кольцо 9 (из двух
полуколец), с другой — на кольцо-крышку 8. Торцы этих колец
также выполнены с баббитовой заливкой. Для предохранения от
осевбго смещения втулка-цапфа закреплена на цапфе резьбовым
кольцом 6 с полукольцами 7. Для обеспечения полной герметич-
ности рабочих поверхностей и исключения проникновения пыли
и влаги предусмотрены надежные уплотнения в торцовых крыш-
ках 8 и 10.
Для улучшения условий подачи и «затягивания» масла в мас-
ляный клин во втулке-вкладыше предусмотрены масляные кар-
маны 2 (на длине ~0,8Z) с обеих сторон (для возможности ревер-
сивного вращения цапфы), образуемые расточкой вкладыша из
центров, смещенных на величину Дг = 15 : 25 мм. Смазка под
давлением 0,1—0,3 МПа (избыточным) поступает в масляные
карманы через отверстия во втулке, соединенные с кольцевыми
полостями в корпусе подушки; к торцу последней смазка подается
по маслопроводу из циркуляционной смазочной системы после
тщательной (тонкой) очистки в фильтрах. Из подшипника масло
удаляется в осевом направлении вкладыша на участке с макси-
мальным радиальным зазором, т. е. со стороны, противоположной
масляному клину.
Для увеличения грузоподъемности масляного клина жела-
тельно, чтобы значения Zimin были наименьшими (менее 10 мкм).
Однако чрезмерные уменьшения ftm)n при работе недопустимы,
так как при этом может возникнуть контакт неровностей поверх-
ностей трения и нарушение режима жидкостного трения. Поэтому
более рациональным является уменьшение радиального зазора
^пжт — гв — гц в области трения, для чего приходится услож-
нять технологию обработки втулки, применяя обработку ее из
смещенных по вертикали центров на величину Д2 = 100--:-400 мкм
(для подшипников с d > 0,3 м), как показано на рис. V.18, б.
8 Заказ 224
225
Рис. V.19. Каналы подвода и отвода масла
в ПЖТ («) и зависимость абсолютной (ди-
намической) вязкости масел от температуры
(б). Марки масел: УТ — турбинное; МЗС,
МС-20, МК-22 — авиационное; машинное
'МАШ I); П-28 — прокатное
При этом зазор по диаметру в не-
нагруженной зоне будет значи-
тельным, что необходимо для
обеспечения лучшей прокачки масла через подшипник и интенсив-
ного его охлаждения, т. е. для того, чтобы предупредить повышение
рабочей температуры и понижение вязкости масла, а значит, и по-
нижение грузоподъемности масляного клина [см. формулу (V.59)].
При соблюдении приведенных выше технологических требова-
ний по изготовлению подшипников и правильной их эксплуатации
(высококачественная очистка масла двойным тонким фильтрова-
нием, тщательные торцевые уплотнения и т. д.) подшипники будут
работать в условиях жидкостного трения, т. е. практически без
износа. Срок службы такого подшипника составляет 50—100 тыс. ч
и более. При смене валков узел подшипников не надо разбирать.
Он остается герметичным. Ревизия (осмотр поверхностей трения)
осуществляется в специальных помещениях не чаще одного раза
в 2—3 года.
Из сказанного следует, что грузоподъемность масляного клина
достигается в результате гидродинамического эффекта (т. е. при
затягивании масла вращающейся цапфой). Поэтому перед пуском
стана значительная внешняя нагрузка на цапфы (предварительное
поджатие валков) недопустима, так как при этом масло выдавли-
вается из-под цапфы и в момент пуска и разгона стана подшип-
226
ники работают в условиях полужидкостного трения, что влечет
за собой износ трущихся поверхностей и ухудшение в дальней-
шем условий работы в режиме жидкостного трения (снижение
грузоподъемности масляного клина ввиду увеличения высоты
микронеровностей и /imin).
На рис. V.19, а показаны каналы подвода и отвода масла
в подшипнике. Из подводящих маслопроводов (вверху и слева
внизу) масло поступает в полукольцевые расточки в корпусе
подушки, а из них через радиальные отверстия попадает в масля-
ные карманы в баббитовой заливке. При вращении шейки с ко-
нической втулкой масло «затягивается» (нагнетается) и кониче-
ская втулка оказывается как бы плавающей в масляной пленке.
Масло уходит вдоль подшипника и на концах баббитовой заливки
попадает в кольцевые полости, из которых оно отводится в трубу
большого диаметра (так как масло выходит из подшипника само-
теком, а не под давлением).
Шейки валков изготовляют коническими по следующим со-
ображениям:
1) для того чтобы легко было снять подшипники с шейки валка,
на которую подводится смазка по небольшим радиальным от-
верстиям;
2) коническая шейка в сечении около бочки валка прочнее
цилиндрической, так как диаметр ее больше.
Величина коэффициента трения в подшипнике зависит от
вязкости масла (рис. V.19, б). В большинстве случаев для тяже-
лонагруженных подшипников прокатных станов применяют хо-
рошо очищенное вязкое масло П-28 (брайтсток); масляная пленка
в подшипнике способна выдерживать давление до 25 МПа. Для
высокоскоростных и легконагруженных подшипников можно
применять менее вязкое турбинное масло марки УТ.
Для ПЖТ устанавливают отдельную масляную систему.
Для валков прокатных станов применяют подшипники жид-
костного трения двух типов — горизонтальные и вертикальные,
причем для восприятия возможных осевых усилий они имеют на
концах шеек радиально-упорные шариковые (для небольших
ПЖТ) или радиально-упорные роликовые конические (для средних
и крупных ПЖТ) подшипники.
Применение упорных узлов в ПЖТ (рис. V.20 и V.21) крайне
необходимо на высокоскоростных рабочих клетях. В противном
случае, как правило, наблюдается сильный разогрев ПЖТ с поте-
рей их несущей способности, а также разогрев краев бочек опор-
ных валков, что приводит к нестабильности их теплового
профиля
ПЖТ, собранный в подушке, легко монтируется на шейку
-валка — внутренняя втулка-цапфа имеет шпоночное соединение
с конической шейкой валка и вращается в наружной цилиндриче-
ской втулке-вкладыше, имеющей баббитовую заливку по внутрен-
ней поверхности. Для облегчения демонтажа подшипника на
8*
227
Рис. V.20. ПЖТ конструкции ПО «Электростальтяжмаш» диаметром 140—400 мм:
1 — втулка-вкладыш; 2 — втулка-цапфа; 3 — упорный узел шарикоподшипников; 4 —
гайка для установки максимального осевого зазора в подшипнике; 5 — резьбовые полу-
кольца; 6 — гайка для фиксации конусной втулки на валке; 7 — узел поперечной крышки
с манжетами уплотнения; 8 — кольцо-насадка; 9 — узел задней крышки с радиальными
(манжетным) и торцевым (текстолитовым) уплотнениями; 10 — шпонка
сопрягаемые по шпонке конические поверхности подается смазка
через отверстие в конусной втулке.
Со стороны бочки валка на втулке-вкладыше имеется сменное
кольцо-насадка для фиксации резиновых уплотнений (рис. V.20).
Радиальная нагрузка воспринимается баббитовой заливкой
(максимальное давление 20 МПа) и передается на подушку; осе-
вая нагрузка — радиально-упорными подшипниками качения,
наружные кольца, которых фиксируются резьбовым кольцом —
гайкой. Подшипник полностью герметизирован с передней и зад-
ней стороны уплотнениями, которые не допускают проникновения
влаги, пыли и вытекания масла. На конце шейки валка ПЖТ
фиксируется при помощи резьбовых полуколец и гайки.
В крупных ПЖТ (см. рис. V.21) двухрядный конический ро-
ликоподшипник своим внутренним кольцом установлен на втулке,
опирающейся высоким фланцем в торец втулки-вкладыша с бабби-
товой заливкой; по наружным кольцам роликоподшипник уста-
новлен в специальном стакане, предназначенном для передачи
осевых усилий на переднюю крышку и затем на подушку, зафикси-
рованную в окне станины упорными планками.
228
Рис. V.21. ПЖТ конструкции ПО «Электростальтяжмаш» диаметром 450—1320 мм:
1 — втулка-вкладыш; 2 — втулка-цапфа; 3 — кольцо-иасадка; 4 — узел задней крышки
с радиальными (манжетным) и торцовым (текстолитовым) уплотнениями; 5 — упорный
узел с роликовым коническим подшипником; 6 — стакан; 7 — фиксирующая крышка;
8 — фиксирующая гайка; 9 — кольца; 10 — разъемные полукольца; 11 — крышка-ко-
жух; 12 — передняя насадка; 13 — узел передней крышки; 14 — втулка; 15, 16 — шпонки
Основными параметрами^ ПЖТ являются диаметр и длина
баббитовой заливки (d X /). Для устранения влияния прогиба
валка на работу ПЖТ подушки с ПЖТ вверху и внизу опираются
на сферические подпятники (рис. V.22).
Гидродинамические ПЖТ обеспечивают жидкостное трение
между втулкой и цапфой при высоких скоростях, когда вращаю-
щаяся с большой скоростью цапфа увлекает за собой смазку
и образуется масляный клин, давление в котором уравновешивает
внешнюю нагрузку. В переходных режимах работы прокатного
стана (при пуске, реверсе, при заправочной скорости под полным
усилием прокатки) жидкостное трение не обеспечивается, увели-
чивается момент трения в подшипниках и затрудняется их эксплуа-
тация.
При изменении частоты вращения валков и усилия прокатки
изменяется толщина смазочного слоя в подшипниках и вследствие
этого толщина прокатываемой полосы (образуется разнотол-
щинность) х.
1 См. гл. IV. п. 7 (т. 3, 1-е изд., 1981 г.).
229
Рис-. V.22. Подпятники для самоуста-
новки верхней (я) и нижней (б) подушек
с ПЖТ
Гидростатические ПЖТ (без
образования масляного клина) для
уравновешивания внешней на-
грузки требуют постоянного вы-
сокого давления смазки в спе-
циальных карманах во втулке
подшипника. Однако обеспечение
надежной и непрерывной работы
сложной системы смазки при вы-
соком давлении практически не-
возможно, поэтому эти подшипни-
ки в опорных валках прокатных
станов не применяют.
Г идростатодинамические ПЖТ
являются подшипниками комби-
нированного типа: смазка под
высоким давлением подается в под-
шипник только в период переход-
ных режимов работы стана (при
пуске, торможении и при работе
на небольших скоростях); при ус-
тановившемся режиме работы стана
(при больших скоростях) насос,
обеспечивающий высокое давле-
ние смазки, автоматически выключается и жидкостное трение в
подшипнике обеспечивается масляным гидродинамическим клином,
7 11
Рис. V.23. Схемы гидростатодинамического ПЖТ и дополнительной системы гидростати-
ческого подпора:
/ — цапфа валка; 2 — втулка подшипника; 3 — корпус подшипника (подушка валка);
4 — дуговые узкие карманы; 5 — капиллярные трубки; 6 — сливные кармаиьг 7 — пре-
дохранительный клапан; 8 — манометр; 9 — обратный клапан; 10 — насос высокого
давления; 11 — электродвигатель
230
образующимся при высоких частотах вращения цапфы и при по-
даче смазки под обычным для ПЖТ давлением 0,1—0,15 МПа.
Схемы гидростатодинамического ПЖТ и дополнительной си-
стемы гидростатического подпора показаны на рис. V.23. На рабо-
чей (нижней) поверхности втулки имеются четыре углубления
(кармана), в которые при переходных режимах подается смазка
под давлением 50 МПа. Карманы выполнены в виде узких канавок
на дуге около 40°, что незначительно уменьшает рабочую опорную
площадь вкладыша, воспринимающую внешнюю нагрузку; расход
смазки на один подшипник — около 8 л/мин.
Распределение смазки между карманами осуществляется ка-
пиллярными трубочками, предотвращающими утечку масла через
какой-либо один карман при перекосе подшипника.
Обычная система смазки ПЖТ имеет дополнительную систему
высокого давления: насос, обратный клапан и манометр. Насос
включается автоматически, когда скорость прокатки снижается
до определенной величины (2—3 м/с); питание насоса — от под-
шипника по общему сливному трубопроводу. Насос выключается
также автоматически, когда скорость цапфы оказывается достаточ-
ной для создания гидродинамического режима подшипника (об-
разования масляного клина).
Подшипники качения
Подшипники качения широко применяют в листовых четырех-
валковых станах горячей и холодной прокатки, а также в тонко-
листовых двухвалковых, заготовочных и сортовых станах. Для
валков этих станов применяют исключительно роликовые под-
шипники с коническими роликами (двухрядные и четырехряд-
ные), так как они хорошо самоустанавливаются и способны вос-
принимать большие осевые нагрузки.
Роликовые подшипники для прокатных валков изготовляют
на подшипниковых заводах по специальным заказам, так как они
должны соответствовать специфическим требованиям: выдержи-
вать большие нагрузки при прокатке и иметь малые габариты,
необходимые для монтажа их в подушках валков.
Например, для больших четырехвалковых станов холодной
прокатки один подшипник должен выдерживать усилие до 15—
20 МН. Наружный диаметр такого подшипника составляет более
1 м и масса его превышает 3 т.
В четырехвалковых станах горячей и холодной прокатки под-
шипники жидкостного трения (ПЖТ) устанавливают только на
опорных валках; на рабочих валках вследствие сравнительно не-
большого усилия на шейке и ограниченности габаритов подшип-
ники жидкостного трения применяют весьма редко, вместо них
устанавливают конические роликовые подшипники.
На рис. V.24, а показана установка рабочего валка четырех-
валкового стана 2800 на роликовых конических подшипниках
(шейка валка цилиндрическая).
231
Рис. V.24. Установка рабочего (о) и опорного (б) валков четырехвалкового
стана 2800 на роликовых конических подшипниках
На каждой шейке рабочего валка установлен четырехрядный
конический роликовый подшипник. Смазка подшипников осуще-
ствляется от автоматической централизованной системы густой
смазки.
На рис. V.24, б показана установка опорного валка того же
стана. Четырехрядный конический роликоподшипник закреплен
на подушке наружным упорным 1 и внутренним распорным коль-
цом 2. Распорное кольцо прижимается к внутреннему кольцу
роликоподшипника другим кольцом 3, навинчиваемым на полу-
кольца 4, укрепленные в расточке на конце валка.
Для предохранения подшипника от пыли с обеих сторон
в подушке предусмотрены севанитовые уплотнения.
232
При установке отдельных элементов подшипника на шейке и
в корпусе необходимо соблюдать порядок расположения деталей
подшипника согласно маркировке. В случае, если дистанционные
кольца не будут поставлены на свои места, появится «осевая
игра» между отдельными рядами роликов и нарушится условие
равномерного распределения нагрузки между четырьмя рядами
роликов.
Для облегчения монтажа и демонтажа подшипниковых узлов
и повышения прочности шеек рабочих валков четырехвалковых
станов в последние годы стали применять роликовые конические
подшипники с внутренней конической посадочной поверхностью.
Так как валки вследствие их износа необходимо часто менять
и перешлифовывать или перетачивать на станке, то с целью удоб-
ства монтажа и демонтажа роликовые подшипники обычно ус-
танавливают с гарантированным посадочным зазором (см.
рис. V.24, б). При установке подшипника его внутреннее отвер-
стие и шейку валка смазывают тонким слоем густой смазки.
Однако при работе внутренние кольца подшипника часто провора-
чиваются, что приводит к задирам и износу посадочных поверх-
ностей, особенно шеек валка. Для уменьшения износа этих по-
верхностей к ним подводят смазку (из осевого канала-резервуара
от торца шейки) с различными присадками (графит, сернистый
молибден), делают винтовые канавки на посадочных поверх-
ностях и т. п.
Многорядные подшипники с цилиндрическими роликами имеют
внутренние кольца, взаимозаменяемые по наружному диаметру,
т. е. обработанные с большой точностью. Внутренние кольца
монтируются на шейки валков по посадке с натягом: «при смене
валков внутренние кольца остаются на шейках валков. При
переточке и перешлифовке бочки валок устанавливают в люне-
тах станка по наружному (весьма точному) диаметру внутренних
колец, поэтому эксцентричность бочки валка может быть пол-
ностью исключена, что в результате повышает точность проката
(уменьшается разнотолщинность полосы). Детали подшипника
(цилиндрические ролики и внутренние кольца) имеют весьма
простую конфигурацию, поэтому их можно обрабатывать с высо-
кой точностью.
Указанные достоинства позволяют применять многорядные
подшипники с цилиндрическими роликами в опорных валках при
больших скоростях прокатки (30—40 м/с) на листовых, сортовых
и проволочных станах.
Как известно, подшипники типа ПЖТ имеют существенный
недостаток при изменении частоты вращения цапфы изменяется
толщина масляного клипа, что отрицательно влияет на точность
проката (изменяется толщина полосы). Точно изготовленные
(прецизионные) подшипники с цилиндрическими роликами не
имеют этого недостатка, поэтому на станах горячей и холодной
прокатки тонкой полосы иногда вместо ПЖТ устанавливают под-
233
Рис. V.25. Фиксирующая опора валка на четырехрядном подшипнике с цилиндрическими
роликами (шейка валка коническая или цилиндрическая с диаметром под подшипник
500—950 мм)
шипники качения с цилиндрическими роликами не только на ра-
бочих валках, но и на опорных.
С целью повышения нагрузочной способности и улучшения
отвода тепла в подшипники качения необходимо подавать жидкую,
а не густую смазку. Весьма рациональной является смазка масля-
ным туманом; подача распыленного воздухом масла (тумана)
в этом случае осуществляется специальными насадками, смонтиро-
ванными в корпусе подшипника и имеющими отверстия определен-
ного диаметра.
Для восприятия осевых усилий в фиксирующих опорах валков
(со стороны перевалки) рядом с многорядными подшипниками
(с цилиндрическими роликами) устанавливают шариковые или
роликовые радиально-упорные подшипники (рис. V 25). В не-
фиксированных (плавающих) опорах для удержания подушки на
шейке валка рядом с многорядным подшипником (с цилиндриче-
скими роликами) устанавливают однорядные радиальные под-
шипники.
На новых высокоскоростных прокатных станах применяют
неподвижную посадку роликового подшипника на шейку, что
исключает износ посадочных поверхностей. Легкость монтажа и
234
де онтажа подшипника обеспечивается применением гидрорас-
пора, при котором распрессовка неподвижных соединений осуще-
ствляется при помощи масла, подаваемого под высоким давлением
(50—100 МПа). Следует, однако, указать, что этот способ эффекти-
вен только для напрессовки и распрессовки соединений с конус-
ными посадочными поверхностями и распрессовки (демонтажа)
цилиндрических соединений; напрессовку (монтаж) последних
легче всего осуществить посадкой на цилиндрическую шейку пред-
варительно нагретого (до 80—9(Д ') подшипника с цилиндриче-
ским внутренним отверстием.
Смазка подшипниковых узлов
Для смазки прокатного оборудования, в том числе и подшипниковых узлов, при-
меняют минеральные (не растительные и не животные, которые очень дороги)
масла, получаемые при переработке нефти. После возгонки бензина и керосина
при переработке нефти остается мазут, являющийся исходным сырьем для по-
лучения различных масел.
Жидкие масла (прокатные марки П-28 или брайтсток, спецвапоры 2200 и
2900, цилиндровое 24, автотракторное АК-10 и турбинное марки УТ) одновре-
менно служат и для охлаждения трущихся поверхностей. По сравнению с густыми
смазками они имеют ряд преимуществ: допускают более высокие частоты враще-
ния валков, более высокие температуры внутри подшипника, лучше работают
в условиях низких температур (густые смазки загустевают и вызывают излишний
расход энергии на трение). Подача жидкой смазки к узлам трения и возврат ее
для очистки и охлаждения осуществляется циркуляционными автоматическими
системами.
Густые консистентные смазки (мази) получают в результате смешивания
жидких минеральных масел с загустителями (калиевые для солидолов и натрие-
вые мыла). Густые смазки по сравнению с жидкими маслами применяют реже.
Преимущество густых смазок в том, что они не требуют сложных уплотнений
и сами являются уплотнениями, защищая трущиеся поверхности (подшипники
качения) от попадания пыли, грязи и воды. Так как осуществление циркуляции
густых смазок невозможно, то густая смазка, подаваемая в подшипниковые узлы
трения, расходуется безвозвратно. Для этих узлов применяют специальную
густую смазку ИП-1, периодически подаваемую автоматическими централизован-
ными станциями.
Чтобы жидкая смазка ие вытекала из узлов трения, а также для предохра-
нения их от воды, пыли и окалины, применяют специальные уплотнительные
кольца из маслостойкой резины. Резиновые манжетные уплотнения (кольца) более
стойки, чем кожаные, последние быстро изнашиваются и крошатся. Резиновые
уплотнения применяют двух типов: бескаркасные и с металлическим распорным
кольцом. Первым свойственна меньшая жесткость, чем в торым. Постоянное давле-
ние на вал, обеспечивающее герметичность уплотнения, создается при помощи
стальной витой пружины (браслета), соединенной замком в кольцо. Если в под-
шипниковом узле избыточное давление масла превышает 100 кПа, то для предо-
твращения прогиба резиновой манжеты применяют дополнительное поддержи-
вающее штампованное металлическое кольцо.
3. МЕХАНИЗМЫ ДЛЯ УСТАНОВКИ И УРАВНОВЕШИВАНИЯ ВАЛКОВ
Чтобы процесс прокатки протекал нормально, валки должны
занимать в рабочей клети определенное положение. Для этого
в каждой рабочей клети предусмотрены механизмы и устройства
для вертикальной установки валков (нажимные механизмы),
осевой установки валков и уравновешивания верхнего валка.
235
Нажимные механизмы
Установка валков в вертикальной плоскости на большинстве
станов осуществляется при помощи специального механизма
с нажимными винтами.
На всех листовых, полосовых и обжимных станах положение
нижнего валка с подушками и подшипниками в рабочей клети
постоянно. Поэтому раствор между валками регулируется пере-
мещением только верхнего валка при помощи нажимного меха-
низма.
На четырехвалковых станах, прокатывающих длинные полосы,
для получения заданной толщины полосы корректировка обжатия
осуществляется в процессе прокатки, поэтому нажимной механизм
верхнего валка должен быть рассчитан на преодоление мак-
симального усилия, действующего на валки в процессе про-
катки.
На сортовых двух- и трехвалковых станах положение валков
при прокатке не изменяется; необходимое расстояние между ними,
определяемое калибровкой валков, устанавливают заранее, при
настройке стана.
На сортовых двухвалковых станах для сохранения линии про-
катки на постоянном уровне необходимое расстояние между вал-
ками при прокатке заданного профиля устанавливают перемеще-
нием верхнего и нижнего валков.
На сортовых трехвалковых станах средний валок устанавли-
вают неподвижно, а настройку осуществляют перемещением
верхнего и нижнего валков.
На тех станах, где положение верхнего валка, должно изме-
няться после каждого прохода металла через валки (блюминги,
реверсивные четырехвалковые станы и т. д.), это перемещение
происходит во время пауз между проходами.
Очевидно, что для увеличения производительности стана
время, затрачиваемое на установку верхнего валка, должно быть
минимальным. Поэтому перемещение верхнего валка должно
происходить с большой скоростью (например, на блюмингах эта
скорость достигает 250 мм/с). Однако на некоторых станах, про-
катывающих тонкие листы и полосы, скорость перемещения верх-
него валка ограничивается необходимой точностью установки вал-
ков в определенном положении, поэтому эта скорость должна быть
очень небольшой (на тонколистовых четырехвалковых станах
холодной прокатки она составляет ~0,1 мм/с).
Кроме того, скорость перемещения нажимных винтов зависит
также от длины пути, который должен пройти нажимной винт
при установке валка. Этот путь на обжимных станах во много раз
больше, чем на листовых и тонколистовых. Поэтому с целью
возможного сокращения пауз при прокатце скорость перемещения
нажимных винтов у обжимных станов принимается большей, чем,
например, у листовых станов.
236
На сортовых станах, где валки устанавливают только при
настройке стана, скорость перемещения валков ограничивается
требуемой точностью их настройки.
На практике применяют следующие скорости перемещения
(установки) верхнего валка, мм/с:
Блюминги......................................... ЮО 250
Слябинги ...................................... 100—1о0
Толстолистовые станы .......................... 5 25
Сортовые станы двух- и трехвалковые............ 2—5
Тонколистовые четырехвалковые станы ...........0,05—1,0
На блюмингах, слябингах и тонколистовых станах перемеще-
ние верхнего валка происходит после каждого пропуска металла
через валки, поэтому с целью сокращения паузы между прохо-
дами для установки верхнего валка применяют быстроходные
нажимные механизмы с приводом от вертикальных фланцевых
электродвигателей через цилиндрические шестерни.
На рис. V.26, а приведены кинематические схемы нажимных
механизмов I и II типов, а на рис. V.26, б — общий вид нажимного
механизма II типа для блюминга 1150 конструкции УЗТМ. Литой
стальной корпус 1 закреплен на станинах рабочей клети и сцентри-
рован с ними с помощью двух установочных колец 2. В корпусе
размещена горизонтальная косозубая цилиндрическая передача,
состоящая из семи зубчатых колес и приводимая двумя вертикаль-
ными фланцевыми электродвигателями 3, смонтированными на
верхней части корпуса /. Шестерни 4 (рис. V.26, а) насажены не-
посредственно на концы валов электродвигателей и сцепляются
с паразитными колесами 5, которые в свою очередь передают
вращение зубчатым венцам 7, посаженным на высокие ступицы 8
с квадратными отверстиями. При вращении колес 7 и ступиц 8
осуществляется вращение винтов в нажимных гайках 9 и посту-
пательное перемещение нажимных винтов 10.
Соединительная шестерня 6 свободно посажена на ось, кото-
рая одновременно является плунжером 11 двух гидравлических
цилиндров 12, вмонтированных в корпус нажимного устройства и
предназначенных для вывода шестерен 5 из зацепления при не-
обходимости раздельной работы винтов (одного правого или ле-
вого). При работе стана полости верхних цилиндров заполнены
маслом, выход которого из них перекрыт, а из нижних цилиндров
масло вытеснено в бак, установленный сверху на площадке.
Практика эксплуатации блюмингов показала, что, несмотря на
наличие тормозов на электродвигателях, происходит самоотвин-
чивание нажимных винтов вследствие больших динамических на-
грузок на них при прокатке. С целью предохранения от самоотвин-
чивания на концах нажимных винтов сделаны сферические
пяты 14 увеличенного диаметра, в результате чего несколько уве-
личивается момент трения в пяте. Для удобства сборки и разборки
пяту делают отъемной и закрепляют на нажимном винте торцовой
шпонкой 13 и сквозным штифтом 15.
237
Z=28
Рис. V.26. Быстроходные нажимные
механизмы блюминга 1150 конструкции УЗТМ
Указатель обжатий присоединен к нажимному устройству
через промежуточную коническую передачу 16.
Нажимное устройство имеет привод от двух электродвигате-
лей вертикального типа мощностью 180—270 кВт (п = 500:
: 750/1000 об/мин). Смазка жидкая циркуляционная. Наружный
диаметр нажимного винта 440 мм, резьба однозаходная, шаг
48 мм, диаметр пяты 550 мм, передаточное отношение от электро-
двигателя к нажимному винту 4,5; скорость перемещения винтов
до 250 мм/с.
Тихоходные нажимные механизмы (рис. V.27) с приводом от
электродвигателя через глобоидные червячные передачи приме-
238
тонколистовых и полосо-
вых четырехвалковых станах горячей и холодной прокатки,
где скорость перемещения валков невелика (ввиду необходи-
мости точной регулировки толщины листов и полос).
На рис. V.27, а приведена кинематическая схема, а на
239
рис. V.27, б — общий вид механизма для установки верхних
валков рабочей клети четырехвалкового стана 2500 холодной
прокатки конструкции НКМЗ. Привод нажимных винтов осуще-
ствляется от двух электродвигателей 2 типа МП-82 мощностью по
115 кВт частотой вращения 500 об/мин при 100 % ПВ. Двигатели
установлены на одной оси и соединены между собой электрома-
гнитной муфтой 1, рассчитанной на крутящий момент, равный
3 кНм. Вращение от электродвигателей к нажимным винтам 6
передается через зубчатые муфты 3 и червячные глобоидные ре-
дукторы 4, 5. Общее передаточное число от двигателя к нажим-
ному винту i ~ 1122; скорость перемещения нажимного винта
0,110,22 мм/с.
Диаметр нажимного винта равен 560 мм, шаг резьбы 12 мм.
Редукторы нажимного механизма смонтированы в отдельных
корпусах, установленных на верху станины. Между редукторами
установлен гидроцилиндр уравновешивания валков 11. Крайнее
верхнее положение нажимного винта (ход винта 530 мм) фикси-
руется командоаппаратом 10, соединенным со ступицей червяч-
ного колеса через коническую шестеренную передачу 7 и ре-
дуктор 8.
У этого нажимного устройства нет циферблата на самой ста-
нине и положение валков контролируется сельсином-датчиком 9,
передающим импульс на сельсин-мотор, установленный на
пульте управления и снабженный диском с цифровыми деле-
ниями.
Привод сельсина-датчика аналогичен приводу командоаппа-
рата. При необходимости работы одним нажимным винтом (для
настройки валков) электромагнитная муфта выключается.
В отличие от сортовых прокатных станов на листовых станах
при прокатке тонких листов и полосы верхний валок часто при-
ходится устанавливать, когда металл находится между валками,
что необходимо для выравнивания толщины прокатываемой
полосы.
Таким образом, механизмы привода нажимных винтов должны
быть рассчитаны на максимальное усилие, возникающее при
прокатке. В данном случае этот механизм рассчитан на усилие
прокатки 35 МН (на оба нажимных винта). Вследствие применения
в приводе каждого винта двух червячных передач к. п. д. таких
нажимных механизмов значительно ниже, чем к. п. д. нажимных
механизмов блюминга, у которого в приводе винтов предусмо-
трены цилиндрические шестерни. С целью повышения к. п. д.
привода применяют глобоидные червячные редукторы.
Для повышения быстроты и точности установки валков на не-
которых станах применяют нажимные механизмы с червячно-ци-
линдрическим приводом, двухскоростные и комбинированные
(гидромеханические).
Гидравлические и гидромеханические
нажимные механизмы
В процессе прокатки толщина выходящей из валков полосы
непрерывно изменяется вследствие непостоянства толщины под-
ката при входе в валки, механических свойств полосы по длине
рулона, условий смазки валков и полосы и т. п. Для определения
толщины полосы и ее изменения (разнотолщиниости) на стане
перед и за валками устанавливают летучие микрометры (контакт-
ные и бесконтактные толщиномеры) различного типа (индуктив-
ные, рентгеновские и Др.). Изменение толщины полосы можно
также фиксировать косвенным способом путем измерения усилия
прокатки месдозами, установленными под нажимные винты (или
под подушки нижнего валка).
Показания (электрические сигналы датчиков измерения тол-
щины) этих приборов можно использовать в системах автомати-
ческого регулирования толщины (САРТ) полосы в процессе про-
катки с целью снижения продольной и поперечной разнотолщин-
ности.
В нажимных механизмах электромеханического типа, в кото-
рых нажимные винты приводятся от электродвигателей (см.
рис. V.26 и V.27), эти сигналы используют для включения (вы-
ключения) электродвигателей, т. е. для вращения нажимных
винтов и изменения обжатия полосы в процессе прокатки. Прак-
тика показывает, что САРТ с использованием нажимных винтов
с электроприводом имеет существенный недостаток — запазды-
вание регулирования разнотолщиниости вследствие инерцион-
ности электромеханического привода нажимных винтов (включе-
ние электродвигателей от импульсов измерительных приборов и
разгон редукторного привода нажимных винтов требуют 0,5—1 с;
за этот период при скорости прокатки 10—30 м/с полоса пройдет
путь 5—30 м).
В некоторых случаях работа САРТ при наличии электромеха-
нических нажимных механизмов вообще мало эффективна вслед-
ствие чрезвычайно интенсивного износа резьбовой пары нажим-
ной винт-гайка.
С целью повышения быстродействия САРТ (что особенно важно
при высоких скоростях прокатки) в последние годы получили
распространение гидравлические (без нажимных винтов и их
электропривода) и комбинированные (гидромеханические) на-
жимные механизмы, обладающие значительно меньшей инер-
ционностью.
На рис. V.28, а показан гидравлический нажимной механизм
четырехвалкового стана 1200 холодной прокатки тонкой полосы
конструкции ВНИИметмаша — НКМЗ.
Усилие прокатки непосредственно воспринимают гидравличе-
ские цилиндры 1 (вместо нажимных винтов, см. рис. V.27); под
поршни.2 от аккумулятора подается рабочая жидкость (масло)
241
<7630
— -4
Рис. V.28. Гидравлические и
гидромеханические нажимные
механизмы
а — гидравлический четырех-
валкового стана 1200; б— ком-
бинированный гидромеханиче-
ский широкополосовых станов
горячей прокатки и холодной
прокатки; в — комбинирован-
ный гидромеханический с под-
вижной гайкой — плунжером
под постоянным давле-
нием, поэтому перед
прокаткой тонкой по-
лосы валки стана предварительно поджаты друг к другу с постоян-
ным усилием (рабочая клеть является предварительно напряжен-
ной). Для регулирования усилия предварительного нагружения
валков и подушек и межвалкового зазора (при прокатке относи-
тельно толстой полосы) между подушками опорных валков уста-
новлены восемь гидроцилиндров 3 (по четыре с каждой стороны
валков), подключенных к выходу гидрораспределителя высокого
давления 4, работающего от шагового двигателя 5, получающего
импульсы на включение от измерителей толщины полосы. При этом
перемещается золотник гидрораспределителя 4 и регулируется
242
давление масла под поршнями гидроцилиндра 3. Обратная
связь между положениями поршней цилиндра 1 и 3 осуще-
ствляется рычагом 6, плечи которого опираются на золотник
гидрораспределителя 4 и толкатель 7, соединенный с поршнем 2.
Абсолютная величина разнотолщинностп полосы при прокатке
составляет около 0,1 от толщины полосы, поэтому перемещения
поршней (плунжеров) гидроцилиндров 1 и 3 незначительные и
система в целом почти безынерционная, т. е. обладает весьма
высоким быстродействием при корректировке толщины полосы.
На рис. V.28, б представлена схема комбинированного гидро-
механического нажимного механизма, применяемого на широко-
полосовых станах горячей и холодной прокатки.
Согласно этой схеме, нажимные винты 1 (с обычным электро-
приводом и червячными редукторами, см. рис. V.27) сохраняются
и ими пользуются только при грубой настройке валков. Для точ-
ного регулирования раствора валков (изменения обжатия для
ликвидации разнотолщинностп полосы) между подушками опор-
ных валков (как на рис. V.28, а) установлены плунжеры гидро-
цилиндров 2, предназначенные для регулирования деформации
(предварительного напряжения) рабочей клети; усилие гидро-
цилиндров регулируется по сигналам от месдоз 3, установленных
под нажимными винтами.
При прокатке полосы месдоза воспринимает усилие прокатки
и усилие от плунжеров гидроцилиндров 2; величина этого суммар-
ного усилия подается в запоминающее устройство 4, сравнивается
с заданным (оптимальным) для данной толщины h, измеряемой
толщиномером 5, и поддерживается постоянной с помощью ги-
дроцилиндров, соединенных с масляным насосом 6. Регулятор
давления масла 7 соединен с гидроцилиндрами напрямую и управ-
ляется шаговым электродвигателем 8, получающим импульсы от
толщиномера 5 через запоминающее (сравнивающее) устройство 4.
Точность регулирования разнотолщинностп по этой схеме
ограничивается величиной изменения упругой деформации рабо^
чей клети, однако в большинстве случаев на широкополосовых
станах она оказывается вполне достаточной, поэтому такие схемы
автоматического регулирования толщины (САРТ) полосы полу-
чают широкое применение (особенно при регулировании попереч-
ной разнотолщинностп). Эта схема обладает большой надежностью
в эксплуатации и почти безынерционна. Кроме того, при неполад-
ках в гидравлическом контуре нажимное устройство может ра-
ботать как обычное электромеханическое (но с меньшей точностью).
На рис. V.28, в представлен нажимной механизм комбинирован-
ного гидромеханического типа с подвижной гайкой-плунжером /,
которая выполняет две функции:
1) функцию обычной неподвижной гайки для вращающегося
нажимного винта 2, имеющего обычный привод от электродвига-
теля через червячную передачу 3 (см. рис. V.27); в этом случае
при помощи нажимных винтов осуществляется грубая настройка
243
валков (при относительно большом вертикальном перемещении
нажимных винтов);
2) функцию плунжера (поршня) гидравлического цилиндра,
опирающегося на станину; в этом случае при подаче рабочей
жидкости (масла) в полость между заплечиком внутренней гайки-
плунжера и внешним цилиндром гайка-плунжер (вместе с нажим-
ным винтом) может перемещаться по вертикали (на 1—4 мм)
в гидравлическом цилиндре 4 (для точной настройки валков при
регулировании разнотолщинности полосы). К торцу нажимного
винта 2 прикреплен кинематический шток-винт 5, на который
опирается двуплечий рычаг 6, соединенный с гидрораспредели-
телем 7, задатчиком 8 и шаговым электродвигателем 9. Эта система
выполняет функцию обратной связи перемещения гайки-плун-
жера в соответствии с включением шагового электродвигателя и
перемещением золотника гидрораспределителя. Описанный на-
жимной механизм применяется в чистовых клетях непрерывного
широкополосового стана горячей прокатки полосы толщиной
более 2 мм.
Следует отметить, что точность работы нажимных механизмов
в САРТ в значительной степени определяется точностью и надеж-
ностью приборов, применяемых для прямого (толщиномеры) или
косвенного (месдозы) измерения толщины и разнотолщинности
прокатываемой полосы.
Нажимные винты и гайки
Нажимной винт воспринимает усилие, приходящееся на одну
шейку валка при прокатке, и передает его через нажимную гайку
станине. Поверхности трения (пяте нажимного винта) придана
сферическая форма для лучшей самоустановки подушки с подшип-
ником по оси нажимного винта.
На блюмингах, слябингах и черновых клетях толстолистовых
станов диаметр сферических подпятников делают больше диа-
метра винта. Практика показывает, что, несмотря на небольшой
угол подъема винтовой линии (не более 2° 30') и теоретически са-
мотормозящуюся пару винт-гайка, при динамических нагрузках
наблюдается «отход» (самоотвинчивание) нажимных винтов. При
увеличении диаметра подпятника и применении густой смазки
резьбы (вместо жидкой) возрастает момент трения, т. е. умень-
шается возможность самоотвинчивания винтов (см. рис. V.26).
Для листовых станов нажимные винты делают с мелкой резьбой
и небольшим углом подъема (менее 1°), поэтому самоотвинчива-
ние их не происходит; для уменьшения потерь на трение при вра-
щении винта под сферическую пяту подводят густую смазку.
Гайки нажимных винтов — наиболее быстроизнашивающиеся
детали. Их изготовляют из литой бронзы марок БрАЖ9-4 и
БрАЖМц10-3-1,5.
Для экономии бронзы целесообразно делать нажимные гайки
составными. Наружные бандажи изготовляют из высокопрочного
244
Рис. V.29. Составные нажимные
гайки и формы верхнего конца на-
жимного винта:
а — бандажированная с полостью
для водяного охлаждения (слева) и
с внутренней бронзовой заливкой
(справа); б — квадратный конец на-
жимного винта с направляющими
плоскостями из бронзовых планок
или бронзовых наплавок и конец
нажимного винта со шлицами
чугуна (рис. V.29, а, слева), иногда применяют заливку бронзы
в стальной ступенчатый бандаж (рис. V.29, а, справа). Охлажде-
ние водой бандажированных гаек значительно уменьшает износ
их резьбы. Практикой установлено также, что при жидкой смазке
пары нажимной винт-гайка износ их резьбы в 1,5—2 раза меньше,
чем при густой. Однако во многих случаях применение жидкой
смазки нажимной гайки нежелательно, так как при этом может
возникать самоотвинчивание нажимных винтов.
Для предотвращения проворачивания в расточке станины гайку
крепят снизу при помощи торцовых планок, как показано на
рис. V.27.
Нажимной винт вращается ступицей центральной шестерни
или червячного колеса и перемещается в ней по вертикали. Верх-
ний конец нажимного винта делают квадратным (у обжимных
станов) или цилиндрическими со шлицами (у листовых станов,
рис. V.29, б). Для уменьшения трения (в быстроходных нажимных
механизмах) на квадратном конце иногда предусматривают на-
правляющие, наплавляя бронзу или прикрепляя винтами брон-
зовые планки; в этом случае ступица может быть отлита из стали.
Резьба нажимных винтов и гаек однозаходная упорная или
трапецеидальная. Трапецеидальный профиль (как более прочный)
применяют для нажимных винтов и гаек тонколистовых станов
холодной прокатки, так как в этих станах винты и гайки при
прокатке воспринимают большие усилия. В быстроходных на-
жимных механизмах блюмингов иногда используют двухзаход-
ную резьбу.
Диаметр нажимного винта определяют в зависимости от макси-
мального усилия, действующего на него при прокатке УП1ах:
ch = 1Л4Утах/л[о]в = lf13i Ктах/[о]в, (V.55)
где dr — внутренний диаметр резьбы нажимного винта; [о]в —
допускаемое напряжение на сжатие винта.
Нажимные винты изготовляют из кованой стали марок Ст.5,
40Х и 40ХН с пределом прочности ств = 600н-750 МПа. Исходя
из пятикратного запаса прочности, допускаемое напряжение на
сжатие материала винта Гсг]ъ можно принимать равным 120-ь
-ч—150 МПа. Определенный расчетом диаметр нажимного винта
необходимо согласовать затем с ГОСТом.
245
Диаметр нажимной тайки Dr и высоту ее Нг обычно опреде-
ляют из следующих соотношений: Dv = (1,5-:—1,8) dB, Нг =
= (0,95-4-1,1) Dr, где dB — наружный диаметр резьбы нажимного
винта.
Для вращения нажимного винта, когда на него (ио поверхности
пяты) действует усилие Y, к верхнему концу нажимного винта
необходимо приложить определенный крутящий момент, который
можно рассчитать по формуле
М„ = У [|ЛП 4- + tg (а„ + <рр)], (V.56)
где — диаметр пяты нажимного винта; рп — коэффициент
трения в пяте; dcp — средний диаметр резьбы нажимного винта;
ctp — угол подъема резьбы (tg ар = гРр/л^ср, здесь z — число
заходов; Рр — шаг резьбы); <рр — угол трения в резьбе (tg <рр —
= рр, здесь рр — коэффициент трения в резьбе между нажимной
гайкой и винтом; обычно, при нормальной смазке резьбы, прини-
мают рр = 0,1, тогда фр = 5° 40').
Усилие У, действующее на нажимной винт, определяют для
разных станов по-разному:
1. Когда нажимной винт перемещается только во время паузы
между проходами (на блюмингах, толстолистовых станах) на него
не действует усилие прокатки. Однако в это время на него дей-
ствует усилие со стороны устройства для уравновешивания верх-
него валка. Это усилие обычно бывает на 20—40 % больше массы
уравновешиваемых деталей.
Таким образом: У — Q — G/2 = (0,2 : -0,4) G/2, где Q — уси-
лие на одну подушку валка со стороны механизма уравновеши-
вания; G — масса уравновешиваемых деталей (верхнего валка,
его подушек и нажимных винтов).
2. Когда нажимной винт перемещается во время процесса
прокатки (в тонколистовых станах), на него действует усилие,
равное половине усилия прокатки, т. е. У = Р/2.
Определив по формуле (V.56) крутящий момент, требующийся
для вращения нажимного винта, можно затем определить и мощ-
ность двигателя, необходимую для привода всего установочного
механизма. Так как скорость перемещения нажимного винта
задана, то крутящий момент двигателя для привода винта можно
определить по следующей формуле:
Мдв = Мв/щ, (V.57)
где i — передаточное число привода от двигателя к винту; г| —
к. п. д. передачи от двигателя к винту.
Мощность двигателя, кВт:
УУдв = МДв0,дв- (V.58)
где /Идв— крутящий момент двигателя, Нм; <одв— угловая
частота; юдв = л/30пдв, здесь пдв — частота вращения двига-
теля, мин"1.
246
Соответствующие тип и характеристику двигателя подбирают
по каталогам.
Для установочных механизмов, работающих в повторно-
кратковременном режиме (на блюмингах, слябингах, обжимных
клетях рельсобалочных станов и т.д.), мощность и момент двига-
теля необходимо определять из условия нагрева двигателя по
среднеквадратичной силе тока, а также из условия обеспечения
достаточно быстрого разгона двигателя, чтобы продолжительность
установки валков была минимальной. В этом случае при опре-
делении момента двигателя надо учитывать динамическую на-
грузку, возникающую при ускорении вращения деталей в при-
воде от двигателя до нажимного винта, по следующей формуле:
Мдв = Мст + Мда, (V.59)
где Л1СТ — статический момент на валу двигателя, определяемый
по формуле (V.57), Нм; Л1ДПн— динамический момент на валу
двигателя, Нм:
«лш, - J = Лпр = e„t, (V.60)
здесь J — момент инерции массы всех вращающихся деталей
привода, приведенный к валу двигателя, кг м2: J = mRj =
= mD2i/4; епр — угловое ускорение привода при разгоне, 1/с2,
равное dwjdt.
Устройство осевой установки валков
Для совмещения осей калибров валков при настройке сортового стана валки уста-
навливают в осевом направлении.
В зависимости от частоты подъема верхнего валка, типа подшипников валков
и других факторов применяют несколько способов осевой регулировки валков.
На непрерывных сортовых станах для осевой установки валков используют
рычажное устройство (рис. V.30). При вращении гайки 1 резьбовые тяги 2 и 3
(одна с левой резьбой, другая с правой) раздвигаются или, наоборот, смыкаются
и поворачивают рычаги 4. Рычаги 4 лапами удерживают подушку 5 за заплечики
и при вращении перемещают ее в требуемом направлении. Предел регулирования
валка в осевом направлении ±10 мм.
Рабочий валок фиксируют установочным механизмом только с одной непри-
водной стороны^ где имеется доступ к механизму. Со стороны привода клети
механизм осевой регулировки не устанавливают.
Устройство для осевой регулировки валка спаренное: одно предназначено
для смещения валка в одном направлении, например в сторону привода, другое —
в обратном. Осевая регулировка валков осуществляется па стенде при настройке
клети, а также в линии прокатки, когда по каким-либо причинам (неравномерная
выработка калибров валков, произвольное смещение валков) нарушено заданное
сопряжение ручьев.
247
1
Рис. V.30. Рычажное устройство осевой установки валков
Механизмы уравновешивания валков
Если тем или иным способом подушки верхнего валка были бы
подвешены к концам нажимных винтов и установка верхнего валка
происходила бы только перемещением винтов вверх и вниз, то
возникли бы следующие отрицательные явления:
1) при холостом ходе стана под действием массы верхнего
валка и его подушек между торцами нажимных винтов и их под-
пятников, а также в резьбе нажимной гайки обязательно образо-
вались бы зазоры. При последующей задаче металла в валки воз-
никали бы динамические нагрузки на шейки валка и на нажимные
винты, которые сопровождались бы сильными ударами;
2) раствор между валками никогда не соответствовал бы тре-
буемому обжатию вследствие неизвестной величины указанных
зазоров.
Во избежание этих отрицательных явлений у всех рабочих
клетей, предусмотрены специальные устройства для уравновеши-
248
вания верхнего валка и его поду-
шек. При помощи таких устройств
подушки верхнего валка всегда
плотно прижаты к торцам нажим-
ных винтов и зазоры в соедине-
ниях шейки валка с нажимной
гайкой не образуются.
Для уравновешивания верх-
него валка с подушками приме-
няют грузовые, гидравлические
и пружинные устройства.
Грузовое уравновешивание при-
меняют при перемещении верх-
него валка на большую высоту (до
2000 мм на блюмингах и слябин-
гах); конструкция этого устрой-
ства проста и оно надежно в экс-
плуатации. В то же время грузо-
вому уравновешиванию свойствен-
ны следующие недостатки: инер-
ция контргрузов большой массы
вызывает динамические нагрузки
в системе; расположение больших
рычагов с контргрузами требует
углубления и усложнения фунда-
мента под рабочей клетью; невоз-
можно осуществлять перемещение
валка независимо от нажимного
Рис. V.31. Устройство гидравличе-
ского уравновешивания верхнего
опорного валка с подушками (четырех-
валкового стана 2500 конструкции
НКМЗ) при помощи одного верхнего ци-
лиидра
механизма.
Гидравлическое уравновешивание применяют как при большом
ходе верхнего валка (на обжимных станах), так и при небольшом
растворе валков (на листовых станах). Оно не обладает указанными
выше недостатками, свойственными грузовому уравновешива-
нию, работает бесшумно и без толчков, имеет небольшие габариты
и легко управляемо при работе стана. В качестве рабочей жидкости
применяют масло-водяную эмульсию или веретенное масло (в за-
висимости от климатических условий района, в котором располо-
жен завод).
Недостатком этой системы является то, что для пи-
тания цилиндров уравновешивания необходима установка на-
сосно-аккумуляторной станции. Однако во многих прокатных
цехах такие станции имеются независимо от применения системы
гидравлического уравновешивания (например, для гидропривода
смены валков), поэтому указанный выше недостаток не является
существенным.
На рис. V.31 приведено устройство гидравлического урав-
новешивания верхнего опорного валка четырехвалкового стана
2500 конструкции НКМЗ.
249
Рис. V.32. Общий вид устройства для гидравлического уравновешивания верхних рабо-
чих и опорных валков четырехвалкового стана 1700 при помощи плунжеров между подуш-
ками валков'
/ — подушка опорного валка; 2 — подушка рабочего валка; 3 — гидравлический плу
жер уравновешивания верхнего опорного валка; 4 — то же, верхнего рабочего валка
5 — гидравлический цилиндр; 6 — защелка для осевой фиксации подушки рабочего
валка в направляющих подушки опорного валка
Гидравлический цилиндр 1 расположен на верху рабочей клети
и смонтирован в траверсе, соединяющей станины. К верхней части
плунжера 2 шарнирно прикреплена траверса 3, к концам которой
подвешены две тяги 4. С этими тягами шарнирно соединены попе-
речные балки 5, конечные участки которых входят в окна станин
и воспринимают массу подушек и валков. У подушек валков при
этой системе уравновешивания наверху сделаны Г-образные при-
ливы 6, которыми они опираются на концевые участки попереч-
ных балок.
Необходимое давление масла в цилиндре гидравлического урав-
новешивания ру определяют по формуле:
тг/72
Ру =^- = (1,2+ 1,4)6,
откуда ру =
4(1,2-*- 1,4)0
(IV.61)
где G — масса уравновешиваемых деталей, т; б/ц — внутренний
диаметр цилиндра, мм; 1,2—1,4 — коэффициент «переуравновеши-
вания», принимаемый с целью обеспечения прижатия подушек
к нажимным винтам. Обычно принимают ру = 5-4-10 МПа.
При смене полного комплекта опорных и рабочих валков вместе
с подушками весь этот комплект поднимается на некоторую высоту
гидравлическим уравновешивающим устройством для введения
под подушку нижнего опорного валка направляющих брусьев.
250
Рис. V.33. Схема гидравлического уравновешивания верх-
них рабочих и опорных валков при помощи аккумуляторов:
а — грузового; б — воздушного
После этого комплект валков и подушек опускается на эти на-
правляющие брусья и вытягивается из рабочей клети специаль-
ным механизмом.
Давление масла в гидравлическом цилиндре при комплектной
смене валков должно быть увеличено до 15-Р-16 МПа.
При уравновешивании верхнего опорного валка описанным
способом верхний рабочий валок уравновешивается самостоя-
тельными гидравлическими плунжерами, расположенными в по-
душках нижнего рабочего валка. sg|
На рис. V.32 приведен общий вид устройства для гидравличе-
ского уравновешивания верхних рабочих и опорных валков че-
тырехвалкового стана 1700 при помощи плунжеров между подуш-
ками валков. В этом случае уравновешивание опорных и рабочих
валков осуществляется с помощью гидравлических плунжеров,
расположенных между подушками опорных и рабочих валков.
Гидравлические цилиндры для этих плунжеров вмонтированы
в самих подушках валков.
Высокое давление в гидравлических цилиндрах создается спе-
циальным грузовым или воздушным аккумулятором (рис. V.33).
установленным поблизости от рабочих клетей стана.
Требуемая масса груза в грузовом аккумуляторе значительно
меньше массы уравновешиваемых деталей, так как диаметр плун-
жера аккумулятора обычно делают меньше диаметра плунжера
гидравлического цилиндра. Для пополнения потерь масла в си-
стеме вследствие его утечки через уплотнения аккумуляторную
систему снабжают насосом. Пополнение масла осуществляется
251
Рис V.31. Устройство пружинного
уравновешивания верхнего валка кле-
ти 530 непрерывного заготовочного ста-
на 700/500
при разгруженной системе. В воз-
душном аккумуляторе давление
рабочей жидкости в баллоне соз-
дается сжатием воздуха, подава-
емого периодически компрессо-
ром; насос включается также пе-
риодически для восполнения утеч-
ки масла через уплотнения. При
опускании верхнего валка (при
помощи нажимных винтов) жид-
кость вытесняется из цилиндра
в баллон воздушного аккумулято-
ра. При ходе нажимных винтов
вверх жидкость под действием да-
вления воздуха в баллоне подни-
мает плунжер и прижимает по-
душки верхнего валка к сфериче-
ским торцам нажимных винтов.
Чтобы давление в системе изме-
нялось незначительно, объем выте-
сняемой жидкости не должен изме-
нять уровень и объем воздуха
в баллоне более чем на 10 %.
Грузовые аккумуляторы не
требуют сжатого воздуха, поэтому
они безопасны в работе; нет необходимости и в насосе высокого
давления, так как восполнение утечки жидкости осуществляется
обычным насосом при разгруженной системе. Однако грузовым
аккумуляторам свойственны следующие недостатки: изменение
давления в системе возможно только в результате изменения
массы контргрузов; при работе возникают гидравлические удары,
вызываемые инерцией грузов; уплотнения плунжера цилиндра
аккумулятора требуют постоянного наблюдения.
Воздушные аккумуляторы свободны от этих недостатков и,
кроме того, позволяют легко регулировать давление в системе
путем выпуска части воздуха из баллона. Однако для их работы
требуется установка компрессора и насоса высокого давления.
Пружинное устройство для уравновешивания верхнего валка
является более простым. Его применяют в том случае, если пере-
мещение валков и масса уравновешиваемых деталей невелики
(на заготовочных, сортовых, проволочных и листовых двух-
и трехвалковых и ленточных четырехвалковых станах). На
рис. V.34 показано устройство пружинного уравновешивания
верхнего валка клети 530 непрерывного заготовочного стана
700/500.
Верхний валок уравновешивается при помощи четырех пру-
жин, опирающихся на траверсу, соединяющую вверху две ста-
нины. Пружинам сообщается предварительная затяжка с помощью
252
гаек, предусмотренных на концах двух тяг. К концам этих тяг
шарнирно прикреплена траверса, соединяющаяся с подушками
верхнего валка.
При верхнем положении валка пружины поджаты настолько,
что обеспечивают плотное поджатие подушек к торцам нажимных
винтов с коэффициентом переуравновешивания, равным 1,05.
При максимальной переточке валка (с целью сохранения линии
прокатки постоянной) его вместе с подушками необходимо опу-
стить на определенную величину при помощи нажимного устрой-
ства. При этом пружины будут сжаты почти до соприкосновения
витков и коэффициент переуравновешивания увеличится до 1,65.
Пружинное уравновешивание применяют также на четырех-
валковых клетях с небольшим перемещением валков (например,
на дрессировочных станах).
4. СТАНИНЫ РАБОЧИХ КЛЕТЕЙ
Характеристика станин
Станины рабочей клети — самые ответственные детали прокат-
ного стана. В них монтируют подушки валков стана, а также дру-
гие устройства и механизмы, обеспечивающие заданную точность
прокатки и производительность стана. Все усилие прокатки вос-
принимается станинами. Поэтому при конструировании и изготов-
лении станин особое внимание уделяется их прочности и
жесткости.
По конструкции станины делят на две группы: закрытого и
открытого типа 1.
Станина закрытого типа представляет собой литую массивную
жесткую раму; в середине ее сделано окно для установки в нем
подушек валков, внизу станина имеет приливы (лапы). В приливах
предусмотрены отверстия для болтов, которыми станину крепят
к плитовинам.
Станины этого типа, как более прочные и жесткие, применяют
в рабочих клетях блюмингов, слябингов, тонколистовых станов
горячей и холодной прокатки и иногда заготовочных и сортовых
станов.
Станина открытого типа состоит из двух частей: собственно
станины и крышки. Крышку скрепляют со станиной болтами и
клиньями, устанавливаемыми с затяжкой.
Эти станины характеризуются меньшей жесткостью по сравне-
нию со станинами закрытого типа, однако они дешевле в изготов-
лении и позволяют осуществлять перевалку валков непосред-
ственно краном (вверх) при снятой крышке. Станины этого типа
применяют в клетях сортовых и рельсобалочных станов.
1 Станины рабочих клетей многовалковых станов существенно отличаются
от рассматриваемых здесь (см. гл. V, п. 4).
253
Рис. V.35. Узел станин рабочей четырехвалковой клети стана 2500 коиструкции’НКМЗ
Размеры станин определяются возможностью размещения
в окне станины подушек валков и конца нажимного винта, а также
требуемой прочностью и жесткостью.
Верхнюю и нижнюю части станин называют поперечинами (в
станинах открытого типа верхней поперечиной является крышка),
а боковые — стойками.
Сечение стоек делают обычно двутавровым или прямоуголь-
ным. Стойки прямоугольного сечения легче отливать, вследствие
чего их чаще применяют, особенно для четырехвалковых станов.
На рис. V.35 показан узел станин рабочей четырехвалковой
клети стана 2500 конструкции НКМЗ. Сечение стоек станин пря-
моугольной формы. Станины — закрытого типа, соединены между
собой траверсами внизу и вверху. С внутренней стороны стоек
станины прикреплены направляющие планки для подушек опор-
ных валков. Масса каждой станины 130 т. Общая масса станин
в сборе с плитовинами и траверсами 312 т. В верхних поперечинах
станин сделаны расточки для установки бронзовых гаек нажимных
винтов.
Диаметр болтов, скрепляющих станины с плитовинами и пли-
товины с фундаментом, обычно определяют из соотношения
а = (0,09-4-0,15) Dpac + Ю мм, где £>раС —диаметр рабочих
валков, мм.
254
Расчет станины закрытого типа на прочность и жесткость
Ввиду сложности конфигурации станины прокатных станов не
поддаются точному расчету; для оценки напряженного состояния
станины сложной конфигурации применяют электротензометрию
или поляризационно-оптический метод. Однако выполнение рас-
четов, хотя до некоторой степени и приближенных, необходимо
для того,, чтобы быть уверенным, что принятые при конструиро-
вании размеры станины обеспечивают ее прочность и жесткость.
Станины рассчитывают на максимальное вертикальное усилие,
действующее при прокатке на шейку валка.
Горизонтальными усилиями, действующими на валки и ста-
нину в момент захвата и при прокатке с натяжением, обычно
пренебрегают, так как по сравнению с вертикальным усилием их
величина незначительна.
Для упрощения расчета станину закрытого типа представляют
в виде жесткой прямоугольной рамы (или с закруглениями по
углам), состоящей из двух одинаковых стоек и двух одинаковых
поперечин (рис. V.36).
Со стороны нижней подушки на нижнюю поперечину и со
стороны нажимного винта на верхнюю поперечину станины дей-
ствуют вертикальные силы Y, равные максимальному усилию,
воспринимаемому шейкой валка при прокатке. В листовых станах
Рис. V.36. К расчету станины закрытого типа
255
это усилие равно половине максимального усилия прокатки, т. е.
Y — PWAJ2. В сортовых и обжимных станах Y = R, где R —
максимальное усилие, действующее на шейку валка (R >
> Ртах/2).
Под действием силы Y в углах жесткой рамы возникнут ста-
тистически неопределимые моменты Л40, направленные, как пока-
зано на рис. V.36, б. Эти моменты изгибают стойки внутрь окна
станины, а поперечины — против действия сил Y. На рис. V.36
показаны нейтральные линии сечений поперечин и стоек станины,
проведенные через центры тяжести сечений, и их изменение при
деформации станины.
Каждая стойка станины растягивается под действием силы
У/2 и изгибается постоянным по всей стойке моментом Л40. Напря-
жение растяжения в любом сечении по высоте стойки равно
с>ст = (У/2) (Г2), где F2 — площадь сечения стойки.
Под действием изгибающего момента Л10 наружная сторона
стойки будет испытывать напряжения сжатия, а внутренняя —
напряжения растяжения. Это растягивающее напряжение от
изгиба Ост — /И0/1Т2, где W2 — момент сопротивления сечения
стойки.
Напряжение растяжения от изгиба ос'т складывается с на-
пряжением растяжения Ост от действия силы У/2 и суммарное
напряжение растяжения на внутренних поверхностях стоек
(точка А со стороны окна станины) равно
oniax = У/2Е, + Мо/Г2. (V.62)
Статически неопределимый момент 7И0 находим следующим обра-
зом. Представляем жесткую раму разрезанной в углах и образую-
щей четыре свободные двухопорные балки (рис. V.36, б). Для учета
влияния жестких углов в соединениях поперечин со стойками
приложим к отрезанным балкам в опорах моменты Л40. Таким
образом, система стала статически определимой, и мы можем
рассчитывать ее известными способами.
Рассмотрим, чему равны углы поворота поперечины и стойки
при изгибе. Поперечина изгибается наружу силой Y и внутрь
моментом Л40, т. е. действие их противоположно. Стойка изги-
бается внутрь рамы моментом Л40.
Из курса «Сопротивление материалов» известно, что угол на-
клона 0 касательной к изогнутой оси в точке опоры равен опорной
реакции от фиктивной моментной нагрузки, деленной на
жесткость балки EJX, т. е. 0 — R^/EJX.
При изгибе двухопорной балки сосредоточенной силой момент-
ная нагрузка будет равна площади эпюры моментов Ylx/4-lx/2,
а фиктивная реакция на опоре — половине моментной нагрузки,
т. е. 7?ф = У/;/16. Таким образом, угол поворота оси балки на
опоре равен 0' = Yiyi6EJx.
Если балка изгибается не силой Y, а моментом Л1о, приложен-
ным на опорах, то площадь эпюры моментов равна М01х, фиктивная
256
опорная реакция а угол наклона оси выражается
формулой 0" = Л4Л/2ЕЛ.
Прогибы балки от действия силы Y и моментов на опорах
направлены в разные стороны, поэтому результирующий угол
поворота равен 0Х — Yl2J\§EJx —
По аналогии с предыдущим случаем угол поворота стойки вы-
сотой /2, изгибаемой моментами Л40, приложенными на опорах,
равен 02 = Mq12I4EJ2.
Так как в жесткой раме опоры в углах принадлежат попере-
чине (длиной /х) и стойке (длиной /2), то их углы поворота должны
быть равны между собой. Приравнивая 0! = 02) получим формулу
для подсчета статически неопределимого момента Л40:
,, Yli 1
(V.63)
Ll. J1
/1 J 2
Если у станины углы соединения поперечин со стойками зна-
чительно закруглены (см. рис. V.41, а), то момент Л40 рассчиты-
вают по формуле А. И. Целикова:
— 1
M0 = Y 8/1
(V.64)
nr
J2 JS
Из анализа формулы (V.69) видно, что если г — 0, то она ана-
логична формуле (V.68).
Каждая поперечина станины подвергается только изгибу от
действия силы Y и момента Л40. Реактивный момент 7И0, прило-
женный в углах станины, будет уменьшать изгибающее действие
силы Y. В результате максимальный момент в середине попере-
чины определим по формуле
мп = - Мо, (V.65)
и максимальное растягивающее (или сжимающее) напряжение
в середине поперечины, возникающее в результате действия изги-
бающих моментов, равно
оп = Mn/Wlt
где — момент сопротивления сечения поперечины.
В тонколистовых и полосовых станах горячей и особенно хо-
лодной прокатки имеет значение не только прочность станин
(характеризуемая величиной возникающих в них напряжений),
но и их жесткость, т. е. величина деформации при прокатке.
Деформация от растяжения стойки станины силой Y/2 равна
62 = У/2/2ЕЕ2, (V 67)
где Е — модуль упругости материала станины; для стального
литья (Е = 2-105 МПа).
(V.66)
9 Заказ 224
257
Прогиб в середине каждой поперечины (двухопорной балки)
от изгиба силой У равен разности моментов от фиктивных нагру-
зок R и Рф/2 (половина площади моментов), деленной на жесткость
балки
(Рф = ^-4 = ”ТГ; А’= Рф/2 = У/?/1б) :
.. 1 Г,? Л _^Ф У1‘
U| “ ЕJr EJr L 2 2 к 3 2 / J ~ 48£Л ’
Прогиб в середине каждой поперечины от изгиба моментами Мо,
приложенными па опорах, определим аналогичным способом.
Так как балка (поперечина) на всей длине R нагружена по-
стоянным моментом Ма, то фиктивная реакция от моментной на-
грузки Р(]) (площади прямоугольной эпюры) равна R — М^/2 —
= Р^/2. Изгибающий момент от фиктивной моментной нагрузки
в середине балки равен (при х = 1/2)
поэтому 6] = M$IEJ! = Мй1г/ЗЕРГ.
Разность прогибов в середине каждой поперечины от изгиба
силой Y и моментами Мо
б1 = б;-б? = 1|?-(У/,-/и0). (V.68)
Так как поперечина имеет большую толщину по сравнению
с длиной /1Э то необходимо также учесть деформацию в середине
каждой поперечины от действия поперечных (перерезывающих)
сил согласно известной из курса сопротивления материалов
формуле 63 = k (M/GFj), где G — модуль сдвига (для стального
литья G — Э/$Е = 0,75-10’ МПа).
Максимальный момент посередине поперечины от изгиба си-
лой Y равен М = YR/4, поэтому получим
(V-69>
для прямоугольного сечения коэффициент формы сечения можно
принимать k — 1,2.
Суммарная вертикальная деформация станины равна растяже-
нию стойки и деформациям верхней и нижней поперечин:
= 62 + 2 (6, + 6,). (V.70)
Как правило, станины изготовляют из стального углеродистого
литья. Механические свойства стали следующие: временное со-
противление ов = 5004-600 МПа, удлинение 65 = 12 : 16 %.
Для мелкосортных и среднесортных станов станины могут быть
изготовлены из высокопрочного чугуна, содержащего шаровид-
ный графит.
258
Станину следует выполнять с большим запасом прочности. При
поломке валков материал станин не должен давать остаточных
напряжений.
Если для валков коэффициент запаса статической прочности
принимают >5, то для станин этот коэффициент должен быть
>10. Таким образом, для стального литья допускаемое на-
пряжение в станинах принимают равным [о ]ст = 50ч-60МПа.
Для станин из высокопрочного чугуна с шаровидным графитом
допускаемое напряжение [а]ст = 404-50 МПа.
5. ПРОВОДКИ
Проводки (валковая арматура) должны удовлетворять следующим требованиям:
беспрепятственно передавать раскат из клети в клеть, устойчиво удерживать
раскат в требуемом положении, иметь высокую износостойкость, обеспечивать
хорошее качество поверхности проката. Кантующая валковая арматура, помимо
перечисленных условий, должна обеспечивать точную кантовку полосы.
По назначению проводки разделяют на вводные и выводные; необходима
также арматура для передачи полосы из клети в клеть (промежуточные столы,
желоба).
По роду трения валковую арматуру подразделяют на арматуру скольжения
и качения. Значительное распространение получила арматура качения, имеющая
ряд преимуществ по сравнению с арматурой скольжения.
На крупных станах, прокатывающих блюмы, слябы и толстые листы, металл
задается в валки роликами рольганга и выходит из валков тоже на ролики роль-
гангов. Специальных проводок на этих
станах нет, так как металл направляется
в валки рольгангом или с помощью
линеек манипулятора. Чтобы заполнить
пространство между валками и первыми
роликами рольгангов, на этих станах
устанавливают направляющие брусья,
которые предохраняют ролики от удара
о них переднего конца прокатываемой
полосы.
На других станах (сортовых, поло-
совых) для направления металла в валки
устанавливают специальные проводки, а
на листовых станах — так называемые
проводковые столы.
Проводки листовых станов
На рис. V.37 показаны проводки чисто-
вой четырехвалковой клети толстолисто-
вого стана 2800, предназначенные для
направления толстой полосы в валки и
приема ее из валков при реверсивной про-
катке. Проводки 1 на рычагах 6 прижи-
маются к верхнему рабочему валку при
помощи гидравлических цилиндров, плун-
жеры которых соединены с зубчатой рей-
кой 3. Нижние проводки 4 одним концом
опираются на бочку валка, а другим —
на поперечные брусья 5 между станинами.
При прокатке полосы в чистовой
группе непрерывных широкополосовых
6о0
1600
\
— —
I ис. V.37. Проводки чистовой ревер-
сивной четырехвалковой клети толсто-
листового стана 2800
9*
259
Рис. V.38. Проводки, направляющие линейки и роликовый петледержатель между чисто*
выми клетями непрерывного широкополосового стана 1700 горячей прокатки конструк-
ции НКМЗ
станов вследствие несогласования скоростей прокатки между клетями образуется
петля металла. Для поддержания петли под некоторым натяжением между кле-
тями устанавливают петледержатель (рис. V.38).
При помощи выводных проводок 1, боковых линеек 5 и вводных проводок 6
полоса, выходящая из предыдущей клети, направляется в валки последующей
клети. При этом электромагнитные регуляторы автоматически включают электро-
двигатель, поворачивающий вал 2 и рычаг 3 с холостым роликом 4 на конце.
Последний будет стремиться занять положение, показанное пунктиром, благо-
даря чему весь период прокатки полоса будет находиться под некоторым (неболь-
шим) натяжением. С целью недопущения образования большой петли полосы
на одном конце вала 2 установлен сельсин-регулятор, который при увеличении
угла поворота рычага 3 с роликом 4 дает импульс (команду) на уменьшение (уве-
личение) частоты вращения главного электродвигателя привода валков предыду-
щей (последующей) клети. Наибольшее усилие на ролики петледержателя 85 кН.
На рис. V.39, а показан общий вид роликового проводкового стола перед
первой клетью четырех клетевого стана холодной прокатки 2500. Проводковый
стан предназначен для направления и задачи в валки переднего конца полосы,
размотанной из рулона, и для создания заднего натяжения.
260
Рис. V.39. Общий вид
проводковых столов:
а — роликовый перед
первой клетью четырех-
валкового стана холод-
ной прокатки 2500; б —
плоский перед станом
1200 для прокатки жести
261
Проводковый стол состоит из роликового стола / с холостыми роликами 2
и направляющих проводок 3 и 4. Верхняя часть стола 5 рычагами 7 и шарнирами 8
удерживается вад нижней частью стола.
Для направления полосы по длине бочки валков установлены вертикальные
холостые ролики 9. В зависимости от ширины полосы ролики могут сближаться
при помощи винтового механизма 10.
Нижняя часть стола 6 и 11 установлена на направляющих 12 неподвижной
рамы 13. Перемещение роликового стола по направляющим 12 осуществляется
с помощью пневматических цилиндров 14, установленных на раме 13. После того
как полоса точно направлена вертикальными роликами 9 и конец ее вышел из
проводок 3 и 4, при помощи пневматических цилиндров опускается верхний
роликовый стол, и полоса зажимается между проводками 3 и 4. Усилие зажима
полосы регулируется поджатием пружин 15. При ходе вправо штоков 16 пневма-
тических цилиндров 14 поворачивается вал 17, который при помощи боковых
кривошипов и рычагов 7 заставит опуститься верхний стол 5 и прижать полосу
между роликами 1 и проводками 3 и 4. При дальнейшем ходе вправо штока 16
верхний стол уже не может опускаться вниз; тогда начнет двигаться вперед весь
стол / по направляющим 12, благодаря чему конец полосы проводками 3 и 4
подводится к вращающимся валкам и захватывается ими. После захвата полосы
валками ролики создадут небольшое заднее натяжение полосы, а зажатие полосы
проводками 3 и 4 станет слабее в результате упора верхних рычагов с пружи-
нами в кронштейны 21, закрепленные на стойках станин.
При смене валков с гол и рама 13 выдвигаются из рабочей клети влево при
помощи ручного привода валка 18, на котором предусмотрена шестерня 19, нахо-
дящаяся в зацеплении с зубчатой рейкой 20 внизу рамы 13.
Этот сгол предназначен для задачи полосы толщиной 1,5—6 мм и шириной
до 2360 мм при скорости заправки около 0,25 м/с. Максимальное натяжение по-
лосы, создаваемое проводками 3 и 4, составляет 40 кН. Ход стола вправо при
заправке полосы 50 мм, ход вниз верхнего стола с роликами 125 мм.
Вместо роликового проводкового стола на некоторых непрерывных станах
для холодной прокатки жести и цветных металлов у первой клети устанавли-
вают плоский проводковый стол (см. рис. V.39, б).
Проводки сортовых станов
Проводковые брусья и крепление арматуры. Прокатываемая полоса при входе
в валки и выходе из них оказывает значительное давление на детали валковой
арматуры. Основная часть усилий, возникающих при авариях в клети (застре-
вание полосы, обматывание раскатом валка и т. п.), воспринимается проводковым
брусом. В связи с этим проводковые брусья выполняют с запасом прочности,
позволяющим выдержать максимальные нагрузки без остаточной деформации
или поломки бруса.
Рис. V.40. Брус черновой клети
018!}
Рис. V. 12. Вводная роликовая коробка
Для унификации валковой арматуры
брусья каждой группы клетей многониточ-
ных непрерывных мелкосортных станов имеют
идентичную конструкцию. Брус черновой
клети (рис. V.40) позволяет осуществлять
установку пропусков и проводок непосред-
ственно в гнезда, шаг которых соответствует
размещению калибров на валках. Число гнезд
соответствует числу одновременно прокаты-
ваемых полос в клети. Такая конструкция брусьев упрощает переход на прокатку
в новых калибрах. При этом вводной брус вместе с установленными в нем про-
пусками перемещается на величину шага между калибрами. Также производится
и демонтаж выводной арматуры, носки проводок выводят из калибров валков,
брус перемещают вдоль валка и проводки устанавливают на новые калибры.
Пропуски и проводки в гнездах крепятся клиньями. Положение бруса в вер-
тикальной плоскости регулируется винтовыми домкратами. Верхний уровень
поперечины бруса при установке последнего в рабочее положение на клети соот-
ветствует оси прокатки.
Брусья чистовых клетей для установки в них арматуры скольжения имеют
конструкцию, аналогичную рассмотренной.
Прокатные клети с вертикальной установкой валков обычно имеют стацио-
нарно установленные массивные станины и перемещающиеся кассеты с рабочими
валками. На этих клетях брусья стационарно крепят к неподвижным станинам.
Смену калибров или валков осуществляют соответственно перемещением или
заменой подвижной кассеты с валками.
Вводные проводки. Вводные проводки подводят полосу к калибру в опреде-
ленном положении и удерживают ее в процессе прокатки.
Конструкция вводной арматуры во многом определяется калибровкой валков.
Вводной пропуск по длине можно разделить на три участка: воронка, напра-
вляющая часть и рабочая часть (рис. V.41).
Воронка пропуска обеспечивает улавливание переднего конца полосы.
Поверхности направляющей части пропусков обеспечивают переход от воронки
к рабочим частям, которые удерживают и направляют полосу в калибр.
Носки рабочей части пропусков обеспечивают направление полосы в калибр,
поэтому конструктивное выполнение их имеет большое значение. Верхняя и ниж-
няя поверхности носка пропуска описываются радиусом, который определяется
конструктивно в зависимости от диаметра валков (с учетом зазора между ними)
и расстояния от оси их до носка вводного пропуска.
Широкое распространение получили проводки качения (роликовые), которые
имеют следующие достоинства: свободное и легкое продвижение переднего конца
раската к валкам независимо от наличия на нем дефектов; устойчивое и прочное
удержание полосы при прокатке от осевого смещения и скручивания; удобство
и простоту настройки; большой срок службы; хорошее состояние поверхности
готового проката.
263
Вводная роликовая коробка (рис. V.42) состоит из двух направляющих
линеек, закрытых сверху и снизу фигурными плитами. Направляющие линейки
крепят в пропуске коробки двумя болтами, которые одновременно являются их
осями. Гладкие ролики для удержания полосы прямоугольного сечения вмонти-
рованы в направляющие линейки.
Нужное расстояние между роликами устанавливают регулировочными бол-
тами. Тарельчатые пружины под регулировочными болтами поглощают удары
проходящей полосы об арматуру и обеспечивают прохождение переднего конца
раската с возможными дефектами.
Стойкость такой роликовой коробки до первого ремонта в 10 раз выше стой-
кости пропусков скольжения, изготовленных из стали 35.
Выводные проводки. Выводные проводки предназначены для отделения выхо-
дящего конца полосы от поверхности калибра и придания ей правильного напра-
вления.
Проводки клетей черновой группы в зависимости от их расположения отно-
сительно оси прокатки делятся на нижние и верхние.
Форма рабочих поверхностей проводок соответствует сечению полосы. Для
обеспечения свободного скольжения полосы и предотвращения наваривания
металла ширину рабочей поверхности проводки выполняют на 3—5 мм больше
ширины полосы. Нижнюю проводку устанавливают на 3—4 мм ниже дна калибра.
Для кантовки крупных сечений после каждой четной клети черновой группы
сортового стана применяют кантующие ролики (рис. V.43). Шейки роликов 2
установлены в подушках 1 и 4, помещенных в проемах рамы 3, закрепленной на
станине рабочей клети. Ролики установлены в подшипниках качения 6, смазка
подается от централизованной системы.
Зазор между роликами регулируется вручную нажимными винтами 5. Урав-
новешивающее устройство 7 верхнего валка-— пружинное. Кантующие ролики
изготовляют из списанных по износу низколегированных стальных прокатных
валков. Калибры кантующих роликов по своим размерам соответствуют сечению
прокатываемой полосы и размещены в соответствии с шагом калибров рабочих
валков.
В черновой группе клетей сортового стана в качестве выводной арматуры
применяют также арматуру качения (рис. V.44). Особенностью этой конструкции
является применение толстостенной трубы 1 в качестве приемной части, на конце
которой закреплена кантующая головка 2 с роликами 4. Трубу с головкой крепят
264
в специальной скобе 3, установленной на выводном брусе. Необходимый угол
кантовки полосы получают поворотом головки. Ролики (из стали Ст5) установлены
на подшипниках качения. Положение роликов относительно принятой плоскости
кантовки регулируют винтовой резьбой на подвижных осях 5. Зазор между роли-
ками изменяется винтами 6, что позволяет применять роликовую коробку для
кантовки различных сечений.
Охлаждающая вода на поверхности роликов подается через тело роликодер-
жателей 7. Кантующая головка быстро и легко может быть заменена новой.
Стойкость кантующих роликов значительно выше стойкости обычных проводок.
Кроме того, применение кантующих роликов исключает налипание металла на
рабочую поверхность проводок и полностью устраняет поверхностные дефекты
проката, неизбежные при использовании арматуры скольжения.
Чистовая группа стана состоит из чередующихся клетей с горизонтальными
и вертикальными валками, что устраняет необходимость кантовки полосы. В кле-
тях этой группы вместо направляющих проводок и коробок устанавливают ввод-
ные трубки. Внутренний диаметр трубок выбирают в зависимости от максималь-
ного размера прокатываемых полос. Входные сечения отверстий трубок соответ-
ствуют форме калибров.
Работа той или иной конструкции арматуры во многом зависит от выбранного
материала. При прокатке рядовых сталей для арматуры скольжения черновых
клетей наиболее широкое применение находит литая марганцовистая сталь.
Стальную арматуру ремонтируют путем наплавки, что резко увеличивает срок
службы. Арматуру скольжения иногда изготавливают из серого перлитного
265
чугуна. Такая арматура обладает невысокой стоимостью и исключает наварива-
ние на ней прокатываемого металла, что сокращает простои стана.
Стойкость роликов арматуры качения определяет срок службы и рентабель-
ность арматуры. Наиболее широко используют ролики, изготовленные из различ-
ных литых и кованых легированных сталей.
Пропуски скольжения чистовых клетей высокопроизводительных станов
на многих заводах изготавливают из хромистых чугуна (~20 % Сг) или стали
(13—14% Ст).
6. МЕХАНИЗМЫ ДЛЯ СМЕНЫ ВАЛКОВ
Регулярная смена (перевалка) валков — необходимая операция при работе
каждого прокатного стана. Особенно большое значение имеет своевременная смена
рабочих валков на листовых станах холодной прокатки, так как от состояния
и формы поверхности этих валков в значительной мере зависит качество готовой
продукции. Практически на этих станах рабочие валки сменяют через каждые
4-8 ч.
Смена валков требует остановки стана на определенное время, в результате
чего снижается его производительность. Поэтому смену валков следует выпол-
нять в минимально короткое время.
На среднесортных, мелкосортных и проволочных станах часто применяют
комплектную смену не валков, а всей рабочей клети. Запасные клети заранее
подготавливают и настраивают на стенде около стана и потом с помощью крана
весьма быстро меняют местами заменяемую и запасную клети. В рабочих клетях
сортовых станов со станинами открытого типа смену валков выполняют также
быстро, снимая краном крышки со станин и устанавливая новые валки иногда
прямо вместе с подушками и подшипниками.
Значительно сложнее осуществить смену валков в больших рабочих клетях
со станинами закрытого типа. В этом случае валки при помощи того или иного
приспособления извлекают из клети в горизонтальном положении, переносят их
краном, а па их место ставят другие.
На рис. V.45 показан цепной механизм для комплектной смены валков блю-
минга 1300 конструкции УЗТМ. Механизм расположен ниже уровня пола цеха
и накрыт сверху плитами. Сварная стальная рама / одним концом опирается на
поперечину 2 между плитовинами у станины, а другим — на корпус редуктора 3.
Верхние направляющие плоскости на раме находятся на одном уровне с нижней
поверхностью окна станины. По направляющим движется коромысло 4, шарнирно
соединенное со звеньями цепи; в середине коромысла предусмотрено отверстие
для шкворня 5, вставляемого в проушину на подушке нижнего валка.
Ведущие звездочки 6 для цепей, расположенные на концах тихоходного вала
цилиндрического редуктора, приводятся от электродвигателя со скоростью
Рнс. V.45. Цепной механизм для комплектной смены
валков блюминга 1300 конструкции УЗТМ
266
Рис. V.46. Механизм для комплектной смены рабочих («) и опорных (б) валков четырех-
валковой клети непрерывного широкополосового стана 2000
50 мм/с; ход коромысла 6125 мм. Холостые звездочки 7 для цепей установлены
на переднем конце рамы в подшипниках, соединенных с винтовым устройством 8
для натяжения цепей.
При смене валков между их подушками вставляют распорки 9, на которые
опираются нижние части подушек верхнего валка (верхние части остаются под-
вешенными к нажимным винтам). Коромысло соединяют с проушиной нижней
подушки, комплект валков вытягивают из рабочей клети цепным приводом и
поднимают краном. Новый комплект валков вдвигают в рабочую клеть в обратном
порядке. Смена валков занимает 30—40 мин и выполняется в ремонтные дни.
Аналогичное устройство применяют для смены валков блюминга 1150 и
слябинга 1150.
Смену рабочих, валков на чстырехвалковых станах осуществляют муфтой
с противовесом или при помощи специальной тележки 1 (рис. V.46, а), переме-
щающейся по рельсам против рабочей клети. На тележке установлена каретка 2
с электроприводом (с кабельным барабаном 7) и реечным зацеплением с боковыми
направляющими 3. Комплект валков с подушками извлекается из рабочей клети
и устанавливается па платформу 4\ эта платформа на своих катках 5 передви-
гается поперек основной тележки /, при этом установленная ранее на платформе
новая пара валков совмещается с осью рабочей клети и затем вводится в окна
станин. На смену валков требуется 5—7 мин. Тележка по рельсам 6 перемещается
вправо от рабочей клети, и сменный комплект валков убирается краном. Для
точного совмещения лопастей на концах валков с головками шпинделей на послед-
них имеется специальное устройство, позволяющее проворачивать шпиндели
и устанавливать их в положение, соответствующее свободному сочленению голо-
вок шпинделей с лопастями при смене валков.
Смену опорных валков осуществляют 1—2 раза в месяц при помощи длинного'
гидроцилиндра 1 (рис. V.46, б), шток 2 которого имеет ход 5—6 м. После нзвле-
267
чепия рабочих валков (с подушками) верхний опорный валок опускается вниз,
при этом его подушки соединяются с подушками нижнего опорного валка (при
помощи штырей или промежуточных вставок). Конец штока 2 имеет постоянное
сочленение (открытой скобой) с салазками 3, на которые опираются подушки
нижних опорных валков. Комплект валков с подушками штоком извлекается
из рабочей клети по боковым направляющим на поперечинах 4 и убирается кра-
ном. Новый комплект валков устанавливается краном на направляющие 4 и
вталкивается штоком в окна станины. Вся операция смены комплекта валков
занимает 15—20 мин. Давление жидкости в гидроцилиндре при извлечении ком-
плекта валков 20 МПа, при вталкивании комплекта валков 10 МПа.
На рис. V.47 показан механизм для комплектной смены валков (с подушками)
сортового стана 350.
Перед рабочей клетью ниже уровня пола (под плитным настилом) устано-
влена тележка, на которой можно одновременно разместить два комплекта валков.
Сменяемый комплект валков 2 на катках нижних подушек извлекают из рабочей
клети при помощи длинного штока гидроцилиндра 1 и устанавливают на тележку,
на которой сбоку заранее установлен новый комплект валков. При помощи вто-
рого (бокового) гидроцилиндра тележка перемещается по рельсам. Новый ком-
плект валков точно устанавливают против окна станины и заталкивают в рабочую
клеть штоком гидроцилиндра 1. Смену комплектов валков осуществляют за 10—
12 мин, при этом необходимо предусмотреть устройства для точной фиксации
шпинделей и приводных концов валков и быстрого присоединения маслопроводов
к подушкам валков. Использование мостового крана при такой смене валков не
требуется.
На мелкосортных и проволочных станах смена валков осуществляется путем
подъема мостовым краном рабочей клети и установки на плитовину запасной
(заранее подготовленной) клети с новыми рабочими валками.
Станины рабочей клети к плитовинам крепят четырьмя клиновыми пружин-
но-гидравлическими зажимами (по два на каждой станине).
7. РАСЧЕТ РАБОЧИХ КЛЕТЕЙ
Расчет упругих деформаций
Расчет составляющих упругой деформации рабочей клети необ-
ходим для правильной настройки стана, для расчета профили-
ровки валков, а также для обеспечения эффективной работы си-
268
стем регулирования толщины и профиля полосы. Помимо этого,
анализ деформаций отдельных элементов клети позволяет более
обоснованно подходить к конструированию отдельных узлов
клети х.
На зазор между валками оказывает влияние деформация клети
в вертикальном направлении SKa (вдоль осей нажимных винтов),
которая в общем случае состоит из следующих частей:
5КЛ = SB. у 4-5Ст 5И. у + ^под-'г ^подш *5др. эл> (V.71)
где SB.y, SCT, SH.y, 5П0Д, 5Подш, $др.эл — упругая деформация со-
ответственно валкового узла, станины, деталей нажимного ус-
тройства, подушек, подшипников, подпятника, подкладок и других
элементов.
К перечисленным упругим деформациям элементов клети
относится только та их вертикальная составляющая, которая
может быть скомпенсирована перемещением нажимных винтов.
Составляющая упругой деформации валков, неравномерно
распределенная вдоль бочки, не может быть устранена переме-
щением нажимных винтов и относится к прогибу валков. Поэтому
принято различать суммарную упругую деформацию клети вдоль
оси нажимных винтов, посередине бочки валков либо в каком-
либо другом сечении по длине бочки (например, на краю прокаты-
ваемой полосы).
В общем случае упругая деформация валкового узла опреде-
ляется прогибом опорного валка, неравномерным упругим сжа-
тием рабочего и опорного валков в месте их контакта и сплющива-
нием рабочего валка под полосой (см. рис. V.8).
При расчете прогиба опорного валка пользуются формулами
А. И. Целикова:
для расчета стрелы прогиба середины валка относительно осей
нажимных винтов у*п— формулы (V. 12) и (V.13);
для расчета прогиба середины бочки валка относительно края
бочки z/on — формулы (V.18) и (V.19);
стрела прогиба края бочки относительно осей нажимных вин-
тов («проседание» опорного валка) определяется как разность
Уоп У<УП’
В преобразованном виде эти формулы запишем так:
*/прос. оп ~ £/прос. оп 1 + Ущ)ОС. оп 2»
1/npoc.oni = 18,8ED^n { 19‘16+ 2,34 - 1] }; (V.72)
Упрос. оп2 — 0,68/^A/jlGzini. on* (V.73)
Упругое сжатие 6р опорного и рабочего валков в месте их
контакта можно определить по формулам (V.31)—(V.33) Б. С. Ко-
1 Раздел написан по материалам исследований, выполненных в МИСиСе
269
Рис. V.48. Схема к расчету упругих дефор-
маций четырехвалковых клетей
вальского. Межвалковое давле-
ние при этом определяют, на-
пример, по формулам (V.26)
и (V.30).
Деформацию сжатия рабо-
чего валка под полосой также
можно определить по формуле
Б. С. Ковальского, принимая,
что давление по ширине полосы
распределено равномерно:
браб. р
2Р(1 -*8раб)
rtBfpag
X (in-^2-+ 0,407),
либо по формуле (V.40). Суммарную деформацию валкового узла
Sn. у определяем, исходя из равномерно распределенной вдоль
бочки части упругой деформации валкового узла, по формуле
SB у = 2 (//прос. оп "Т~ бр -|- браб. р)- (V.74)
Для исследования поперечного профиля полосы необходимо
также учитывать неравномерно распределенную вдоль бочки
часть упругой деформации валкового узла, т. е. стрелу прогиба
рабочего валка — формула (V.37).
Основными составляющими упругой деформации станины
в вертикальном направлении являются растяжение стоек станины
и изгиб поперечин, вызываемый изгибающим моментом и попереч-
ным усилием.
Для расчета упругой деформации станины закрытого или
открытого типа обычно используют формулы А. И. Целикова
[см. (V.67)—(V.69)]. В этом случае общая деформация станины
будет равна
SCT = 62 + 2 (6j + 63), (V.75)
где Si — деформация верхней и нижней поперечин от действия
изгибающего момента; б3 — то же, от действия поперечных сил;
б2 — деформация (растяжение) стоек станины.
В ряде случаев (см. ниже) удобно иметь эквивалентную рас-
четную схему станины, в которой сохранены все основные гео-
метрические размеры, но сложные сечения поперечин и стоек
замены прямоугольными с теми же площадью и моментом инерции.
Рассмотрим переход к эквивалентной расчетной схеме станины.
Станину в расчетной схеме принимаем прямоугольной (рис. V.48).
Высоту и толщину эквивалентного сечения определяем из уравне-
ний Jn — ап6п/12; F;I = апЬп, где аи и Ьа — толщина и высота
поперечины с эквивалентным сечением; Jn — Fn — FB —
= F”; ап = / БУЖ; бп = / 12Jn/Fn.
270
Аналогично для стойки: аст - j FC’T/12JCI; — I 12JCT/FCT,
где аст и Ьст — толщина и ширина стойки с эквивалентным
сечением.
При построении эквивалентной расчетной схемы станины при-
нимаем высоту и ширину окна станины неизменными. Тогда
длина поперечин и высота стоек по нейтральной линии в эквива-
лентной расчетной схеме равны /пп = Ьок + Ьст; /ст = Нок 4-
+ Ьпп, где Ьок и Нок — ширина и высота окна станины.
Полученная эквивалентная расчетная схема станины не вно-
сит больших ошибок в расчет упругой деформации станины. Метал-
лоемкость эквивалентной станины незначительно отличается от
исходной. Например, для четырехвалковой клети 1700 металлоем-
кость реальной станины равна 10,9 м3, а эквивалентной 10,8 м3.
Деформацию деталей нажимного устройства определим из
выражения
5вг = /’(«г-|-6„.в), (V.76)
где Рдг — деформация гайки нажимного винта;
hr — 1,878р. г
г 2 (£ст. rFст. г + £бр. r^iбр. г) (
РЬ„.В— деформация нажимного винта;
би. в — 2hn вЕа, в, (V.78)
Здесь hr — высота гайки нажимного винта, мм; Sp. г — шаг
резьбы гайки нажимного винта, мм; йн. в — высота сжимаемой
части нажимного винта, мм; dH. в — диаметр нажимного вин-
та, мм; £н. в, £Ст. г. £бр.г — модули упругости материалов
нажимного винта, стальной и бронзовой частей гайки, МПа; £ст. г,
£бР г — площади поперечных сечений стальной и бронзовой
частей гайки, мм2.
Суммарную упругую деформацию подшипников качения опор-
ных валков в направлении действия усилия прокатки можно
определить по формуле Р. Д. Бейзельмана и Б. В. Цыпкина, мм:
5полш= 2,61-10-8
‘рол
15,7 4- 1g-----------j--------------------------------
рад ( Ярол #вн ) ( /?рОЛ 7?нар )
(V.79)
где Ррад — радиальное усилие на наиболее нагруженный ро-
лик, кгс, /рол длина ролика (в многорядных подшипниках умно-
жается на число рядов роликов), м; 7?рол — средний радиус
ролика подшипника, м; £вн, £нар — соответственно средний
радиус дорожки внутреннего и наружного кольца, м.
Радиальное усилие на наиболее нагруженный ролик опре-
деляют по формуле
Ррад — kP!2n COS р,
(V.80)
271
Рис. V.49. Схема (а) к расчету линейной величины контактной деформации в
подшипниках жидкостного трения и график (6) изменения угловой ширины
площадки контакта
где Р — усилие прокатки; л — число роликов подшипника;
Р — угол наклона образующей дорожки, град.
Значение коэффициента распределения нагрузки k определяют
из условия
k = п/(1 2cos5/2yp 2cos5/22yp 4- ... 4- 2 cos5/2 лур), (V.81)
где ур — угол расположения ролика относительно вертикальной
нагрузки, равный 360/п, град.
Для приближенной оценки суммарной линейной величины
контактной деформации в подшипниках жидкостного тре-
ния 5ПЖТ (рис. V.49, а) можно воспользоваться методикой
И. Ф. Приходько, основанной на решении И. Я- Штаермана:
5пжт = 2 [/?вкл ]/ 1 — Sin Фо)2 - (ГцСО5(р0 4- бпжт)],
(V.82)
где /?вкл, гц — соответственно радиусы вкладыша и цапфы под-
шипника жидкостного трения, ср0 — угловая ширина половины
площадки контакта цапфы ПЖТ с вкладышем, град; бпжТ =
“ /?вкл Гц.
Угловая ширина площадки контакта 2<р0 зависит от величины
сжимающего усилия (?пжт. приходящегося на единицу длины
контакта (<?пжт = ^/2Апжт, где Р — усилие прокатки; £пжТ —
длина подшипника жидкостного трения), среднего значения мо-
дуля упругости £Ср материалов вкладыша Еввл и цапфы под-
шипника жидкостного трения £ц, т. е. Еср = 0,5 (£Вкл + Еп) и
величины бпжт- Для определения величины <р0 пользуются гра-
фиком, представленным на рис. V.49, б.
Формула (V.82) действительна при 0 < <р0 с л/2.
Упругую деформацию сжатия двух подушек опорных валков
определим по формуле
5П„Л = Р(6„. „ + 6„.„), (V.83)
272
где Р6В. п — деформация верхней подушки опорного валка:
бв. п = h-в. п/2Ев. Л. п; (V.84)
Р$н. п — деформация нижней подушки опорного валка:
6ц. II - ^Й. П 2£н. nFн. П-
(V.85)
Здесь Ев.п и Ан.п — средняя высота верхней и нижней поду-
шек опорного валка, мм; FB, п и Ен. псредняя площадь
поперечного сечения верхней и нижней подушек опорного
валка, мм2; Ев. п и Ен. п — модули упругости материала верх-
ней и нижней подушек опорного валка, МПа.
Для определения упругой деформации подпятника, стакана
и других элементов клети воспользуемся выражением
Едр.эл = Р (^подп “Г ^стак “Г ^месд Н- • • •)’ (V.86)
где Рбподп — деформация подпятника:
^подп ~ 2Аподп/л:с?подпЕподп; (V.87)
Р6стак — деформация стакана-
^стак = Естак/2ЕстакЕстак, (V.88)
Р6месд — упругая деформация элементов месдозы.
Здесь Аподп» ^стак — высота подпятника и стакана соответст-
венно, мм; б/подп — диаметр подпятника, мм; Еподп, Естак —
модули упругости подпятника и стакана соответственно, МПа;
ЕСтак — площадь поперечного сечения стакана, мм2
Упругая деформация элементов месдозы может быть определена
по формуле
я _ (^к. м 4~ hM)
^месд _d> ,
\ э н “э. в/ м
где hK. м — высота корпуса месдозы, мм; /гэ — высота чувстви-
тельного элемента месдозы, мм; hM — высота основания месдозы,
мм; d9. н> в — наружный и внутренний диаметры чувствительного
элемента, мм; Ем — модуль упругости материала месдозы, МПа.
Упругую деформацию клети пред-
ставляют в виде функции SKJI = f (Р).
Теоретически эта зависимость не является
линейной, так как упругая деформация
валковой системы изменяется нелинейно
в зависимости от усилия прокатки. Од-
нако отличие действительного закона
$кл — f {Р) от линейного незначительно,
поэтому зависимость упругой деформации
(«пружины») клети от усилия прокатки
выражают прямой линией, за исклю-
чением небольшого начального участка
(рис. V-50). Нелинейный характер
(V.89)
Рис. V.50. Зависимость уп-
ругой деформации («пружи
ны») клети Хкл от усилия
прокатки Р
273
изменения упругой деформации клети при небольших усилиях
прокатки является следствием наличия люфтов и изменения кон-
тактных условий в местах соприкосновения нагруженных деталей.
Угол наклона <ркл прямой 5КЛ = f (Р) определяет интенсив-
ность увеличения упругой деформации («пружины») клети с ро-
стом усилия прокатки Р, т. е. жесткость клети. Тангенс угла
называют модулем (или коэффициентом) жесткости клети МБЛ,
МН/мм:
Мкл = tgcp„,n = P/SVl„. (V.90)
Модуль жесткости клети характеризует величину усилия
прокатки, вызывающую упругую деформацию клети, равную 1 мм.
Для характеристики жесткости отдельных деталей (или узлов)
клети также пользуются понятием «модуль жесткости», представ-
ляющим отношение усилия прокатки к упругой деформации
соответствующей детали (или узла). Если известны модули же-
сткости отдельных деталей, то модуль жесткости клети может быть
подсчитан из очевидного соотношения:
1 _ 1 1 . ___1 1 » । 1
^НЛ у МСт 1 ^ПОД 1 ^ПОДШ у ^ДР- эл
(V.91)
где Мв.у, Л4СТ, Мпод, мподш, у, Мдр.эл — соответственно
модуль жесткости валковой системы, станины, подушек, под-
шипников, узла нажимного устройства и других элементов
клети (подпятников, месдоз, подкладок и др.), МН/мм.
Величина 1/Л4кл, обратная жесткости, называется податли-
востью клети. В соответствии с соотношением (V.91) податливость
всей клети равна сумме податливостей ее отдельных деталей.
Модуль жесткости клети /И1(Л, определяемый из соотношений
(V.74), (V.90) и (V.91), называют статическим модулем.
Кроме статического, различают также динамический модуль
жесткости, учитывающий влияние толщины масляной пленки в под-
шипниках жидкостного трения на изменение зазора между рабо-
чими валками в процессе прокатки. Динамическим модулем же-
сткости характеризуются те клети, валки которых установлены
в ПЖТ гидродинамического типа.
При конструировании станов возникает задача обеспечения
требуемой жесткости рабочей клети. Для этого необходимо иметь
представление об относительной доле упругой деформации отдель-
ных элементов клети в ее общей упругой деформации.
В табл. V.7 представлены данные по упругой деформации си-
стемы валков как в целом, так и по отдельным ее элементам; в этой
же таблице дано сопоставление расчетных и экспериментальных
величин деформации других элементов клети.
Сопоставление расчетных и экспериментальных данных сви-
детельствует о приемлемости приведенных выше расчетных мето-
дик для оценки упругих деформаций прокатных клетей листовых
станов.
274
'Г а б л II ц a V.7. Экспериментальные и расчетные значения упругих
деформаций узлов четырехвалковой клети 1700 при В 1360 мм
и Р = 20 МН
Узлы клети Эксперименталь- ные значения Расчетные значения
мм 0 ° мм %
Система валков В том числе: 2,05 52 2,45 57
прогиб рабочих валков 0,33 8 0,30 7,0
проседание опорных валков . . сжатие по контакту рабочих и опор- 1,14 29 1,37 31
пых валков * 1 0,58 15 0,78 18
Станина 0,70 18 0,79 18
Нажимной узел 0,56 14 0,47 ! 1
Подушки опорного валка Подшипники верхнего опорного вал- 0,05 1 0,05 1
ка Суммарная упругая деформация кле- 0,31 8 0,28 7
ти 3,93 100 4,32 100
1 Здесь из эпюры совместного упругого сжатия валков учитывается только равно-
мерно распределенная часть, фиксируемая под нажимными винтами. Деформацию упру-
гого сжатия рабочих валков и в контакте с прокатываемой полосой не учитывали.
На основании этих результатов можно сделать следующие
выводы:
1. Решающее значение для жесткости клети листового стана
имеет жесткость системы валков: на ее долю приходится более
50 % от общей упругой деформации клети (см. табл. V.7).
2. Большую роль в упругой деформации клети играет просе-
дание опорного валка (прогиб края бочки опорного валка отно-
сительно точки приложения реакции опоры). Проседание опорного
валка (в данном случае, когда отношение диаметра шейки к диа-
метру бочки валка равно dm. OJDO11 — 0,52) составляет 30 % от
общей упругой деформации клети и свыше 50 % от суммарной
деформации валкового узла
3. Доля деформации станины в суммарной упругой деформа-
ции клети сравнительно невелика — до 20 %.
Следует отметить, что суммарная упругая деформация клети,
а следовательно, и коэффициент жесткости (модуль) ее зависят
от ширины прокатываемой полосы. Влияние ширины полосы
в этом случае проявляется через упругую деформацию валкового
узла (неравномерное совместное сжатие валков и в некоторой
степени проседание опорного валка)
Определение некоторых оптимальных соотношений
в системе валков четырехвалковой клети
Если проанализировать упругую деформацию отдельных элемен-
тов рабочей клети с точки зрения повышения точности размеров
проката, то очень часто оказывается, что система валков имеет
275
B/L
Рис. V.51. Соотношения между ди-
аметрами валков, их длиной и ши-
риной полосы для области Л с мак-
симумом давления посередине бочки
валка и для области Б с максимумом
давления по краям бочки; I — клеть
1200; II — 1700; III —2800
наименыний запас по жесткости и
ограничивает вследствие этого воз-
можности дальнейшего уменьшения
поперечной и продольной разнотол-
щинности проката. Именно поэтому
при определении оптимальных соот-
ношений размеров элементов рабо-
чей клети основное внимание прежде
всего необходимо уделять выбору
оптимальных соотношений в системе
валков. Следует еще раз отметить,
чро упругие деформации валков (в
отличие от других деталей и узлов
клети) одновременно влияют на по-
перечную и продольную разнотол-
щинность проката.
Выше было отмечено, что в об-
щем случае в зависимости от соот-
ношения некоторых основных пара-
метров валков и полосы возможны
три вида эпюр межвалкового давле-
ния: с максимумом посередине бочки,
с максимумами по краям и равномер-
ное распределение (см. рис. V.7).
что при прокатке на четырехвалко-
Было установлено также, что при прокатке на четырехвалко-
вом стане (с определенным соотношением L/D(}U) каждому диа-
метру рабочего валка (или отношению Dpa6/£)on) соответствует
вполне определенная ширина прокатываемой полосы (или отно-
шение BIL), при которой достигается равномерное распределение
межвалкового давления по длине контакта валков (см. рис. V.7).
В обобщенном виде совместное влияние диаметра рабочего
валка и ширины прокатываемой полосы применительно к четырех-
валковым клетям 1200, 1700 и 2800 иллюстрируется графиками,
приведенными на рис. V.51, построенными по экспериментальным
данным. Из этих графиков видно, что равномерное распределение
межвалкового давления может достигаться как изменением диа-
метра рабочего валка (или отношения Dpa6/Don), так и измене-
нием ширины полосы (или отношения B/L). С ростом диаметра
рабочего валка при одном и том же диаметре опорного для сохра-
нения равномерного межвалкового давления ширина прокаты-
ваемой полосы должна уменьшаться.
Если полоса имеет ширину меньше оптимальной, то эпюра
имеет максимум посередине бочки валков (область А на рис. V.51),
а если больше, то максимум наблюдается на краях бочки (область Б
на рис. V.51).
Кривая, разделяющая эти области, представляет собой
геометрическое место точек, для которых характерно рав-
номерное распределение межвалкового давления.
276
Т а б л п ц a V.8. Классификация четырехвалковых листовых станов
по отношению L/Dou
Группа Тип стана (L, мм) L/Don
I 1200, 1270, 1320, 1370 0,9—1,1
II 1680, 1700, 2000, 2030 1,2—1,4
III 2500 1,8—2,0
IV 2690, 2800, 3025, 3200, 3350 2,0—2,2
V 3550, 3660, 3810, 4200, 4350 2,35—2,5
VI 5000 2,5—2,8
Примечание. Как правило, одинаковые отношения L/£>on характерны для
указанных типов станов горячей прокатки, холодной прокатки и дрессировочных.
Наиболее общим критерием, по которому можно классифици-
ровать листовые станы по жесткости их валков, является отно-
шение длины бочки к диаметру опорного валка LlDon. По этому
критерию листовые станы можно разделить на шесть групп,
причем в каждой группе изменение LlD0U составляет всего 0,2
(табл. V.8).
Графики, приведенные на рис. V.52, характеризуют влияние
параметра £/£>оп на соотношения Ираб/£)оП и В/L, при которых
обеспечивается равномерное распределение межвалкового дав-
ления по длине контакта рабочих и опорных валков в четырех-
валковых станах. Графики получены расчетом по формулам
(V.26)—(V.30).
В данном случае, т. е. при равномерном распределении меж-
валкового давления а2 = 0 [см. формулу (V.26)], и
5188^м_ ср
а~— 63qM, ср 4- 13 44ОВо * (V-92)
Рис. V.52. К определению оптимальных значений Dpa6, £>оп, L и В для четы
рехвалковых станов:
° - Сраб/^0п = / (^оп); б - B/L = f (Ораб/Поп)
277
Рис. V.53. Зависимость стрелы
прогиба середины относительно
края бочки рабочего валка четы-
рехвалкового стана 1200 (500 X
X 1300X1200 мм) от ширины
прокатываемой полосы B/L и от-
ношения Ораб/Ооп:
сплошные кривые — Р-—8МН;
штриховые — д' ~ 133,3 кН/см
Видно, что с увеличением £/D(J[l и
при постоянном отношении B/L для
сохранения равномерного распределе-
ния межвалкового давления следует
увеличить отношение Dp?i6/Don. Инте-
ресно отметить, что на практике наблю*
дается именно такая тенденция. Так,
если у клетей 1200 отношение Dpa6/Don
составляет 0,31—0,38 (Dpa6 = 400 :
500 мм, Don — 1300 мм), то у клетей
типа 2800, 3660, 4200 это отношение
доходит до 0,55—0,6; причем это дости-
гается преимущественно за счет уве-
личения диаметра рабочего валка.
По графикам, приведенным на рис.
V.51, удобно выбирать параметры вал-
ков и полосы для четырехвалкового
стана (£>раб, Dou, В, L), исходя из
условия равномерного распределения
межвалкового давления.
Однако этот выбор еще не дает
окончательного решения вопроса об
оптимальных параметрах полосы и вал-
ков тонколистового стана. В дополне-
ние к этому необходимо проанализиро-
вать совместное влияние отношений
£>раб/£>оп и BIL на величину прогиба ра-
бочих валков. Известно (см. гл. V, п. 1), что неравномерное совме-
стное сжатие валков качественно повторяет характер распределе-
ния межвалкового давления. В свою очередь неравномерностью
совместного сжатия валков определяется разница в прогибах рабо-
чего и опорного валков. Если совместное сжатие валков имеет мак-
симальное значение посередине бочки, то прогиб рабочего валка
превышает прогиб опорного. В том случае, когда совместное
сжатие максимально по краям бочки, прогиб рабочего валка
меньше прогиба опорного. При равномерном по длине бочки
совместном сжатии прогибы рабочего и опорного валков равны.
На рис. V.53 представлена зависимость стрелы прогиба се-
редины относительно края бочки рабочего валка t/pa6 от ширины
прокатываемой полосы (B/L) и отношения Праб/£>оп. При по-
стоянном усилии прокатки Р с увеличением ширины полосы
прогиб рабочего валка монотонно уменьшается, причем абсо-
лютная величина прогиба резко падает с увеличением диаметра
рабочего валка, особенно в области малых отношений B/L. При
постоянной нагрузке на единицу ширины полосы эта закономер-
ность изменения прогиба рабочего валка в общем сохраняется,
но при B/L ж 0,6 кривые имеют максимум. Семейство указанных
кривых пересекает отштрихованпая кривая, представляющая собой
278
0,25 0,28 0,51 0,30 0,37 0,02 0,07 0,52 0,57 0,63 0,00 0,05 0,50 0,55 0,60
77раб /77on
iiii__________J I__J_____I___I I___1__1__I---1
320 360 400 440 480 520 585 650 715 780 640 720 800 880 960
77pai,nn
Рис. V.54. Зависимость стрелы прогиба середины бочки рабочего валка относительно
края бочки (сплошные линии) и края полосы (штриховые линии) от диаметра рабочего
валка и ширины полосы:
а — стан 1200 (Dоп = 1300 мм, Dpa6 иом = 400 мм); б — 1700 (DQn = 1250;
°раб. ном = 650); в 2000 (Ооп — 1600, Opag ном ~ 8®0)
геометрическое место точек, выражающих величину прогиба
рабочего валка при равномерном распределении межвалкового
давления (в этом случае прогибы рабочего и опорного валков
равны).
Выше отштрихованной кривой и справа от нее располагается
область А, где эпюры межвалкового давления имеют максимум
посередине бочки; прогиб здесь получается максимальным. Об-
ласть слева и снизу Б характеризуется максимумом межвалкового
давления по краям бочки (минимальный прогиб).
Аналогичные результаты, характеризующие стрелу прогиба
рабочих валков клетей станов 1200, 1700 и 2000, приведены на
рис. V.54. Здесь особенно интересны графики, показывающие
влияние B/L и Dpa6/Don на прогиб середины бочки валка относи-
тельно края полосы (прогиб на ширине полосы) г. Видно, что
1 Именно такие данные используют на практике при расчете ноофилнровки
валков листовых станов.
279
прогиб рабочего валка на ширине полосы (при постоянном уси-
лии прокатки) имеет минимальное значение при B/L = 0,5 и
увеличивается с ростом отношения B/L; причем прогибы при
B/L = 0,7 и 0,9 примерно равны. Указанная зависимость про-
гиба рабочего валка по ширине полосы от B/L объясняется сов-
местным влиянием на величину прогиба нагрузки на единицу
ширины полосы, собственно ширины полосы и неравномерного
упругого сжатия рабочего и опорного валков.
Таким образом, при равномерном распределении межвалкового
давления по длине контакта валков обеспечивается равномерное
совместное упругое сжатие рабочего и опорного валков, равенство
их прогибов, минимальные контактные напряжения в валках и
равномерный наклеп поверхности бочек валков *, что важно
с точки зрения их стойкости; равномерное распределение меж-
валкового давления — самый благоприятный случай с точки
зрения усталостной прочности валков. Следовательно, параметры
валков (£>раб, Don, L) и полосы (В), при которых достигается
равномерное распределение межвалкового давления, являются
в этом смысле оптимальными.
Данные, приведенные выше, со всей очевидностью свидетель-
ствуют о том, что с точки зрения обеспечения минимального про-
гиба рабочих валков, облегчения условий для регулирования
поперечного профиля полос и листов (с помощью устройства для
противоизгиба валков) 1 2 и повышения стойкости валков четырех-
валковые листовые станы целесообразно специализировать по
ширине проката или ограничивать диапазон изменения ширины
полосы относительно ее оптимального значения.
Если не представляется возможным специализировать стан
по ширине проката, то в конструкции рабочих клетей следует
предусматривать возможность применения рабочих валков раз-
ного диаметра или возможность применения рабочих и опорных
валков с различной длиной бочки.
Для практических расчетов оптимальных параметров валков
и полосы в четырехвалковых станах удобно использовать номо-
граммы, приведенные на рис. V.55. На этих номограммах отштри-
хованной линией отделена область таких соотношений £>раб
и Dnn, для которых не достигается равномерное распределение
межвалкового давления (при непрофилированных валках).
Очень важно при определении оптимальной жесткости валков
четырехвалкового стана в каждом конкретном случае принимать
во внимание такие взаимно связанные факторы, как усилие про-
катки, толщина прокатываемых полос и допуски на разнотол-
1 В работах К. Н. Ткалича, А. Брэдда и др. установлено, что характер изме-
нения твердости поверхности бочки опорных валков в процессе их работы на стане
соответствует эпюрам межвалкового давления.
2 При оптимальной ширине полосы для регулирования ее профиля требуются
минимальные усилия, приложенные к шейкам валков (см. п. 8 данной главы).
280
Von,
Рис. V.55. Номограммы к опре-
делению оптимальных соотноше-
ний в валковых узлах четырех-
валковых станов 1700 («), 2000
(6) и 2500 (в):
сплошные линии — геометриче-
ское место точек, отвечающих
соотношениям между £>раб- Ооп
и B/L, при которых обеспечи-
вается равномерное распределе-
ние межвалкового давления
щинность. Кроме того,
следует также учиты-
вать тепловое расши-
рение валков.
При заданных пара-
метрах валков абсолют-
ная величина усилия
прокатки определяет
значения контактных
напряжений в валках.
Изменение усилия в процессе прокатки по различным причи-
нам или в результате перехода с прокатки одного металла
на другой вызывает изменение упругой деформации валков и
разнотолщинность полос. Поэтому для стана с определенной
жесткостью валков при выборе оптимального отношения BIL
следует ориентироваться на допустимые контактные напряжения
в валках и на поле допусков по разнотолщинности полос. Это
позволит при установленных параметрах валков (Dpa6/Z>on и
L/Don) изменять отношение B/L в некотором диапазоне, когда
любое возможное изменение усилия прокатки не вызовет превы-
шения допустимых контактных напряжений, а разнотолщинность
полосы не выйдет из поля допусков. Этот диапазон изменений
B/L для стана холодной прокатки будет значительно уже, чем
281
для стана горячей прокатки, имеющего такие же параметры
валков (Dpa6/£)On и L/Dt>a). При определении оптимальных
параметров валков необходимо учитывать также износ валков
станов горячей прокатки, который является одним из важных
факторов, определяющих характер распределения межвалкового
давления. Следует учитывать также конструктивные особенно-
сти валков (например, осевой канал в валках) и их профили-
ровку (в том числе конические скосы по краям бочек валков).
На практике часто прокатку на четырех валковых станах ве-
дут при частичном использовании длины бочки валков (B/L
•< 0,5 >0,6). При таких отношениях В/L и при заданных диаме-
трах валков невозможно добиться равномерного распределения
межвалкового давления и минимального прогиба рабочих валков
(см. например, рис. V. 54). В этих случаях применение кони-
ческих скосов большой протяженности по краям бочек опорных
валков [длина скоса доходит до (L —В)/2] является вынужден-
ным мероприятием, способствующим снижению поперечной раз-
нотолщинности проката. Конические скосы по краям бочки
валков уменьшают активную длину бочки и способствуют (при
прочих равных условиях) более равномерному распределению
межвалкового давления.
В целом существующую практику прокатки с неполным ис-
пользованием длины бочки валков (при которой получаются
самые невыгодные условия с точки зрения прогиба рабочего валка
и неравномерного распределения межвалкового давления) нельзя
признать рациональной. Результаты, приведенные на рис. V.51
и рис. V.54 свидетельствуют в частности, о том, что при про-
катке в цилиндрических валках на четырехвалковых станах
типа 1200, 1700, 2000 и 2500 для обеспечения равномерного рас-
пределения межвалкового давления ширина полосы должна быть
не мелее 0,8L. Это обстоятельство лишний раз подтверждает целе-
сообразность специализации листовых станов по ширине
проката.
Рассмотрим теперь влияние диаметра опорного валка Don
и диаметра его шеек б/ш. оц на упругую деформацию валка и
упругую деформацию рабочей клети в целом.
В табл. V.7 была показана большая доля (30 %) прогиба края
бочки опорного валка относительно точки приложения реакции
опоры (проседания опорного валка) в общей упругой деформации
рабочей клети стана 1700 горячей прокатки. В данном случае это
свидетельствует о весьма недостаточной жесткости опорного валка
и особенно его шеек (с1ш. on/Dou = 0,52).
Для того чтобы проследить влияние увеличения диаметров
опорного валка и его шеек на величину проседания, по формуле
А. И. Целикова был проведен расчет и построены графики
(рис. V.56). Для уменьшения проседания опорного валка стана
с длиной бочки валка 1700 мм при dm. 0JD„n = const его диаметр
целесообразно увеличивать не более чем на 20—30 %. Дальней-
282
Рис. V.56. Зависимость просе-
дания опорного валка с длиной
бочки 1700 мм от его диаметра
(в) и от отношения диаметров
шейки и бочки (б) (расстояние
между осями нажимных винтов
равно 2850 мм)
шее увеличение диамет-
ра опорного валка для
указанного стана будет
неэффективно.
При заданном диа-
метре опорного валка
увеличение диаметра
его шейки резко умень-
шает величину проседа-
ния. В связи с этим
целесообразно вместо роликовых подшипников, при которых
отношение с/ш. on/Don = 0,52, применять ПЖТ. Для еще боль-
шего повышения жесткости надо применять ПЖТ без внутренней
конической втулки. При малых радиальных габаритах таких
подшипников dIU, сп^ои У них достигает 0,8.
Увеличением диаметра шеек опорного валка с 0,5£>оп до
0,8£)оп (при неизменном диаметре Dan = 1250 мм) можно в 2,5 раза
уменьшить проседание опорных валков. Увеличение диаметра
шеек опорного валка более чем 0,8Don не имеет смысла, так как
при этом незначительно уменьшится проседание валка.
Совместное влияние размеров валкового узла
и станины на упругую деформацию клети
Выше было показано (см. табл. V.7), что наибольший удельный
вес в общей упругой деформации клети имеет упругая деформация
валкового узла. Увеличение диаметра опорного валка £)оп, диа-
метра шейки опорного валка dm. оп и диаметра рабочего валка
£>раб существенно влияет на упругую деформацию рабочей клети
(табл. V.9). Увеличение диаметра опорных валков примерно на
20 % и диаметра их шеек до 0,8£)оп уменьшило проседание опор-
ных валков в 3,5 раза (с 1,14 до 0,32 мм для случая прокатки
листов шириной 1290—1360 мм). При этом уменьшились дефор-
мации подшипников с 0,57 до 0,06 мм (подшипники качения заме-
нены ПЖТ), прогиб рабочих валков (при незначительном увели-
чении их диаметров) и деформации станины (за счет увеличения
сечения стоек по конструктивным соображениям в связи с уве-
личением диаметра шейки опорного валка и в соответствии с этим
диаметра подшипника и его длины). В результате^увеличилея
модуль жесткости клети стана с 5,09 до 8,44 МН/мм.
Однако увеличение указанных размеров валков требует изме-
нения размеров окна станины и, следовательно, приводит к уве-
личению ее упругой деформации. Поэтому при анализе общей
283
Таблица V.9. Сравнение упругих деформаций четырехвалковых клетей
стана 1700 с параметрами валков 650/1250X 1700 мм (числитель)
и 725/1525Х 1700 мм (знаменатель) при усилии прокатки 20 МН
Упругая деформация (мм) при ширине
ПОЛОСЫ, мм
Элементы клети и показатели ее
упругой деформации
970 / 1360 V1 1550
\ 1290 /
Рабочие валки (прогиб) 0,56 0,42 0,33 0,25 0,20 0,13
Опорные валки (проседание) . . . 1,28 0,32 1,14 0,32 1,12 0,31
Сжатие по контакту рабочих и опор- 0,44 0,58 0,54
ных валков 1
0,48 0,59 0,55
„ / „ 4150 см2 \ Станина г?т = s- 1 . . 0,70 0,70 0,70
\ V1 6500 см2 / 0,54 0,54 0,54
Нажимной узел, включая подушку 0,56 0,56 0,56
верхнего опорного валка 0,56 0,56 0,56
Подушка нижнего опорного валка 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05
Подшипник верхнего опорного валка 0,31 0,03 0,31 0,03 0,31 0,03
Подшипник нижнего опорного валка 0,26 0,03 0,26 0,03 0,26 0,03
Суммарная упругая деформация кле- 4,16 3,93 3,74
2,44 2,37 2,20
Изменение суммарной упругой дефор-
мации клети при изменении усилия прокатки на ДР — 0,08Р *2 . . . . +0,166 ±0,098 +0,157 ±0,095 +0,149 ±0,088
•* Ширина полосы при равномерном распределении межвалкового давления. *2 Ве-
личина изменения усилия ДР установлена экспериментально на стане 1700. См. сноску
к табл. V.7
упругой деформации четырехвалковой клети необходимо учиты-
вать совместное влияние на нее размеров валкового узла и ста-
нины.
Проанализируем влияние изменения размеров валкового узла
и станины в четырехвалковой клети на упругую деформацию клети
в целом и отдельных ее элементов.
Использовали следующую расчетную схему: станина прини-
мается прямоугольной, сложные сечения поперечин и стоек ста-
нины заменены прямоугольными с эквивалентными моментами
инерции и площадью. Исследования проводили применительно
284
Таблица V.IO. Номинальные размеры валковых узлов четырехвалковых
клетей стана 1200 холодной прокатки и станов 1700 и 2000
горячей прокатки (обозначения — по рис. V.48)
Стан Параметры, мм
L ^раб ^оп din on °оп гоп
1200 1200 400 1300 800 / 900 \ 2250 525
0,92 0,31 0,615 \ 0,692 ) 1,73 0,4
1700 1700 650 1250 650 2850 575
1,36 0,52 0,52 2,28 0,46
2000 2000 800 1600 1050 / 1180 \ 3270 635
1,25 0,5 0,656 \ 0,74 ) 2,04 0,4
Примечание. Числитель — размер в миллиметрах; знаменатель — в долях
от Ооп. Без скобок — максимальный диаметр конической шейки опорного валка; в скоб-
ках — наружный диаметр конической втулки ПЖТ (размер ПЖТ).
к четырех валковым клетям станов 1200, 1700 и 2000; номинальные
размеры валковых узлов и станин клетей типовых станов 1200,
1700 и 2000 приведены в табл. V.10 и V.11; согласно табл. V.11
в расчетах принимали ширину окна Вок = l,lDon, а высоту
Нон = 2,6 (Dpa6 + Don).
Расчет упругой деформации станины закрытого типа прово-
дили по формулам А. И. Целикова (V.67)—(V.69). При расчете
деформации валкового узла учитывали те ее составляющие, кото-
рые могут быть скомпенсированы перемещением нажимных винтов
[формула (V.75)].
Деформацию подушек и деталей нажимного устройства рассчи-
тывали на упругое сжатие [см. (V.76) и (V.83)].
Расчет вертикальной составляющей перемещения шейки опор-
ного валка в ПЖТ показал, что в области рабочих скоростей и
нагрузок стана жесткость масляной пленки настолько велика, что
изменением положения шейки опорного валка в ПЖТ можно
пренебречь. Так, например, расчетный коэффициент жесткости
масляной пленки ПЖТ стана 2000 при скорости прокатки 10 м/с
и при усилии, действующем на подшипник, 10МН равен220 МН/мм.
Однако необходимо учитывать, что при разгоне стана и больших
колебаниях нагрузки перемещение шейки опорного валка может
достигнуть значительной величины, соизмеримой с общей упру-
гой деформацией клети.
Например, при разгоне стана (при изменении скорости про-
катки от нуля до 10 м/с) вертикальная составляющая перемеще-
ния шейки опорного валка в подшипнике будет равна 0,14 мм
при усилии на подшипник 10 МН.
На рис. V.57 представлена зависимость составляющих упругой
деформации станины и валкового узла четырехвалковой клети
285
Таблица V.11. Номинальные размеры элементов станин клетей стана 1200
горячей прокатки (обозначения по рис. V.48)
Параметры, мм **
Стан «оД &ок ‘ст \.т °ст 7 о /Б пп ь* пп ' -Ю-2 [IT
ь.
1200 4800 1360 5810 630 740 4660 1,54 1990 1010 885 8 850
3,69 1,05 4,46 0,485 0,57 1,53 0,777 0,68
1700 4850 1390 6050 740 560 4140 1,89 2130 1200 ИЗО 13 600
3,88 1,11 4,84 0,592 0,448 1,7 0,96 0,905
2000 6200 1730 7400 790 800 6320 8,29 2520 1200 1323 16 000
3,88 1,08 4,63 0,494 0,5 1,57 0,75 0,828
*’ В знаменателе указан размер соответствующего параметра станины в долях от
высоты комплекта валков 2 (Dpag Д- Ооп) Для стана 1200 составляет 1,41; 1700 — 1,28; 2000
соответствующего элемента станины, мм2. ** J — момент инерции сечения соответствующе
2000 от диаметра опорного валка г. Из рис. V.57 видно, что с уве-
личением диаметра опорного валка составляющие упругой де-
формации валкового узла значительно уменьшаются, однако при
этом составляющие упругой деформации станины, естественно,
растут в результате увеличения размеров окна станины. Итак,
при анализе упругой деформации клети нужно оценивать суммар-
ный эффект от увеличения диаметра опорного валка.
На рис. V.58 представлена зависимость суммарной упругой
деформации станины и валкового узла четырехвалковых клетей
от диаметра опорного валка при различном отношении оп/£)оп.
Из приведенных кривых видно, что наиболее эффективно увели-
чение диаметра опорного валка и отношения oU/Don в обла-
сти малых значений диаметра опорного валка. Увеличение ^ш.оп/£), „
свыше 0,8 не приводит к существенному уменьшению суммарной
деформации клети (см. также рис. V.55).
Рассмотрим влияние изменения площади поперечного сечения
поперечин и стоек станины на упругую деформацию клети. Раз-
меры окна станины, а также отношение сторон поперечного сече-
ния стоек и поперечин сохраняли неизменными. При изменении
площади поперечного сечения стойки изменение расстояния между
осями нажимных винтов (точки приложения реакций подшипни-
ков) принимали равным изменению толщины стойки.
-----!----
1 Здесь и далее рассматриваются только те составляющие упругой деформа-
ции клети, которые зависят от исследуемого параметра. Не рассматривается,
в частности, упругая деформация нажимного узла, доля которой в общей дефор-
мации клети приведена в табл. V.7.
'86
холодной прокатки и станов 1700 и 2000
ЦП »-0Р яг 1 1 zH ПП ьн ПП «пп г-01‘ j” .10"в пп
7,56 1990 1,53 1200 0,92 740 0,57 8880 10,66
16,31 2130 1,7 1275 1,02 60 0,448 6860 9,32
19,35 2520 1,57 1200 0,57 800 0,5 9600 11,52
£)оп *2 Высота окна станины Нок в долях от
—1,29. •• F — площадь поперечного сечения
го элемента станины, мм4.
Рис. V.57. Зависимость составляющих
упругой деформации станины и вал-
кового узла четырехвалковой клети
2000 от диаметра опорною валка (Р —
= 10 МИ- ^ш.оп/Ооп = 0’7; B'L =
= 0,7):
1 — проседание опорного валка; 2 —
сближение осей рабочего и опорного
валков; 3 — прогиб опорного валка
на длине бочки; 4 — деформация стой-
ки станины; 5 — деформация попере-
чины станины
287
Рис V.59. Зависимость упругой дефор
мации станины и валкового узла четы
рехвалковой клети 2000 (800 1600X
Х2000 мм) от площади поперечного
сечения стойки (Р — 10 МН; on/D —
= 0,7; B/L = 0,7):
1 — суммарная деформация станины и
валкового узла; 2 — деформация вал-
кового узла; 3 — суммарная деформа-
ция станины 4 — деформация попере-
чины; 5 — деформация стойки
На рис. V.59 в качестве при-
мера представлена зависимость
упругой деформации станины и
валкового узла четырехвалковой
клети 2000 от площади попереч-
ного сечения стойки. При увели-
чении площади поперечного сече-
ния стойки (примерно до 6000 см2)
упругая деформация станины зна-
чительно уменьшается за счет
уменьшения деформации стойки.
При дальнейшем увеличении
площади поперечного сечения
стойки упругая деформация ста-
нины практически не изменяется
в связи с увеличением деформа-
ции поперечин. Деформация вал-
кового узла при увеличении
площади поперечного сечения
стойки возрастает из-за увеличения
расстояния между точками приложения реакций опор. В резуль-
тате при некотором значении FCT уменьшение деформации ста-
нины будет скомпенсировано увеличением деформации валкового
узла. Так, для данного стана увеличение площади поперечного
сечения стойки свыше 7500 см2 приводит даже к некоторому
увеличению суммарной упругой деформации станины и валкового
узла (см. рис. V.59).
Зависимость упругой деформации станины и валкового узла
клетей от диаметра опорного валка и площади поперечного сече-
ния стойки станины представлена на рис. V.60. Из приведенных
графиков следует, что наиболее эффективно уменьшение упругой
деформации клети достигается при одновременном увеличении
диаметра опорного валка и площади поперечного сечения стойки
станины. Для станов 1200 и 1700 приемлемая величина площади
поперечного сечения стойки станины находится в пределах 4000—
5000 см2 (при Don соответственно 1250 и 1500 мм), а для стана
2000 — в пределах 5000—6000 см2 (при £>оп = 1600 мм). Инте-
ресно отметить, что увеличение диаметра опорного валка больше
1600 мм (для стана 2000) несущественно сказывается на умень-
шении упругой деформации клети.
На рис. V.61 приведены графики, характеризующие упругие
деформации станины SCT, валкового узла SB. у и их суммарную
деформацию 5, S = SCT + SB. у при одинаковом пропорцио-
нальном изменении диаметра опорного валка и поперечного се-
чения стоек и поперечин станины. Одновременное увеличение
Don, FCT и Fnn на 20 % относительно номинальных их значений
приводит к уменьшению суммарной упругой деформации станины
и валкового узла на 10 % для стана 1200, на 20 % для стана
288
Рис. V.60. Зависимость упругой деформации станины и валкового узла клетей 1200 (а),
1700 (б), 2000 (в) от диаметра опорного валка и площади поперечного сечения стойки ста-
нины (Р = 10 МН; B/L = 0,7; иш 0П/Г\)П = 0.7)
1700 и на 15 % для стана 2000. Последующее увеличение размеров
указанных элементов клети еще на 20 % не способствует суще-
ственному снижению суммарной 2 •$; это снижение составляет
5 % для стана 1200 и 10 % для станов 1700 и 2000.
Причем изменение £ S при одновременном увеличении разме-
ров элементов клети происходит за счет изменения упругой де-
формации валкового узла. Уменьшение упругой деформации
станины при увеличении DOD/Don, иом, ном и Fan/Fnn. ном
с 1,0 до 1,2 и с 1,2 до 1,4 постоянно и составляет -—20 % для
станов 1200, 1700 и 2000.
Возможности варьирования размеров элементов клетей для
нахождения оптимальных их соотношений, определяющих задан-
ную жесткость клети, расширяются при использовании соответ-
Вonном > ^ст fFcT.Hori) Рпл'чы.нм
Рис. V 61. Упругая деформация станины SCT, валкового узла $в уиих суммарная
деформация ES при одновременном пропорциональном изменении диаметра опор-
ного валка Ооп> площади поперечного сечения стойки и поперечного сечення
станины.
а — клеть 1200; б — 1700; в — 2000
Ю Заказ 224
289
Оптимизация на ЭВМ основных конструктивных размеров
клети, обеспечивающих заданную ее жесткость
Известные расчетные методики дают возможность с достаточной
для практики точностью определить упругую деформацию про-
катной клети какого-либо конкретного стана (см. например,
табл. V.7). Такая задача возникает в связи с разработкой режимов
настройки и перестройки прокатного стана и мероприятий по
повышению точности размеров проката. По-иному ставится за-
дача расчета упругой деформации клети при проектировании
нового стана. В этом случае параметры элементов и узлов клети
заранее не известны. Задача сводится к многовариантному рас-
чету упругой деформации клети при изменении основных пара-
метров в определенных диапазонах. В итоге должны быть найдены
такие параметры, при которых, например, упругая деформация
клети минимальна. Задача несколько упрощается тогда, когда
существует уже какой-либо аналог проектируемого стана: основ-
ные параметры аналога могут быть приняты в качестве первого
приближения для параметров проектируемого стана. Но даже
в этом случае обоснованное решение указанной задачи представ-
ляет большие трудности. Отмеченные трудности успешно преодо-
леваются при использовании математических методов нахожде-
ния экстремума функции многих переменных и применении
быстродействующих ЭВМ.
Рассмотрим задачу оптимизации основных конструктивных
параметров четырехвалковой клети с целью обеспечения ее опре-
деленной жесткости, удовлетворяющей заданным требованиям
по точности размеров листового проката.
Упругая деформация клети прокатного стана S является функ-
цией многих переменных: S = / (xlt х2, ..., xit ..., хп), где х, —
параметры клети (варьируемая переменная); п - число пара-
метров.
Задача оптимизации сводится к определению экстремума
названной функции. Необходимым условием достижения экстре-
мума является равенство нулю всех частных производных функ-
ций S по всем варьируемым параметрам, т. е. dSjdXi — 0. Таким
образом, программа поиска экстремума должна прежде всего
определять частные производные функции 5 по варьируемым
параметрам. При этом знак производной определяет направление,
в сторону которого следует изменять параметр, а величина про-
изводной может служить мерой удаления значения функции от
экстремума. Если частная производная dS/dxt = 0, то изменять
величину параметра х, не следует.
Для решения этой задачи можно использовать метод Гаусса—
Зейделя, сущность которого состоит в том, что положение экстре-
мума функции ищут последовательно по каждому из оптимизи-
руемых параметров. Сначала определяют положение экстремума
по первому оптимизируемому параметру (dS/dxj — 0) при не-
/
290
изменных остальных значениях параметров. Затем, зафиксиро-
вав значение xlt ищут значение х2, при котором dS[dx2 = 0, и т. Д-
Как правило, за один цикл поиска, т. е. последовательного
изменения всех оптимизируемых параметров, не удается найти их
значения, соответствующие минимуму исследуемой функции. По-
этому необходимо многократное повторение указанных циклов.
Алгоритм оптимизации по методу Гаусса—Зейделя можно
представить в виде следующей формулы:
xt, j = xh + &Xi sign (ASf, ;_i), (V.93)
где xitj— значение t-того оптимизируемого параметра на /-том
шаге поиска; Ах, — величина шага по t-тому параметру; A-S/, j_i —
приращение функции на (/— 1)-м шаге поиска; AS/.j^ =
= — sign—функция знака:
1,
sign у =
О,
если
если
если
У>0
г/— О
t/<0.
Из формулы (V.93) видно, что схема оптимизации сводится
к следующему: шаг делают в направлении уменьшения функции;
если же предыдущий шаг привел к увеличению функции, то осу-
ществляется реверс т. е. очередной шаг делают в обратном на-
правлении и т. д. Переход на оптимизацию по очередному пара-
метру осуществляется при отсутствии приращения функции или
при ее увеличении, т. е. при AS,- 0.
При проведении оптимизации основными варьируемыми пара-
метрами четырехвалковой клети могут быть приняты диаметр
рабочего валка, соотношения сторон поперечного сечения, стоек
и поперечин станины.
В качестве основного критерия оптимальности размеров вал-
кового узла можно, например, принять условие получения рав-
номерной эпюры межвалкового давления.
При определении параметров валкового узла необходимо
задать допустимые границы их изменения. Так, предельные зна-
чения £>раб могут быть найдены из условий устойчивого захвата
металла валками, прокатки полосы заданной минимальной тол-
щины и устойчивости рабочих валков против свободного бокового
изгиба в горизонтальной плоскости. Диаметр опорного валка
принят производной величиной и определяется по значению
диаметра рабочего валка из условия получения равномерной
эпюры межвалкового давления.
Остальные параметры станины и валкового узла в их взаимо-
связи принимали производными от названных выше и определяли
из следующих соотношений (см. рис. V.48):
Док kiDon, /70,. = 2^(Драб Доп)>
^пп = Вок Ч~ ^ст; /ст = Вок Ф /’uni,
oil Соп == k^L, —|—
где klt k2, k3, Л4 — коэффициенты взаимосвязи между пара-
метрами клети (см. табл. V.10, V.11).
При проведении оптимизации параметров клети увеличение
размеров некоторых узлов (это в первую очередь относится к ста-
нине) приводит к значительному увеличению массы оборудования,
что может оказаться нерациональным, а в ряде случаев превзойти
технологические возможности машиностроительных заводов. В то
же время пропорциональное увеличение геометрических разме-
ров всех элементов клети, как было показано выше, ведет к не-
существенному уменьшению ее упругой деформации. В связи
с этим при проведении оптимизации необходимо ввести ограниче-
ния на некоторые соотношения, исходя из металлоемкости эле-
ментов клети.
Ограничение массы деталей валкового узла является нецеле-
сообразным по двум причинам: во-первых, на долю валкового
узла приходится основная часть упругой деформации клети, и
поэтому повышение жесткости валкового узла может дать наи-
больший эффект в повышении жесткости клети, и, во-вторых,
максимальный диаметр рабочего валка (а следовательно, и опор-
ного) ограничивается, исходя из указанных выше технологиче-
ских соображений.
Ограничение же массы станины является необходимым, так
как в противном случае можно получить значительное увеличение
массы клети при несущественном уменьшении ее упругой дефор-
мации. Условие сохранения определенной металлоемкости ста-
нины Т^стан МОЖНО
2 (ЯцпЬцц/пп “f~ ^ст1
Помимо условия постоянной металлоемкости, на соотношения
размеров станины должны быть наложены и другие ограничения.
Например, для ПЖТ требуется соблюдение определенных соот-
ношений между размерами окна и толщиной стойки станины ра-
бочей клети.
Алгоритм оптимизации конструктивных параметров четырех-
валковой клети выглядит следующим образом.
Перед началом расчета задают основные параметры исследуе-
мого стана (длину бочки, ширину листа, числовые константы,
характеризующие механические свойства деталей клети, и коэф-
фициенты взаимосвязи между основными параметрами клети),
начальные приближения варьируемых параметров, границы изме-
нения варьируемых параметров, а также требуемую точность
определения варьируемых параметров.
Начальные приближения варьируемых параметров задают
произвольно в пределах тех границ, которыми они лимитируются.
Однако при задании начальных условий необходимо удовлетво-
рить условие, согласно которому сохраняется постоянной метал-
лоемкость станины.
Границы изменения варьируемых параметров должны быть
заданы обязательно. Если на какой-либо параметр по конструк-
записать в виде (см. рис. V.48): й7СТаН =
Ьст/ст) = const.
292
тивным или технологическим соображениям не накладывается
ограничение, то соответствующая граница может быть задана
произвольно, по так, чтобы она не ограничивала оптимизируемый
параметр.
После этого определяются исходные размеры станины и валко-
вого узла, металлоемкость станины и начальный шаг изменения
варьируемых параметров. Начальный шаг изменения варьируе-
мых параметров задается числом nit на которое делится интервал
изменения варьируемого параметра. Начальное значение шага
будет равно
М = (bi — at)/nit
где at- и bi — нижний и верхний пределы изменения варьируемого
параметра.
Если объем станины является исходным, то ее металлоемкость
не определяют, а проводят расчет сопряженных параметров и
упругой деформации клети.
По исходным размерам рассчитывают упругую деформацию
клети, после чего изменяют варьируемые параметры в следующей
последовательности: диаметр рабочего валка, толщина стойки
станины, высота поперечины, ширина стойки станины. Каждому
варьируемому параметру станины присваивают индекс в той
последовательности, в которой происходит его изменение.
При варьировании диаметра рабочего валка и параметра яет
определяют оптимальный диаметр опорного валка из условия
равномерного распределения межвалкового давления. Затем рас-
считывают размеры станины из условий ее постоянной металлоем-
кости и сопряжения основных размеров. При варьировании пара-
метров 6ПП и /пп определяются только размеры станины.
После каждого шага по одной из переменных происходит анализ
результата. Если Sity < направление изменения пере-
менной сохраняется (где S,,;.!, Sitj— упругая деформация
клети для двух последующих шагов). Если Sit j j_i,
то восстанавливается предыдущее значение аргумента, и направ-
ление изменения варьируемой переменной меняется на обратное.
В случае, когда направление изменения варьируемой перемен-
ной сохраняется, происходит анализ индекса переменной, изме-
нение переменной на величину шага и проверка условия
Если варьируемая переменная не выходит за границы и bi,
то определяют вспомогательные размеры в клети и снова рассчи-
тывают ее упругую деформацию. Если же это условие не выпол-
няется, восстанавливается значение аргумента и делается реверс,
т.е. направление изменения варьируемой переменной меняется
па обратное. После проведения реверса анализируют знак вели-
чины Axf. При Ах, > 0 происходит переход на варьирование
Другой переменной. Во время этого перехода 'происходит анализ
2)3
Таблица V.I2. Сравнение основных параметров четырехвалковых
клетей 1700 и 2000 до оптимизации (а) и после (б, в)
(см. рис. V.48)
Тип стана Вариант расчета ^раб* мм ^ОП’ мм ЛОП’ мм н а ° а дст> мм Г’ст. см2 Е 2 2 Я3" 2 3 Р пП’ см2
1700 а 650 1250 2850 560 740 4140 ИЗО 1200 13 600
б 800 1450 2702 412 810 3340 612 1600 9 800
В 825 1515 2850 560 616 3450 538 1760 9 450
2000 а 800 1600 3200 800 790 6320 1320 1200 16 000
б 875 1565 2901 501 1025 5150 769 1063 15 900
в 937 1710 3200 800 670 5350 737 2020 14 900
X X ж £ в. у» X 2
Тип Вариант £ „ £ ~ £ £ £ СО £
стана расчета ° 1 1 + - -
01Х <13^. ^пп* Х10 V) ю со * со Со о £ СО £ X 5 Эл
1700 а 1,89 16,31 0,264 1,321 1,585 2,037 4,91 0 133
б 1,84 20,8 0,432 0,884 1,317 1,768 5.65 0,043
в 1,32 24,3 0,429 0,993 1,322 1,773 5,64 0,033
2000 а 3,29 19,35 0,294 1,015 1,309 1,695 5,90 0,089
б 4,51 57,5 0,308 0,741 1,049 1,435 6,97 0,047
в 2,61 50,7 0,312 0,752 1,064 1,450 6,89 0,034
С учетом упругой деформации нажимного узла
и подушек опорных валков.
индекса переменной. Когда кончается цикл прохода по всем пе-
ременным (i >• 4), происходит сравнение результата данного
цикла с результатом предыдущего. Если S?/ =/= S?/’1, т. е. ве-
личины упругой деформации в двух последующих циклах отли-
чаются друг от друга, происходит повторная оптимизация по
всем параметрам с тем же шагом, что и в предыдущем цикле.
При Skif — анализируется точность Д определения аргу-
мента, т. е. величина шага по каждому параметру сравнивается
с заданной точностью определения аргумента. Если условие точ-
ности не удовлетворяется, происходит деление шага изменения
варьируемых параметров и повторяется оптимизация. Если усло-
вие точности удовлетворяется по всем аргументам, осуществ-
ляется печать результата.
По описанному алгоритму, реализованному на ЭВМ, был про-
изведен ряд расчетов. Использовали расчетную схему четырехвал-
ковой клети, показанную на рис. V.48.
В табл. V.12 приведены некоторые результаты расчета для
четырехвалковых клетей 1700 и 2000.
Расчет вели при следующих исходных данных: kt — 1,1;
k2 = 1,3; k3 = 0,7; kA = 1,2; P = 10 MH; B/L = 0,7; Гстан =
= 15 m3 (или ~120 t).
294
Варианты расчета: а — номинальные параметры клетей; б —
параметры клети после оптимизации без ограничений; в — пара-
метры клети после оптимизации с ограничением толщины стойки
номинальным размером.
Сравним, к примеру, номинальные параметры клети 2000
(табл. V.12, вариант а) и параметры, полученные при оптимиза-
ции без ограничений, исходя из условия равномерного распреде-
ления межвалкового давления (вариант б). Видно, что равномер-
ное распределение межвалкового давления достигается при не-
котором увеличении диаметра рабочего валка по сравнению с но-
минальным (соответственно /)раб = 375 и 800 мм) и при незначи-
тельном уменьшении диаметра опорного валка (£)оп = 1565 и
1600 мм). Общая высота комплекта валков 2 (Ораб + Don) уве-
личивается на 80 мм. Площадь поперечного сечения стойки при
этом уменьшается на 1170 см2; соответственно уменьшается (на
300 мм) расстояние между точками приложения реакций опор
к подушкам опорных валков.
Таким образом, незначительное изменение диаметров рабочего
и опорного валков четырехвалковой клети 2000 при обеспечении
равномерного распределения межвалкового давления и при не-
котором уменьшении расстояния между точками приложения
реакций опор приводит к довольно существенному уменьшению
суммарной упругой деформации клети и к увеличению ее модуля
на 18 %. Стрела прогиба середины бочки рабочего валка относи-
тельно края бочки уменьшается при этом в два раза.
В другом случае при весьма значительном увеличении диа-
метров рабочего и опорного валков по сравнению с номинальными
(^раб = 937 и 800 мм; D0B = 1710 и 1600 мм) жесткость клети
остается такой же, как и в рассмотренном выше примере, а стрела
прогиба рабочих валков уменьшается всего на 28 %.
Приведенные примеры свидетельствуют о том, что только за
счет рациональной компоновки четырехвалковой рабочей клети
(при сохранении постоянной металлоемкости станины) можно
заметно снизить упругую деформацию клети и прогиб рабочих
валков.
Рассмотрим еще один пример использования разработанной
методики оптимизации конструктивных параметров четырехвал-
ковых клетей.
Анализ литературных данных показывает, что основные пара-
метры рабочих клетей могут существенно отличаться для различ-
ных станов с примерно одинаковой длиной бочки, хотя в общем
имеется тенденция к увеличению всех размеров основных элемен-
тов клети при увеличении длины бочки валков.
Проанализируем изменение оптимальных (с точки зрения
получения минимальной упругой деформации клети) параметров
четырехвалковых клетей в зависимости от длины бочки валков,
металлоемкости станины и некоторых ограничений, наложенных
на основные размеры клети.
295
При проведении оптимизации за основные варьируемые пара-
метры принимали диаметр опорного валка, размеры сторон попереч-
ного сечения стоек и поперечин станины. Остальные параметры
станины и валкового узла определяли из условия сохранения
постоянной металлоемкости станины с учетом диаметра рабочего
вал ка.
Расчетную схему клети принимали аналогичной схеме, пока-
занной па рис. V.48.
Оптимизацию проводили для трех значений металлоемкости
станины: 15; 22,5 и 30 м3, что соответствует массе станины в 120,
180 и 240 т. Диаметр рабочего валка принимали равным 800 мм.
Остальные параметры клети задавали следующими соотноше-
ниями:
^пп ~ ^ст» ^ст = 2,6 (£)раб J ^оп) "Ф ^пп»
dm. on = 0,72)ОП.
Влияние длины бочки валков на оптимальные параметры че-
тырехвалковых клетей и их упругие деформации проанализиро-
вали при постоянной металлоемкости станины. Оказалось, что
с увеличением длины бочки (при 1^стан = 15 м3) происходит зна-
чительное увеличение диаметра опорного валка (от 1750 мм при
L = 2000 мм до 2340 мм при L = 4000 мм). В результате этого
увеличиваются размеры окна станины, что вызывает уменьшение
размеров поперечин и стоек, а также ведет к росту упругой де-
формации станины 5стан. Упругая деформация валкового узла
у при увеличении длины бочки уменьшается. Это связано
с тем, что при увеличении длины бочки погонная нагрузка на
валки уменьшается (при Р = const) и вызывает уменьшение меж-
валкового упругого сжатия и сжатия рабочего валка под поло-
сой. При этом компенсируется некоторое увеличение прогиба
опорного валка. В результате суммарная упругая деформация
валкового узла и станины £ -$ при увеличении длины бочки не
претерпевает значительного изменения.
Однако следует учитывать, что при увеличении длины бочки
валков при одном и том же обжатии происходит пропорциональное
увеличение усилия прокатки. Поэтому для оценки жесткости
четырехвалковой клети при увеличении длины бочки целесооб-
разно ввести показатель, который характеризовал бы жесткость
клети в относительных единицах. Такой характеристикой может
служить жесткость клети, отнесенная к длине бочки валков:
44кл. п 44КЛ/А,
где 44пл<п— жесткость клети на 1 м длины бочки, (МН/мм)/м;
44ьл — жесткость клети, МН/мм; L — длина бочки валков, м.
При увеличении длины бочки валков происходит значительное
уменьшение жесткости четырехвалковой клети на 1 м длины бочки.
296
Характер зависимости оптимальных параметров четырехвал-
ковой клети от длины бочки валков одинаков для станины с раз-
личной металлоемкостью.
При этом рассмотрели изменение оптимальных параметров
четырехвалковых клетей, упругой деформации валкового узла
и станины, а также жесткости клети от длины бочки валков при
увеличении металлоемкости станины пропорционально длине
бочки I 1^Стан = 15,0 2ййом3)- Оказалось, что суммарная дефор-
мация узла валков и станины уменьшается при увеличении длины
бочки валков. Деформация станины остается практически неиз-
менной, а уменьшение суммарной деформации происходит в ос-
новном за счет снижения деформации валкового узла. Жесткость
клети па 1 м длины бочки при увеличении длины бочки валков
уменьшается, однако менее интенсивно, чем при постоянной
металлоемкости. Таким образом, при увеличении длины бочки
валков для сохранения прежней величины жесткости рабочей
клети на 1 м длины бочки одного только пропорционального
увеличения металлоемкости станины недостаточно.
Расчет рабочей клети на опрокидывание
При захвате металла валками возникают большие инерционные
усилия, которые стремятся опрокинуть рабочую клеть, установлен-
ную на плитовинах. Максимальное инерционное усилие равно
суммарной силе трения в очаге деформации (рис. V.62, а): I =
= MnvIR.
Опрокидывающий момент от действия этого усилия
Л4ои = 1а = Мпр (a/R). (V.94)
Опрокидывающий момент возникает также при прокагке с на-
тяжением. В случае при Т{] > 7\ (рис. V.62, б):
Моп = <Т0 — Tr) a. (V.95)
В процессе прокатки на рабочую клеть может также действо-
вать опрокидывающий момент, возникающий от неравномерного
распределения крутящего момента между валками (рис. V.62, в).
В этом случае моменты, опрокидывающие рабочую клеть, равны
разности прикладываемых моментов: Л40П — — М2.
В двухвалковых станах моменты, прикладываемые к верхнему
и нижнему валкам, часто практически равны между собой =
= М2) и опрокидывающий момент равен нулю, т. е. рабочая
клеть устойчиво стоит на плитовинах в процессе прокатки. В двух-
валковых станах с верхним холостым валком весь момент про-
катки передается только нижнему валку, значит Л1г = 0 и М2 =
и рабочая клеть опрокидывается моментом, равным:
Моп - М2 = 7Ипр.
297
Рис. V.62. к определению опрокидывающего момента, действующего на рабочую клеть;
а — в момент захвата металла валками; б — при прокатке с натяжением; в — при прило»
жении к валкам различных (по величине и направлению) крутящих моментов
Однако и в других двухвалковых станах возможен случай,
когда весь момент прокатки будет хотя бы кратковременно пере-
даваться только через один валок, например, при поломке одного
из шпинделей; тогда прокатка некоторое время продолжается за
счет инерции вращающихся частей привода. В этом случае (при
Alj = 0 или при 7И2 — 0) опрокидывающий момент также равен
полному моменту прокатки, т. е.
Моп = Mup. (V.96)
Таким образом, в момент захвата металла валками, согласно
формуле (V.94), максимальный опрокидывающий момент равен
Моп = Мпр (a/R), а в аварийном случае при поломке одного
из шпинелей А1ОП — Л4пр.
Вследствие того, что обычно а > R, очевидно, что первый
момент больше второго, поэтому расчет на прокидывание рабочей
клети надо вести по моменту, определяемому формулой (V.94).
Под действием опрокидывающего момента станины рабочей
клети стремятся оторваться от плитовины. Усилие, с которым
лапы станин растягивают болты, скрепляющие их с плитовинами
равно
Q = ~ (<?кл/2), (V.97)
где бкл — вес рабочей клети.
Каждая станина прикрепляется к плитовине, а плитовина —
к фундаменту болтами. Болт должен быть рассчитан на затяжку
с усилием, на 20—40 % большим, чем усилие от действия Q, т. е.
Q6 = (1,2 — 1,4) Q/n6. (V.98)
Возникающее напряжение в болтах
об = 4фб/лс/б» (V.99)
298
где d0 — внутренний диаметр болта; п6 — число болтов с одной
стороны клети.
Это напряжение не должно превышать допускаемого для бол-
тов из стали марок Ст2 или СтЗ: [ст 1о = 70 :-80 МПа.
8. ПОВЫШЕНИЕ ТОЧНОСТИ РАЗМЕРОВ ПРОКАТА
Факторы, влияющие на точность размеров проката
В процессе прокатки под действием усилия прокатки возникают
упругие деформации элементов рабочих клетей: станин, валков,
подшипников, нажимных винтов и др. В результате этих дефор-
маций предварительно установленный зазор между валками изме-
няется. При прокатке тонких листов изменение зазора, как пра-
вило, соизмеримо не только с допусками на готовый продукт, но
и с его конечной толщиной. Причины, вызывающие изменение
усилия прокатки, а следовательно, и толщины полосы, весьма
разнообразны: неравномерность толщины подката, непостоянство
условий смазки в процессе прокатки, непостоянство настройки
клети вследствие эксцентриситета (биения) валков и натяжения
полосы, неравномерность нагрева полосы (при горячей прокатке),
упругие деформации и износ валков и др. Практически колебания
усилия прокатки на листовых станах достигают 10—15 % от но-
минальной величины.
При прокатке на непрерывных станах необходимо осуществ-
лять одновременную настройку всех клетей непрерывной группы.
Изменение настройки, вызванное упругими деформациями клети,
приводит не только к прокатке немерного металла, но часто при-
водит к обрывам полосы или образованию складок. Это в свою
очередь отрицательно влияет на производительность стана и стой-
кость валков. Кроме того, изменения зазора между валками
вследствие упругих деформаций клети влияют на Скорости входа
металла и выхода его из них, что вызывает изменения межклете-
вого натяжения или величины петли.
Указанные факторы приводят к изменению номинальной тол-
щины полосы и толщины по ширине полосы и по длине рулона.
Для обеспечения необходимого обжатия полосы при прокатке
необходимо, чтобы сумма раствора между рабочими валками до
прокатки So и упругой деформации клети 5КЛ была бы равна
толщине полосы после прокатки hlt мм *т:
~ So + 5КЛ. (V.100)
В зависимости от соотношения между конечной толщиной
полосы fti и упругой деформацией клети прокатка может осуще-
ствляться при наличии So 0 (рис. V.63, tz) или отсутствии
So ~ 0 (P^c. V.63, 6) зазора между валками либо в предвари-
тельно прижатых валках So < 0 (рис. V.63, в, г). **
** При допущении, что упругая деформация клети по ширине прокатывае-
мой полосы остается неизменной.
299
Рис. V.C3. Записимость конечной толщины полосы от упругой деформации клети для раз-
личных случаев прокатки
При наличии зазора между валками, согласно рис. V.63, а,
толщина полосы ht определяется из уравнения.
So+ + Л/7ИКЛ, (V.101)
где Рг — усилие при прокатке в данной клети или в данном про-
ходе; Л4КЛ — модуль жесткости клети, МН/мм.
Сумма Si + P\lMKIl представляет собой упругую деформацию
(«пружину») клети при усилии прокатки Рг.
В частном случае, когда So = О (рис. V.63, б):
/4 = 5, + Л/Мкл. (V.102)
При отсутствии зазоров в сочленяемых деталях клети (Sj = 0)
функция SKJ1 — f (Р) выражается прямой линией (на рис. V.63
показана штриховой линией). Тогда уравнение (V.101) можно
представить в виде
= So + Р/Мкл. (V.103)
Зависимость (V.103) известна как уравнение Головина—Симса.
Когда прокатку проводят в предварительно прижатых валках,
то часть «пружины» клети SKJI. предв устраняется усилием пред-
варительного прижатия Рцредв, а толщину полосы hr определяют
из условия (рис. V.63, в, г)
hi — 5КЛ SKJt, предв* (V, 104)
В зависимости от величины усилия предварительного прижа-
тия валков «пружина» клети 5КЛ. предв может быть меньше или
больше величины S1? характеризующей величину зазоров в сочле-
няемых деталях клети. Для определения толщины полосы ht
в этих случаях могут быть использованы уравнения:
а) 5КЛ. предв < (см- Рис- V.63, в),
hl = S1 — 5КЛ. предв “Г Р1 -Мкл, (V. 105)
б) 5КЛ.предв > S1 (см. рис. V.63, г)
/71 ^^-^редв.^ (V.106)
Уравнения (V. 101)—(V. 103), (V. 105) и (V.106), устанавли-
вающие связь между толщиной прокатываемой полосы и же-
300
сткостью клети, называют уравнениями жесткости или уравне-
ниями упругой линии клети.
Уравнение упругой линии клети содержит два неизвестных —
толщину прокатываемой полосы ht и усилие прокатки Р. Для
решения этого уравнения необходимо знать связь между пара-
метрами hr и Р
P = f(hS. (V.107)
Уравнение (V.107) называют уравнением пластической де-
формации металла при прокатке. Часто кривые, выражающие
связь Р ~ f (hj), называют «кривыми пластичности». Известно,
что усилие прокатки зависит от предела текучести прокатывае-
мого металла, коэффициента трения в очаге деформации, толщины
полосы, радиуса рабочих валков, угла захвата, натяжения и дру-
гих факторов. Поэтому кривые пластичности могут быть построены
только для конкретных условий прокатки, т. е. при заданном со-
четании величин параметров, определяющих усилие прокатки.
Для построения кривых пластичности используют известные
расчетные методики (А. И. Целикова, А. А. Королева и др.),
применяют численные методы и ЭВМ для решения дифференциаль-
ного уравнения прокатки, в некоторых случаях связь между Р
и hr определяют экспериментальным путем
Таким образом, для однозначного определения величин и Р
необходимо решить систему: /
А1 = 50 + Р/Мкл |
= J
(V.108)
На рис. V 64, а дано графическое решение системы уравнений
(V. 108). Первое уравнение изображается прямой 1 . Тангенс угла
наклона прямой 1 численно равен модулю жесткости клети Л4кл,
а точка пересечения ее с осью h, соответствует величине исход-
Рнс. V.64. Графическое решение системы уравнений упругой линии клети и пла-
стической деформации полосы:
а — при постоянном значении модуля жесткости клети; б — при различных чиа
чениях модуля жесткости клет
301
ного раствора валков 50. При прокатке полосы с исходной тол-
щиной Ао зависимость Р = / (AJ представляется в виде кривой 2
1очка пересечения кривой 2 с прямой 1 (точка ах) определяет
толщину полосы после прокатки.
При прокатке полосы с большим пределом текучести (ияи
с большим коэффициентом трения) при той же исходной толщине
заготовки (раската, подката) зависимость Р = f (AJ выражается
кривой 3. Пересечение кривой 3 с прямой 1 в точке а{ свидетель-
ствует об увеличении усилия прокатки Р\, что вызывает увеличе-
ние толщины полосы на выходе из валков до h\. Для получения
полосе гоолщи! он hx в этих условиях необходимо уменьшить ве-
личину исходного раствора валков So до 56. При растворе валков 56
упругая линия клети представится в виде прямой Г, Точка пере-
сечения прямой Г с кривой 3 определяет величину усилия про-
катки Р’{ и толщину полосы /11 = hx при новой установке валка.
Как видно из рис. V.64, а (точка а^), получение полосы с конеч-
ной толщиной Ах в рассматриваемом случае обеспечивается при
большей величине усилия прокатки (Р{ > Р{ > р
При увеличении толщины исходной заготовки от Ао до А6
зависимость Р = f (AJ изобразится кривой 4. Точка пересечения
этой кривой с прямой 1 показывает, что увеличение толщины
заготовки способствует росту усилия прокатки до Р"', что
вызывает увеличение конечной толщины полосы до А'". 1 ’
На рис. V.64, б представлено графическое решение системы
(V. 108) при различных модулях жесткости клети. Прямые 1 и 2
являются уравнениями упругой деформации клети соответственно
с меньшей и с большей жесткое! ью (Мкл1 < Л4кл2). Кривые 3
и 4 выражают зависимость Р = f (hx) соответственно при исходной
толщине заготовки Ао и А6.
Из рис. V.64, б, видно, что при прокатке в клети с меньшей
жесткостью (прямая /) увеличение толщины исходной заготовки
от Ао до А6 вызывает увеличение толщины полосы после прокатки
от Ах до А[. При прокатке в клети с большей жесткостью (прямая 2)
увеличение толщины на входе от Ао до А6 вызывает рост толщины
на выходе из валков от hx до Однако приращение конечной
толщины полосы в последнем случае <5А" значительно меньше
приращения толщины полосы 6А', полученного при прокатке
в клети с меньшей жесткостью. Это свидетельствует о том, что
с повышением жесткости клети колебания толщины полосы на
входе вызывают меньшие колебания толщины полосы после
прокатки.
При увеличении модуля жесткости клети до бесконечности
упругая линия клети займет вертикальное положение. Тогда
любое изменение толщины исходной заготовки 6АО будет сгла-
живаться в процессе прокатки и конечная толщина полосы будет
равна заданной Ах, так как 6АХ = 0.
Из анализа следует, что для получения листов и полос с ми-
нимальными колебаниями толщины в продольном направлении
302
модуль жесткости рабочих клетей полосовых и листовых станов
должен быть достаточно высоким.
На точность прокатки, кроме того, оказывает влияние динамика
процесса прокатки.
Часто стремятся к повышению жесткости клетей листовых
станов за счет увеличения диаметров валков и размеров станин.
Однако чрезмерное увеличение жесткости рабочей клети может
привести к тому, что биение опорных валков (которое в ряде слу-
чаев достигает 0,1—0,2 мм) будет отрицательно сказываться на
качестве проката вследствие циклической разнотолщинности по-
лосы. При определенных условиях для уменьшения влияния бие-
ния опорных валков на разнотолщинность полосы следует умень-
шать жесткость прокатных клетей. Следует стремиться также к
сокращению допусков на эксцентриситет бочек и шеек опорных
валков при изготовлении их на машиностроительных заводах и
переточках валков в прокатных цехах.
При установке опорных валков в ПЖТ гидродинамического
типа толщина полосы в значительной степени зависит от измене-
ния скорости прокатки. Это особенно проявляется в переходные
периоды (разгона и торможения), часто повторяющиеся главным
образом на станах холодной прокатки при прохождении сварных
швов.
Поперечная разнотолщинность полос зависит от упругих де-
формаций валков, ширины полосы, профиля подката и многих
других факторов. Практика эксплуатации тонколистовых станов
показала, что даже при прокатке в жестких клетях целесообразно
проведение некоторых мероприятий и применение дополнитель-
ных устройств, обеспечивающих получение полос требуемого по-
перечного течения при изменении различных технологических
факторов.
Эффективным мероприятием, обеспечивающим уменьшение по-
перечной разнотолщинности полос, является принудительный
изгиб (противоизгиб) рабочих или опорных валков в процессе
прокатки (см. ниже).
В ряде случаев значительному снижению поперечной разно-
толщинности проката способствует профилировка валков, в част-
ности, применение профилировки опорных валков с длинными ко-
ническими скосами по краям бочки.
Из сказанного следует, что к выбору размеров станины, диа-
метра валков, ПЖТ и ряда других технологических и конструк-
тивных параметров рабочих клетей необходимо подходить с точки
зрения обеспечения оптимальной жесткости клети.
В общем случае оптимальная жесткость клети должна опре-
деляться исходя из прокатываемого сортамента, требуемой точ-
ности размеров полосы с учетом величины обжатия и биения вал-
ков, а также возможностей автоматического регулирования тол-
щины полосы и других параметров процесса прокатки.
303
Модуль жесткости рабочих клетей современных листовых ста-
нов оценивается следующими величинами, МН/мм:
Тол стол истовые............................. 6— 10
Широкополосовые непрерывные и полунепрерывные го-
рячей прокатки............................... 5—7,5
Непрерывные н реверсивные холодной прокатки . . . 6—8
Влияние различных факторов на продольную
и поперечную разнотолщинность проката
Продольная разнотолщинность проката является следствием из-
менения усилия прокатки и зазора между рабочими валками
в процессе прокатки. В связи с этим продольную разнотолщин-
ность полосы при прокатке можно представить (по И.М.Мееро-
вичу и др.) как полный дифференциал первого уравнения си-
стемы (V.108)
dft1 = dS„ + ^—/—<v-109>
т кл т кл т кл
Если пренебречь изменением модуля жесткости клети Л4КЛ
вследствие изменения температуры деталей клети в процессе
прокатки, а также изменения толщины масляной пленки в (ПЖТ),
то можно пренебречь последним членом уравнения (V.109). Тогда
выражение для определения продольной разнотолщинности при-
мет вид
dhr = dS0 + dP/MK„ (V.110)
или (в конечных разностях)
6ЛХ = 4- 6РШКЛ. (V.111)
Уравнение (V.110) известно как основное уравнение продоль-
ной разнотолщинности.
Для четырехвалковых клетей зазор между рабочими валками So
определяют из условия
Sq = don Dp. и Pan. н в Роп. в» (V. 112)
где аоп — расстояние между осями опорных валков, мм; Dp. н,
Dp. в — соответственно диаметры нижнего и верхнего рабочих
валков, мм; Роп. н> РОн. в — соответственно радиусы нижнего
и верхнего опорных валков мм.
Изменение зазора между рабочими валками dS0 в процессе
прокатки представляет собой полный дифференциал уравне-
ния (V.112)
dS0 = daon — dDp. и — dPon. и dD[}, в dPon. в. (V. 113)
Величина daon численно равна изменению расстояния между
осями опорных валков в процессе прокатки и определяется изме-
нением длины стоек станин в результате их нагрева или охлажде-
ния, а также точностью установки валков перед прокаткой.
304
Величины dDp п, dD^B, dRon,n
и dPon в характеризуют изменение
размеров валков в процессе прокатки
и определяются упругим сжатием
валков, совместным биением шеек
и бочек валков, изменением тем-
пературы валков и их неравномер-
ным износом по окружности.
Для решения уравнения (V.110)
необходимо найти величину dP.
Из теории прокатки известно, что
усилие прокатки является функ-
цией следующих величин:
Р = f(h0, hy, Rp, В, от, н, То, Л),
(V. 114)
Рис. V.65. Зависимость продольной
разнотолщинности полосы от изме-
нения зазора между рабочими вал-
ками
где То, 7\ — полное заднее и переднее натяжения.
Полный дифференциал уравнения (V 114) равен
dP = dho + dhl + Д. dR , + dB + da., +
+ <-^+^-^ + ^-</7,. (V.115)
После подстановки выражения (V.115) в уравнение (V.110)
и соответствующих преобразований получим
ал, ---'sp- (M™dS° +-^dho + -^- dRv + Ж dB +
++^+4hdT°+d'4 • <v-116>
Выражение в скобках представляет собой изменение усилия
прокатки 6Р вследствие изменения различных параметров про-
катки, кроме толщины полосы на выходе из клети. С учетом
сказанного уравнение (V.116) можно записать в виде
dhx = 6Р/(Л4КЛ — dPldhJ. (V. 117)
Зависимость продольной разнотолщинности полосы dhr от
изменения зазора между рабочими валками dS0 представлена
на рис V.65 При стабильных условиях процесса усилие про-
катки равно Рг, а толщина полосы на выходе из клети hv Измене-
ние зазора между валками на dSB (например, вследствие опускания
нажимных винтов) вызывает увеличение усилия на 6Р, в резуль-
тате чего толщина полосы уменьшается на dAx.
Отметим, что производная dP!dhx, входящая в уравнение (V. 117),
численно равна тангенсу угла наклона Р кривой Р = f (/ij к оси Ах
(рис. V 65). По аналогии с жесткостью клети назовем абсолютную
величину производной dP!dhv модулем жесткости полосы 14
305
(V.120)
Учитывая, что тангенс угла наклона кривой Р = f (/ij отрица-
телен, запишем
dP/dh. = —tg ₽ = -Мпол. (V.118)
С учетом условия (V.118) уравнение (V.117) представим в виде
А - 6Р/(МКЛ + Мпол). (V. 119)
Если разделить числитель и знаменатель правой части урав-
нения (V.119) на Мкл и учесть, что 6Р/МКЛ = dS0, то получим
dS0 _ J । МПол
J/ti Мкл
Отношение dSJdhr = ks называется передаточным коэффициен-
том клети при регулировании продольной разнотолщинности. При
прокатке в упругой клети коэффициент ks всегда больше единицы.
Передаточный коэффициент клети ks показывает, что при из-
менении зазора между валками на dS0 происходит изменение
толщины полосы на dhY, причем dhy меньше dS0 на величину,
зависящую от соотношения модулей жесткости полосы и клети.
При прокатке в абсолютной жесткости клети (Л4КЛ со) пере-
даточный коэффициент равен единице. С уменьшением модуля
жесткости клети разница между перемещением нажимных вин-
тов dSG и соответствующим ему изменением толщины полосы dhY
увеличивается. В последнем случае регулирование разнотолщин- “
ности перемещением нажимных винтов малоэффективно.
Передаточный коэффициент ks является исходной характе-
ристикой для расчета параметров нажимного устройства, рабо-
тающего в системе автоматического регулирования толщины по-
лосы (САРТ).
Для оценки влияния исходной продольной разнотолщинности
подката Sh0 на конечную разнотолщинность полосы 6/?г пользуются
коэффициентом выравнивания продольной разнотолщинности kB.
Он представляет собой отношение относительной разнотолщин-
ности полосы до и после прокатки
__ Sho/hp
<VJ21>
Коэффициент kB может принимать следующие значения: kB > 1 —
исходная относительная разнотолщинность больше конечной,
следовательно, клеть выравнивает полосу; kB — 1 — исходная
относительная разнотолщинность равна конечной, клеть не вы-
равнивает полосу; kB < 1 — исходная относительная разнотол-
щинность меньше конечной, клеть увеличивает относительную
продольную разнотолщинность.
Значения коэффициента выравнивания могут быть определены
по формуле
^13 ~ О I- АГКЛ/Л4ПОЛ) а
1 —е
(V.122)
306
Рис. V.66. Графическое решение уравнений
поперечной разнотолщинности, упругой ли-
нии клети и пластической деформации по-
лосы
кромки и середины полосы не
гдее — относительное обжатие;
а — безразмерный коэффициент;
а = (dP/dh^/idP/dhj).
Возможный диапазон изме-
нения коэффициента выравни-
вания определяется из условия
(1 — е)/сс < /?и < оо. (V.123)
Знание величины коэффици-
ента выравнивания необходимо
для расчета оптимальной же-
сткости клети и выбора опти-
мальных режимов обжатий.
Жесткость клети и режимы об-
жатий должны обеспечивать
kB > 1.
Выше было показано, что
упругие деформации клети дл
являются одинаковыми. Величина зазора между рабочими вал-
ками до прокатки в общем случае также не постоянна. В соот-
ветствии с этим уравнения упругой линии клети для кромки и
середины полосы могут быть записаны в виде:
/#р = -l p/Affi (V.124)
tfp = $£P + P/McKp, x (V.125)
где /:*₽, h[v — соответственно толщина полосы у кромки и
середины, мм; S*₽, S§p — соответственно первоначальный зазор
между рабочими валками у кромок и середины полосы, мм; МкР,
АДл — соответственно модуль жесткости клети у кромок и се-
редины полосы, МН/мм.
Разность между величинами hp и h*v — поперечная разно-
толщинность 6Ауп, мм
6/#п = 5ор - Sop + Р/Мс£ - /Ш™ = ASo + Р/М'„ (V.126)
AS0 — первоначальная вогнутость (выпуклость) валков, мм; Л1',—
модуль жесткости валковой системы на участке, равном ширине
полосы, МН/мм.
Уравнение (V.126) называют основным уравнением попереч-
ной разнотолщинности. Для решения его (при известных Д50
и М'в) необходимо знать усилие прокатки Р. Величину Р опре-
деляют из совместного решения системы уравнений упругой ли-
нии клети и пластической деформации полосы (V.108).
На рис. V.66 дано графическое решение уравнений поперечной
разнотолщинности, упругой линии клети и пластической дефор-
мации полосы. Поперечная разнотолщинность представляет со-
бой абсциссу точки пересечения прямой (V.126) с кривой, харак-
теризующей усилие прокатки при соответствующей толщине
выходящей полосы.
307
Запишем уравнение (V.126) в дифференциальном виде
d (&hi) = d (AS0) -b dP/M'B. (V. 127)
Для оценки эффективности системы регулирования профиля
валка пользуются передаточным коэффициентом k™, представ-
ляющим отношение изменения исходной вогнутости (выпукло-
сти) валков d (AS0) к изменению поперечной разнотолщиниости
k™ = d(ASe)/d (V.128)
Величина передаточного коэффициента k™ может быть найдена
из условия
= 1 - dP/d (6КП)/М; = 1 +^в. , (V. 129)
где Мп — модуль жесткости полосы, МН/мм; dhx — изменение
толщины полосы после прокатки при регулировании поперечной
разнотолщиниости, мм.
В зависимости от знака производной dhx!d (bh™) передаточный
коэффициент /г"п может быть больше или меньше единицы.
Влияние поперечной разнотолщиниости подката 6/z(’'n на по-
перечную разиотолщинность готовой полосы 6Л£П характеризуют
коэффициентом выравнивания поперечной разнотолщиниости kBn
k^ = dWIl)/d(&hr\ (V.l 30)
В зависимости от условий прокатки значения коэффициента
выравнивания поперечной разнотолщиниости могут быть меньше,
больше единицы или равны ей. Если kBn > 1, клеть уменьшает
поперечную разиотолщинность, при kBn < 1, клеть увеличивает
поперечную разиотолщинность. Когда = 1, величина попе-
речной разнотолщиниости в процессе прокатки не меняется.
Способы уменьшения разнотолщиниости проката
Из уравнения (V.109) видно, что на продольную разиотолщинность
полосы можно влиять:
1) подбором жесткости клети;
2) регулированием положения нажимных винтов в процессе
прокатки (постоянство зазора между валками);
3) регулированием нагрузки на клеть (постоянство нагрузки
на нажимные винты).
В последних двух случаях регулируемыми параметрами яв-
ляются зазор между валками So и усилие прокатки Р.
Требования к жесткости клетей могут быть различными. Они
зависят от требований, предъявляемых к точности геометрических
размеров и стабильности механических свойств прокатываемых
листов и полос. В одних случаях предпочтительнее клети с мень-
308
шей жесткостью, т. е. с мягкими характеристиками, в других —
клети с большей жесткостью, т. е. с жесткими характеристиками.
Мягкие характеристики требуются тогда, когда биение валков
является основным фактором, влияющим на продольную разно-
толщинность (например, при прокатке фольги и дрессировке).
При незначительной величине биения валков применяют клети
с более жесткими характеристиками.
Требуемую жесткость клети подбирают, исходя из заданной
величины коэффициента выравнивания kK. Если фактическая
жесткость клети не обеспечивает получения заданной величины /гп,
прибегают к изменению (чаще всего к увеличению) модуля же-
сткости клети.
Эффективность увеличения жесткости клети существенно за-
висит от жесткости полосы. Для оценки степени снижения вы-
ходной разнотолщиниости полосы при увеличении модуля же-
сткости клети в т раз пользуются коэффициентом т]р, представля-
ющим отношение коэффициента выравнивания k'B клети с модулем
жесткости тМкл к коэффициенту выравнивания /гв клети с моду-
лем жесткости Л4КЛ
Лр = = 1 4- J + Ми/Мкп * (V. 131)
Анализ результатов расчетов, выполненных по уравнению
(V.131), показывает, что повышение жесткости клети наиболее
эффективно для станов горячей прокатки, где имеется благоприят-
ное соотношение жесткостей полосы и клети.
Регулирование зазора между валками производится нажимным
устройством клети по сигналу, поступающему от датчика толщины
или от датчика усилия прокатки.
В системах регулирования продольной разнотолщиниости,
основанных на изменении зазора между рабочими валками, ис-
пользуют также регулирующее воздействие натяжения. Измене-
ние натяжения вызывает изменение усилия прокатки, что также
способствует изменению зазора между рабочими валками в про-
цессе прокатки и обеспечивает получение полос с более высокой
точностью.
Регулирование продольной разнотолщиниости полосы путем
регулирования нагрузки на клеть осуществляется за счет того,
что клеть нагружается дополнительным усилием Ррег. Величина
этого усилия регулируется в соответствии с колебаниями усилия
прокатки Р таким образом, чтобы обеспечивалось постоянство
нагрузки на клеть
р + -Ррег = const. " (V.132)
Усилием Ррег желательно нагружать детали и узлы клети,
воспринимающие усилия прокатки. В противном случае возможно
появление ошибок при регулировании из-за разницы деформаций
клети от усилия Р и Ррег.
309
Рис. V.67. Схемы гидравлического профилирования валков четырехвалковых клетей
Если условие (V.132) выполняется, то уравнение упругой
линии клети в этом случае имеет вид
= So + /WKJ1 + ^рег/А1рег, . (V.133)
где Л4рег — модуль жесткости деталей (узлов) клети, на которые
действует усилие Ррег.
Для уменьшения поперечной разнотолщинности листового
проката применяют станочное, тепловое и гидравлическое про-
филирование валков.
Сущность станочного профилирования состоит в том, что
образующей бочки валка придается определенная форма в соот-
ветствии с заданной выпуклостью (вогнутостью). Однако при
расчете или выборе исходной выпуклости (вогнутости) валков
трудно учесть все переменные факторы, влияющие на профиль
активной образующей в процессе прокатки. В связи с этим ста-
ночное профилирование валков обеспечивает получение необхо-
димого поперечного профиля полосы, как правило, при опре-
деленных условиях прокатки.
В основу теплового профилирования положен перепад тем-
ператур по длине бочки валка, что обеспечивает ее определенную
тепловую выпуклость (вогнутость). В отличие от станочного
тепловое профилирование позволяет воздействовать на профиль
активной образующей валков в процессе прокатки. Тепловое
регулирование профиля валков в процессе прокатки осуще-
ствляется подачей на поверхность их бочек охлаждающей жидко-
сти или нагревом валков с помощью газовых горелок, индукторов
и т. д. Подачу охлаждающей жидкости или тепла производят
дифференцированно по длине бочек валков, причем расход жидко-
сти или тепла регулируют. Наиболее эффективно тепловое про-
филирование валков при прокатке «мягких» металлов (например,
алюминия). Гидравлическое профилирование валков четырех-
валковых клетей отличается быстродействием, эффективностью
и легкостью автоматизации.
Сущность гидравлического профилирования состоит в том,
что шейкам валков прикладывают дополнительные усилия, соз-
даваемые гидравлическими домкратами с целью частичной или
310
полной компенсации стрелы
прогиба активной образую-
щей рабочего валка. Гидрав-
лическое профилирование,
как правило, осуществляют
в сочетании с исходной и
тепловой профилировкой вал-
ков. На действующих и вновь
проектируемых станах, обо-
рудованных четырехвалко-
выми клетями, применяют
несколько схем гидравли-
ческого профилирования вал-
ков четырехвалковых клетей
(рис. V.67).
1. Усилие Q приклады-
вают между подушками ра-
бочих валков — противоиз-
гиб рабочих валков (рис.
V.67, а).
Рис. V.68. Схема гидравлического регулиро-
вания профиля активной образующей с прило-
жением усилия противоизгиба к шейкам рабо-
чих валков
2. Усилие Q приклады-
вают между подушками опорных и рабочих валков — допол-
нительный изгиб рабочих валков (рис. V.67, б).
3. Усилие Q прикладывают к удлиненным шейкам опорных
валков — противоизгиб опорных валков (рис V.67, в). Возможна
комбинация первых двух систем.
Наиболее простой в конструктивном исполнении является
схема противоизгиба рабочих валков. Такая схема зарекомендо-
вала себя наиболее эффективной, как это следовало из результатов
экспериментальных исследований с применением физического
моделирования для регулирования профиля валков на широко-
полосовых станах горячей прокатки, а также на станах холодной
прокатки и дрессировки с длиной бочки до 2000 мм (отношение
LIDOTl 2,0). В качестве рабочих органов применяют гидравли-
ческие домкраты, встроенные в подушки нижних рабочих валков,
либо используют плунжеры системы уравновешивания верхнего
рабочего валка (при увеличении давления масла в системе уравно-
вешивания). Выбор конструкции и размеров рабочих органов
зависит от конструктивных особенностей и размеров подушек
рабочих валков, а также от силовых условий процесса прокатки.
На рис. V.68 приведена одна из возможных схем гидравли-
ческого регулирования профиля активной образующей с при-
ложением усилия противоизгиба к шейкам рабочих валков.
Гидравлические домкраты 1, создающие усилие противоизгиба
Qpa6, питаются от насосной установки 2 через основной клапан 3.
Необходимое давление жидкости в гидравлических домкратах
поддерживается регулирующим клапаном 4, контролирующим
расход жидкости. Работа регулирующего клапана автоматизиро-
311
вана и осуществляется следующим образом. Импульс от мес-
доз 5, измеряющих усилие прокатки, поступает в усилитель 6
и преобразовывается в угловое отклонение вала сельсина-дат-
чика 7. Далее преобразованный импульс передается сельсином-
приемником 8 на электродвигатель 9, который управляет регули-
рующим клапаном. Питание электродвигателя осуществляется
от системы управления 10.
Величина усилия противоизгиба ограничивается работо-
способностью подшипников рабочих валков и обычно не пре-
вышает 10—20 % (на обе шейки) от усилия прокатки. Это объяс-
няется тем, что подшипники рабочих валков не рассчитывают
на радиальную нагрузку.
Описанная система отличается простотой конструкции, что
позволяет использовать ее на действующих станах.
Известны и другие системы противоизгиба рабочих валков.
При дополнительном изгибе рабочих валков (см. рис. V.67, б)
усилие, создаваемое гидравлическими домкратами, приклады-
вается между подушками рабочих и опорных валков. Рабочие
валки в этом случае должны иметь увеличенную выпуклость,
так как профиль активной образующей регулируется отжимом
рабочих валков от опорных. Величина усилия противоизгиба Q
пропорциональна усилию прокатки.
Дополнительный изгиб рабочих валков является эффективным
способом повышения точности поперечного профиля полосы.
Наличие дополнительных распирающих усилий Q несколько
увеличивает жесткость клети, что способствует некоторому умень-
шению и продольной разнотолщиниости. Размещение гидравли-
ческих домкратов в подушках опорных валков исключает необ-
ходимость отсоединения магистрали высокого давления при пере-
валке рабочих валков. Это создает определенные удобства
при обслуживании и эксплуатации рассматриваемой схемы регу-
лирования. Однако при выходе заднего конца полосы из очага
деформации происходит соударение рабочих валков, так как уси-
лие изгиба нижнего и верхнего рабочих валков направлены друг
против друга. Это является недостатком схемы дополнительного
изгиба рабочих валков. Кроме того, регулирование изгиба рабо-
чих валков происходит только в одном направлении.
Если на одном стане ведут прокатку полос с большим диапа-
зоном изменения ширины, то для регулирования профиля актив-
ной образующей целесообразно применять комбинацию двух
указанных систем (см. рис. V.70 и V.71). Комбинированная схема
регулирования профиля активной образующей лишена недостат-
ков отдельно взятых схем.
Устройствами противоизгиба опорных валков оборудованы
некоторые зарубежные главным образом тол сто л истовые станы.
Регулирование профиля активной образующей с помощью про-
тивоизгиба опорных валков может быть использовано только на
новых станах, так как для размещения различных устройств
312
необходимо создание новой клети. Кроме того, применение уст-
ройств противоизгиба опорных валков увеличивает время пере-
валок и затрудняет обслуживание стана, так как усложняется
доступ персонала к валкам. По этим причинам, а также вследствие
больших эксплуатационных затрат устройства противоизгиба
опорных валков в настоящее время почти не используют.
Во всех схемах гидравлического профилирования валков
давление рабочей жидкости обычно не превышает 35 МПа.
Обычно устройствами противоизгиба оснащают чистовые клети
толстолистовых станов и последние клети непрерывных станов
горячей и холодной прокатки.
Совмещенное регулирование продольной
и поперечной разнотолщинностей полосы
При совмещенном регулировании продольной и поперечной разно-
толщинностей задача сводится к однозначному определению трех
неизвестных величин: поперечной разнотолщиниости bh^n, тол-
щины полосы после прокатки hY и усилия прокатки Р. Для на-
хождения указанных величин необходимо решить систему урав-
нений:
6Л?П = ASo -i- Р1М’Ъ
= 50 “И
P=f(hy),
(V.l 34)
где So — первоначальный раствор между валками, мм; Мкл,
М'ъ — соответственно модуль жесткости клети и валковой си-
стемы на участке, равном ширине полосы, МН/мм.
Запишем систему (V.134) в дифференциальных уравнениях:
d (6tfn) = d (Д$о) + dP/M’,
dht = dStl + dP/M КЛ I
dP = f' (^i) dht.
(V.l 35)
Как видно из системы (V.135), изменение какого-либо из
параметров прокатки влечет за собой изменение толщины про-
катываемой полосы и ее поперечной разнотолщиниости.
Из уравнения (V.120) определяем изменение толщины полосы
на выходе из валков
1
dhi -- dSn , :-ГТ—ГГТ- •
1 ° 1 + Мп/Мкл
(V.136)
Изменение поперечной разнотолщиниости находят из уравне-
ний (V.128) и (V.129)
d(6/1H = d(AS0)------- 1 - . (V.l 37)
j । * ТХ П_____
К d(6A?")
313
(V.138)
(V.139)
Отношение dhjd (6/ifrt), характеризующее изменение продоль-
ной и поперечной разнотолщинности, называют передаточным
коэффициентом совмещенной продольной и поперечной разно-
толщинности ^овм. Учитывая, что d (bS0)/d (6Л"П) = ^0BM, из
выражения (V.137) находим
k™ = 1 2^5. ^овм,
Л4В
где k"n — передаточный коэффициент клети при регулировании
поперечной разнотолщинности.
С учетом уравнения (V.120) зависимость (V.138) примет сле-
дующий вид:
гСОВМ _ kS 1
- k8~\ мкл
Из уравнения (V.139) видно, что передаточный коэффициент
клети при совмещенном регулировании продольной и поперечной
разнотолщинностей kcs0BM зависит от величины передаточных
коэффициентов при раздельном регулировании продольной ks
и поперечной (^п) разнотолщинностей и от отношения модулей
жесткости системы валков и клети. Значения коэффициента 1гс°ъм
могут быть положительными и отрицательными. При одновремен-
ном уменьшении или увеличении продольной и поперечной разно-
толщинностей значения kcs0BM положительны. Когда увеличение
продольной разнотолщинности сопровождается уменьшением по-
перечной разнотолщинности или имеет место обратная зависи-
мость, значения kcs0BM отрицательны.
При отключенной системе регулирования поперечной разно-
толщинности (^п = 0) получаем
£с°вм = Мклв (V. 140)
Если не работают одновременно системы регулирования про-
дольной и поперечной разнотолщинности (ks = 0; k™ = 0), то
Свм = <//Икл. (V.141)
Из последнего уравнения следует, что когда толщина полосы
не регулируется, изменение усилия прокатки будет вызывать
изменение продольной разнотолщинности в Л4в/Л4кл раз больше,
чем изменение поперечной разнотолщинности. Это показано на
рис. V.69, представляющем графическое решение системы урав-
нений (V.134).
При стабильных условиях прокатки толщина полосы hY и
усилие прокатки определяются соответственно абсциссой
и ординатой точки пересечения упругой линии клети (/^ = So 4-
4- -РМ4КЛ) с уравнением пластической деформации (сплошная
314
кривая Р = f (Лх)1. Величина по-
перечной разнотолщинности S/t™
равна абсциссе точки пересече-
ния прямой = AS0 4 Р/Мв
с ординатой Р. Изменение усло-
вий прокатки (например, темпе-
ратуры, коэффициента трения, на-
тяжения и т. д.) приводит к изме-
нению положения уравнения пла-
стической деформации [штрихо-
вая кривая Р = f (А[)]. Это изме-
нение в рассматриваемом случае
Рис. V.69. Графическое решение систе-
мы уравнений (V.134), характеризую-
щей поперечную и продольную_разно-
толщинность полосы
вызывает увеличение усилия про-
катки до Р{ и толщины выходя-
щей полосы до h[.
В результате увеличения уси-
лия прокатки появляется продольная разнотолщинность рав-
ная dhr, а поперечная разнотолщинность полосы увеличивается
на d (6hnn). При этом dht >d (6/г™), так как модуль жесткости
клети Л4КЛ меньше модуля жесткости валковой системы Л4в-
Регулирование формы полосы
Регулирование поперечной разнотолщинности наиболее эффек-
тивно при горячей прокатке. Изменение поперечного профиля
полос и листов в процессе холодной прокатки и дрессировки не
целесообразно, так как это вызывает значительное искажение
формы (увеличение неплоскости) последних. Изменение попереч-
ного профиля полос и листов в этом случае возможно только за
счет уменьшения неплоскостности исходного подката. Однако
исследования показывают, что изменение поперечной разнотол-
щинности холоднокатаных полос и листов вследствие уменьшения
фактической неплоскостности подката на один — два порядка
меньше фактической разнотолщинности по ширине. Можно счи-
тать, что регулирование поперечного профиля листов и полос
в процессе холодной прокатки и дрессировки практически не
производится. В связи с этим одной из важнейших задач регули-
рования при холодной прокатке и дрессировке является получение
плоских листов и полос (ровных).
При симметричном процессе прокатки необходимым условием
получения ровных листов и полос является постоянство скоростей
выхода металла из валков по ширине полосы
= vBi (1 + = const, (V.142)
где vBi — окружная скорость по ширине полосы t-того элемента
валка; — опережение t-того элемента полосы.
В общем случае vBi и St переменны по ширине полосы. Для
получения ровных листов и полос необходимо, чтобы произведение
315
ивг (1 + Si) в любом продольном сечении очага деформации i
было величиной постоянной. Учитывая, что vBi = f (Di), где
Di — диаметр /-того элемента валка, уравнение (V.142) после
дифференцирования будет иметь вид:
-> + ^-Si + >D( = 0. (V.143)
Для выполнения условия (V.143) необходимо, чтобы
= const, (V.144)
где uOj, Pi — соответственно скорость входа и коэффициент вы-
тяжки /-того элемента полосы.
Переменные vof и pf также являются функциями ширины
полосы, поэтому уравнение (V.144) может быть записано в виде
I dvoi .. ____л
dB Voi + dB “ °*
(V.145)
Анализ уравнений (V.143) и (V.145) показывает, что получение
ровных листов и полос определяется характером распределения
вытяжек и кинематическими условиями прокатки по ширине
полосы. Очевидно, что соблюдение одного только условия по-
стоянства вытяжек по ширине полосы не обеспечивает ровных
листов и полос. Из уравнений (V.143) и (V.145) следует, что регу-
лирование формы полосы и листов может быть достигнуто изме-
нением профиля валков, а также регулированием опережения
и скорости входа металла в валки по ширине полосы. Известные
в настоящее время системы автоматического регулирования формы
полосы основаны на изменении профиля активной образующей
рабочих валков. Для воздействия на профиль активных образу-
ющих применяют гидравлические домкраты.
Успешная работа систем автоматического регулирования
формы полосы зависит прежде всего от эффективности оператив-
ного контроля неплоскостности в процессе прокатки. Прямое
измерение неплоскостности полосы в промышленных условиях
затруднительно. Поэтому для контроля неплоскостности полосы
пользуются косвенными методами, основанными на измерении
вытяжек, скоростей или удельных натяжений по ширине полосы.
Наибольший практический интерес представляет метод кон-
троля неплоскостности, основанный на изменении характера
распределения удельных натяжений.
Регулирование формы полосы сопровождается обязательным
(хотя и незначительным) изменением ее поперечного профиля.
Поэтому системы автоматического регулирования формы полосы
известны в литературе как системы автоматического регулирова-
ния профиля и формы полосьГ(САРПФ).
На рис. V.70 приведена схема электрогидравлической системы
автоматического регулирования профиля и формы полосы
(САРПФ).
316
Рис. V.70. Структурная
схема электрогидравли-
ческой системы автома*
тического регулирования
профиля и формы поло-
сы (САРПФ)
В рассматриваемой системе импульсами для изменения про-
филя активной образующей валков служат сигналы от бесконтакт-
ных магнитоанизотропных датчиков удельного натяжения ДУН,
расположенных под движущейся полосой на участке между
последней клетью стана и моталкой. Например, одинаковые
показатели всех пяти датчиков удельного натяжения Дх — Д5
свидетельствуют о том, что выходящая полоса является ровной.
Появление разности натяжений по ширине полосы свидетельствует
об ухудшении ее формы, причем чем больше эта разность, тем
выше неплоскостность.
Система САРПФ, представленная на рис. V.70, может работать
в режимах автоматического и ручного управления. В случае
автоматического управления система работает следующим обра-
зом. При появлении неплоскостности полосы появляется разница
удельных натяжений на выходе ДУН. Эта разница в виде элек-
трического сигнала поступает на вход блока усиления и логиче-
ской обработки информации БУ. Здесь происходит усиление
и сравнение сигналов с заданным алгоритмом. Далее разность
сигналов с датчиков удельного натяжения поступает на вход
усилителя небаланса УН, в электрическом преобразователе ПЭГ
она преобразуется в изменение давления жидкости в гидравли-
ческих цилиндрах Г ДИР В или ГДПРВ, приводящее соответ-
ственно к дополнительному изгибу или противоизгибу рабочих
валков с целью уменьшения неплоскостности полосы. Обратная
связь давления жидкости в гидроцилиндрах и дополнительного
изгиба {Г ДИР В) или противоизгиба (ГДПРВ) рабочих валков
осуществляется при помощи преобразователя давления ПД с элек-
трическим выходом, сигнал которого поступает на вход УН.
Когда давление жидкости в гидравлических цилиндрах примет
значение, выходящее за пределы диапазона регулирования, от
реле давления ИДГ загораются сигнальные лампочки, указыва-
ющие, в какую сторону изменилось давление. В этих случаях
317
Рис. V.71. Схема расположения гидравли-
ческих цилиндров для дополнительного из-
гиба и противоизгиба рабочих валков
возврат давления рабочей жид-
кости в середину диапазона ре-
гулирования производится соот-
ветствующим перемещением на-
жимных винтов. Снабжение
гидравлической системы маслом
осуществляется насосами источ-
ника маслоснабжения ИМС.
При ручном управлении
системой сигналы на измене-
ние давления рабочей жидкости
в гидравлических цилиндрах
ГЦИРВ и ГЦПРВ в УН по-
даются от дистанционного за-
датчика давления ЗД.
Регулирование профиля ак-
тивной образующей в рассма-
триваемой системе осуществ-
ляется по комбинированной
схеме, т. е. дополнительным
изгибом и противоизгибом
рабочих валков (рис. V.71).
Дополнительный изгиб рабо-
чих валков осуществляется
восемью гидравлическими цилиндрами 1 с плунжерами 2,
расположенными в подушках 3 и 4 соответственно верх-
него и нижнего опорных валков. Противоизгиб рабочих валков
производится гидравлическими цилиндрами 5, вмонтированными
в подушках нижних рабочих валков.
9. ШПИНДЕЛИ
Характеристика шпинделей
Шпиндели предназначены для передачи валкам рабочей клети
вращения и крутящих моментов от шестеренной клети или не-
посредственно от главных электродвигателей. На прокатных
станах применяют шпиндели двух основных типов: универсальные
шарнирные и зубчатые.
В основу конструкции универсальных шпинделей положен
принцип шарнира Гука; эти шпиндели могут передавать вращение
и крутящий момент под углом наклона до 8—10°.
Благодаря шарнирной конструкции универсальные шпиндели
работают плавно; вместе с тем они позволяют передавать большие
крутящие моменты; поэтому их применяют для привода валков
листовых и сортовых станов (при угле наклона около 1—2° и
моменте 50—200 кН-м), обжимных, толстолистовых и заготовоч-
ных станов (при угле наклона 3—10° и моменте 500—3000 кН-м).
318
Рис. V.72. Схема установки универсальных шпинделей и конструктивные элементы шар-
ниров:
а — открытый шарнир со стороны валков; б — глухой шарнир со стороны привода; в —
сечение головки шпинделя с ребром жесткости посередине расточки
Длину шпинделя (по осям шарниров) определяют, исходя из
допустимого или принятого угла наклона его и высоты перемеще-
ния одного из шарниров, характеризуемой высотой подъема
верхнего валка при прокатке металла наибольшей толщины,
согласно рис. V.72 и соотношению
/т1п - Я/tg 6ШП. (V.146)
Например, при прокатке слябов на ребро на новых слябингах
высота подъема верхнего валка доходит до 2000 мм, поэтому длина
шпинделя при максимальном допустимом угле наклона 10° со-
ставит 12 м, а масса его примерно 40 т. Для уменьшения угла
наклона верхнего шпинделя и создания примерно одинаковых
условий;работы нижний шпиндель также устанавливают под углом
(меньшим, чем верхний).
Шпиндельные устройства в приводах прокатных станов рабо-
тают в очень тяжелых условиях. При крайне ограниченных
габаритах и значительных перекосах в шарнирных муфтах они
передают большие динамические нагрузки.
Так как шпиндели передают большие крутящие моменты, то
шарниры их должны быть весьма прочными. Наружный диаметр
шарнира шпинделя со стороны привода ограничивается меж-
осевым расстоянием шестерен шестеренной клети (или валов
электродвигателей), как показано на рис. V.72, а со стороны
рабочей клети — диаметром валков (когда верхний валок лежит
на нижнем). Так как в процессе работы стана валки изнашиваются
и диаметр их уменьшается при переточках, то со стороны рабочей
клети диаметр шарнира шпинделя должен быть несколько меньше
диаметра переточенного валка. Таким образом, диаметр шарнира
шпинделя со стороны рабочей клети всегда меньше, чем со сто-
319
роны привода, поэтому прочность первого также меньше проч-
ности второго. Рассчитывать на прочность надо именно шарнир,
расположенный со стороны валков.
Конструкции шпинделей
Большое распространение в прокатном производстве получили
универсальные шпиндели с шарниром трения скольжения, отли-
чающиеся высокой прочностью шарнирных элементов и ком-
пактностью.
Шарнир трения скольжения с бронзовыми вкладышами
(рис. V.72, а и рис. V.73) образуется лопастью 1 со стороны валка
или лопастью 2 со стороны привода; головкой (вилкой) 3 шпин-
деля, имеющей цилиндрическую расточку; бронзовыми сегмент-
ными вкладышами 4 и сухарем 5. Поскольку при прокатке рас-
стояние Н между валками и угол наклона 6ШП шпинделя изме-
няются, то один шарнир должен быть «плавающим» в осевом
направлении, а другой — фиксированным. Так как смена валков
осуществляется чаще всего в горизонтальном (осевом) направле-
нии, плавающим делают шарнир со стороны валка — в лопасти
его предусматривают прорезь для перемещения сухаря 5
(см. рис. V.72, а). Со стороны привода (рис. V.72, б) в фиксиро-
ванном шарнире лопасти предусмотрено глухое (круглое или
прямоугольное) отверстие для сухаря 5. Эти сухари на концах
снабжены цапфами для соединения с вкладышами 4. Для умень-
шения износа сухаря его облицовывают бронзовыми планками
или помещают в бронзовые стаканы; применяют также наплавку
бронзы на боковые грани сухаря. Принцип шарнира Гука дости-
гается благодаря возможности поворота в двух перпендикулярных
плоскостях относительно оси расточки головки шпинделя и оси
сухаря. Для монтажа бронзовых вкладышей 4 в собранном виде
с сухарем 5 необходимо, чтобы просвет между щеками (вилками)
Рис. V.73. Шарнир трения скольжения с бронзовыми вкладышами универсального шпин-
деля реверсивной четырехвалковой клети 1700
320
головки шпинделя был несколько больше хорды (ширины) вкла-
дыша (т. е. чтобы п > т — по рис. V.80). С целью повышения
прочности головки шпинделя в середине ее расточки иногда
оставляют ребро жесткости А (рис. V.72, в); в этом случае каждый
бронзовый вкладыш состоит из двух половин, которые можно
менять местами при их неравномерном износе; смена вкладышей
осуществляется сбоку и не требует демонтажа шарнира.
Диаметр расточки в головке обычно равен половине диаметра
головки, а толщина лопасти составляет 0,26DmiI. Конструктивные
размеры шпинделя после проверки его прочности необходимо
согласовывать с ГОСТ 8059—83.
Шарниры с бронзовыми вкладышами имеют ряд недостатков:
затруднения с подводом смазки к трущимся поверхностям; не-
равномерный и большой износ вкладышей, вызывающий значи-
тельный расход дорогостоящей и дефицитной бронзы (масса
каждого вкладыша на больших станах достигает 300 кг).
Недостатки универсальных шпинделей усугубляются при вы-
соких скоростях работы, характерных для современных прокатных
станов. Все это побуждает изыскивать более рациональные кон-
струкции шарниров.
Опыт замены бронзовых вкладышей пластмассовыми (тексто-
литовыми) не дал положительных результатов ввиду затруднений
с подводом смазки и охлаждением шарниров.
В последнее время широкое распространение получили уни-
версальные шпиндели с шарнирами на подшипниках качения
(по типу карданных валов автомобилей).
Конструкция шпиндельных устройств на подшипниках каче-
ния для прокатных станов, имеет по сравнению с известными
следующие особенности: углы перекоса шарнирных муфт могут
изменяться в широких пределах; стойкость подшипниковых узлов
достаточно высока; шпиндели легко и быстро соединяются с про-
катными валками; в подшипниковых узлах удерживается смазка;
шпиндели центрируются и просты в эксплуатации.
Большая грузоподъемность подшипниковых узлов достигается
благодаря рациональной конструкции шарнирных муфт: подшип-
никовые узлы расположены у наружной поверхности муфты,
благодаря чему удается установить мощные подшипники.
Шпиндельное устройство состоит из двух шарнирных муфт,
промежуточного вала и двух фланцев, один из которых соеди-
няется с приводным концом прокатного валка, а второй — с валом
шестеренной клети. Шарнир (рис. V.74) состоит из двух полу-
муфт 1 и 2, цельной крестовины 3 и четырех подшипниковых
узлов. В подшипниковый узел входит подшипник качения 4,
болты — стяжной 5 и стопорный 6 и уплотняющие крышки 7
и 8. В крышку 8 вставлено стандартное уплотнение 9.
Наружные кольца подшипников монтируют в проточках про-
ушин полумуфт, а внутренние — на пальцах крестовины. Торцы
проушин имеют прямые срезы, причем ширина проушин в каждой
1 1 Заказ 224
321
Рис. V.74. Шарнир универ-
сального шпинделя на под-
шипниках качения
полумуфте на 6—
10 мм меньше рас-
стояния между ними.
Такое исполнение по-
зволяет не только уп-
ростить изготовление
полумуфт, но и обе-
спечить нормальную
сборку и разборку
шарнирных муфт.
Работоспособность шпинделей и стабильность работы станов
(особенно трубопрокатных) в большой степени зависит от точ-
ности центровки вращающихся масс.
В описываемой конструкции центровка полумуфт достигается
тем, что кольца одного из противоположных подшипников уста-
новлены фиксированно; при этом наружное кольцо упирается
в бурт полумуфты, а внутреннее прижимается к выступу кресто-
вины. Расстояние от оси до выступов при изготовлении выдержи-
вают строго определенным. Зазоры в подшипниках регулируют
перемещением внутреннего кольца противоположного подшип-
ника.
В предложенной конструкции шпинделя с наружной стороны,
куда отбрасывается смазка при вращении, применена глухая
крышка, а с внутренней — стандартное резиновое уплотнение.
322
Рис. V.75. Шпиндельное соединение с зубчатыми муфтами для привода валков стана
поперечно-винтовой прокатки
Следует отметить, что в применении шарниров на подшипниках
качения для передачи больших крутящих моментов (до 2—3 МН- м)
имеются трудности, связанные с ограниченной грузоподъемностью
подшипников качения.
Для привода валков чистовых клетей широкополосовых станов
(крутящий момент на одном шпинделе 0,3—0,5 МН-м), валков
жестепрокатных и дрессировочных станов при больших скоростях
прокатки (до 30 м/с) применяют шарниры типа удлиненных зуб-
чатых муфт, зубья которых обработаны снаружи по сфере и имеют
сечение бочкообразной формы.
Используют также зубчатые шпиндели, включающие, помимо
обычной зубчатой муфты и промежуточного вала, предохрани-
тельную муфту со срезными болтами. Однако некоторые кон-
струкции муфт не обладают достаточной работоспособностью.
Причина этого заключается в низкой точности установки срезных
болтов. Кроме того, срезные болты воспринимают радиальные
усилия от массы промежуточной части шпинделя и усилия, воз-
никающие в зубчатом зацеплении муфты из-за неточности изго-
товления и неконцентричности установки. На практике это при-
водит к смятию срезных болтов и частой замене их (каждые сутки
или смену) независимо от режима работы стана.
Шпиндельное соединение с зубчатыми муфтами, показанное
на рис. V 75, содержит: соединительный вал 1, зубчатую муфту,
состоящую из зубчатой втулки 2, зубчатой обоймы 3 и распорного
кольца 4; предохранительную муфту со срезными пальцами,
состоящую из зубчатой втулки 5, зубчатой обоймы 6, сферического
роликоподшипника 7, размещенного на шейке вала /; предохрани-
тельных болтов 8 и центровочных втулок 9. Между зубчатой
обоймой 6 и полумуфтой 10, устанавливаемой на валу главного
Рис. V.76. Конструкция шарикового шпинделя для привода
валков мелкосортного н проволочного непрерывных станов
250 (MKp = 20 кН-м, Сшп = 7е):
1 — наружные обоймы с внутренними полуцилиндрическими
пазами для шаров; 2 — стандартные шары; 3 — конец шпин-
деля со сферической головкой и полусферическими лунками
для шаров; 4 — вал шпинделя с отверстием для подвода
смазки
привода, размещена промежуточная обойма 11 со сферическим
роликоподшипником 12, наружное кольцо которого контактирует
с зубчатой обоймой 6.
Для привода валков чистовых клетей непрерывных мелко-
сортных и проволочных станов, работающих при больших часто-
тах вращения (до 2000 об/мин), универсальные шпиндели с брон-
зовыми вкладышами и шпиндели с шарнирами на подшипниках
качения (карданные валы) должны обладать повышенной надеж-
ностью, первые — ввиду неудовлетворительных условий смазки
и быстрого износа вкладышей, а вторые — ввиду незначительной
долговечности крестовин с подшипниками качения. При при-
менении этих шпинделей возникает сильная вибрация валков при
прокатке. На некоторых из указанных выше станов была сделана
попытка применить шариковые (или роликовые) универсальные
шпиндели. Конструкция шарикового шпинделя показана
на рис. V.76. В шарнир шпинделя непрерывно подается густая
смазка от централизованной системы через стационарное среднее
кольцо. Вибрация шпинделей и валков полностью устранена.
Другие конструкции шариковых шпинделей (для 6ШП > 3°) раз-
работаны ПО «Электростальтяжмаш».
Уравновешивание шпинделей
Универсальные шпиндели характеризуются большими размерами: масса их
составляет 5—40 т. Для уменьшения износа бронзовых вкладышей и расточки
шарниров, а также разгрузки подшипников рабочих и шестеренных валков (или
электродвигателей) применяют уравновешивание шпинделей: грузовое, пружин-
ное и гидравлическое.
На рис. V.77 показан общий вид шпиндельного устройства слябинга 1150
с грузовым уравновешиванием верхнего шпинделя и пружинным уравновеши-
ванием нижнего. Каждый шпиндель передает номинальный крутящий момент
324
шарнира со стороны рабочих
валков 1100 мм, со стороны привода 1250 мм. Так как при случайных недо-
пустимых перегрузках возможна поломка вилки (головки), то шпиндели сде-
ланы составными: головки насажены на вал по прессовой посадке. Вал
шпинделя опирается на два подшипника с баббитовой заливкой. Кор-
пуса подшипников верхнего вала своими цапфами опираются на боковые продоль-
ные брусья, со стороны привода концы брусьев шарнирно уравновешиваются
двумя рычажно-пружинными устройствами. В средней части вала брусья шар-
нирно опираются на вертикальную стойку рычажно-грузового уравновешива-
ния. При перевалке валков (верхнее положение контргруза) конец рычага засто-
поривается роликовым кривошипом с приводом поворота от электродвигателя
через червячно-винтовую передачу. В этом положении шпиндели фиксируются,
и новые валки своими лопастями с прорезями вводятся в головки шпин-
делей.
На рис. V 78 приведен общий вид шпиндельного устройства с пружинным
уравновешиванием шпинделей четырехвалковой клети стана 2500 холодной
прокатки. Баббитовые подшипники уравновешивающего устройства и шарниры
шпинделей смазываются густой смазкой.
Рассмотренные грузовые и пружинные устройства для уравновешивания
шпинделей обладают рядом недостатков. Так, грузовое уравновешивание не
пригодно для работы на высокоскоростных станах из-за значительной инерцион-
ности. Пружинные устройства конструктивно очень громоздки и подвержены
воздействию воды и окалины.
Указанных недостатков лишены гидравлические и торсионные уравновеши-
вающие устройства.
На рис. V.79 приведен общий вид шпиндельного устройства с гидравличе-
ским уравновешиванием чистовой реверсивной четырехвалковой клети стана
2800 для прокатки алюминия. В средней части шпиндели опираются на подшип-
ники с баббитовой заливкой. Подшипник нижнего шпинделя опирается на плун-
жер гидравлического цилиндра, установленного в стойке на фундаменте. Верхний
шпиндель уравновешивается двумя боковыми гидравлическими цилиндрами.
325
326
$830
Рис. V.79. Общий вид
шпиндельного устрой-
ства с гидравлическим
уравновешиванием шпин-
делей чистовой ревер-
сивной четырехвалковой
клети стана 2800 для
прокатки алюминия
6-0
Рассмотренное гидравлическое устройство уравновешивания работает плавно
и отличается большой надежностью, однако применять его целесообразно только
тогда, когда в цехе действует насосно-аккумуляторная станция высокого давле-
ния, обслуживающая другие механизмы и устройства (гидравлическое уравне-
вешивание валков, гидросбив окалины и т. д.).
327
Расчет универсальных шпинделей с шарнирами
на бронзовых вкладышах
На рис. V.80 представлена схема к расчету шарнира универсаль-
ного шпинделя. Показано действие сил на щеки головки шпинделя
при передаче ими крутящего момента Л4В. На все щеки головки
шпинделя действует усилие Ршп, возникающее в результате
давления лопасти на бронзовый вкладыш и бронзового вкладыша
на щеку по цилиндрической поверхности их соприкосновения.
Момент, передаваемый шпинделем, равен Л4В = Ршпа, где
РШп — усилие, с которым нижний бронзовый вкладыш давит
на нижнюю щеку головки шпинделя, а верхний вкладыш — на
верхнюю щеку; а — расстояние между точками приложения сил.
Принимаем, что удельные давления вклыдаша на щеку шар-
нира распределяются по трапеции и сила Ршп приложена в пло-
скости центра тяжести этой трапеции.
Обычно с ж Ь/4 и f = 0,35b; а = 2f = 0,7b.
При передаче шпинделем крутящего момента Мп вкладыш
давит на щеку шпинделя с силой Ршп, которая равна
Ршв = Мв/а = 1,43MB/b. (V. 147)
Таким образом, при передаче шпинделем крутящего момента
в сечении щеки I—I на расстоянии х от оси шарнира возникают
напряжения и от кручения, и от изгиба.
Рис. V.80. К расчету шарнира универсального шпинделя
328
Напряжение кручения в сечении /—/ равно
г„р = Мв/2И7„р, (V.148)
где №кр — момент сопротивления кручению сечения /—I.
Для определения момента сопротивления кручению по задан-
ным размерам головки шпинделя сечение I—I изображено от-
дельно в виде сегмента.
Определить точное значение момента сопротивления кручению
сечения, имеющего форму сегмента, трудно, поэтому обычно
сегмент приравнивают равновеликому по площади прямоуголь-
нику высотой ha и шириной by -Ь Момент сопротивления
кручению сечения прямоугольника определяют по формуле
(V.149)
где коэффициент % зависит от отношения ширины прямоугольника
к его высоте.
При (by -Ь b^lhn = 2-:-6 величина % = 0,25-?0,3.
Напряжение изгиба в сечении щеки /—I равно <тизг =
= Мизг/№изг, где 1^изг — момент сопротивления изгибу сече-
ния I—I.
Из рис. V.80 видно, что момент изгиба сечения /—/ равен
произведению силы Ршп на плечо х; согласно формуле
(V.147), получим f
Миаг = Рш„х = 1.43 х. (V. 150)
Определить точно момент сопротивления изгибу сечения I—I,
имеющего форму сегмента, весьма трудно, поэтому пользуются
приближенной формулой. Для этого сегмент заменяем равно-
великой по площади трапецией с основанием by + 2Ь2 и высо-
той Лп.
Момент сопротивления изгибу сечения трапеции равен
И и:!Г - 6 (ЗЬу + 4&2)
(V. 151)
Расчетное напряжение в сечении щеки /—I от действия изгиба
и кручения определяют по формуле орасч = V<?изг + ЗТкР.
Шпиндели обычно изготавливают из углеродистой кованой
стали марки 40 или легированных сталей 40Х, 40ХН, 40ХНМ,
35ХНВ. Предел прочности этих сталей равен 650—850 МПа.
Принимая пятикратный запас статической прочности, полу-
чим, что допустимое напряжение в щеке шпинделя будет равно
[ст] = 130ч-170 МПа; полученное по формуле расчетное напря-
жение не должно быть выше этого допустимого.
Из рис. V.80 видно, что максимальные напряжения будут
возникать в каком-то сечении шпинделя на расстоянии х от оси
шарнира. Так как с увеличением расстояния х изгибающий момент
увеличивается, но одновременно с этим возрастают и моменты
329
сопротивления этого сечения, то заранее нельзя сказать, на каком
расстоянии х напряжения будут максимальными. Для этого
надо взять несколько сечений (/—/, II—II и т. д.) и рассчитать
напряжения в них по приведенной выше схеме.
Кроме определения напряжений в сечении /—/, необходимо
также проверить напряжения в теле шпинделя. Очевидно, что
тело шпинделя работает только на кручение, и напряжение в лю-
бом сечении по длине шпинделя между его шарнирами равно
г'р.шп = Мв, = Мв/0,2<Й,п, (V.152)
где с!шп — диаметр тела шпинделя.
Рассчитанное по этой формуле напряжение не должно пре-
вышать указанных выше допустимых напряжений.
Так же как и при расчете щеки головки шпинделя, при расчете
лопасти примем, что удельные давления от вкладыша распре-
деляются на поверхности каждой вилки по трапеции и сила Ръ
действующая на вилку при передаче лопастью крутящего мо-
мента Мв, равна
Pi = MB/2/o. (V.153)
Сила Рг приложена эксцентрично относительно центра сече-
ния вилки толщиной sB. Очевидно, что эта сила будет скручивать
сечение вилки моментом
^кр. В Р±^>
где е — эксцентриситет приложения силы Рг относительно центра
тяжести сечения вилки (определяется по чертежу).
Этот момент скручивает сечение вилки и создает в ней напря-
жение кручения. Вместе с тем сила Рг создает изгибающий момент
относительно сечения /—I, и в этом сечении возникают напря-
жения изгиба.
Таким образом, при передаче лопастью крутящего момента
в сечении /—I вилки возникают напряжения кручения и изгиба.
Напряжения кручения в сечении I—I определяют по формуле
tkpi = Мкр1Ж-р1 = Ле/Гкр1. (V.154)
Момент сопротивления сечения I—I вилки лопасти кручению
можно определить, приравняв это сечение прямоугольнику высо-
той sB и шириной
Напряжение изгиба в сечении вилки I—I равно
°изг I = ^изг l/^изг I- (V. 155)
На рис. V.80 видно, что изгибающий момент в сечении I—I
равен
Мизг1 = Pi*. (V 156)
330
Момент сопротивления изгибу прямоугольного сечения вилки
лопасти определяют по формуле
»7»3rI = (-55L£L)v- <V-157)
Кроме определения напряжений в сечении I—I, необходимо
также проверить напряжения в сечении II—11-
Это сечение передает полный крутящий момент Л4кр. в и в нем
возникают только напряжения кручения, которые можно опре-
делить по формуле
TKp,n = ^Kp.B/lFKp.n. (V.158)
Момент сопротивления на кручение этого прямоугольного
сечения равен
= (V.159)
где коэффициент % зависит от отношения ширины сечения Ьо
к его высоте sB; значения этого коэффициента указаны выше.
Иногда шестеренные и рабочие валки изготавливают как одно
целое вместе с лопастями для шарниров шпинделей, поэтому
допустимые напряжения для лопастей надо брать такими же, как
и для шеек шестеренных и рабочих валков.
10. ШЕСТЕРЕННЫЕ КЛЕТИ И РЕДУКТОРЫ
Шестеренные клети предназначены для разделения крутящего
момента, получаемого от главного двигателя, и привода валков
стана. Шестеренные клети предусмотрены во всех прокатных
станах, за исключением станов с индивидуальным приводом
валков, осуществляемым непосредственно от двух двигателей
(большие блюминги, слябинги и в некоторых случаях толсто-
листовые четырехвалковые станы).
Во всех шестеренных клетях приводной от главного двигателя
является нижняя шестерня (за исключением трехвалковых сорто-
вых станов, в которых приводной иногда делают среднюю ше-
стерню).
Шестерни шестеренной клети часто называют шестеренными
валками. 4
Диаметр начальной окружности шестерен шестеренной клети
зависит от диаметра валков стана и наибольшего расстояния
между ними при прокатке. Так как высота подъема верхнего
валка в процессе прокатки изменяется, то диаметр шестеренных
валков нужно выбирать, исходя из условия, что угол наклона
верхнего шпинделя (см. рис. V.72) не должен превышать допусти-
мой величины (8—10°).
Практически установлены следующие соотношения между
диаметром начальной окружности шестерен d0, диаметром новых
валков £)н, диаметром переточенных (до Допустимого предела)
331
валков Dn и максимальной высотой подъема верхнего валка Н:
для малых блюмингов и других обжимных (черновых) двух-
валковых станов
do = - +8~По; (V.160)
Для остальных станов, у которых расстояние между валками
изменяется незначительно (только за счет переточки или пере-
шлифовки валков)
do=D!L+0!,_ [(V.161)
В шестеренных клетях применяют, как правило, шестерни
с шевронным зубом, без дорожки или с дорожкой в середине.
Угол наклона шевронных зубьев на делительном цилиндре
шестерни обычно принимают равным |3Ш » 30°; профильный угол
эвольвенты в торцовом сечении аш = 20°.
В шестеренных клетях передаточное число зацепления равно
единице (г = 1), поэтому диаметр начальной окружности ше-
стерни dQ равен межосевому расстоянию шестерен шестеренной
клети Дш.
Число зубьев = 18-4-29.
- Поскольку шестерни одного и того же диаметра предназначены
для передачи различных усилий и крутящих моментов (в зависи-
мости от назначения прокатного стана), на практике их изго-
тавливают различной ширины. По ширине их подразделяют на
три типа: узкие при отношении Вш/Аш = 1-~1,25, средние 1,6—
2,0 и широкие 2,5. Применение более широких шестерен нежела-
тельно, так как при этом увеличивается их прогиб и ухудшаются
условия передачи нагрузки зубьями
Обычно шестерни шестеренных клетей изготавливают из сталей
45, 40ХН, 37XH3A, 38ХГН с поверхностной закалкой до твер-
дости НВ 450—570. Механические свойства заготовок из этих
сталей (после нормализации) следующие: временное сопротивление
<ув = б00н-800 МПа, предел текучести от = 320 МПа, относитель-
ное удлинение 6 >15 %, ударная вязкость ан > 45 Н-м/см2;
твердость НВ 170—195, предел выносливости сг_х = 280 МПа.
Расчет зубчатою зацепления
Основные параметры шестерен шестеренной клети (межосевое
расстояние Аш или диаметр начальной окружности d0, модуль,
число зубьев, ширину шестерен) выбирают по конструктивным
соображениям в соответствии с ГОСТом в зависимости от типа
стана, диаметра рабочих валков, высоты их подъема и пере-
даваемого крутящего момента. После этого необходимо выполнить
поверочный расчет передачи. Как показывает опыт эксплуатации,
зубчатые передачи в большинстве случаев выходят из строя не
832
вследствие поломки зубьев (что бывает редко), а вследствие раз-
рушения (выкрашивания) их рабочих контактных поверхностей.
Поэтому зубья передач всех типов рассчитывают сначала на проч-
ность контактных поверхностей по наибольшим напряжениям,
а затем уже на прочность по опасному сечению, т. е. по основанию
зуба (рис. V.81).
Расчетной нагрузкой является передаваемый зубчатым за-
цеплением максимальный крутящий момент
Мрасч — Мдац&зац, (V. 162)
где Мдац — максимальный момент, передаваемый зубчатым за-
цеплением; /гзац — расчетный коэффициент &зац = ^2^3, (V. 163)
здесь k± — коэффициент ширины шестерни (колеса); при Вт1(Ц ~
= 1,25; 2,0 и 2,5 k± = 1,4; 1,55 и 1,65 соответственно; k2 — коэф-
фициент концентрации напряжений, равный 1 4- 0,li; k3 — коэф-
фициент качества; для 2-го класса точности изготовления k3 =
= 1,2; для 3-го класса k3 = 1,4. Таким образом, для шестеренных
валков с передаточным числом i = 1, изготовленных по 2-му
классу точности и при Вш/б/0 = 2, расчетный коэффициент &ч.этт =
- 1,55-1,1-1,2 « 2.
Проверочное определение контактного напряжения в поверх-
ностном слое зубьев шестерни (при угле эвольвенты аш = 20°,
угле наклона зубьев рш » ЗС и перекрытии 0 1,35) выпол-
няют по формуле
27-103 , / мрасч (i + 1)3
Оконт.ш- у1ш |/ Вт i
где Оцсит, пр МПа; Л4расч> Н-см, и Вт,
см.
(V.164)
333
Напряжения изгиба у основания зубьев шестерен с числом
зубьев гш и нормальным модулем ти
аИЗг. ш = 1ОЛ4расчф/0т*2шВш, (V. 165)
где Л4расч, Н-см, а ти и ВШУ см; ф — коэффициент концентрации
напряжений у основания зубьев; при нарезке шестерни долбяком
ф = 1,5, червячной фрезой ф = 1,6, пальцевой или дисковой
фрезой ф = 1,8; у — коэффициент формы зубьев шестерни; опре-
деляется в зависимости от так называемого приведенного числа
зубьев; ^прив — %т!cos Рш ^щ/0,649 л? 1,54z.
Для 2Ш = 18 : 29 можно принять у = 0,35н-0,42, для z —
= 30:50 у — 0,434—0,45; для z >> 50 у = 0,45 : 0,48 (для ре-
дукторов).
Проверку напряжений в зубьях редукторов (шевронных,
с дорожкой посередине для выхода червячной фрезы) выполняют
по тем же формулам, как и для шестеренных клетей. Однако
следует отметить, что иногда шестерни редуктора изготавливают
не с шевронными, а с односторонними косыми зубьями, и угол
наклона их меньше (обычно рр — 8° 6' 34"), кроме того, коэффи-
циент перекрытия таких косозубых шестерен больше (0 = 1,5ч-
1,6). В этом случае коэффициенты в формулах (V. 19) и (V.20)
для редукторов другие (для колеса и шестерни):
28,5-10s , /Мрасч (i + l)3 . ,v . „
а«»нт.р = ^—|/т;-------------i—’ <v-166)
11МрасчФ
°ИЗГ. Р ~ 9 7 ’
где виконт, р и ^изг, р» МПа.
Допускаемые напряжения для материалов зубчатых шестерен
и колес твердостью НВ 200—350: в поверхностном слое зубьев
[<т]К0Нт « 2от; на изгиб в опасном сечении у ножки зуба [о ]изг «
« 0,5от.
Для указанных выше сталей о.г = 450 МПа. Зубчатые колеса
редукторов изготавливают бандажированными или цельнолитыми
из углеродистой стали марки 45Л, для которой механические
свойства и допускаемые напряжения на 15—20 % ниже указанных
выше, а также из легированной стали марки 35ХГСЛ.
Между диаметром шестерни d0, торцовым модулем тг и числом
зубьев z существует следующая зависимость: d0 — m^z.
Для шестеренных клетей d0 = Лш, поэтому d0 = Лш = т.ггш.
Нарезку шестерен выполняют обычно на станках инструментом
с нормальным модулем в виде целого числа (реже с торцовым).
Межосевое расстояние выражают следующими формулами (при
mT — /nH/cos Р):
для редукторов
л____ Zi 4- _ тн + 22.
л₽ “ 2 т 2 ~ 2 cospp’
(V.167)
(V.168)
334
для шестеренных, клетей
Ат = тТ-гш - • (V.169)
СОЪ Рид
Из этих формул можно сделать следующий вывод. Межосевое
расстояние будет целым числом (его легче контролировать при
сборке), если (zx + z2)/cos рр или zm/cos — также целое число.
В редукторах во избежание появления больших осевых усилий
угол наклона в односторонних косозубых парах шестерен жела-
тельно принимать минимальным. Часто этот угол берут равным
8° 6' 34", потому что косинус этого угла равен 0,99. Тогда сумму
чисел зубьев шестерни zx и колеса z2 надо брать обязательно
равной 21 + г2 = 99 или zx + z2 = 198 с тем, чтобы (гг + z2)/cos fk
всегда было целым числом (100 или 200). Для шестеренных клетей
принимают рш = 28° 2Г 30" (зубья коррегированные).
После расчета зубчатого зацепления по заданной передава-
емой нагрузке окончательный выбор номера ряда шестеренной
клети необходимо согласовать с нормативными материалами:
1-й ряд для цпр < 5,0 м/с, а 2-й и 3-й ряды — для повышенных
скоростей.
Расчет шестеренного валка на прочность
Шестерни шестеренной клети передают большие крутящие мо-
менты; их изготавливают как одно целое с шейками для под-
шипников и часто называют шестеренными валками. Размеры
шеек шестеренных валков определяют расчетом их на прочность.
В том случае, когда применяют роликовые конические подшип-
ники для шестеренных валков, размеры шейки необходимо со-
гласовать также с внутренним диаметром этих подшипников.
На концы шестеренных валков насаживают головки шарниров
шпинделей или лопасти для соединения со шпинделями.
Рассмотрим усилия, действующие на зубья шевронной ше-
стерни. При расчете шейки вала на прочность коэффициент кон-
центрации k2 напряжений в зубьях не учитываем. Угол в торцовом
сечении шестерни (см. рис. V.81):
^20° 0,36397
g т cos рш ~ cos 30° ' 0,866
«0,421;
ат = 23°.
Зная ат, определим усилие, действующее в зубьях, в этом
сечении. Из рис. V.81, б находим
PT-XT/cosaT, (V.170)
где Хт — максимальное окружное усилие в зацеплении шестерен.
Значение ХТ можно определить из крутящего момента, пере-
даваемого зацеплением:
X-г — /Чзац/(^о/2) = 2Л43ац/гД)-
335
При ат = 23° cos ат = 0,92, поэтому формула (V. 170) имеет
вид
Рт = 2,17M3aq/d0. (V.171)
Это усилие, направленное под углом сст = 23° к горизонтали,
изгибает шейки шестеренного валка и воспринимается подшип-
никами. На каждую шейку действует усилие, равное
Я=Рт/2. (V.172)
Максимальное напряжение изгиба в сечении I—I между шей-
кой и шестерней равно
^изг I = ^изе l/0,(V.173)
Изгибающий момент в этом сечении будет равен произведению
силы R, действующей на шейку, на расстояние от оси шейки
до опасного сечения I—I. Это расстояние можно принять равным
половине длины шейки шестеренного валка, т. е. 1ш/2, тогда
Мизг I = Re RIJ2. (V.174)
Подставляя значение Рт из формулы (V.172), получим фор-
мулу для определения напряжения изгиба в опасном сечении
шейки:
ризг1«5,43 М^ш , (V.175)
где 1т и — длина и диаметр шейки шестеренного валка.
Кроме напряжений изгиба в шейках шестеренных валков
возникают также напряжения кручения. Максимальное напря-
жение кручения будет в шейке шестерни со стороны двигателя
(или редуктора)
’Екр ~ MKp/0t2d^i. (V,176)
гдеТМкр = 2Л1зац — максимальный крутящий момент, передава-
емыйТшейкой двум шестерням от ведущего вала (или редуктора).
Результирующее напряжение в этой шейке от действия изгиба-
ющего и крутящего моментов будет равно
Ореа = У^аг. +ЗТК2Р. (V. 177)
Хотя напряжения в остальных шейках меньше, чем в шейке
валка со стороны двигателя (или редуктора), однако из условия
однотипности применяемых подшипников размеры шеек обоих
валков принимают одинаковыми.
Допускаемое напряжение для шеек при изготовлении шестерен-
ных валков из кованой ’стали 40 или 40Х можно принимать
равным [о] 130—150 МПа.
Результирующее напряжение должно быть меньше допуска-
емого.
336
Конструкции шестеренных клетей и редукторов
Шестеренные клети делают открытыми (со съемной крышкой).
Они состоят из следующих основных элементов: станины, крышки,
шестерен (шестеренных валков) и подушек с подшипниками.
Станины и крышки отливают из высокопрочного или модифици-
рованного чугуна, (марок ВЧ45-5, СЧ32-52); шестерни изготавли-
вают из кованой легированной стали марки 40ХН и зубья под-
вергают поверхностной закалке, подшипники — роликовые кони-
ческие или (реже) баббитовые (если конструктивно нельзя при-
менить роликовые ввиду их больших габаритов). К подшипникам
и зубчатому зацеплению непрерывно подается жидкая смазка
(брайтсток) от центральной циркуляционной смазочной станции,
располагаемой обычно в подвале .цеха вблизи рабочей и шесте-
ренной клетей. Для шестерен и подшипников должно быть пред-
усмотрено хорошее уплотнение, не допускающее утечки масла,
оказывающего разрушающее действие на фундамент.
На рис. V.82 показана шестеренная клеть для привода рабочих
валков четырехвалковой клети стана 2500 холодной прокатки.
Межосевое расстояние Лш = 500 мм, длина бочки шестерен
1200 мм, угол наклона зубьев = 30°, гш = 21, тт = 24 мм,
зубья корригированные. Максимальный крутящий момент на
приводном валу 400 кН-м.
На рис. V.83 показана конструкция шестеренной клети с меж-
осевым расстоянием 500 мм для привода валков рабочей
двухвалковой клети 500 среднесортного стана 350. Максимальный
337
338
крутящий момент на нижнем ведущем валу 200 кН-м, = 25;
тн — 18 мм, тг = 20 мм, [Зш = 25° 5Г.
В отличие от рассмотренной выше в конструкции этой клети
роликовые конические подшипники для шеек шестеренных валков
установлены непосредственно в расточках корпусов самой клети
(подушки исключены). По условиям монтажа подшипников корпус
сделан составным из трех частей. Ввиду исключения подушек для
подшипников и с целью избежания выработки гнезд под подшип-
ники все три части корпуса отлиты не из чугуна, а из стали марки
ЗОЛ. Для восприятия возможных осевых усилий на одной опоре
роликовый подшипник зафиксирован.
Почти во всех групповых приводах станов винтовой прокатки
в шестеренных клетях применяют зубчатые передачи шевронного
типа. Опыт эксплуатации таких шестеренных клетей показал, что
при работе интенсивно изнашиваются и часто ломаются зубья
только одной части шестерни и колеса (со стороны электродвига-
теля), другая же половина шестерни и колеса практически не
изнашивается.
Как известно, при прошивке заготовок рабочие валки воспри-
нимают осевые усилия, противоположные направлению прокатки.
Величина этих усилий достигает 25—35 % от усилия прокатки.
Под действием осевых усилий рабочий валок смещается в сторону
шестеренной клети, так как практически во всех известных кон-
струкциях рабочих клетей в системе рабочий валок — кассета —
барабан — станина имеются значительные зазоры. Считалось, что
возможность перемещения валков компенсируется подвижным
шлицевым соединением шпинделя, благодаря чему исключаются
осевые нагрузки на шпиндель и зубчатую передачу. Однако рас-
четы показывают обратное, поскольку при осевом перемещении
в шлицевом соединении необходимо преодолеть значительное
усилие защемления, определяемое по формуле
2Л4КП
Фзац ~ (1ШЛ (V.178)
где с(шл— диаметр шлицев по делительной окружности; [Ш1—
коэффициент трения в шлицевом соединении.
Применительно к прошивному стану ТПА 30-102 при /шч =
= 0,2, Afjjp — 150 кН-м и б/шл = 200 мм величина <2зац составляет
300 кН. При таком усилии защемления не обеспечивается пере-
мещение одной части подвижного соединения относительно другой
и при прокатке система валок — шпиндель — зубчатое колесо
смещается до упора в противоположные зубья ведущей шестерни.
Поэтому в таких станах нагрузка от ведущей шестерни к рабочим
валкам передается одной стороной зубьев, а вторая сторона зубьев
в передаче нагрузок практически не участвует.
Осевые усилия прокатки неблагоприятно сказываются также
на работоспособности шпиндельных устройств, поскольку они
достигают величин, соизмеримых с усилиями, вызываемыми кру-
339
Рис. V.84. Комбинированная шестеренная
клеть-редуктор для привода четырех край-
них валков 20-валкового стана 50 X
XI200 мм конструкции ВНИИметмаша
тящим .моментом прокатки.
Действительно, на прошивном
стане ТПА 30-102 при крутя-
щем моменте прокатки, равном
150 кН-м, усилие в шарнирах
шпинделей составляет 440 кН,
а осевое усилие, действующее на
шпиндель, достигает 250—
300 кН
Анализ, проведенный при
конструировании, показал, что
радикальным средством повы-
шения работоспособности шес-
теренной клети и шпиндельных
устройств является создание
рабочих клетей, в которых было
бы исключено осевое перемеще-
ние рабочих валков. Улучшить
условия работы шестеренных
клетей существующих прошив-
ных станов можно примене-
нием в этих клетях косозубых
передач. В этом случае обеспечивается нормальная работа зуб-
чатых передач, независимо от величины осевых усилий прокатки.
Проведенные исследования позволили рекомендовать для про-
шивного стана ТПА 30-102 косозубую передачу вместо шевронной
при создании новой шестеренной клети. Применение косозубой
передачи наряду с увеличением межцентрового расстояния с 1000
до 1300 мм повысило работоспособность клети в 4—5 раз. Кон-
струкция шестеренной клети выполнена с поворотом ее относи-
тельно оси прокатки.
В том случае, если выбранный для привода валков электро-
двигатель характеризуется значительно большим числом обо-
ротов в минуту (пдв), чем частота вращения валков (пв) при про-
катке, в главной линии стана устанавливают понижающий редук-
тор; если Иди < п-в, применяют повышающий редуктор. Во многих
случаях, когда передаточное число редуктора меньше четырех
и мощность привода небольшая, редуктор объединяют с шестерен-
ной клетью в одном корпусе. Такие комбинированные шестеренные
клети — редукторы применяют в приводе многовалковых и четы-
рехвалковых станов.
В многовалковых (двенадцати- и двадцативалковых) станах
для холодной прокатки тонкой полосы приводными являются не
рабочие валки малого диаметра, а опорные валки промежуточного
ряда. Ввиду этого конструкция шестеренных клетей для привода
валков, отличается от рассмотренных выше.
На рис. V.84 показана комбинированная шестеренная клеть-
редуктор для привода четырех крайних валков двадцативалкового
340
стана 50X1200 мм конструкции
ВНИИметмаша, расположенных в
двух промежуточных рядах. При-
водным является нижний шестерен-
ный валок, а верхние шестерни
попарно приводятся от нижней.
Передаточное число каждой нижней
пары шестерен i = 0,5. Характери-
стика шестерен: — 50, z2 = 25,
тт= 12 мм, ти = 11,88 мм. Так
как шестерни с косыми зубьями,
то для восприятия осевой нагрузки
правый нижний подшипник зафи-
ксирован в своей опоре.
В линиях рабочих клетей с
приводом от электродвигателей
Рис. V.85. К расчету шестеренной
клети на опрокидывание
большой мощности, если /гдв > пъ устанавливают отдельные
редукторы (не в комбинации с шестеренной клетью).
Расчет шестеренной клети на опрокидывание
Как было сказано выше, в шестеренных двухвалковых клетях
приводным обычно является нижний шестеренный валок и
в исключительно редких случаях — верхний. Шейка приводной
шестерни получает со стороны двигателя (или редуктора) крутящий
момент, равный 7Икр и передает его двум шестерням, а последние —
двум валкам (Л4пр) через универсальные шпиндели.
Таким образом, на шестеренную клеть действуют следующие
моменты: 7Икр = 7Йпр — со стороны двигателя; этот момент при-
ложен к нижнему валку и имеет положительное значение (по часо-
вой стрелке, рис. V.85); Alj и М2 — реактивные крутящие мо-
менты со стороны валков; один из них положительный, а другой
отрицательный.
Опрокидывающий момент, действующий на клеть, равен ал-
гебраической сумме этих моментов:
Мопр = мкр + Mi — м2. (V.179)
Если момент Л4кр, получаемый шестеренной клетью со стороны
главного двигателя, распределяется поровну между верхней
и нижней шестернями (т. е. между рабочими валками), как это
происходит при простом процессе прокатки, то тогда Мг — М2 и
^опр - ^кр ^пр*
(V. 180)
Значит, при простом процессе прокатки момент, опрокидыва-
ющий шестеренную клеть, равен моменту прокатки (или моменту
привода валков).
341
Рассмотрим два частных случая:
I. Предположим, что верхний шпиндель сломался, но некото-
рое время прокатка еще продолжается; тогда ~ 0 и весь момент
привода передается только одному нижнему валку, т. е. Л42 =
В этом случае, согласно формуле (V.179), 714 опр = 0.
2. В случае поломки нижнего шпинделя (М2 — 0, — 714пр)
опрокидывающий момент, действующий на шестеренную клеть,
равен двойному моменту прокатки (т. е. двойному моменту привода
валков):
714 опр = 2714пр. (V.181)
Таким образом, в аварийных случаях опрокидывающий момент
шестеренной клети в два раза больше момента, опрокидывающего
рабочую клеть.
Момент, прокидывающий шестеренную клеть, стремится ото-
рвать шестеренную клеть от фундамента или плитовины, т. е.
растягивает фундаментные болты.
Обозначим число фундаментных болтов с одной стороны ше-
стеренной клети через п и диаметр болта — через dQ.
Усилие, действующее на один фундаментный болт, равно
^=-Итг--¥)- <VJ82)
ti \ VQ & /
где Ьб — расстояние между болтами; Сш — масса шестеренной
клети.
Для того чтобы лапы плитовин не отходили от фундамента,
каждый болт надо затянуть с усилием на 20—40 % больше растя-
гивающего усилия, т. е. Qc = (1,2 :-1,4) Q.
11. МУФТЫ ГЛАВНОЙ ЛИНИИ
Муфты главной линии рабочей клети предназначены для соеди-
нения валов главных электродвигателей с шестеренными валками
или с ведущими валами редукторов, а также ведомых валов с ше-
стеренными валками.
Благодаря простоте конструкции и возможности передачи
больших крутящих моментов (до 3 МН-м) при некотором перекосе
валов самое широкое применение в прокатных станах получили
зубчатые муфты.
В зависимости от назначения и конструкции зубчатые муфты
разделяют на два типа (рис. V.86):
1) муфты для непосредственного соединения цилиндрических
концов валов (типа М3);
2) муфты для соединения валов посредством промежуточного
вала (типа МЗП)
342
Рис. V.86. Зубчатые муфты:
а — для непосредственного соединения концов валов; б — для соединения концов валов
при помощи промежуточного вала; в — внутреннее зацепление зубьев; 1 зубчатые
обоймы; 2 — отверстия для проверки соосности валов; 3 — зубчатые втулки; 4 — крыш-
ка; 5 — уплотнение; 6 — промежуточный вал
В зависимости от технологии изготовления зубчатые муфты
разделяются на кованые и литые.
Муфта типа М3 состоит из двух зубчатых втулок с зубьями
эвольвентного профиля и двух зубчатых полумуфт (обойм), соеди-
ненных между собой болтами и сцепляющихся с соответству-
ющими зубчатыми втулками.
Муфта типа МЗП состоит из двух одинаковых полу муфт и
промежуточного вала. Эти муфты применяют в тех случаях, когда
расположение приводных валов не позволяет осуществить их
непосредственное соединение нормальной муфтой типа М3 (на-
пример, на блюминге 1000), когда главный двигатель установлен
в машинном зале, а шестеренная клеть — в пролете стана.
Полумуфты (обоймы) по цилиндрической поверхности впадин
в зубьях опираются на сферическую поверхность выступов зубьев
втулок (радиальный зазор весьма незначителен). Сечение зубьев
втулки — прямолинейной или эллиптической (бочкообразной)
формы. Муфты с внутренним зубчатым зацеплением допускают
реверсивное вращение валов.
Достоинством зубчатых муфт является то, что они могут пере-
давать большие крутящие моменты при наличии перекоса валов
до 0° 30' и при радиальном смещении осей валов от 1 до 10 мм.
Опыт эксплуатации зубчатых муфт показывает, что наряду
с достоинствами (простота конструкции, компенсирующие свойства
при перекосах валов) они имеют также недостатки: необходимость
частой заправки смазкой, динамические нагрузки при выборе
боковых зазоров в зубьях при реверсивной работе, ненадежность
узлов уплотнения, сложность технологии изготовления.
Глава VI
МАШИНЫ И МЕХАНИЗМЫ
ДЛЯ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ СЛИТКОВ И ПРОКАТА
1. слитковозы
Слитки, нагретые до температуры прокатки, из нагревательных
колодцев клещевым краном подаются на слитковоз, который
подвозит их к приемному рольгангу блюминга или слябинга
и укладывает на ролики рольганга. Затем слиток по рольгангу
подается к рабочей клети стана.
За последние годы производительность блюмингов и слябингов
значительно возросла и для одноклетевого двухвалкового ре-
версивного стана составляет 5,0—6,0 млн. т и более в год. При
такой производительности продолжительность прокатки слитка
равна 40—90 с. Число групп колодцев блюминга составляет
12—16, а длина здания нагревательных колодцев 150—180 м.
Чтобы обеспечить указанную ритмичность прокатки, слитковоз
должен иметь скорость передвижения 5—6,5 м/с.
Мероприятием, облегчающим работу слитковоза, является
установка на участке нагревательных колодцев приемного роль-
ганга со стационарным опрокидывателем, встроенным в рольганг
и укладывающим слитки на ролики рольганга по оси прокатки.
Слитки подают на опрокидыватель с помощью клещевого крана,
минуя слитковоз.
В результате уменьшается пробег слитковоза, а стационарный
опрокидыватель позволяет осуществить подачу слитков из первых
групп колодцев на приемный рольганг клещевыми кранами, что
также облегчает работу слитковоза.
Широкое распространение на обжимных станах большой
производительности получила так называемая кольцевая слитко-
подача, при которой по замкнутому вытянутому кольцу непре-
рывно движутся четыре слитковоза. При помощи колодцевого
клещевого крана нагретый слиток укладывают на раму слитковоза
в горизонтальном положении; в этом же положении у закруглен-
ного участка рельсового пути, расположенного сбоку от приемного
рольганга, слиток при помощи стационарного бокового толкателя
сталкивают с рамы слитковоза и подают на ролики приемного
рольганга.
На рис. VI 1, а показан общий вид слитковоза блюминга 1300
конструкции УЗТМ. Слитковоз движется по замкнутому кольце-
вому рельсовому пути. Один из прямых участков пути расположен
вдоль фронта нагревательных колодцев, другой — на противо-
положной ветви пути, находящейся снаружи здания нагреватель-
ных колодцев. Один из закругленных (радиальных) участков пути
расположен сбоку от приемного рольганга, другой — за последним
нагревательным колодцем.
344
Рис. VI.I Общий вид слитковоза блюминга 1300 конструкции УЗТМ (а) и слябинга
1250 конструкции HKM3 (б)
Слитковоз представляет собой самоходную тележку с гори-
зонтальной сварной платформой. В отличие от слитковозов,
применяемых ранее на блюмингах, на слитковозе нет вертикаль-
ной люльки с опрокидывателем, и слиток укладывается колодце-
вым клещевым краном на поперечные брусья платформы
в горизонтальном положении вдоль рамы тележки. Платформа
слитковоза опирается на два ската, четыре ходовых колеса кото-
рых соприкасаются с тяжелыми рельсами специального профиля.
Задний скат (задняя ось с насаженными на нее колесами) при-
водится от расположенного под платформой электродвигателя
постоянного тока. На прямых участках пути слитковоз может
двигаться со скоростью до 5,4 м/с.
345
Для возможности самостоятельного движения слитковоза на
закругленных участках пути предусмотрены два холостых бе-
гунка: внутренний, расположенный под тележкой вблизи не-
приводной оси переднего ската, и наружный, расположенный
на конце оси заднего приводного ската. Соответственно для этих
бегунков на каждом закругленном участке пути предусмотрены
средний и внутренний рельсы, расположенные выше рельсов
на прямых участках пути.
При приближении к закругленному участку пути средний
бегунок начинает опираться на средний постепенно повыша-
ющийся рельс; при этом передняя часть слитковоза приподни-
мается и передний скат не будет соприкасаться с рельсами. Затем
наружный боковой бегунок начинает опираться на внутренний
рельс, а левое колесо приводного ската остается без опоры, так как
конец прямого рельса находится в начале этого участка и не
продолжается далее по радиусу. Таким образом, при движении
по закругленному участку пути со скоростью 1,5—2,0 м/с для
слитковоза предусмотрены три опоры: правое внешнее ведущее
колесо, левый боковой бегунок (вместо левого колеса на приводном
скате) и приводной средний бегунок. При этом сцепление с рельсом
образуется только у одного правого (по движению) колеса, а че-
тыре боковых ролика среднего бегунка будут поворачивать весь
слитковоз соответственно радиальному направлению среднего
рельса. Переход с закругленного участка на прямой путь будет
происходить в обратной последовательности.
При подходе к закругленному переднему участку пути слитко-
воз останавливается, и слиток при помощи бокового стационар-
ного толкателя сталкивается на ролики приемного рольганга
стана.
Достоинства описанного слитковоза:
1) простота конструкции (отсутствие люльки-опрокидывателя
со сложным шатунно-кривошипным механизмом для опрокидыва-
ния слитка) и надежность в эксплуатации, необходимые для бес-
перебойной работы;
2) небольшая масса (26,5 т) и небольшой расход энергии на
его передвижение;
3) возможность включения в автоматический цикл кольцевой
подачи слитков несколькими слитковозами, обеспечивающей вы-
сокую производительность блюминга;
4) возможность укладки слитка на платформу в горизонталь-
ном положении, соответствующем последу ющему положению
слитка при транспортировании его рольгангом к стану для про-
катки.
На слябингах прокатывают тяжелые слитки (16—40 т), по-
этому укладка слитков, вынимаемых колодцевым клещевым кра-
ном из колодцев в вертикальном положении, на горизонтальные
тележки-слитковозы весьма затруднительна и вызывает удар
слитка о раму тележки.
346
На слябинге 1250 конструкции НКМЗ для кольцевой слитко-
подачи применен слитковоз комбинированного типа: кольцевым
клещевым краном слиток устанавливается в люльку 1 слитковоза
в вертикальном (наклонном) положении (рис. VI. 1, б). При под-
ходе к приемному рольгангу люлька со слитком при помощи гидро-
привода 2 поворачивается на 90° вокруг оси вала 3; при этом
слиток укладывается на горизонтальную раму 4 слитковоза и затем
боковым сталкивателем сталкивается на приемный рольганг.
2. РОЛЬГАНГИ
Рольганги предназначены для транспортирования металла к про-
катному стану, задачи металла в валки, приема его из валков
и передвижения к ножницам, пилам, правильным и другим ма-
шинам. Современные прокатные станы характеризуются поточным
технологическим процессом обработки металла, поэтому общая
длина рольгангов весьма значительна, а масса их иногда достигает
20—30 % от массы механического оборудования всего прокатного
стана.
По назначению рольганги разделяют на рабочие и транспорт-
ные. Рабочими называют рольганги, расположенные непосред-
ственно у рабочей клети стана и служащие для задачи прокаты-
ваемого металла в валки и приема его из валков. Транспортными
называют все остальные рольганги, установленные перед рабочей
клетью и за ней и связывающие между собой отдельные вспомо-
гательные машины и устройства стана.
Рольганги выполняют с групповым и индивидуальным при-
водом роликов и с холостыми роликами.
При групповом приводе все ролики одной секции рольганга,
состоящей из 4—10 роликов и более, приводятся от одного электро-
двигателя через конические шестерни и трансмиссионный вал.
Рольганги с групповым приводом применяют при небольшой
скорости транспортирования на сравнительно коротком про-
межутке пути (например, подводящий рольганг блюмингов).
При индивидуальном приводе каждый ролик (или два) данной
секции рольганга приводится от отдельного электродвигателя.
Такие ролики широко применяют в быстроходных транспортных
рольгангах для передвижения раскатов, длина которых после
прокатки значительна, а также в качестве первых роликов рабо-
чих рольгангов у обжимных станов.
В отличие от рольгангов с групповым приводом рольганги
с индивидуальным приводом имеют простую конструкцию. Каж-
дый ролик установлен на отдельной раме и может быть легко
заменен; из типовых роликов-блоков можно составить рольганг
любой длины с любым шагом роликов.
На рис. VI.2 приведены ролики рольгангов с индивидуальным
приводом. Часто ролики изготавливают из труб, к которым при-
варивают концевые ступицы, насаженные на вал; иногда концы
347
Рис. VI.2. Ролики рольгангов с индивидуальным приводом:
а — от фланцевого электродвигателя через зубчатую муфту; б — от электродвигателя
через карданный вал
труб обжимают для цапф. Шейки роликов устанавливают на кони-
ческие или сферические роликоподшипники.
На сортовых станах применяют рольганги с приводом роликов
от электродвигателей через обычный карданный автомобильный
вал (рис. VI.2, б). Лапы двигателя расположены на плите ниже
уровня ролика, поэтому над электродвигателями рольганга может
быть расположен транспортер (шлеппер) для перемещения проката.
Максимальные скорости транспортирования полосы по роль-
гангу возможны при работе всех роликов рольганга. При этом
тянущее усилие данного рольганга будет наибольшим.
По технологическим условиям прокатки рольганг иногда делят
на несколько секций. Каждая секция имеет отдельную схему
управления. Такая разбивка общего рольганга на несколько сек-
ций выполняется, например, для обеспечения поточности дви-
жения заготовок от приемной решетки к нагревательной печи
(подводящий рольганг у печи) или для создания разрыва между
движущимися одна за другой полосами от летучих ножниц к хо-
лодильнику. Последнее условие необходимо для осуществления
поочередного сброса полос на холодильник.
Рольганги с холостыми роликами применяют как транспорт-
ные; их располагают с небольшим уклоном к горизонтали, и пере-
мещение металла по ним происходит под действием собственного
веса, поэтому рольганги называют также гравитационными.
Ролики рольгангов изготавливают цельноковаными, литыми,
составными (бандажированными), а также из труб.
348
Рольганги блюмингов и слябингов
Рольганги блюмингов и слябингов расположены с передней
и задней сторон рабочих клетей. Они служат для подачи слитков
к прокатным валкам, перемещения прокатываемой полосы во
время прокатки, транспортирования прокатанной полосы к нож-
ницам и блюмов или слябов от ножниц на склад В соответствии
с выполняемыми операциями различают рольганги: приемные,
рабочие и транспортные.
Приемный рольганг принимает слиток от слитковоза и пере-
дает на подводящий рольганг, который транспортирует его к ра-
бочему рольгангу перед клетью. Первые ролики этого рольганга
принимают на себя удары при опрокидывании на них слитков,
и поэтому их делают цельноковаными. Часто по образующей их
бочки выполняют продольное рифление, что способствует лучшему
сцеплению со слитком.
Практика эксплуатации рольгангов с групповым приводом
роликов через конические шестерни от трансмиссионного вала
показывает, что им свойственны недостатки: ввиду неравномер-
ного температурного нагрева зубчатые зацепления конических
шестерен быстро изнашиваются, смена роликов или трансмиссион-
ного вала затруднительна и требует много времени. Поэтому на
обжимных и крупносортных станах стали применять рольганги
с групповым приводом от встроенных или отдельных редукторов
с цилиндрическими шестернями.
На рис. VI.3 показан ролик приемного рольганга сля-
бинга 1150 конструкции НКМЗ. Рольганг имеет групповой привод
Рис. \ 1.3. Ролик приемного рольганга с пружинными амортизаторами под подшипнико-
выми опорами слябинга 1150 конструкции НКМЗ
349
Рис. VI.4. Рабочий рольганг блюминга 1300 конструкции УЗТМ:
1 — валки; 2 — слиток; 3,4 — станинные ролики; 5 — редуктор; 6 — зубчатые шпиндели
(муфты); 7 — станины рабочей клети; 8 — универсальные шпиндели от главных электро-
двигателей; 9 — рабочий рольганг; 10 — раскатной рольганг
через два редуктора с цилиндрическими шестернями и состоит
из двух секций с четырьмя и тремя роликами. Ролики каждой
секции приводятся от одного электродвигателя. Для восприятия
больших ударных нагрузок при подаче слитков массой до 28 т
на рольганг не слитковозом, а непосредственно колодцевым
клещевым краном предусмотрена амортизация опор роликов
при помощи тарельчатых пружин.
На новых блюмингах и слябингах применяют рабочие роль-
ганги двух типов. В первом из них все ролики (8—10 шт.) имеют
индивидуальный привод от отдельных расположенных сбоку
тихоходных электродвигателей. Вращение передается через зуб-
чатые муфты с удлиненным валом. Такой рольганг требует уста-
новки большого числа двигателей завышенной мощности (для
надежного привода каждого ролика) и, кроме того, больших
площадей для размещения этих двигателей перед рабочей клетью
и за ней. У рольгангов второго типа первые два — три ролика,
расположенных рядом со станинными роликами, имеют инди-
видуальный привод, а остальные 6—8 роликов — групповой
350
привод через отдельный редуктор с цилиндрическими шестернями
и зубчатые муфты удлиненного типа. Привод такого рольганга
занимает меньшие площади, суммарная мощность электродвига-
телей меньше и, кроме того, при прокатке относительно коротких
слитков в первых проходах можно использовать только первые
ролики с индивидуальными приводами, групповой привод вклю-
чается только при последующих проходах, когда длина раската
становится большой (более 5 м).
На рис. VI.4 показан рабочий рольганг блюминга 1300 кон-
струкции УЗТМ.
Рабочий рольганг состоит из восьми роликов 1—8. Первые два
ролика 1, 2 имеют индивидуальный привод от электродвигателей
постоянного тока мощностью 135/43 кВт (470/150 об/мин,
ПВ = 100 %) через зубчатые муфты удлиненного типа; макси-
мальная окружная скорость роликов — 3,9 м/с. Остальные шесть
роликов 3—8 имеют групповой привод от электродвигателя типа
МПС 5400-1000 мощностью 200 кВт (500 об/мин, ПВ = 100 %)
через редуктор (i = 82/38-49/25 = 4,24) и паразитные промежу-
точные шестерни (г = 37); окружная скорость роликов 3,1 м/с.
Все ролики цельнокованые, их диаметр 500 мм, длина бочки
2800 мм. Они установлены на двухрядных сферических ролико-
подшипниках, которые хорошо воспринимают динамические на-
грузки на ролики и их прогиб. Смазка редуктора жидкая, про-
точная; зубчатых муфт — жидкая, заливная; подшипников ро-
ликов рольганга — густая.
Транспортные рольганги (подводящие и отводящие) обжимных
станов снабжены групповым приводом. Они отличаются облег-
ченной конструкцией, так как они транспортируют длинную по-
лосу (блюм, сляб) и нагрузка, приходящаяся на один ролик,
меньше. На всех транспортных рольгангах сделаны боковые
направляющие стальные линейки, предназначенные для направ-
ления движущейся полосы.
Основными параметрами рольгангов являются: диаметр бочки
и ее длина, шаг между роликами и скорость их вращения. С целью
снижения массы рольганга и уменьшения мощности привода диа-
метр роликов целесообразно брать наименьшим, насколько поз-
воляет прочность ролика. Длину бочки роликов принимают
для рабочих рольгангов равной длине бочки валков, для транспорт-
ных рольгангов — на 150—200 мм больше ширины транспорти-
руемой полосы (или ширины уложенных в ряд нескольких про-
филей, заготовок). Шаг роликов выбирают из условия, что раскат
должен лежать не менее чем на двух роликах, однако он не дол-
жен быть очень большим, иначе раскат будет прогибаться.
Скорость вращения роликов рабочих рольгангов должна быть
на 10—15 % выше скорости выходящего из валков металла, а
у транспортных рольгангов она принимается в зависимости от
типа и назначения стана и характера выполняемых технологиче-
ских операций. Например, для подводящих рольгангов блюмин-
351
га, транспортирующих тяжелые слитки, скорость равна 1,5—
2 м/с, а у отводящих за непрерывным широкополосовым станом
горячей прокатки — до 30 м/с.
Станинные ролики
Станинными называют первые ролики, расположенные справа и слева от валков
стана (по одному или по два с каждой стороны); обычно подшипники этих роликов
смонтированы в самих станинах. Станинные ролики применяют только на круп-
ных обжимных станах, предназначенных для прокатки слитков и заготовок отно-
сительно небольшой длины, и на черновых клетях толстолистовых станов. &-<
При помощи станинных роликов металл задают в валки со скоростью, близ-
кой к окружной скорости валков, и принимают по выходе из них. При приеме
металла ролики должны вращаться с той же скоростью, с какой металл выходит
из валков, иначе они сами могут оказаться приводными, что повлечет за собой
быстрый их износ и даже поломку деталей привода.
Указанным выше требованиям удовлетворяют станинные ролики с приводом
непосредственно от индивидуальных электродвигателей, скорость которых регу-
лируется в соответствии со скоростью прокатки; привод такого типа наиболее
совершенный, и в настоящее время его применяют на всех новых обжимных
станах и в некоторых случаях в обжимных клетях крупносортных станов (см.
рис. VI.4).
Станинные ролики работают в очень тяжелых условиях, они должны зада-
вать тяжелый слиток (на блюмингах массой до 13—15 т, а на слябингах 16—40 т)
в валки, воспринимать удары на выходе слитка из валков; при этом сами ролики
и их опоры находятся под воздействием высокой температуры (1200—1250 °C).
Конструкция роликов и их опор должна быть надежной, учитывая, что габариты
их ограничены размерами рабочей клети.
Для надежной задачи слитка в валки станинные ролики следует располагать
как можно ближе к валкам стана. С этой целью для размещения опор первого
станинного ролика в стойках станин с каждой стороны рабочей клети делают
отверстия; опоры второго ролика размещают в кронштейнах на наружной стороне
стоек станин.
Применяют два типа опор станинных роликов: с пружинными амортизато-
рами и жесткие. Пружинные амортизаторы уменьшают напряжение в бочке
ролика от динамической нагрузки при ударе переднего конца слитка или при
падении выходящего из валков слитка. Кроме того, в этом случае подшипники
опор испытывают меньшие нагрузки. Однако практика показывает, что при па-
дежной конструкции жесткие опоры станинных роликов также работают вполне
удовлетворительно.
С каждой стороны черновой клети толстолистового стана располагают так
называемые ребристые ролики. Ролики сделаны ребристыми для уменьшения
их нагрева от лежащего сляба или толстого листа. Ролики установлены в литой
стальной раме, расположенной в пазах изнутри станин и опирающейся на амор-
тизаторы с тарельчатыми пружинами.
Пакетирующие рольганги
Пакетирующие рольганги устанавливают обычно перед ножницами (для подачи
на резку профилей пачками) или за ножницами (для передачи пачек профилей
на холодильник). Ролики рольгангов расположены под углом (по отношению
к движению металла), поэтому поступающий на рольганг металл движется одно-
временно вдоль и поперек его.
Пакетирующий рольганг непрерывного заготовочного стана 700/500 предна-
значен для пакетирования (собирания в пачки) заготовок мерной длины после
резки их на ножницах. Рольганг состоит из десяти роликов, расположенных под
углом 75° к его оси и имеющих групповой привод от электродвигателя через ре-
дуктор и трансмиссионный вал с коническими шестернями; скорость роликов
2,5 м/с.
352
Движущиеся от ножниц (слева направо) заготовки (длиной до 6 м) косорас-
положенными вращающимися роликами направляются к правым (смотря по
движению металла) бортовым линейкам и своими передними концами упираются
в выступающую над рольгангом плиту-упор. После набора пачки заготовок (8—
10 шт.) плита-упор опускается ниже уровня роликов, и пачка заготовок пере-
дается на следующий рольганг-холодильник.
Рольганг-ХОЛОДИЛЬНИК для толстых листов
Для транспортирования толстых горячих листов (к ножницам, правильной ма-
шине и т. д.) применяют рольганги с ребристыми (дисковыми) роликами. Диски
роликов соприкасаются частью поверхности с горячим металлом, поэтому коробле-
ние роликов незначительно.
Рольганг-холодильник с ребристыми роликами, установленный перед маши-
ной горячей правки толстых листов на толстолистовом стане 2800, состоит из
14 дисковых роликов с групповым приводом. Сверху над рольгангом и снизу
под ним установлены коллекторы с форсунками для охлаждения толстого листа
и роликов; вода распыляется в форсунках сжатым воздухом.
Рольганги широкополосовых станов
В широкополосовых станах рольганги применяют для транспорти-
рования прокатываемого металла в соответствии с технологиче-
ским процессом к нагревательным печам, рабочим клетям черно-
вой и чистовой групп стана и моталкам.
Для эксплуатации загрузочных рольгангов более удобен
групповой привод через конические передачи с трансмиссионным
валом, при применении которого можно рационально расположить
примыкающие к рольгангу механизмы для загрузки слябов (шта-
белирующий стол, толкатель, сталкиватель).
Отдельные секции рольганга состоят из 9—12 роликов. Длину
секций выбирают в зависимости от необходимой установки между
печами так называемых «буферных» секций, служащих для на-
копления слябов перед загрузкой их в печь.
В станах с механизированной выдачей нагретых слябов из
печи на рольганг при помощи приемников слябов приемные роль-
ганги выполняют с групповым приводом на два или три ролика
и с отдельно установленным цилиндрическим редуктором или
с редуктором, встроенным в раме рольганга.
Схема со встроенным редуктором проще, так как при этом
можно расположить привод приемника слябов ближе к рольгангу
и таким образом уменьшить размеры приемника.
Рольганг, расположенный между печной группой стана и
черновым окалиноломателем, выполняют с групповым приводом
через коническую передачу и с групповым приводом на три
ролика с отдельно установленным цилиндрическим редук-
тором. В последнем случае облегчается ремонт редуктора, что
является достоинством этого рольганга.
В связи с тем что после обжатия в черновых клетях сляб
увеличивается по длине и нагрузка на каждый ролик снижается,
12 Заказ 224 353
что увеличивает надежность транспортирования, рольганги за
черновым окалиноломателем и далее по всей линии стана выпол-
няют с индивидуальным безредукторным приводом как на не-
прерывных, так и на полунепрерывных широкополосовых станах.
Между чистовой группой стана и моталками устанавливают
отводящий рольганг для транспортирования полос к моталкам.
Каждый ролик вместе с двигателем устанавливают на отдельной
сварной раме. На станах, где полоса движется со скоростью
10 м/с, ролики отводящего рольганга располагают горизонтально,
при скорости 18 м/с и выше ролики устанавливают с перекосом
в вертикальной и горизонтальной плоскостях. При таком рас-
положении роликов на поверхности полосы создается усилие,
стремящееся возвратить полосу в исходное положение (сдвинуть
в направлении, противоположном ее смещению). Таким образом
полоса центрируется по оси прокатки.
Диаметры роликов загрузочного и приемного рольгангов при-
нимают следующие: при массе сляба 25 т—400 мм, при 40 т—
450 мм.
Ролики рольгангов в линии стана подвергаются значительному
износу и ударным нагрузкам, на величину которых оказывает
влияние, как и в загрузочных рольгангах, угол встречи раската
с роликом. Диаметр ролика рабочего рольганга принимают рав-
ным 450 мм.
На отводящем рольганге длину бочки роликов выбирают на
200 мм больше длины бочки валка, так как при больших скоростях
движения возможно поперечное колебание полосы вдоль ролика.
Шаг роликов загрузочного и приемного рольгангов выбирают,
исходя из длины самого короткого сляба всего прокатываемого
сортамента. При перемещении по рольгангу сляб должен опираться
не менее чем на два ролика.
Скорость вращения роликов рольгангов черновой группы изме-
няется при каждом пропуске в зависимости от скорости прокатки.
Скорость вращения роликов промежуточного рольганга также
переменная. Она снижается при подходе раската к ножницам от
скорости прокатки в последней черновой клети до скорости реза.
Скорость роликов отводящего рольганга изменяется в широ-
ких пределах. Так как заправка полосы в моталку осуществляется
при скорости 10—12 м/с, то первую часть цикла отводящий роль-
ганг работает на этой скорости, транспортируя полосу к моталке.
После захвата конца полосы моталкой начинается увеличение
скорости вращения валков клетей, роликов отводящего роль-
ганга и моталки до скорости прокатки. После выхода заднего
конца полосы из валков последней чистовой клети дается импульс
на торможение первой группе роликов рольганга до скорости за-
правки. По мере прохождения полосой последующих секций роль-
ганга дается команда на перевод их на работу с пониженной ско-
ростью.
354
Расчет основных параметров рольгангов
Нагрузка на ролики
Нагрузка на один ролик обратно пропорциональна числу роли-
ков, которые одновременно соприкасаются с прокатываемым
металлом. После каждого прохода массы раската распределяется
между большим числом роликов и соответственно уменьшается
крутящий момент на каждый отдельный двигатель (при индиви-
дуальном приводе).
Для большей надежности работы рольганга при определении
крутящих моментов выбирают вариант наибольшей нагрузки
на ролики. С достаточной для прокатки точностью можно считать,
что в приемных и рабочих рольгангах первых двух черновых
клетей на один ролик приходится половина веса сляба: для роль-
ганга, расположенного между третьей и четвертой универсаль-
ной клетью, принимают нагрузку на ролик, равную 7з массы
раската, а для рольганга, расположенного между четвертой и пя-
той клетями, х/4 массы раската.
Вследствие того, что при удлиненном раскате некоторое число
роликов непосредственно не соприкасается с раскатом ввиду его
неровности, для раскатных и промежуточных рольгангов допу-
скают предположение, что только 70 % общего числа роликов на-
ходятся в контакте с прокатом и разгоняют его. Столько же ро-
ликов, соприкасающихся с полосой, принимают и для отводящего
рольганга. Первые ролики рольганга, препятствуя отклонению
раската вниз, подвергаются дополнительной нагрузке, которую
определяют из условия пластического изгиба раската.
По режиму работы рабочего рольганга необходимо преду-
смотреть возможность свободной пробуксовки роликов, которая
возникает от несоответствия скоростей роликов и валков.
Л^омент, необходимый для осуществления буксовки определя-
ется не только весом раската, но и усилием, с которым он прижи-
мается прокатными валками к рольгангу. Так как в рабочем
рольганге ролики подпружинены, то эта сила прижатия не может
быть меньше усилия пружин. Во избежание заклинивания роли-
ков от давления на них изогнутого конца раската двигатель дол-
жен обеспечить буксовку при данной характеристике пружины,
выбранной в соответствии с возможным искривлением раската и
энергией удара раската по ролику.
Момент и мощность привода роликов
Момент и мощно ть привода роликов рольганга определяют
с учетом трех факторов:
1) потерь на трение в подшипниках при передвижении ме-
талла по рольгангу:
^тР. р = (QM + npGp) iin. р , (VI. 1)
12*
355
где QM — вес транспортируемого металла (при индивидуальном
приводе каждого ролика от отдельного электродвигателя QM —
вес металла, приходящийся на один ролик); Gp — вес ролика;
Пр — число роликов, приводимых от одного электродвигателя;
dn. р — диаметр круга трения в подшипниковых опорах ролика;
Нп. р — коэффициент трения в подшипниках ролика; для роли-
ковых подшипников рп.р = 0,005—0,008;
2) возможного буксования роликов по металлу при случайном
упоре металла в препятствие, например, в направляющие ли-
нейки, установленные по длине рольганга
^бук. р — QmMo. р ~2~’ VI.2
где рб. р — коэффициент трения ролика при буксовании (0,3 по
горячему металлу и 0,15—0,2 по холодному), — диаметр бочки
ролика.
Эти моменты составляют статическую (неизменную, постоян-
ную при v = const) нагрузку привода
^ст. р ~ ^тр. Р ~|~ ^бук. р? (VI.3)
3) возможности транспортирования металла с ускорением,
для чего к роликам необходимо приложить динамический момент,
кН-м:
= = (VI.4)
где J — момент инерции масс т, вращающихся с ускорением,
Нм2; gw— угловое ускорение вращающейся массы, рад/с
£)2
J = mR] = т , (VI.5)
где Di — диаметр инерции вращающейся детали; для детали,
имеющей форму цилиндра, Rt = r/j/2 « 0,7r; Dt = 2R ж 1,4г
(г — наружный радиус цилиндра). Выражение tnDl называется
маховым моментом вращающейся массы.
При ускорении вращения роликов рольганга находящийся
на них металл движется с ускорением поступательно. Для при-
ведения момента инерции поступательно движущегося металла
к оси вращения ролика будем считать, что масса металла при-
ложена к точке (по образующей )на окружности ролика. Тогда
динамический момент (кН -м) для разгона (движения с ускорением)
самих роликов и находящегося на них металла равен, согласно
формулам (VI.4) и (VI.5):
Мдин = ~|- JM) gby — [пр (mpDip) -ф- mMdp] gM, (VI.6)
где nip и /и.м — масса ролика и металла.
356
Если задано не угловое ускорение роликов gM, а ускорение
поступательно движущегося по ним (без пробуксовки) металла /,
то при пользовании формулой (VI.6) надо иметь в виду следующее
соотношение (при v = cor):
j = (dv/dx) = (da/dx) r = gj\ g« = j/r = (2j/d) l/c2,
где / выражено в м/с2; d — в м.
Если угловое ускорение gan — dnjdx измеряют в об/мин, то
для перехода от этого ускорения gcoO к ускорению g0) получим
(при со = зтгг/ЗО)
ga = dv/dx = (зт/ЗО) (dn/dx) = (л/30) ga0.
Для того чтобы заставить металл двигаться по роликам роль-
ганга с ускорением, ролики должны преодолеть силу инерции
металла, равную JM — mMj.
Но при движении металла по роликам (без проскальзывания)
сила инерции не может быть больше силы трения между роликом
и металлом, равной Етр = ppQ = рр^м£, т. е. JM <1 FTp, или
/ рр£ = 9,8рр. Отсюда следует, что максимальное ускорение
металла на роликах рольганга не может быть больше произведе-
ния коэффициента трения ролика по металлу рр на ускорение силы
тяжести g.
При рр = рб. р получим для холодного металла / = 0,15 X
X 9,8 « 1,5 м/с2; для горячего металла j = 0,3-9,8 « 3,0 м/с2.
Таким образом, суммарный момент (кН-м) привода пр роликов
рольганга будет равен, согласно формулам (VI.I), (VI.2) и (VI.6):
Мрол = Мс-г + Мдин. (VI.7)
Мощность, требующаяся для вращения роликов, кВт:
^рол = ^рол^р» (VI.8)
где Юр — угловая частота вращения роликов, 1/с.
Мощность электродвигателя для привода роликов
^дв ~ Mpon/i], (VI .9)
где ц — к. п. д. передачи от двигателя к роликам.
Окончательный выбор мощности двигателя необходимо про-
водить с учетом характера работы рольганга (длительный, кратко-
временный, повторно-кратковременный), т. е. с учетом не только
допустимой кратковременной перегрузки двигателя по моменту,
но также и с учетом допустимого его нагрева по среднеквадратич-
ному току (моменту).
Расчет ролика рабочего рольганга на прочность
При кантовке центр тяжести слитка (блюминга, сляба) опускается
на величину hc. В конце падения слитка, т. е. в момент сопри-
косновения его с роликом рольганга, кинетическая энергия его
падения равна
Ео = -2^1 = (VI.10)
357
где у0 j 2ghc — скорость падения слитка в момент сопри-
косновения его с роликом, м/с; /?гм и Q — масса (кг) и вес (Н)
металла (слитка), приходящиеся на один ролик.
После удара слитка о ролик часть энергии удара расходуется
на пластическую деформацию (смятие) слитка, а слиток вместе
с роликом двигается со скоростью так как ролик упруго из-
гибается.
Из курса «Сопротивление материалов» известно, что при под-
счете прогиба балки постоянного сечения для учета влияния веса
самой балки надо к действующему в середине балки грузу при-
бавить половину (точнее 17/35) веса самой балки. Таким образом,
кинетическая энергия системы слиток — ролик после удара слитка
равна
Еу =------2--~v" (VI.11)
где kr w 0,5 — коэффициент приведения массы ролика к массе
слитка.
Эта энергия переходит в потенциальную энергию упругой де-
формации ролика и его опор.
Очевидно, что разность £0 — Еу — есть энергия, израсходо-
ванная на пластическую деформацию (смятие слитка).
В уравнении (VI. 11) неизвестной является скорость системы
после удара. Определим ее из закона сохранения количества
движения. Количество движения системы до удара равно коли-
честву движения ее после удара: /ими0 — ('Им + &2^р) откуда
где /?2 = 0,625 (или 5/8) — коэффициент приведения скорости ро-
лика к скорости металла.
Подставляя это значение в уравнение (VI. 11), получим
1 + /?1 — .
£v = £----------Е.------------------. (VI.13)
у 0 / m.. V тъ
1 + /г, —— 1 + k2 —-
\ ) тм
Из рассмотрения этой формулы следует, что энергия системы
после удара тем больше, чем меньше отношение массы ролика
к массе слитка (металла). Если, например, тр = 1/2тм, то
получим £у О,8£о, т. е. 80 % энергии удара воспринимается
роликом и его опорами и только 20 % энергии теряется на смя-
тие слитка. Отсюда следует, что при изгибе ролика в нем будут
возникать значительные напряжения.
Ролики рольганга обычно устанавливают на жестких опорах
(на подшипниках качения), поэтому можно считать, что кинети-
ческая энергия £у полностью переходит в потенциальную энер-
358
гию прогиба только самого ролика, т. с. деформацией опор можно
пренебречь. Представляя ролик в виде двухопорной балки по-
стоянного сечения, получим, что потенциальная энергия его про-
гиба равна половине произведения динамической силы удара на
величину прогиба, т. е
U = Pyvl2. (VI. 14)
Опыты показывают, что деформация двухопорной балки при
ударной нагрузке протекает так же, как и при статической, т. е.
прогиб пропорционален действующей силе
у = pp^EJ, (VI. 15)
поэтому потенциальная энергия ролика при ударе
U = P43/96EJ, (VI. 16)
где I — расстояние между опорами балки; EJ — жесткость балки.
Приравнивая кинетическую энергию [уравнение (VI. 13)] по-
тенциальной, т. е. Еу = U, получим формулу для определения
динамической силы удара:
P=~-kRKHQ, (VI. 17)
где динамический коэффициент
£ _ "1/j =98 L (VI 18)
«дин - |/ р (Q-p/^Gp)2 ’ V /:5(С + ^Ср)’ ’
здесь Gp — вес ролика.
Как показывают расчеты, для роликов рабочих рольгангов
/гдин — 25-Т-50; отсюда следует, что динамическое усилие на ролик
рабочего рольганга в 25—30 раз больше приходящегося на него
веса падающего слитка.
Станинные ролики работают в очень тяжелых условиях —
они непрерывно воспринимают на себя удары выходящего из
валков слитка, причем в первых пропусках весь вес слитка при
ударе практически воспринимается первым роликом. Для по-
глощения динамической нагрузки на ролик подшипник послед-
него устанавливают на жестких или подрессоренных пружинами
опорах.
Кинетическую энергию системы слиток — ролик £у, пере-
ходящую в работу упругой деформации, подсчитывают так же,
как и при кантовке слитка на рабочем рольганге. Далее
подсчитывают потенциальную энергию упругой деформации ро-
лика в предположении, что у него жесткие опоры, и по формуле
(VI. 17) определяют фиктивную динамическую силу Р. Практика
расчетов потенциальной энергии пружинных опор показала, что
потенциальная энергия пружин в 20—30 раз превосходит потен-
циальную энергию ролика, т. е. при ударе ролик деформируется
очень мало и большая часть нагрузки воспринимается пружинами.
При расчете станинного ролика на прочность можно принимать,
359
что он изгибается фиктивной нагрузкой Р, равной только ’/4
динамической нагрузки, рассчитанной из условия наличия жест-
ких опор.
3. ТРАНСПОРТЕРЫ И ХОЛОДИЛЬНИКИ
Для перемещения металла в процессе прокатки, отделки и ох-
лаждения применяют транспортеры и холодильники различных
типов и конструкций.
Шлепперы
Для перемещения заготовок и крупносортных профилей металла
поперек цеха (от подводящего рольганга к отводящему, к убороч-
ному карману или в соседний пролет цеха) применяют канатные
или цепные транспортеры, называемые шлепперами. Шлепперы
во многих случаях выполняют и функцию охлаждения металла;
в этом случае их называют шлепперными холодильниками.
Канатный шлеппер (рис. VI.5, а) состоит из 6—8 канатов,
натянутых между рядом приводных барабанов 1 и рядом натяж-
ных блоков 2. На всех канатах в один ряд закреплены шлепперные
тележки 3 с упорными пальцами 4. При ходе тележек вперед (на-
лево) упорные пальцы 4 перемещают металл от рольганга 5 к роль-
гангу 6. При обратном ходе тележек пальцы «утапливаются»
и проходят под металлом. Конструкция многих шлепперных те-
лежек позволяет поднимать пальцы 4 в любом месте между роль-
гангами и перемещать сколько угодно заготовок и профилей по
рельсовому настилу (стеллажу) между канатами.
При непрерывной реверсивной работе со скоростью перемеще-
ния тележек 1—2 м/с канатный шлеппер отличается маневрен-
ностью и позволяет накапливать на стеллаже и перемещать боль-
шое количество металла при одновременном его охлаждении.
Рнс. VI.5. Схема канатного шлеппера (<?) и конструкция тележки (б)
360
Рис. VI.6. Цепной шлеппер для сбрасывания холодного сортового проката с рольганга
в уборочный карман
Перемещение металла по настилу стеллажей и холодильников,
оборудованных канатным шлеппером, осуществляется, как ука-
зано выше, тележками, прикрепленными к канатам и скользя-
щими по рельсовым дорожкам.
Тележка с подвижным упором для утапливания пальца
(рис. VI.5, б) перемещается на катках 1 и состоит из корпуса 2
и охватывающего его сверху упора 3. В крайнем правом положении
упор 3 опирается на выступы в корпусе 2. При ходе тележки назад
палец 4 всегда будет находиться в наклонном (утопленном) поло-
жении, так как он упирается в упор 3. При ходе вперед упор 3
сначала остается на месте, поэтому палец 4 повернется и займет
вертикальное рабочее положение.
Цепной шлеппер применяют для тех же целей, что и канатный.
Цепи более теплоустойчивы при перемещении горячего металла,
чем канаты, однако нормально они могут работать при натяжении
их звездочками только в одну сторону, поэтому цепные шлепперы
являются нереверсивными и менее маневренными.
На рис. VI .6 показан цепной шлеппер для сбрасывания холод-
ного сортового проката с рольганга 1 в уборочный карман 3.
Шлеппер состоит из шести цепей, движущихся со скоростью
1,1 м/с. Шаг между захватами 2 равен 1200 мм; шаг между рядами
цепей 2000 мм; длина транспортируемого проката 5—12 м, масса
его 1200 кг. Передняя звездочка приводится от электродвигателя
мощностью 30 кВт.
При большом расстоянии между подводящим и отводящим
рольгангами применяют спаренные шлепперы.
В отличие от цепных шлепперов, цепи которых передвигают
металл по неподвижному настилу (из плит или рельсов), цепные
транспортеры непосредственно воспринимают массу перемещае-
мого металла своими цепями, т. е. металл лежит на цепях, а не
скользит по настилу (см. ниже).
Холодильники
Для охлаждения сортовых профилей применяют холодильники
реечного и роликового типов.
361
На холодильнике выполняются следующие операции: прием
прокатанных полос, охлаждение, передача полос ио рейкам хо-
лодильника на отводящий рольганг, транспортирование остыв-
ших пачек полос к отделочным агрегатам.
Холодильник является связующим звеном между прокатным
станом и агрегатами для отделки проката. Для обеспечения син-
хронной работы стана и этих агрегатов необходимо иметь холо-
дильник оптимальных размеров, которые зависят от продолжи-
тельности охлаждения прокатываемого металла.
Удельная масса холодильника в общей массе оборудования
стана довольно значительная и составляет от 35 до 50 %. К хо-
лодильникам современных сортовых станов предъявляют следу-
ющие требования: а) обеспечение нужного темпа прокатки на
стане; б) механизация и автоматизация всех работ по приемке
металла на холодильник, охлаждение его и транспортирование
к участку отделки; в) получение ровных, нескрученных полос.
Необходимость сохранения прямолинейности готовых полос в про-
цессе охлаждения на холодильнике приобретает особую важность
на современных высокоскоростных сортовых станах в связи с уве-
личением длины холодильника до 150 м. Искривление полосы на
холодильнике требует установки дополнительных правильных
машин и, кроме того, затрудняет ритмичную работу холодильника.
При прокатке полос из некоторых специальных сталей
к холодильникам предъявляется также требование регулирования
режима охлаждения полос.
Реечные холодильники
На реечном холодильнике охлаждение полос происходит на под-
вижных зубчатых рейках, совершающих качательно-поступатель-
ное движение. Важным достоинством реечного холодильника яв-
ляется также правка полос в процессе охлаждения. Реечные хо-
лодильники, несмотря на сложный механизм привода реек и
значительную массу, получили наибольшее распространение на
высокопроизводительных сортовых непрерывных станах. Рееч-
ные холодильники бывают одно- и двусторонние; по числу одно-
временно принимаемых ниток одно- и многониточные.
На рис. VI.7 представлен поперечный разрез реечного холо-
дильника мелкосортного стана 250. Длина холодильника 125 м
(в направлении длины охлаждаемых профилей) и ширина 16 м.
Он состоит из подводящего рольганга, собственно холодильника
и отводящего рольганга.
Консольные ролики 1 подводящего рольганга установлены
с шагом 1000 мм и имеют индивидуальный привод. Холодильник
состоит из системы подвижных реек 3, неподвижных реек, рас-
положенных между подвижными, и устройств для набора пачек
охлажденного проката и перекладывания их на отводящий роль-
ганг. Подвижные шагающие рейки совершают возвратно-посту-
пательное движение по круговой траектории при помощи эксцен-
362
Рис. VI.7. Поперечный разрез реечного холодильника мелкосортного стана 250 конструк-
ции ПО «Электростальтяжмаш»
триковых механизмов 4, приводимых электродвигателем. Между
роликами подводящего рольганга расположены клапаны 7, осу-
ществляющие подъем и опускание проката при помощи вертикаль-
ных тяг 6, соединенных с рычажным кривошипно-шатунным ме-
ханизмом 5, приводимым электродвигателем 8.
По выходе из последней клети мелкосортного стана полоса
разрезается летучими ножницами на длины, соответствующие
длине холодильника (100—120 м), поступает на холодильник по
рольгангу 1 и при одновременном подъеме всех клапанов 7 сбра-
сывается на гребенку 2, расположенную рядом с роликами роль-
ганга по всей длине холодильника.
С гребенок прокат забирается системой «шагающих» реек и
перекладывается на неподвижные рейки. При каждом ходе под-
вижных реек прокат перемещается с неподвижных реек на рас-
стояние 120 мм, равное шагу зубьев реек. При перемещении по
холодильнику прокат охлаждается до 80—120 °C, собирается
в пачки до 10—20 полос и перекладывается на отводящий роль-
ганг, ведущий к ножницам для холодной резки сортовых профилей
на мерные длины.
На многих холодильниках подъем и опускание клапанов осу-
ществляются при помощи тягового устройства со многими шар-
нирными связями, подверженными температурным воздействиям.
В рассмотренной конструкции для привода клапанов вместо тя-
гового устройства применен продольный вал, который значительно
меньше подвержен тепловым и механическим деформациям, бла-
годаря чему обеспечивается одновременный подъем всех клапанов
по длине подводящего рольганга и параллельное перекладывание
длинного сортового проката с рольганга / на зубья гребенки 2.
В США получили распространение универсальные реечные
холодильники. Все рейки у такого холодильника являются под-
вижными, взаимно уравновешенными и могут совершать воз-
363
вратно-поступательное движение в направлении ширины холо-
дильника и возвратно-качательное — в направлении длины хо-
лодильника. Холодильник такого типа позволяет регулировать
скорость охлаждения металла и может быть использован также
для медленного охлаждения прутков.
Длина холодильника с поперечным перемещением металла опре-
деляется максимальной длиной прокатанных полос и на действую-
щих непрерывных мелкосортных станах достигает 125—150 м.
Средняя площадь реечного холодильника на 1 т мелкосортной стали
в час составляет 19 м2.
Важным параметром, определяющим работу холодильника,
является его расстояние от летучих ножниц. Это расстояние опре-
деляет тормозной путь полосы, т. е. участок, на котором вышед-
шая из летучих ножниц полоса со скоростью, несколько большей
скорости прокатки, уменьшит скорость до необходимого мини-
мума при сбросе ее на холодильник.
При малом тормозном пути полоса не успевает затормозиться
перед началом сброса, ударяется об упор в конце приемного роль-
ганга и запутывается. Для увеличения тормозного пути на дейст-
вующих станах повышают число сбрасывающих клапанов со сто-
роны летучих ножниц. На непрерывных станах 250 расстояние от
летучих барабанных ножниц до холодильника стана составляет
30—40 м.
Длина тормозного пути LT.n — v2n. Kl2fxg, где ил.н — ско-
рость выхода полосы из летучих ножниц; fx и g — соответственно
коэффициент трения и ускорение свободного падения.
Роликовые холодильники
На многих среднесортных станах применяют роликовые холо-
дильники. Роликовый холодильник состоит из длинных приводных
роликов небольшого диаметра (100—120 мм), расположенных под
углом 35—40° к оси подводящего рольганга. На концах роликов
предусмотрены конические шестерни, находящиеся в зацеплении
с коническими шестернями, установленными на общем трансмис-
сионном валу, приводимом от электродвигателя через редуктор.
Полоса в процессе охлаждения одновременно движется посту-
пательно и поперек холодильника (от подводящего рольганга
к отводящему). Главным достоинством роликового холодильника
является простота конструкции: отсутствуют сложные механизмы,
связанные с качательным дижением реек, упрощается фундамент.
Существенным технологическим достоинством является непрерыв-
ное изменение поверхности соприкосновения полос с роликами
холодильника, в результате чего предотвращается местное охла-
ждение полос. Это свойство холодильника особенно важно при
прокатке полос из легированных сталей. Продолжительность
охлаждения полос можно регулировать скоростью вращения ро-
ликов.
364
Ширина роликового холодильника может быть доведена до
10 м. Ширина реечного холодильника составляет всего 6—8 м
(между осями загрузочного и разгрузочного рольгангов), в связи
с этим охлаждающая поверхность роликового холодильника на
30—50 % больше, чем у реечного. Кроме того, роликовый холо-
дильник допускает более плотную укладку металла, что примерно
в 5—10 раз увеличивает эффективность использования площади
холодильника.
К недостаткам следует отнести то, что в процессе охлаждения
в отличие от реечного холодильника роликовые холодильники не
обеспечивают правку полос.
Несмотря на простоту конструкции, роликовые холодильники
имеют большие габариты и очень дорогие. Поэтому там, где имеется
возможность установить холодильник любого типа, предпочтение
отдают реечному.
Устройства для транспортировки рулонов
К характерным особенностям систем уборки горячекатаных ру
лонов, в которые входят различные транспортные устройства,
относятся сравнительно большое расстояние перемещения руло-
нов от моталок к складу рулонов, разветвленность конвейерных
линий и многозвенность системы уборки, т. е. чередование в ней
транспортных устройств непрерывного и прерывистого движения.
Кроме конвейеров, в систему уборки рулонов входят прием-
ники рулонов, подъемно-поворотные столы, весы, устройства для
сдваивания рулонов, передающие устройства и др.
На рис. VI.8, а показана схема расположения оборудования в
системе уборки горячекатаных рулонов широкополосового стана.
Рулоны от моталок передаются на параллельный линии прокатки
конвейер 3, работающий в шаговом режиме, а затем при помощи
подъемно-поворотных столов 9 направляются конвейером либо на
склад агрегата резки, либо к травильным агрегатам цеха холодной
прокатки. Средний подъемно-поворотный стол в зависимости от
направления потоков рулонов совершает поворот на 90 или 180°.
Передача рулонов в цех холодной прокатки осуществляется
с помощью трех подъемно-поворотных столов, причем через сред-
ний стол проходит основной поток рулонов, по существу не меняя
направления движения по конвейеру, что является недостатком
данной системы уборки. Достоинством системы является значи-
тельное снижение повреждений полосы ввиду отсутствия в этой
системе рольгангов. Кроме этого, к достоинствам системы следует
отнести применение подъемно-поворотных столов, которые, помимо
уменьшения повреждения кромок, позволяют также лучше цент-
рировать рулоны по оси отводящего конвейера, чем поворотные
рольганги.
На схеме рис. VI.8, б показано, как от первого подъемно-
поворотного стола 9 рулоны направляются в цех холодной про-
365
Рис. VI.8. Схемы расположения оборудования в системах уборки^горячекатапых руло-
нов широкополосовых станов:
1 — моталки; 2 — кантователь; 3 — приемный конвейер; 4 — приемник рулонов; 5 —
межцеховой конвейер; 6,7 — наклонный конвейер; 8 — разгрузочный конвейер; 9 —
подъемно-поворотный стол; 10 — приемно-передающее устройство; 11 — весы; 12 —
устройство для сдваивания рулонов; 13 — разгрузочный рольганг; 14 — рольганг-нако-
питель, 15 — упор; 16 — поворотный конвейер; 17 — поворотный рольганг; 18 — руло-
новязальная машина
катки и в цех разделки горячекатаной полосы. От второго подъем-
но-поворотного стола, установленного в цехе разделки, в проти-
воположных направлениях отходят вдоль склада две ветки кон-
вейеров. Наличие на складе двух разгрузочных конвейеров поз-
воляет увеличить фронт разгрузки рулонов, уменьшить пробег
мостовых кранов и, следовательно, сократить время, необходимое
для разгрузки рулонов.
Правая и левая ветки могут работать независимо одна от другой.
Это придает уборочной системе гибкость в работе. Каждая ветка
состоит из системы наклонных и горизонтальных конвейеров, со-
единенных между собой цепными переходными секциями. В на-
чале первого горизонтального конвейера, расположенного обычно
на уровне пола цеха, устанавливают устройство для сдваивания
рулонов. Сдвоенные рулоны поступают на разгрузочный кон-
вейер, который в отличие от наклонных конвейеров работает с ос-
тановками (шаговый режим работы). У разгрузочного конвейера 8
366
скорость перемещения больше, чем у стыкующегося с ним кон-
вейера, работающего непрерывно. В результате увеличивается
пауза и облегчается разгрузка рулонов с конвейера мостовыми
кранами. Изменение скоростей движения рулонов на стыке кон-
вейеров, работающих в разных режимах, достигается установкой
переходной секции, которая, кроме этого, позволяет уменьшить
шаг между рулонами и увеличить емкость разгрузочных конвейе-
ров. В конце разгрузочного конвейера размещают рольганг с хо-
лостыми роликами, на который поступают рулоны, оставшиеся на
конвейере в случае задержки мостовых кранов.
Схема уборки рулонов на участке с двумя дополнительными
моталками, установленными во время реконструкции одного из
непрерывных широкополосовых станов 1700 и предназначенных
для сматывания в рулоны толстых полос, показана на рис. VI.8, в.
Наличие второй группы моталок позволяет увеличить диапазон
прокатываемых на стане полос и, кроме того, улучшить гибкость
работы стана, в особенности при прокатке полос средней толщины,
которые можно сматывать в рулоны в моталках обеих групп.
На рис. VI.8, г изображена система уборки рулонов, в которой
от каждой моталки рулоны транспортируются отдельными кон-
вейерами 3. Каждая линия уборки может работать независимо
одна от другой, что упрощает работу передаточных устройств,
транспортирующих рулоны от моталок к приемным конвейерам.
На каждую линию конвейеров приходится половина рулонов,
получаемых со стана, что дает возможность работать конвейерам
на малой скорости и увеличить время остывания рулонов (на кон-
вейере). Однако для размещения конвейеров в два ряда требуется
большая площадь в районе склада рулонов, а также значительно
увеличивается масса оборудования, что можно отнести к ее недо-
статкам.
Еще одна система уборки с отдельными для каждой моталки
приемными конвейерами изображена на рис. VI.8, д. С приемных
конвейеров 3 на продольный рулоны транспортируются передаю-
щим устройством. Продольный и приемные конвейеры работают
в шаговом режиме. В зависимости от направления движения от-
водящего конвейера последний соединяется с продольным кон-
вейером при помощи переходной секции или подъемно-поворот-
ного стола. Данная система уборки имеет те же достоинства, что
и предыдущая. Однако в этой системе конвейеры занимают мень-
шую площадь в районе склада рулонов. Изменяя шаг рулонов
на приемных конвейерах, можно увеличить емкость последних и,
следовательно, увеличить время остывания рулонов на конвей-
ере. Упрощается конструкция устройств, предназначенных для
передачи рулонов от моталок на приемные конвейеры. На зару-
бежных станах на приемных конвейерах установлены рулоно-
вязальные машины 18.
В некоторых схемах вместо подъемно-поворотных столов в ме-
стах изменения направления движения рулонов прямые участки
367
Рис. VI. 10. Схема крюкового кантователя (о) и правки блюма (сляба) линейками манипу-
лятора (б)
двигателя, т. е. эти операции совмещаются во времени.
Манипулятор блюминга (см. рис. VI.9), расположенный перед
рабочей клетью 4 или за ней, состоит из двух массивных стальных
литых линеек 2 и 5, которые передвигаются вдоль бочки роликов
рабочего рольганга 1 (условно показаны только два ролика) при
помощи штанг 16 и /7, в нижней части которых сделаны зубчатые
рейки 19, находящиеся в зацеплении с шестернями 8 и 9. Штанги
17, соединенные с линейками 6, являются толкающими, при-
водятся непосредственно от тихоходного электродвигателя 14,
питаемого от отдельного выпрямителя. Штанги 16, соединенные
с линейками 2, являются тянущими и приводятся от аналогич-
ного электродвигателя 15. Синхронность перемещения линеек
обеспечивается валами 7, соединенными зубчатыми муфтами.
Перед манипулятором расположены станинные ролики 3.
Кантователь с пятью крюками 26 установлен на правой ли-
нейке перед рабочей клетью с валками 5. Вал кантователя 20
поворачивается в своих подшипниках при перемещении штанги 26\
при этом происходит подъем или опускание крюков 25, т. е. осу-
ществляется кантовка раската 24.
Штанга кантователя 26 с зубчатой рейкой приводится в движе-
ние от двух механизмов, кинематически воздействующих на одну
реечную шестерню 21, являющуюся планетарной шестерней диф-
ференциально-планетарного редуктора. Когда передвигается пра-
вая линейка 6 манипулятора, одновременно вращается шестерня 10
па валу 7 и перемещается штанга 26 кантователя, т. е. планетар-
ная шестерня 21 должна при этом вращаться с той же скоростью,
что и шестерни 8 и 9.
Для кантовки слитка (блюма) необходимо повернуть вал 20
с крюками кантователя. Поворот вала 20 осуществляется движе-
нием вперед штанги 26 с рейкой при вращении планетарной ше-
стерни 2Г, в данном случае это вращение сообщается шатунно-
кривошипным механизмом 12, приводимым электродвигателем 13.
370
При включении этого электродвигателя и повороте кривошипа 2'2
шатун 23 поворачивается влево; при этом планетарная шестерня 21
станет ведущей, и при обкатывании но нижней шестерено 11 она
заставит рейку и штангу 26 кантователя двигаться вперед (влево),
т. е. поворачивать вал кантователя 20. Ход линеек в крайних по-
ложениях ограничивается командоаппаратами. Энергия удара
поглощается пружинными буферами. Для автоматического управ-
ления манипуляторами и кантователем на их передних валах
установлены силовые сельсины 27
Для предохранения механизма кантователя от поломок в под-
шипнике шатуна предусмотрены срезные шпильки. Чтобы умень-
шить трение при передвижении линеек манипуляторов, их перед-
ние концы опираются на ролики 18, встроенные в рамы рольган-
гов. После кантовки крюки кантователя при подъеме в верхнее
положение полностью заходят в продольный паз в линейке, бла-
годаря чему линейкой можно передвигать слиток (блюм) по
рольгангу, не дожидаясь опускания крюков в нижнее положение;
последняя операция (опускание крюков) совмещается затем с вре-
менем паузы между пропусками металла через валки. Макси-
мальное усилие на линейки при выпрямлении раската 1,4 МН;
на линейке расположено пять крюков па различном расстоянии
один от другого, что позволяет одновременно кантовать два слитка
при так называемой парной их прокатке.
Конструкция манипуляторов и кантователей блюминга 1150
и слябинга 1150 аналогична конструкции манипуляторов и кан-
тователей блюминга 1300. Преимуществом рассмотренного выше
привода линеек манипулятора является применение безредук-
торного соединения тихоходных электродвигателей непосредствен-
но с зубчатыми рейками, что значительно уменьшает маховый
момент привода и снижает длительность времени разгона и тор-
можения электродвигателей при тяжелом поворотно-кратко-
временном режиме их работы.
Во время прокатки при помощи линеек манипулятора
выправляют раскат, если он вышел из валков искривленным
(рис. VI. 10, б). Усилие на линейках, требующееся для выпрямле-
ния полосы, можно определить из соотношения
Л1Изг. Л = = ат1^п»
где /п — длина полосы (при длине полосы, превышающей длину
линейки манипулятора, необходимо принимать ее равной длине
линейки), мм; от — предел текучести стали при температуре прав-
ки (изгиба) полосы, МПа; Wn — пластический момент сопро-
тивления сечения полосы; для прямоугольного сечения WT =
— 0,25&п/1п, где /п и hn — ширина и высота сечения, мм.
Таким образом, для выпрямления полосы необходимо усилие
Рл=Пг“бГ'' (VI 19)
371
конвейеров соединяют короткими поворотными конвейерами 16,
которые обеспечивают полную непрерывность транспортирования
рулонов без промежуточного их манипулирования (рис. VI.8, е).
Большая масса и высокая температура рулонов обусловливают
применение для их транспортирования конвейеров специальной
конструкции с тяжелыми цепями.
Скорость движения цепи конвейеров выбирают в зависимости
от ритма прокатки и от параметров транспортных, загрузочных и
передающих устройств, с которыми связаны конвейеры. Обычно
у большинства систем уборки рулонов современных широкополосо-
вых станов приемный конвейер, расположенный вблизи моталок,
и разгрузочный конвейер на складе рулонов работают в шаговом
режиме со скоростью 0,05—0,25 м/с, промежуточные конвейеры
работают непрерывно со скоростью 0,05—0,1 м/с.
При выборе основных параметров (скорости и шага рулонов)
приемного конвейера анализируют загрузку конвейера рулонами
при различных вариантах работы моталок и при различной ско-
рости движения конвейера. Анализ систем уборки многих широко-
полосовых станов показывает, что шаг между рулонами на прием-
ном конвейере следует принимать равным половине расстояния
между соседними моталками.
4. МАНИПУЛЯТОРЫ И КАНТОВАТЕЛИ
Манипулятор предназначен для передвижения металла по роли-
кам рольганга параллельно их бочек с целью последующего на-
правления металла в валки (или их калибры). Одновременно
с этим линейки манипулятора выпрямляют прокатываемую по-
лосу (блюм, сляб, заготовку), если она искривилась при прокатке.
Манипуляторы применяют при прокатке слитков и относительно
толстой заготовки и полосы, т. е. на блюмингах, слябингах,
рельсобалочных, крупносортных и толстолистовых станах.
Кантователи в линиях прокатки служат для поворота (канто-
вки) прокатываемой полосы относительно ее продольной оси перед
задачей в следующий калибр валка. Такие кантователи применяют
на блюмингах, слябингах, рельсобалочных и сортовых станах.
В линиях отделки проката и на листовых станах используют
кантователи и манипуляторы различных типов в зависимости от
их назначения (для кантовки толстых листов, рулонов, рельсов и
т. д.).
Манипуляторы и кантователи обжимных станов
Схема расположения манипуляторов и кантователя показана
па рис. VI.9.
Манипуляторы установлены с передней и задней сторон рабо-
чей клети. Каждый манипулятор снабжен двумя массивными сталь-
ными литыми линейками (массой по 15—40 т), установленными
по бокам рабочего рольганга и передвигаемыми при помощи длин-
368
пых штанг с зубчатыми рейка-
ми. Передние и задние линейки
как со стороны привода валков,
так и со стороны привода роли-
ков рабочих рольгангов попарно
приводятся от общего электро-
двигателя при помощи зубчатых
шестерен, находящихся в зацеп-
лении с рейками. Таким обра-
зом, левые и правые линейки
передвигаются одновременно.
Эти линейки могут передви-
гаться навстречу одна другой
и «зажимать» металл либо уда-
ляться одна от другой. Металл,
направляемый в валки, перед-
ней парой линеек, с другой сто-
роны клети принимается задней
парой линеек и затем передви-
гается ими к следующему ка-
либру валков. Средняя штанга
с зубчатой рейкой соединена
с валом кантователя и приво-
дится от электродвигателя.
На блюмингах и слябингах
Рис. VI.9. Схема расположения манипуля-
торов и кантователя у обжимного стана
применяют кантователи крюкового типа, принцип действия
которых заключается в следующем (рис. VI. 10, а): в ли-
нейке манипулятора (со стороны привода) предусмотрены на-
правляющие пазы (обычно четыре или пять), в которых
могут вертикально передвигаться кантующие крюки /; подъ-
ем и опускание крюков осуществляются поворотом вала 2,
на котором закреплены рычаги 3, шарнирно соединенные с крю-
ками. Вал 2 со своими подшипниками смонтирован на линейке
манипулятора 4 и поворачивается влево при ходе штанги 5 или
телескопическим шпинделем, соединенным с электродвигателем.
В исходном положении гребенка находится между роликами 6
рольганга. При кантовке крюки 1 поднимаются, захватывают
нижнюю часть слитка (блюма) и поворачивают (опрокидывают,
кантуют) его относительно нижнего левого ребра; для уменьшения
динамического удара о ролики рольганга слитки кантуют на ле-
вую линейку, которая при этом отодвигается. У направляющей 7
сделан наклонный скос в верхней части; в верхнем положении
(после кантовки) гребенка крюка входит в паз на рабочей поверх-
ности 8 линейки, благодаря чему можно передвигать скантованный
слиток линейкой 4, не дожидаясь опускания крюков в исходное
положение. Крюк в исходном положении остается до конца про-
пуска металла через валки. Крюки опускаются в нижнее исходное
положение во время паузы между пропусками и реверсирования
369
Рис. VI. 11. Схема кантующей втулки мел-
косортного стана 350
Расчеты показывают, что
для блюмингов можно прини-
мать Рл = 1,2 — 1,5 ЛШ.
Кантователи проката
заготовочных и сортовых станов
На заготовочных и сортовых
станах для кантовки заготовки
или профильной полосы на ходу
во время движения ее от пре-
дыдущей клети к последующей
применяют кантователи типа
так называемой кантующей
роликами рольганга. На рис.
втулка конструкции ВНИИмет-
применяемая на полунепрерывном мелкосортном стане
втулки, устанавливаемой между
V1.11 показана кантующая
маша,
350 для кантовки на 45 или 90° заготовки, движущейся по
рольгангу со скоростью 0,5—0,8 м/с; максимальное сечение ис-
ходной заготовки (перед первой клетью) 170x170 мм, масса ее
до 1350 кг и длина 6 м. Кантующая разъемная втулка вместе со
своей буксой встроена в одно плечо нараллелограммного шарнир-
ного механизма, поворачивающегося вокруг неподвижной точки
при помощи шатунно-кривошипного механизма, приводимого от
электродвигателя через редуктор. При входе во втулку полоса
засвечивает фотореле, от импульса которого автоматически вклю-
чается электродвигатель. При этом втулка поворачивается на
заданный угол, фиксируемый командоаппаратом на валу редук-
тора. Время кантовки полосы на угол 90° равно 1,3 с. По выходе
скантованной полосы из кантователя и прекращении засвечивания
фотореле снова включается двигатель, и параллелограмм-
ный механизм вместе с втулкой возвращается в исходное поло-
жение.
Так как ось нижнего левого шарнира параллелограмма совпа-
дает с осью боковых катков буксы, а последние опираются на ду-
говые направляющие, служащие копиром, то при повороте па-
раллелограмма букса со втулкой будет поворачиваться и одно-
временно приподниматься (при кантовке на 45°) и затем опуска-
ться (при кантовке на 90°). Достоинством кантователя такой кон-
струкции является то, что благодаря применению параллелограм-
много механизма продольная ось кантуемой заготовки будет всегда
находиться в одной и той же вертикальной плоскости, совпадаю-
щей с плоскостью (осью) прокатки).
Конструкция кантующих втулок, применяемых на заготовоч-
ном стане, аналогична описанной выше.
На рис. VI. 12 показана универсальная кантующаяся втулка,
крупносортного полунепрерывного стана 600. Кантователь поз-
воляет осуществлять кантовку любого профиля на любой угол
372
Ось п/нжат/ш
Рис. VI. 12. Универсальная кантующая втулка крупносортного стана 600
в пределах до 90° со смещением или без смещения кантуемой за-
готовки по длине бочки роликов рольганга.
Левый нижний угол сменной втулки (проводки) 1 совмещен
с центром вращения кантующей шайбы 2, опирающейся па четыре
ролика 3. При повороте шайбы шатуном 4, соединенным с кри-
вошипом 5, закрепленным на валу редуктора 6, происходит кан-
товка полосы со смещением ее влево от оси прокатки. Если сме-
щение не требуется, то одновременно с кантовкой ее происходит
перемещение вправо на катках 7 всей тележки 8 кантователя. Это
перемещение осуществляется вторым шатуном 9, один конец
которого шарнирно закреплен на стойке 10 внутренней рамы 11,
а другой — шарнирно соединен со вторым кривошипом 12. Ве-
личина перемещения всей тележки вправо регулируется измене-
нием плеча кривошипа 12 винтом 13, соединенным с шарниром 14
(при кантовке со смещением этот шарнир должен быть совмещен
с осью выходного вала редуктора). Для приема и кантовки полосы,
выходящей из того или иного калибра валков, внутренняя рама 11
может перемещаться по направляющим внутри неподвижной на-
ружной рамы 15 при помощи гидроцилиндра 16. Если кантовка
не нужна, то при помощи этих же гидроцилиндров кантователь
отводится вправо и на место кантующей втулки устанавливается
направляющий желоб 17, расположенный на конце внутренней
рамы 11.
Угол поворота кривошипа 5 фиксируется командоап пар атом 18,
воздействующим на электродвигатель 19.
Манипуляторы и кантователи крупносортных
и рельсобалочных трехвалковых станов
На трехвалковых станах реверсивная прокатка осуществляется
в валках с постоянным направлением их вращения. В нечетных
пропусках металл прокатывается между нижним и средним вал-
ками, а в четных — между средним и верхним. Задача металла
373
Рис. Vi. 13. Схема устройства подъемно-ка-
чающихся столов трехвалковой клети
в валки и прием его из валков
осуществи яется подъем но- ка-
чающимися столами, установ-
ленными спереди и сзади клети,
на которых расположены роли-
ки рабочих рольгангов, а также
манипуляторы и кантователи.
Подъемный стол, располо-
женный с передней стороны
стана, служит для подъема
прокатываемой полосы и задачи ее в валки (между верхним и сред-
ним валком). Подъемный стол, расположенный с задней стороны
стана, предназначен для приема выходящей из валков полосы,
опускания ее и задачи в валки (между средним и нижним валками).
На сортовых трехвалковых станах подъемно-качающиеся столы
устанавливают: на крупных станах (например, рельсобалочных и
заготовочных) — с обеих сторон, как и на листовых трехвалко-
вых станах; на крупносортных станах с валками диаметром менее
600 мм — с одной передней стороны стана. В последнем случае
с задней стороны стана устанавливают рычажный или ступенча-
тый кантователь, который принимает полосу из верхней пары вал-
ков и опускает вниз для последующей задачи ее между средним
и нижним валками.
На среднесортных и мелкосортных трехвалковых станах подъ-
емно-качающиеся столы не применяют, и прокатываемый металл
передается из нижней пары валков в верхнюю с помощью авто-
матических проводок.
Схема устройства подъемно-качающихся столов трехвалковых
клетей среднесортных и крупносортных станов показана на
рис. VI.13.
Стол /, приводимый в движение от электродвигателя через
редуктор 5, поднимается и поворачивается относительно оси 2
при помощи вертикальной тяги 3 и кривошипно-рычажной пере-
дачи 4. Подъем и опускание стола происходят при повороте кри-
вошипного вала редуктора 5 на 180°. Для уравновешивания стола
применяют контргрузы 6; с целью разгрузки кривошипного вала
редуктора 5 контргрузы устанавливают не на валу основного
кривошипа, а на отдельном рычаге 7, поворачивающемся вокруг
дополнительного вала 8 кривошипом 9.
Если подъемно-качающиеся столы установлены с обеих сторон
рабочей клети, привод стола, расположенного на другой стороне,
осуществляется по такой же схеме. Для обеспечения синхронной
работы столов привод переднего стола связан с приводом заднего
тягой 10‘, в этом случае оба стола приводятся в движение одним
и тем же электродвигателем через редуктор 5 и кривошипную пере-
дачу 4.
На рис. VI. 14, а показана схема привода манипуляторов п
кантователя, расположенных на подъемно-качающемся столе
374
Манипулятор № j
МантоЁатЕЛЬ
Манипулятор 2
Рис. VI. 14. Схема расположения манипуляторов и кантователя па подъемно-качающемся
столе крупносортного трехвалкового стана 650:
а — схема привода передвижения кареток между роликами рольганга на столе: б — схема
манипулятора; в — схема кантователя
крупносортного трехвалкового стана 650 конструкции ПО «Элект-
ростальтяжмаш». Между роликами 1—9 рольганга находятся на-
правляющие, по которым при помощи реечного привода одновре-
менно передвигаются на катках три каретки. На крайних карет-
ках смонтированы манипуляторы, предназначенные для переме-
щения вышедшей из валков клети профильной полосы вдоль ро-
ликов рольганга перед задачей ее в другую пару валков этой
клети при подъеме или опускании стола. На средней каретке
смонтирован кантователь, предназначенный для поворота полосы
на 90° вокруг продольной оси. Все три рейки приводятся от элект-
родвигателя через редуктор и общий трансмиссионный вал с ре-
ечными шестернями.
Манипулятор вильчатого типа (рис. VI. 14, б) состоит из
корпуса каретки 1, ползуна 2, двух рычагов 3, расположенных
375
в виде вилки и имеющих на своих верхних концах холостые ро-
лики 4. Рычаги 3 шарнирно соединены с ползуном 2 и рычагами 5;
последние свободно установлены на оси 6, закрепленной в кор-
пусе 1. Ползун 2 приводится от гидравлического цилиндра 7.
Верхняя полость цилиндра постоянно находится под давлением
жидкости от магистрали, поэтому в исходном положении манипу-
лятор всегда находится внизу. Для захвата полосы к магистрали
подключается нижняя полость цилиндра. Так как площадь порш-
ня 8 больше площади кольцевого сечения между цилиндром и
штоком, то поршень будет подниматься и перемещать вверх пол-
зун 2 и рычаги 3; при этом ролики 4 будут сближаться и зажимать
полосу. Зажим полосы может осуществляться на ходу, т. е. при
выходе переднего конца полосы из валков; при этом поверхность
полосы не испытывает трения о ролики 4, так как они вращаются
на подшипниках скольжения. После выхода всей полосы из вал-
ков манипуляторная тележка перемещается рейкой вдоль роли-
ков рольганга и останавливается против соответствующего ка-
либра валков.
Кантователь клещевого типа (рис. VI. 14, в) с зажимными ро-
ликами состоит из корпуса каретки /, ползуна 2, двух рычагов 3
и 4, расположенных в виде вилки. На верхних концах их нахо-
дятся холостые ролики 5. Рычаг 3 свободно установлен в бокови-
нах ползуна 2 на цапфах 6 и при помощи шарнира 7 соединен с ры-
чагом 4. Последний своими шарнирами 7 и 8 соединен со штоками
гидравлических цилиндров 9 и 10. Ползун 2 перемещается вверх
и вниз плунжером гидравлического цилиндра И. Исходным явля-
ется нижнее положение (I) ползуна. При соединении с магистралью
нижних полостей всех трех цилиндров ползун поднимается, и
кантующие рычаги поворачиваются (II) Зажим полосы роликами
осуществляется при ходе вниз плунжера правого цилиндра При
движении вниз плунжеров цилиндров 9 и 10 происходит кантовка
(III) полосы.
В качестве рабочей жидкости гидропривода применяют воду,
что исключает возможность возникновения пожаров при обрыве
шлангов.
Манипуляторы трехвалковых клетей 800 рельсобалочного стана
конструкции УЗТМ в основном аналогичны описанным выше.
Кантователь отличается от кантователя трехвалковой клети
650 тем, что для кантовки применяют сменную профильную
буксу-скобу, установленную на верхнем звене параллелограм-
много четырехзвенного механизма. Шарниры звена этого механиз-
ма опираются на штоки двух боковых гидроцилиндров, а канто-
ватель поднимается на них над рольгангом или опускается ниже
его уровня при помощи подвижного среднего гидроцилиндра (при
неподвижном штоке). Поворот кантующей скобы осуществляется
при помощи подъема или опускания плунжера одного из боковых
цилиндров, закрепленных в траверсе среднего цилиндра и пере-
мещающихся вместе с ним.
376
Преимущество роликового кантователя по сравнению с буксо-
вым заключается в том, что ролики создают меньшее сопротивле-
ние при движении металла после кантовки; кроме того, роликами
клещевого механизма можно кантовать любой профиль, между
тем как на буксовом кантователе требуется замена букс при про-
катке различных профилей.
Манипуляторы толстолистового стана
Для правильного направления сляба и толстого листа в валки (посередине их
бочки) спереди и сзади черновой реверсивной двухвалковой клети и чистовой
реверсивной четырехвалковой клети толстолистового стана 2800 конструкции
УЗТМ, установлены манипуляторы и гидроприводы.
На рис. VI. 15 показан манипулятор чистовой универсальной четырехвалко-
вой клети 2800. Боковые линейки манипулятора, передвигающие толстый лист
вдоль бочки роликов рольганга, соединены каждая с двумя штангами 1 и 2, на
концах которых снизу предусмотрены зубчатые рейки 3. Эти рейки находятся
в зацеплении с шестернями 4 и 5. На валу правых шестерен 4 есть звездочка 6,
приводимая во вращение пластинчатой роликовой цепью 7. Конец верхней ветви
цепи присоединен к траверсе 8, соединенной с концом плунжера 9 гидроцилиндра
обратного хода 10 диаметром 60 мм. Конец нижней ветви цепи таким же образом
присоединен к траверсе//, соединенной с концом плунжера 12цилиндра рабочего
хода 13. Правые штанги / соединены при помощи жестких тяг 14 и нижних зуб-
чатых реек 15 с левыми шестернями 5. Таким образом, при движении двух пра-
вых штанг вперед (к оси рольганга) две левые штанги будут копировать это дви-
жение, т. е. тоже будут двигаться вперед.
Верхний, неуправляемый цилиндр обратного хода постоянно находится
под давлением (8 МПа) рабочей жидкости Для хода штанг вперед масло подается
в полость нижнего рабочего цилиндра и плунжер его перемещается вправо.
Для возвращения штанг в исходное положение полость рабочего цилиндра под-
соединяют к сливному баку; при этом под действием давления в цилиндре обрат-
ного хода ведущая звездочка 6 будет вращаться в обратном направлении. С целью
сокращения времени на установку листа точно посередине бочки валков исходное
положение правых и левых штанг в зависимости от ширины листа регулируют
при помощи специального ограничителя хода штанг, приводимого от пневмати-
ческого цилиндра.
Рис. VI. 15. Общий вид (а) и схема гидропривода (б) манипулятора чистовой универсаль-
ной четырехвалковой клети стана 2800
377
Кантователи в линиях отделки проката
В линиях отделки и контроля проката применяют различные
кантователи и манипуляторы, конструкция которых определяется
их назначением. Рассмотрим некоторые устройства, применяемые
на прокатных станах с целью механизации операций кантовки и
исключения тяжелого физического труда рабочих.
Кантователь сортового проката
на инспекционном рольганге
Кантователь конструкции ВНИИметмаша предназначен для кан-
товки пачек сортового проката (швеллеров, уголков, двутавровых
балок и т. п.) при визуальном осмотре качества их поверхности на
инспекционном рольганге за холодильником (рис. VI. 16).
Кантующий механизм состоит из вилки /, в полости которой
разместить можно ряд профилей с общей шириной 850 мм; зуб-
чатого сектора 2, служающего основанием вилки; промежуточной
шестерни 3, находящейся в зацеплении с сектором 2 и нижней
рейкой 4; каретки 5, передвигаемой на катках 6 по направляющим
рельсам 7 между роликами рольганга 8 при помощи цепей 9,
соединенных звездочкой 10, одна из которых является ведущей.
При вращении ведущей звездочки и передвижении каретки
шестерня 3 обкатывается по нижней рейке, поворачивает зубчатый
сектор вместе с кантующей вилкой. При этом пачка проката, за-
жатая в вилке, кантуется и укладывается на то же место на роль-
ганге. Зажим профилей в вилке осуществляется специальным ры-
чажно-пружинным механизмом, воздействующим на правую стойку
Рис. VI.16. Кантователь сортового проката на инспекционном рольганге (поло-
жение со время кантовки)
378
вилки при помощи роликового копира. При подаче пачки проката
шлеппером на рольганг щель вилки раскрыта на ПО мм. При
кантовке щель уменьшается до 76 мм и прокат зажимается правой
стойкой вилки вследствие освобождения пружинного рычажного
механизма от воздействия среднего профильного ролика.
Кантователь в линии рольганга состоит из двух секций (по
шесть кантующих вилок в каждой) и кантует пачки проката дли-
ной до 24 м. При кантовке проката длиной до 12 м секции разъе-
диняются при помощи пневматического привода муфты, соединяю-
щей приводные валы звездочек.
Кантователь толстых листов
При визуальной оценке качества верхней и нижней поверхностей
толстых горячекатаных листов массой до 8 т и длиной 10—20 м
после их охлаждения на холодильнике каждый лист надо сканто-
вать на 180° для осмотра его нижней поверхности.
Кантовку толстых листов на стане 2800 конструкции УЗТМ осу-
ществляют двумя системами рычагов при перекладывании листа
с одного инспекционного рольганга на другой (рис. VI. 17).
В исходном нижнем положении рычаги находятся между ро-
ликами левого и правого рольгангов в различных плоскостях.
Поворот рычагов осуществляется двумя шатунами, соединенными
с двумя кривошипами на концах выходного вала редуктора, при-
чем в исходном положении (((
кривошипы находятся в диа- На правление кантовки листа
метрально противоположных по-
ложениях. Кантовке листа на
180° соответствует один обо- I И
рот кривошипа, для чего тре- II
буется 10 с. При кантовке I
Рис. VI. 17. Кантователь толстых листов на инспекционных рольгангах
379
рычаги левого ряда встречаются с рычагами правого ряда
под углом 5° от вертикали (в этот момент правый ряд рычагов
занимает крайнее положение) и затем поворачиваются вместе по
дуге в 10°, переходя вертикаль (не перекрещиваясь, т. е. не обра-
зуя «ножниц»); в это время лист перекладывается с рычагов ле-
вого ряда на рычаги правого ряда. При дальнейшем вращении
кривошипов и встречном движении шатунов рычаги «расходятся»
и при включении электродвигателя командоаппаратом занимают
исходное положение.
Кантователь может работать в реверсивном режиме при изме-
нении направления вращения кривошипов.
Кантователи рулонов
С ростом производительности широкополосовых станов уборка
рулонов от моталок приобрела особое значение, так как за малый
промежуток времени необходимо передать на транспортирующее
устройство большое число рулонов без их повреждений. Обычно
рулоны от моталок передают на цепной конвейер; передачу руло-
нов на рольганг почти не применяют вследствие повреждения кром-
ки рулонов при дальнейшей транспортировке. Рулон передают на
конвейер в горизонтальном или в вертикальном положении. В по-
Рис. VI. 18. Схемы приема рулонов кантователем от моталок:
а — на ролики, расположенные V-образно; б — на поверхность, выполненную по ра-
диусам; в — на V-образную поверхность; г — на ролики; д — центрователем с гидро-
цилиндрами, по внутреннему диаметру; е — на ролики хобота кантователя; ж — на
оправку
380
следнем случае после выдачи рулона из моталки его обязательно
кантуют.
Устройства для приема (или съема) рулонов с барабана мо-
талки, кантования и передачи их на конвейер называют кантова-
телями рулонов.
Конструкции кантователей рулонов зависят от расположения
приемного конвейера и способа передачи рулонов.
Кантователи разделяют на кантователи для легких рулонов
(массой до 15 т) и кантователи для тяжелых рулонов (массой свыше
15 т).
Кантователи для легких рулонов принимают рулоны, снятые
с барабана моталки сталкивателем.
В отличие от них кантователи для тяжелых рулонов получают
рулоны, снятые с барабана моталки с помощью тележки. Способ
съема рулона с барабана моталки существенно влияет на конструк-
цию кантователя.
Рулоны, снятые с барабана моталки, кантователь принимает
либо по их наружному диаметру, либо по внутреннему (рис. VI. 18).
Схемы а—в, ж применяют для съема легких рулонов, схемы
г—д — для тяжелых, схему е — для легких и тяжелых рулонов.
Уборку рулонов от моталки на конвейер, расположенный
перпендикулярно оси прокатки, осуществляют стационарным
кантователем, кантователем челночного типа и тележкой-канто-
вателем. Уборку рулонов от моталки на конвейер, расположенный
параллельно оси прокатки, выполняют кантователем с передаточ-
ной тележкой, передвижным кантователем.
Совершенствование конструкций кантователей рулонов свя-
зано с совершенствованием конструкций моталок, а также с по-
вышением требований к качеству рулонов. Так, уменьшение числа
формирующих роликов в моталке позволило осуществить съем
рулона с барабана при помощи тележки вместо сталкивателя и тем
самым уменьшить износ барабана и устранить вероятность пов-
реждения кромок рулона при его съеме.
На рис. VI. 19 показан стационарный кантователь горячих
рулонов установленный около моталки непрерывного широкопо-
лосового стана 1700. С моталки горячий рулон массой до 15 т
сталкивается на консольный рычаг, укрепленный на валу с двумя
отдельными опорами. Со стороны одной из опор вала предусмот-
рен кривошип, поворачиваемый на угол 125° шатуном, соединенным
с коленчатым валом, приводимым во вращение электродвигателем
через редуктор.
Опоры коленчатого вала, редуктор и электродвигатель уста-
новлены на фундаменте. Между опорами приводного вала напротив
кантующего рычага находится тележка, передвигаемая по рельсам
при помощи штока пнемоцилиндра. Рама тележки имеет С-об-
разную форму, открытая часть которой обращена в сторону про-
ходящего рядом в перпендикулярном направлении пластинчатого
цепного транспортера (для рулонов).
381
Ось моталки
Рис. VI. 19. Кантователь горячих рулонов, установленный около моталки непрерывного
широкополосового стана 1700
При помощи шатунно-кривошипного механизма вал и рычаг
поворачиваются вправо, рулон кантуется из горизонтального
положения в вертикальное и укладывается на верхнюю часть
С-образной рамы тележки. Затем штоком пневмоцилиндра тележка
и рулон передвигаются вправо. При этом нижняя удлиненная часть
рамы проходит между верхними и нижними цепями транспортера,
а верхняя часть рамы располагается выше верхних цепей транс-
портера. Гидравлический подъемник, установленный между це-
пями транспортера, приподнимает рулон, тележка возвращается
в исходное положение к моталке, а рулон опускается подъемником
на верхнюю часть транспортера. Для кантовки рулона требуются
15 с, а для передвижения тележки вперед 7 с. Полный цикл кан-
товки и установки рулона на транспортер осуществляется при-
близительно за 40 с.
Стационарные кантователи широко применяют и для тяжелых
рулонов.
Кантователь челночного типа используют для уборки рулонов
от двух или трех моталок, т. е. в отличие от всех других кантова-
телей он является общим для всех моталок. Кантователь состоит
из двух шарнирно соединенных между собой тележек с приемными
люльками, квадратного вала, установленного в стойках, рельсо-
вого пути, приводов передвижения тележек и кантования при-
емной люльки.
На широкополосовых станах применяют также тележки-кан-
тователи и передвижные кантователи. Каждый из указанных ти-
пов кантователей имеет свои достоинства и недостатки.
382
Кантователи рулонов работают в тяжелых условиях. Кроме
наличия воды и высокой температуры, работа кантователя сопро-
вождается большими статическими и динамическими нагрузками,
возникающими как в процессе кантования, так и в большинстве
случаев при приеме рулонов от моталок.
В последние годы отдают предпочтение кантователям с про-
стой кинематической схемой, преимущественно стационарного
типа.
Кантование рулона должно происходить плавно, без рывков
и в момент установки рулона кантователем на конвейер или дру-
гое устройство скорость его должна быть минимальной. Прием
рулона кантователем от моталки должен осуществляться без уда-
ров для предотвращения повреждения кромок рулона.
В некоторых случаях рулоны холодной полосы хранятся в вер-
тикальном положении на складе или около агрегатов травления
и резки. В таком же положении их
мостовых кранов. Однако для
задачи полосы в травильную
непрерывную линию или аг-
регат правки и резки рулоны
должны быть расположены
горизонтально, чтобы удобно
было разматывать полосу.
переносят электромагнитами
Рис. VI.20. Кантователь холодных рулонов секторного Г-образпого типа
383
Кантовка рулонов из вертикального положения в горизонталь-
ное (или наоборот, если это требуется) осуществляется кантова-
телем секторного Г-образного типа (рис. VI.20). Рама кантователя
в форме неполной окружности опирается на боковые холостые ро-
лики; снизу к раме прикреплена дуговая зубчатая рейка, сцепляю-
щаяся с шестерней, приводимой от электродвигателя через чер-
вячный редуктор.
Рулон полосы посредством электромагнита мостового крана
укладывают в вертикальном положении на горизонтальный роли-
ковый стол рамы. В начале поворота рамы вправо рулон будет
опираться своими образующими на два ряда наклонных роликов
на вертикальном секторе рамы, в конце поворота рамы на 90°
рулон окажется скантованным и будет в горизонтальном положе-
нии. При дальнейшем повороте рамы на 3—5° рулон сползет по
наклонным холостым роликам и переместится на склиз или роль-
ганг по направлению к разматывателю.
5. ПОВОРОТНЫЕ И ПОДЪЕМНЫЕ МЕХАНИЗМЫ
На блюмингах и слябингах слитки из отделения нагревательных
колодцев подают слитковозом на приемный рольганг в некоторых
случаях широким концом вперед (слитки спокойной стали).
Для уменьшения обрези «нездорового» металла на ножницах за
блюмингом (слябингом) эти слитки прокатывают узким концом
вперед, чтобы прибыльная часть их, расположенная на широком
конце, была позади прокатанного блюма и сляба.
Рис. VI.21. Общий вид поворотного стола для слитков
384
На рис. VI.21 показан общий
Рис. VI.22. Общий вид подъемно-поворот-
ного стола для рулонов горячекатаной по-
лосы
мощностью 16 кВт через двух-
вид поворотного стола для слит-
ков массой до 20 т. Поворот-
ный стол установлен непосред-
ственно за приемным рольган-
гом и предназначен для пово-
рота слитка на 180° в гори-
зонтальной плоскости с целью
последующего его направления
к стану узким концом вперед.
Рама поворотного стола опи-
рается на четыре катка и цен-
трирована на литой стальной
втулке, установленной на фун-
даментной плите. Снизу к раме
прикреплен зубчатый венец,
сцепляющийся с конической
шестерней. Привод поворота
стола осуществляется от элек-
тродвигателя переменного тока
ступенчатый редуктор и коническую передачу; стол поворачива-
ется на 180° за 48,5 с. На столе смонтированы четыре ролика
диаметром 600 мм, предназначенные для приема слитка и передачи
его (после поворота на 180°) на подводящий рольганг к стану.
Прокатанные на слябинге и порезанные на ножницах на мер-
ные длины слябы с отводящего рольганга при помощи сталкива-
теля подают на подъемный штабелирующий стол.
На рис. VI.22 представлен общий вид подъемно-поворотного
стола для рулонов горячекатаной полосы. Стол установлен за
моталками непрерывного широкополосового стана 1700, в линии
разветвления отводящего конвейера для горячих рулонов, и
13 Заказ 224
385
предназначен для подъема, поворота и передачи рулонов на другую
ветвь конвейера, расположенную под углом 90° к подводящему
конвейеру. Положение рулонов вертикальное. Подъем верхней
крестовины стола и рулона осуществляется плунжером гидрав-
лического цилиндра. Поворот крестовины и рулона осуществля-
ется от электродвигателя. Для подъема и опускания стола требу-
ются 9 с.
На станах холодной прокатки для точной установки рулона
(в горизонтальном положении) по оси разматывателя или моталки
применяют подъемные столы с гидравлическим или пневматиче-
ским приводом.
На рис. VI.23 показан общий вид приемного подъемного стола
разматывателя рулонов четырехвалкового стана 500Х1300Х
X 1200 мм. Стол предназначен для приема очередного рулона мас-
сой до 15 т с цепного транспортера и подъема рулона до совмеще-
ния его оси с осью конусных головок разматывателя. Рулон с тран-
спортера скатывается на седло гидравлического подъемного стола;
после этого плунжер цилиндра поднимает седло с рулоном, и
одновременно конусы разматывателя входят во внутреннее от-
верстие рулона с его торцов.
Глава VII
МАШИНЫ ДЛЯ РЕЗАНИЯ ПРОКАТА
1. НОЖНИЦЫ С ПАРАЛЛЕЛЬНЫМИ НОЖАМИ
Назначение и основные параметры
Для поперечной резки горячего проката квадратного, прямо
угольного и круглого сечения после прокатки его на блюмингах,
слябингах, заготовочных и сортовых станах применяют ножницы
с параллельными ножами. Эти ножницы используют также и для
поперечной резки холодного проката — в этом случае профиль
ножа соответствует форме поперечного сечения разрезаемого про-
ката.
В процессе резания на этих ножницах плоскость, в которой
движется нож (плоскость резания), является неизменной
(рис. VII. 1). Температура металла, поступающего на ножницы,
составляет обычно 800—1000 °C. Для углеродистых сталей с вре-
менным сопротивлением в холодном состоянии ов = 400 ч-
н-500 МПа при указанных температурах ов = 1004-50 МПа;
для легированных сталей с временным сопротивлением в холод-
ном состоянии до <тв — 1000 МПа при указанных температурах
ов = 130н-80 МПа.
Отсюда следует, что при выборе типа и характеристики нож-
ниц следует учитывать их назначение, чтобы правильно определить
максимальное усилие резания.
386
Основными параметра-
ми ножниц являются: мак-
симальное усилие резания
Р, ход ножей Н, длина
ножа L и число ходов
(резов) в минуту п (произ-
водительность ножниц).
Допускаемые размеры
поперечного сечения про-
ката, разрезаемого на нож-
ницах данного типа, оп-
ределяются максимальным
усилием резания, на кото-
Рис. VII. 1. Схема резки раската на ножницах с
параллельными ножами:
1 _ прижим: 2 — верхний суппорт с ножом: 3 —
передвижной упор; 4 — нижний суппорт с ножом
рое рассчитаны ножницы.
Ход ножей выбирают с учетом возможности беспрепятственного
прохода проката максимального сечения под лапой механического
(гидравлического) прижима и перекрытия ножей в конце резания
(А = 104-20 мм).
Длину ножей принимают равной:
а) для небольших ножниц с усилием реза 0,5—2,0 МН —
3—4-кратной максимальной ширине заготовки, исходя из условия
возможности резки на них заготовок более мелких сечений, уло-
женных в несколько рядов (пачками):
б) для средних и крупных ножниц с усилием реза до 16 МН,
применяемых на блюмингах, 2—2,5-кратной ширине блюма мак-
симального сечения;
в) для ножниц слябингов с усилием реза до 20 МН — на
150—200 мм больше максимальной ширины слябов.
Поперечное сечение ножей обычно принимают из соотношения
s/б — 2,54-3, где s — высота, а б — толщина ножа.
Форму ножей принимают в виде симметричного прямоуголь-
ника, чтобы можно было при резании использовать все четыре
угла. Угол заострения делают равным 90е. Ножи изготавливают
из стали марок 6ХНМ, 6ХВ2С и др. с твердостью после термообра-
ботки до НВ 400.
По конструкции ножницы поперечной резки с параллельными
ножами можно разделить на две основные группы: а) ножницы
с верхним подвижным ножом (верхним резом); б) ножницы с ниж-
ним подвижным ножом (нижним резом).
Ножницы с верхним резом просты по конструкции. Прин-
цип работы этих ножниц состоит в следующем (рис. VI 1.2, а):
нижний нож установлен неподвижно в станине ножниц; верхний
нож укреплен в суппорте (ползуне) и при помощи кривошипного
или гидравлического привода движется вниз и разрезает металл.
Следует отметить, что этим ножницам свойственны два существен-
ных недостатка: 1) после резки металла на нижней грани сляба
(блюма, заготовки) образуется заусенец, который мешает при
дальнейшем продвижении металла по рольгангу; 2) из схемы
13*
387
Рис. VI1.2 Схема резки раската на ножницах!
а — с верхним резом; б — с нижним резом; 1 — прижим; 2 — верхний суппорт; 3 —
нижний суппорт; 4 — задний подъемно качающийся рольганг с грузовым уравновеши-
ванием
видно, что резку металла можно осуществить лишь при наличии
качающегося стола за ножницами, что усложняет конструкцию
всей установки.
Ножницы с нижним резом не имеют этих недостатков и поэтому
получили более широкое применение. Принцип работы ножниц
заключается в следующем (рис. VII.2, б): нижний нож смонти-
рован на суппорте (ползуне), который может подниматься вверх
при помощи кривошипного или гидравлического привода; верх-
ний нож установлен в верхнем суппорте (ползуне) и также может
перемещаться по вертикали.
Перед началом резания ножи раскрыты и металл проходит
между ними по рольгангу; нижний нож при этом находится ниже
уровня поверхности (образующей) роликов рольганга и не мешает
движению металла. Затем металл останавливается в необходимом
положении (при помощи передвижного упора/ см. рис. VI 1.1),
и суппорт верхнего ножа опускается до соприкосновения с ме-
таллом; дальнейшее продвижение верхнего суппорта прекраща-
ется и начинает двигаться суппорт нижнего ножа; при этом
происходит резание металла.
Ножницы с параллельными ножами конструктивно выполняют
двух типов: с электромеханическим и гидравлическим приводами.
Методика определения усилия резания
Процесс резания состоит из трех периодов (рис. VII.3): 1) вмятия
ножей в металл; при этом усилие на ножи постепенно увеличи-
вается до максимального значения Ртах; длительность этого пе-
риода характеризуется коэффициентом ев, равным отношению
глубины внедрения ножей в металл при вмятии zB к исходной вы-
соте сечения металла, т. е. ев = zB/h; 2) собственно резания (сдвига
металла по плоскости резания); при этом усилие резания умень-
шается по мере уменьшения высоты (площади) сечения металла;
3) скалывания (отрыва) оставшейся неразрезанной части сечения.
Момент окончания собственно резания и начала отрыва (скалы-
вания) характеризуется коэффициентом надреза ен, равным от-
388
Рис. VI 1.3. Схема резки раската на
ножницах с параллельными ножами
(а, б) и изменение усилия на ножи при
резанни (в) в зависимости от глубины
внедрения ножей:
А — экспериментальная кривая: В —
прямая на участке собственно резания
ношению глубины внедрения
ножей в конце резания za
(начало отрыва) к исходной
высоте сечения металла,
т. е. ен = zn/h. Максимальное усилие в конце периода вмятия
равно усилию в момент начала резания (сдвига) металла по пло-
скости резания, поэтому можно написать, что
шах — Т-тах^ рез — рез,
(VII. 1)
где ттах — максимальное касательное сопротивление при резании
(сдвиге) металла; Fpe3 — сечение металла в момент начала соб-
ственно резания (сдвига) металла; kx — коэффициент, kx =
= т-П]ах/ов = 0,6 : 0,7; для мягких металлов ж 0,6; для твер-
дых металлов kx ж 0,7.
В момент окончания вмятия ножей (начало соответственно ре-
зания) высота сечения металла равна h — zB — h (I — еЕ), поэ-
тому площадь сечения, испытывающего напряжение среза, равна
Fpe3 = h (1 - в) 6,
где b — ширина разрезаемого сечения металла.
При определении расчетного максимального усилия резания,
действующего на ножи, надо учесть влияние затупления ножей и
увеличения зазора между ними при длительной работе ножниц.
Поэтому расчетная формула максимального усилия резания будет
иметь следующий вид:
Ртах — (I ®в)» (VI 1.2)
389
Таблица VII. 1. Экспериментальные данные коэффициентов вмятия ев
и надреза ен
Материал Горячее резание Холодное резание
ев ен ев ен
Сталь 10 0,32—0,40 0,75—1,0 0,30 0,5
Сталь 20 0,30—0,35 0,75—0,95 0,25 0,35—0,45
Сталь 50 0,25—0,3 0,70—0,95 0,20 0,30—0,40
55С2 0,23—0,28 0,65—0,90 0,2 0,25—0,30
I2XI8H9T 0,25—0,30 0,70—0,80 0,35 0,45
ШХ15 0,20—0,25 0,65—0,70 0,15 0,30
Медь 0,35 0,95 0,30 0,45
Цинк 0,30 0,70 0,20 0,40
Дюралюминий 0,25 0,50 । 0,15 0,25
где k2 — коэффициент, учитывающий увеличение усилия резания
при затуплении ножей в процессе длительной работы ножниц;
k3 — то же, при увеличении бокового зазора между ножами.
На основании практических данных можно принимать следу-
ющие значения этих коэффициентов: при горячем резании k2 =
— 1,14-1,2; k-> — 1,15ч-1,25; при холодном резании = 1,15-4-
4-1,25; k3 = 1,2—=—1,3.
Для случаев резания металла непрямоугольного сечения (на-
пример, круга) это сечение необходимо привести к равновеликому
по площади прямоугольному сечению, т. е. принять, что FCC4 =
~ bh.
Для определения работы и мощности резания надо знать ха-
рактер изменения усилия на ножи в различные моменты времени
в периоды вмятия ножей и собственно резания металла. Аналити-
ческого решения этой задачи в настоящее время не существует.
Экспериментальные данные показывают, что в период вмятия
ножей усилие резания возрастает по выпуклой кривой параболи-
ческого вида, а в период собственно резания эта кривая стано-
вится еще круче и обрывается в сечении, соответствующем окон-
чанию собственно резания и началу отрыва (скалывания).
В табл. VII. 1 приведены максимальные значения коэффици-
ентов вмятия ев и надреза еп, полученные экспериментальным
путем при резании различных металлов. Эти данные следует счи-
тать ориентировочными, так как они получены с различной сте-
пенью точности, в некоторых случаях при резании образцов не-
большого сечения (25x25 мм).
При вмятин ножей полоса (заготовка, блюм) будет стремиться
повернуться вправо под действием момента, равного Ра. При этом
со стороны кромок ножей будут возникать горизонтальные уси-
лия Т, создающие момент Тс — Ра.
Ввиду того, что величины плеч а и с неизвестны, точно опре-
делить значения силы Т не представляется возможным. На ос-
390
новании экспериментальных данных можно принимать, что 1
= 0,154-0.25Р.
Для уменьшения боковых распирающих горизонтальных уси-
лий на ножи Т на ножницах применяют механические или гидрав-
лические устройства для прижима металла с усилием Q при ре-
зании. В этом случае можно принимать Т — (0,14-0,15) Р\ Q =
= (0,034-0,05) Р.
Конструкция ножниц
Наиболее широкое применение получили ножницы с нижним ре-
зом и электромеханическим приводом эксцентрикового вала (ниж-
него или верхнего суппорта).
Устройство и работу этих ножниц рассмотрим на примере
анализа типовых ножниц; эти ножницы имеют нижний приводной
эксцентриковый вал, гидравлическое уравновешивание ползунов
и гидравлический прижим. Ножницы рассчитаны на максималь-
ные усилия резания 12,5, 16,0 и 20,0 МН; кинематические схемы
этих ножниц аналогичны. Эксцентриковый (плавающий) вал при-
водится от электродвигателя.
Рассмотрим кинематическую схему ножниц при круговом ре-
жиме резания (рис. VII.4).
1. В исходном положении гидравлические цилиндры 5 урав-
новешивания верхнего 10 и нижнего 1 ползунов (суппортов с но-
жами) и цилиндр прижима 9 находятся под постоянным давлением
жидкости (10 МПа). Нижняя плоскость лапы прижима 8 нахо-
дится на одном уровне с нижней плоскостью верхнего ножа,
что достигается предварительной настройкой. Эксцентриситет
приводного эксцентрикового вала 2 направлен вверх, что соответ-
ствует верхней мертвой точке кривошипа. Мерная длина отрезае-
мого металла устанавливается при помощи передвижного упора.
Рис. VI 1.4. Кинематическая схема ножниц с нижним резом, гидравлическими
мами и уравновешиванием верхнего н нижнего ползунов:
прпжи-
а шатун (разрез по приводному валу); б — исходное положение; л —'
ние верхнего суппорта и прижима; г — окончание резания
крайнее положе-
391
Плунжер 9 прижима 8 под давлением жидкости в цилиндре на-
ходится в крайнем верхнем положении.
2. Включение электродвигателя привода эксцентрикового вала
ножниц на резание осуществляется операторОхМ с пульта управ-
ления или автоматически от фотореле после установки передвиж-
ного упора на соответствующее расстояние от плоскости резания.
Верхний ползун 10 одновременно с прижимом двигается вниз,
не меняя своего исходного взаимного положения; нижний пол-
зун 1 неподвижен (так как вся система иеуравновешена и опира-
ется па нижний стул с прокладками). Шатун 3 отклоняется влево,
заставляя ось верхнего ползуна 4 опускаться вниз. При движе-
нии вниз верхнего ползуна 10 (с прижимом) и жесткого рычага 6
жидкость из цилиндров уравновешивания 5 верхнего ползуна 10
вытесняется в аккумулятор (сами цилиндры неподвижны, так как
они закреплены в станине ножниц 11 и установлены не как пока-
зано на рис. VI 1.4, а в плоскости резания, перпендикулярной
чертежу).
Не доходя 30—50 мм до разрезаемого металла, верхний пол-
зун и прижим останавливаются, так как в этот момент запирается
жидкость в цилиндрах уравновешивания верхнего ползуна и
вытеснение ее из цилиндров прекращается (импульс на закрытие
клапана в гидросистеме цилиндров уравновешивания верхнего
ползуна поступает от командоаппарата па эксцентриковом валу
после поворота этого вала на некоторый, заранее определяемый
угол). ТакИхМ образом, перед началом резания прижим ;» верхний
нож не упираются в металл и не давят на ролики рольганга 12,
13.
3. Вследствие запирания жидкости в гидроцилиндрах урав-
новешивания и остановки верхнего ползуна (с прижимом) при
дальнейшем вращении эксцентрикового вала и опускании его
кривошипной точки /< вниз начнет подниматься нижний ползун.
При этом сначала он поднимет металл (сляб) на 30—50 мм, приж-
мет его к верхнему ползуну и прижиму; затем при движении
вверх начнется резание нижним ножом (нижний рез); при этом
верхний ползун будет оставаться по-прежнему неподвижным, а
прижим под действием давления от металла и нижнего ползуна
будет двигаться вверх, вытесняя жидкость из своего гидроци-
линдра в аккумулятор (этот цилиндр смонтирован на кронштейне
верхнего ползуна шарнирно на цапфах, что не показано на
рис. VI 1.4; при опускании коромысла 7 цилиндр будет поворачи-
ваться на небольшой угол в плоскости чертежа).
По окончании резания, когда кривошипная точка /< эксцентри-
кового вала займет крайнее положение (нижняя мертвая точка
при повороте па 180е), образуется перекрытие ножей, равное
15 мм, необходимое для гарантирования получения полного ре-
зания металла по всей высоте сечения.
4. При дальнейшем вращении эксцентрикового вала на 180°
вся система возвращается в исходное положение. Остановка
электродвигателя в этом положении осуществляется вторым ко-
мандоаппаратом, расположенным на свободном конце эксцентри
кового вала.
Очевидно, что ход ножей равен двойному эксцентриситету
эксцентрикового вала, т. е. 2е — 350 мм; раскрытие ножей при пре-
дусмотренном их перекрытии 15 мм равно 335 мм. Круговой ре-
жим резания, рассмотренный выше, применяют, когда толщина
разрезаемого металла составляет 0,7—0,8 от раскрытия ножей.
Качательный режим применяют при резании относительно
тонких слябов (125—150 мм) с целью сокращения времени цикла
одного резания. Для уменьшения раскрытия (хода) ножей экс-
центриковый вал предварительно поворачивают на определенный
угол, и при этом верхний суппорт (с прижимом) уже опущен вниз
на некоторую величину. По окончании резания эксцентриковый
вал останавливается, когда нижний суппорт еще не дойдет до
своего крайнего положения, и затем реверсируется в исходное
положение.
На рис. VI 1.5 показаны ножницы с нижним резом усилием
20 МН для горячей резки слябов толщиной до 250 мм и шириной
до 1800 мм.
Ножницы имеют плавающий эксцентриковый вал, приводимый
двумя электродвигателями мощностью 2 х880 — 1760 кВт, с часто-
той вращения 400/750 мин-1 — через два редуктора с общим пере-
даточным числом I = 35. Ход ножей 350 мм, перекрытие ножей
15 мм, число полных ходов в минуту 8—12, число резов в ми-
нуту 5—8.
Передача вращения и крутящего момента от выходного вала
редуктора нижнему эксцентриковому валу осуществляется уни-
версальным шпинделем (плавающим, т. е. перемещающимся вместе
с эксцентриковым валом) с гидравлическим уравновешиванием.
Литые стальные станины / соединены между собой вверху и
внизу сварными траверсами. Механизм резания состоит из верх-
него 2 и нижнего 3 суппортов (ползунов) с ножами и прижима 4
с гидравлическим приводом от цилиндра с плунжером 10. Правиль-
ное положение сляба (посередине ножей) достигается перемеще-
нием боковых гидравлических толкателей 11. Нижний суппорт 3
с эксцентриковым валом 7 уравновешивается двумя нижними ги-
дравлическими цилиндрами (на чертеже не видны). Верхний суп-
порт 2 с боковыми шатунами 9 уравновешивается верхними ги-
дравлическими цилиндрами, закрепленными на станине (на чер-
теже не показаны, см. рис. VII.4). Ножи 5 и сменные планки 6
(предохраняющие суппорт от износа при высокой температуре)
закреплены всуппортах болтами и непрерывно охлаждаются
водой. Верхний суппорт перемещается по боковым направляющим
в станинах, а нижний суппорт и прижим — по боковым направ-
ляющим в верхнем суппорте.
Нижний эксцентриковый вал 7 и ось верхнего суппорта 8
соединены между собой боковыми шатунами $>; усилие резания
393
Рис. VI 1.5. Ножницы с параллельными ножами и нижним резом усилием 20 МН кон-
струкции НКМЗ Для горячей резки слябов
воспринимается этими шатунами и на станину не передается.
Механизм резания уравновешен не полностью, поэтому верх-
ний и нижний суппорты всегда стремятся опуститься вниз; перед
резанием нижний суппорт опирается на нижнюю траверсу (че-
рез набор прокладок). Степень неуравновешенности механизма
резания регулируется при настройке гидросистемы; при этом до-
стигается условие, чтобы при повороте эксцентрикового вала сна-
чала двигался вниз верхний суппорт.
394
Достоинства ножниц следующие: 1) резание север лается при
ходе вверх нижнего ножа. При этом разрезаемый металл припод-
нимается нижним суппортом над рольгангом и ролики рольганга
не испытывают никаких усилий при резании; 2) прижим затруд-
няет искривление металла при резании и способствует получе-
нию ровного (не косого) торцового сечения; 3) усилие резания и
боковые распирающие усилия воспринимаются только механизмом
резания (шатунами и суппортами) и на станину и фундамент не
передаются; 4) расположение эксцентрикового вала на нижнем
суппорте упрощает установку привода на низком фундаменте.
Ножницы аналогичной конструкции усилием 12,5 и 16 МН
применяют на блюмингах.
Для резания горячих заготовок и блюмов небольшого сече-
ния (100x1004-200x200 мм) применяют рычажные ножницы от-
крытого типа с нижним резом усилием 2,5—6 МН. У ножниц
станина расположена только с одной стороны рольганга, поэтому
ножи ножниц и ролики рольганга доступны для обслуживания.
Гидравлические ножницы по конструкции значительно проще
механических ножниц с электроприводом и их широко применяют
в прокатных цехах на зарубежных заводах. На наших заводах
их не применяют ввиду того, что нет уверенности в надежности
их работы в условиях резкого изменения температуры в прокат-
ных цехах (лето—зима). Однако можно полагать, что в дальней-
шем этот вопрос будет разрешен в пользу установки гидравли-
ческих ножниц (на южных заводах), так как они отличаются важ-
ными преимуществами перед механическими ножницами с элек-
троприводом (большее число ходов в минуту, т. е. большая про-
изводительность, простота конструкции, меньшая масса оборудо-
вания и меньшая площадь, занимаемая ножницами в цехе).
2. НОЖНИЦЫ С НАКЛОННЫМ НОЖОМ (ГИЛЬОТИННЫЕ)
Назначение и классификация
Гильотинные ножницы конструктивно выполняют двух типов:
открытого и закрытого.
Ножницы открытого типа (рис. VI 1.6, а) имеют короткие
ножи и одну станину с боковым просветом, через который подается
разрезаемый металл; их применяют главным образом для резки
сутунки и сортового металла в холодном состоянии; в последнем
случае форма ножей соответствует профилю сечения разрезаемого
металла Верхний (подвижный) нож — наклонный с углом на-
клона 2—5°.
Ножницы закрытого типа (рис. VI 1.6, б) имеют две станины
соединенные снизу траверсой; в просвете между станинами пере-
мещается суппорт с ножом. Эти ножницы применяют для попе-
речной резки широких полос и листов в холодном, полуостывшем
или горячем состоянии.
395
Рис. VII.6. Схемы гильотинных ножниц открытого (а) и закрытого (б) типов
и процессов резания гильотинным («) и шевронным (г) ножами, атакжесхема
к определению хода ножей (д)
В зависимости от назначения ножницы закрытого типа кон-
структивно выполняют с верхним или нижним подвижным ножом.
Ножницы с верхним подвижным ножом применяют главным
образом как отдельно стоящие в прокатном цехе, а также в по-
точных линиях для поштучной резки листов на нужные размеры
и обрезки боковых кромок листов.
396
Ножницы с нижним подвижным ножом обычно устанавливают
в линии рольганга прокатного стана или в агрегатах резки по-
лосы, т. е. в поточных технологических линиях, таким образом,
на этих ножницах осуществляется только поперечная резка по-
лосы на листы или отрезка переднего и заднего концов у длинных
полос; обрезка боковых кромок полосы в этом случае осуществ-
ляется дисковыми ножницами, установленными за поперечными
ножницами.
В ножницах с верхним подвижным ножом этот нож установлен
наклонно, а нижний нож — горизонтально. Угол наклона при-
нимают в пределах 1—6° в зависимости от толщины разрезаемых
листов (чем больше толщина, тем больше угол наклона) с целью
уменьшения усилия резания [см. табл. VII.2 и формулу (VII.5)].
В ножницах с нижним подвижным ножом оп установлен прямо
(а верхний наклонно, как в первом случае) или наклонно (а верх-
ний прямо). Практика показывает, что при резании верхним на-
клонным ножом полоса (лист) выгибается и рез получается ко-
сой; при резании нижним наклонным ножом полоса (лист) прижи-
мается к верхнему прямому ножу и рез получается прямым (пер-
пендикулярным). Поэтому на новых ножницах с нижним подвиж-
ным ножом этот нож устанавливают наклонно.
Материал ножей — сталь марок 5Х2ВС, 55ХНВ и др.;
твердость после закалки HRC 48—52.
Методика определения усилия резания
При резании металла на ножницах с одним наклонным ножом
сопротивление резанию оказывает не вся площадь сечения листа bh,
как при резании параллельными ножами, а только небольшая
часть его в виде треугольника АВС (см. рис. VI 1.6, в). Очевидно,
что благодаря наклону ножа усилие резания значительно умень-
шается. Кроме того, при погружении ножа в металл собственно
резание (сдвиг) происходит не по всему сечению треугольника Л ВС,
а только по части его в виде трапеции ABED, так как у вершины
треугольника по линии ED наступает отрыв (скалывание) металла.
Величина z = h — ED характеризует глубину надреза, при ко-
торой наступает отрыв, а отношение еп = zlh называется относи-
тельной глубиной надреза и зависит от пластических свойств ме-
талла.
Таким образом, площадь трапеции ABED оказывающей со-
противление резанию, равна
с__ z) z 2 £H
F 2 tga “ 2tga 81j/l ’ (VII.3)
а усилие резания
p = тсРЛ (VII.4)
где тСр среднее сопротивление резанию (сдвигу) по сечению
трапеции (тср » ттах).
397
Таблица VII.2. Основные параметры гильотинных ножниц
Параметр Максимальное усилие
20 63 120 250
Усилие прижима листа (по- лосы), кН Угол наклона ножей, 1рад 'Гол i ц и на л иста (п ол осы), мм Ход ножа, мм Ширина листа (полосы), мм Крутящий момент на колен- чатом (эксцентриковом) ва- лу, кН-м 10 1 0,8- 1,5 50 1100—1600 0,4- 0,8 20 1 — 1,5 1,5—2,5 70 1600—2500 1—3 50 1—2 2,5—4,0 80 1600—2500 1,5—3 100 1—2 4- 6 90 1600—2500 2—5
Примечание. Для стали о = 500 МПа.
Вводя коэффициенты klt k2, k3, получим расчетную формулу
для определения усилия резания
р = ^1/?2/?3Lz_^8n/l2GB,
(VII.5)
Где = тшах/ав = 0,6 :-0,75 — для мягких и твердых материа-
лов соответственно
/?2 = 1,2—г—1,3— коэффициент, учитывающий повышение уси-
лия при притуплении ножей;
£3 = 1, 1н-1,2 — то же, при увеличении бокового зазора между
ножами при длительном их использовании.
Значения ен для различных металлов приведены в табл. VII. 1.
Так как в процессе резания верхний гильотинный нож отгибает
вниз отрезаемую часть листа, то для совершения работы изгиба
требуется дополнительное усилие. Это усилие учтем, принимая
несколько повышенное значение коэффициента ks в пределах
k3 — 174_=_1,б (для углов наклона ножа а = 64-1,5°).
Формула (VI 1.5), как это ясно из вывода уравнения (VI 1.3),
справедлива для всех случаев, когда tg а > hlb\ при tg а < h/b
следует пользоваться формулой (VI 1.2) для случая резания парал-
лельными ножами.
Из анализа формулы (VI 1.5) можно сделать следующие выводы:
1) с увеличением глубины надреза (характеризуемой коэффициен-
том ен) и временного сопротивления разрезаемого материала
усилие резания увеличивается; 2) усилие резания пропорцио-
нально квадрату толщины листа (с увеличением толщины листа,
например в два раза, усилие резания повышается в четыре реза);
3) усилие резания обратно пропорционально тангенсу угла на-
клона ножа, т. е. с увеличением угла наклона ложа усилие реза-
ния уменьшается. Однако так как при этом появляется горизон-
тальное усилие, выталкивающее лист из-под ножей, то практи-
398
резания Р, кН
500 1000 1600 2500 4000 6300
150 1,5—2,5 200 2—3 250 2,5—3,5 300 3—4 4—5 5—6
6—10 105 2200—3200 10—16 125 2200—3200 16—25 175 2500- 4000 25—32 220 2500—4500 32—40 260 2700—5000 40—60 400 2700—5000
10-18 20—100 120—250 300—400 300—500 400—800
чески угол наклона ножа не принимают свыше 6°, при котором
это усилие не превышает 11 % от Ртах-
В некоторых случаях предпочитают применять более сложный
в изготовлении двухнаклонной (шевронный) верхний (или ниж-
ний) нож (рис. VI 1.6, г).
Очевидно, что при резании таким ножом лист занимает более
устойчивое положение (горизонтальные силы X действуют в про-
тивоположные стороны). Ввиду того что сопротивление резанию
оказывают одновременно два сечения в форме трапеции, в фор-
мулу (VII.5) для определения усилия резания необходимо ввести
коэффициент 2, т. е.
Р = (VII.6)
Однако это не значит, что при этом усилие резания увеличи-
вается в два раза; так как при- применении шевронного ножа
можно принимать большие углы наклона, чем для гильотинного
ножа, то в знаменателе tg а увеличивается, и общее усилие реза-
ния по формуле (VII.6) будет почти такое же, как по формуле
(VII.5).
Как видно из рис. VI 1.6, д, при гильотинном резании листа
ход верхнего наклонного ножа (см. табл. VI 1.2)
Н — h + b tg а + у + Д, (VII.7)
где у минимальная открытая высота от нижней кромки ножа
до верхнего угла листа максимальной толщины h (расстояние от
листа до ножа); конструктивно принимают у = 15:30 мм в зависи-
мости от толщины листа; b — максимальная ширина листа Для
нижнего ножа длиной L принимают L = b ф- (50-Н50) мм (в за-
рцсимости от ширины листа); Д — перекрытие ножей для обеспе-
399
чепия падежного резания сечения листа по всей ширине; прини-
мают А = 5-7-10 мм в зависимости от ширины листа.
При приводе суппорта ножниц от эксцентрикового или криво-
шипного (коленчатого) вала эксцентриситет (радиус кривошипа)
должен быть равен
е = г = Н/2. (VI 1.8)
Боковой зазор между ножами при резании стальных листов
принимают равным 6 = (0,04-^0,05) h.
При резании шевронным ножом в формулу (VII.7) вместо
ширины b необходимо подставлять Ь/2 (см. рис. VII.6, г).
Однако так как угол наклона шевронного ножа аш в 1,5—2 раза
больше угла наклона гильотинного ножа аг (tg аш > tg ссг),
то фактически ход верхнего ножа в обоих случаях почти одина-
ков.
Как будет показано ниже, особенно целесообразно применение
шевронного ножа при резании полосы на летучих ножницах
(барабанных и рычажно-кривошипных), у которых ножи движутся
по круговым (или близким к ним) траекториям.
Конструкция ножниц
На рис. VI 1.7 показаны гильотинные ножницы с верхним резом
усилием 6 МН.
Ножницы имеют нижний нож длиной 3000 мм и верхний нак-
лонный нож с наклоном 1 : 10 (5° 42'); максимальная толщина
разрезаемого листа 50 мм; предел прочности разрезаемого ме-
талла до 800 МПа.
Ножницы предназначены для поперечной резки толстых листов
при длине реза до 3000 мм. Ножницы этого типа установлены
в поточной линии отделки толстых листов толстолистового стана
2800.
Станина состоит из двух стальных (литых или сварных из
толстых листов) стоек, установленных на фундаменте. Внизу
стойки соединены траверсой (суппортом) для нижнего ножа;
вверху стойки соединены стяжными болтами и траверсой, на ко-
торой установлен редуктор. Стальной литой суппорт верхнего
ножа установлен в направляющих станины и двумя шатунами
соединен с коленчатым валом. Суппорт имеет грузовое уравно-
вешивание.
Коленчатый вал установлен в станине на подшипниках сколь-
жения. На одном конце вала свободно вращается зубчатое колесо
и имеется кулачковая муфта включения. Исходное положение
вала фиксируется грузовым ленточным тормозом с электромагни-
том. Ножницы включаются на резание пневматическим цилин-
дром, поршень которого соединяет кулачковую муфту, сидящую
на шпонках на коленчатом валу, с зубчатым колесом. Муфта
включается автоматически после поворота коленчатого вала
на 360°
400
Рис. VII.7. Гильотинные ножницы с верхним резом усилием 6 МН конструкции УЗТМ для резки толстых листов
401
Стальной литой корпус прижима прикреплен к станине;
в корпусе размещены пять пневматических цилиндров диаметром
400 мм; штоки цилиндров прижимают лист к нижнему суппорту
перед резкой. На одном цилиндре установлен конечный выключа-
тель; включение ножниц на резание возможно только при опущен-
ном прижиме.
Ножницы приводятся от электродвигателя переменного тока
мощностью 280 кВт и частотой вращения 900 мин-1 через двухсту-
пенчатый редуктор и пару цилиндрических шестерен (i = 71),
большая шестерня которых вращается непрерывно и соединяется
с муфтой включения. На быстроходном валу редуктора располо-
жены два маховика с маховым моментом 75 МН-м. Общая масса
ножниц 300 т.
На рис. VII.8 показаны гильотинные ножницы усилием 0,2 МН
с нижним наклонным подвижным ножом конструкции ВНИИмет-
маша — СКМЗ.
Ножницы установлены в поточной линии поперечной резки
полосы на листы мерной длины; наибольшая ширина полосы
2350 мм; толщина 6 мм; предел прочности материала полосы
500 МПа. Ход нижнего ножа 135 мм, длина режущей кромки
2500 мм. Наклонным (с углом 1° 40') является нижний нож 6,
поэтому прижим 9 установлен на суппорте 10 нижнего ножа и
при резании прижимает полосу к верхнему прямому ножу 8
и верхней траверсе 7. Ножи изготовлены из стали марки Х12М.
Ножницы приводятся электродвигателем переменного тока мощ-
ностью 30 кВт и частотой вращения 725 мин-1 через двухступенча-
тый редуктор (/ = 20). Ножницы включаются на резание опера-
тором и останавливаются в исходном положении при помощи
командоаппарата, установленного на тихоходном валу редуктора.
При вращении эксцентрикового вала 12 с частотой 36 мин-1
кольца И эксцентрикового вала обкатываются по опорным план-
кам 4 снизу суппорта. Для обеспечения возврата суппорта в ниж-
нее исходное положение предусмотрены боковые хомуты 5, ко-
торые вверху прикреплены к нижнему суппорту, а внизу опи-
раются поперечиной 2 на кольцо.
Прижим 9 при резании прижимает лист в верхней траверсе
при помощи пневматических цилиндров 13 (воздух под избыточ-
ным давлением 0,4 МПа попадает в нижнюю полость). Передний
немерный конец полосы (имеющий форму «языка») сбрасывается
в нижний короб путем опускания стола 5 при помощи пневмати-
ческого цилиндра 1.
Ножи имеют симметричное сечение всех четырех рабочих
граней согласно ГОСТ 7785—72. Масса ножниц 13,5 т с приводом —
39 т. При вмятии ножей в металл происходит изгиб разрезаемого
листа относительно плоскости резания. С целью обеспечения
перпендикулярности резания применяют специальные устрой-
ства для прижима листа к верхнему суппорту: пружинные и
пневматические.
402
Рис. VII.8. Гильотинные ножницы усилием 0,2 МН с нижним наклонным подвижным ножом для резки тонких листов
403
Р । с. VII.9. Сортовые гильотинные ножницы открытого
типа усилием 5 МН
404
Пружинные прижимы весьма просты по конструкции, однако
имеют следующий недостаток- при ходе нижнего суппорта вверх
усилие сжатия пружины увеличивается в несколько раз, вслед-
ствие чего повышается расход мощности резания и от планки
прижима возможно образование вмятин на листе.
Пневматические прижимы работают при постоянном усилии
прижатия планки к листу: при ходе поршня вверх и повышении
давления воздуха часть его выходит в атмосферу через разгрузоч-
ный клапан в трубопроводе. Недостатки прижима следующие:
а) водные пары в атмосфере цилиндра конденсируются и в зимних
условиях иногда замерзают; б) уплотнения цилиндра быстро изна-
шиваются, особенно от косых ударов при задаче листа в ножницы.
На новых ножницах с нижним резом конструкции СКМЗ
применен усовершенствованный прижим, состоящий из шарнир-
ного параллелограмма, одно звено которого опирается на неболь-
шую пружину, а два противоположных шарнира обкатываются
по копирам; этот прижим не имеет указанных выше недостатков.
На рис. VII.9 показаны сортовые гильотинные ножницы от-
крытого типа усилием 5 МН конструкции УЗТМ, предназначен-
ные для холодной резки на мерные длины балок, швеллеров,
угловой стали и узкой полосы из стали с пределом прочности
до 600 МПа. Число ходов верхнего суппорта в минуту 24; число
резов в минуту 6. Ножницы имеют маховичный привод от электро-
двигателя переменного тока мощностью 70 кВт и частотой враще-
ния 735 мин-1 через редуктор и зубчатые шестерни (г = 29,7)
Большая шестерня свободно насажена на конец коленчатого
вала и вращается непрерывно. Включение ножниц на резание осу-
ществляется кулачковой муфтой при помощи пневматического
цилиндра. Верхний суппорт уравновешен контргрузом; положе-
ние нижнего ножа по горизонтали можно регулировать при по-
мощи реечно-винтовой передачи с приводом от пневматического
цилиндра. Масса ножниц 116 т.
3. ЛЕТУЧИЕ НОЖНИЦЫ
Назначение и классификация
Летучие ножницы предназначены для резки металла на ходу
(«на лету») при его движении с большой скоростью. Во многих
случаях работоспособность этих ножниц определяет производи-
тельность прокатного стана (например, непрерывного заготовоч-
ного).
Ниже рассмотрены следующие основные типы летучих нож-
ниц: барабанные, рычажно-кривошипные, с плавающим криво-
шипом, планетарные и маятниковые.
Барабанные летучие ножницы
Барабанные (двухбарабанные) ножницы являются одной из пер-
вых машин для резания металла, весьма простой по конструкции
и надежной в эксплуатации. Они получили широкое применение
405
Рис. VII. 10. Схема барабанных летучих ножниц (а) и схема резания полосы (б):
1 — подающие ролики; 2 — барабанные ножницы, 3 — ножи, 4 — ролики рольганга
для горячей резки широких стальных полос толщиной до 30 мм,
холодной резки стальных полос толщиной до 3 мм и горячей резки
мелких сортовых профилей.
Устройство и принцип работы этих ножниц состоят в следую-
щем (рис. VII. 10, а). На двух барабанах по их образующим ра-
диально закреплены ножи (по одному или по несколько на каж-
дом барабане). Полоса движется непрерывно и подается к ножни-
цам подающими роликами (или валками последней клети непре-
рывного стана) с постоянной скоростью vp = vn. При встрече
верхнего и нижнего ножей происходит резание полосы. Для соз-
дания разрыва между отрезанными листами скорость выходного
рольганга црг должна быть больше скорости полосы цп перед нож-
ницами.
Так как барабаны вращаются равномерно с постоянной угло-
вой скоростью и вращающиеся массы полностью уравновешены,
то эти ножницы позволяют резать металл со скоростью 15 м/с
и более. Однако эти ножницы имеют следующие недостатки:
1. Траекторией движения режущих кромок ножей являются
окружности, поэтому при встрече с горизонтально движущейся
полосой резание будет происходить при переменном угле и плос-
кость резания на полосе не будет вертикальной (рис. VII. 10, б).
Однако этот недостаток не является существенным при резке
тонких полос.
2. Резание полосы осуществляется параллельными ножами,
т. е. одновременно по всей ширине ее, вследствие чего возникают
большие усилия резания при динамическом их приложении. Для
уменьшения усилия резания желательно один нож делать нак-
лонным (по принципу гильотинных ножниц) или шевронным,
однако при резании широких полос на больших скоростях (при
изменении угла ср по ширине полосы в процессе резания) осуществ-
ление этого принципа требует увеличения бокового зазора между
ножами, что не всегда желательно.
При резании металла барабанные летучие ножницы могут
работать в двух основных режимах: 1) периодических запусков
и остановок; 2) непрерывного вращения барабанов (непрерывный).
406
Режим периодических запусков
применяют только в двух случаях:
1) при отрезке короткого переднего
конца полосы (некондиционного,
имеющего неправильную форму);
2) при резке полосы на длинные
куски при небольшой скорости ее
движения.
По этому режиму ножницы запу-
скают в ход для каждого единич-
ного реза и затем останавливают.
При отрезке переднего конца запуск
Рис. VI 1.11. Схема установки фото-
реле (ФР) для автоматического за-
пуска ножниц при отрезке перед-
него (короткого) конца полосы
ножниц осуществляется при помощи
фотореле, установленного перед ножницами (рис. VII.11). Требу-
емую длину переднего куска определяют при этом по формуле
L = иптразг — £ф, (VIL9)
где тразг — время разгона ножниц от исходного положения бара-
банов до момента встречи ножей (известно из характеристики нож-
ниц); ип — скорость движения полосы.
Если уптразг < то фотореле следует установить за нож-
ницами.
Если требуется разрезать полосу на длинные куски (и при не-
большой скорости), то ножницы запускаются не непосредственно
от фотореле, а от реле времени (например, через определенный
промежуток времени после передачи импульса).
Режим запусков для барабанных ножниц применяют редко;
основным для их работы является непрерывный режим.
При непрерывном режиме полоса поступает к ножницам с по-
стоянной скоростью (см. рис. VII. 10, а), а резание происходит
периодически через каждые т с, поэтому длина отрезаемых листов
L = ипт. (VII. 10)
Таким образом, длина отрезаемых листов зависит только от
промежутка времени между двумя последовательными резами.
Введем следующие обозначения: k — коэффициент пропуска реза;
он характеризует число оборотов барабана за время между двумя
последовательными резами; например, если рез происходит за
каждый оборот, то k = 1; если рез происходит через каждые два
оборота (когда барабаны имеют разные диаметры и диаметр ниж-
него ведущего барабана в два раза меньше диаметра верхнего ба-
рабана), то k = 2; если на барабанах по два ножа, тогда
k = 0,5; ын — угловая скорость ножей барабанов за время между
двумя последовательными резами; если барабаны имеют различ-
ные диаметры, то <он — угловая скорость приводного барабана
меньшего диаметра (нижнего или верхнего).
Очевидно, что за время между двумя резами нож барабана со-
вершит путь, равный = TiD^k при окружной скорости v„ =
= Юн (Dn/2).
407
/г=0,5 5=7
Рис. VII.12. Схема установки ножей и барабанов различных диаметров
Промежуток времени между двумя резами составит т =
= = 2л (Л/сон), поэтому формула (VI 1.10) получит следую-
щий вид:
£ = 2ТО„^-. (VII. 11)
шн
Таким образом, при постоянной скорости полосы (ип = const)
длина отрезаемого листа зависит от коэффициента пропуска реза
и угловой скорости ножа приводного барабана.
Из рис. VI 1.10, б следует, что наиболее желательным будет
такой процесс резания, когда горизонтальная составляющая ско-
рости резания (окружной скорости ножа) равна или на 2—3 %
(в среднем) больше скорости движения полосы, т. е.
vxn = cos Ф & (1 4- 1,03) ип;
при этом условии в материале полосы не будут создаваться боль-
шие растягивающие усилия и в то же время в момент резания по-
лоса не будет изгибаться.
Рассмотрим этот случай, полагая, что ип = vH = юн (£>н/2);
длину отрезаемых при этом листов при k ~ 1 будем считать основ-
ной и обозначим через £осн. Из формулы (VII. 11) следует, что:
при k = 1
^ОСН =
а при k =/= 1
Lk0CH = лРиЛ; (VII. 12)
т. е. длина отрезаемых листов при k 1 зависит от диаметра
барабана £>н и коэффициента пропуска реза k и она равна основ-
ной длине (при k = 1), умноженной на коэффициент пропуска
реза k.
Изменение величины k осуществляют двумя способами: а) уста-
новкой различного числа ножей на барабанах; б) применением
барабанов различного диаметра (рис. VII. 12).
Если барабаны имеют одинаковые диаметры и по одному или
по два ножа, то рез будет происходить через каждый оборот или
408
пол-оборота барабанов (k = 1 и 0,5); Длина листа будет равна
^осн — Lqch = 0,5л/)н.
Например, при 2?н = 500 мм получим Лосн = 1540 и Лоси =
— 770 мм.
Если диаметр малого барабана DH будет постоянным и мини-
мально возможным (исходя из условия его динамической проч-
ности), а диаметр ведомого барабана будет различным [D =
— (2; 3/2; 4/3) Рн1, то при различных комбинациях ножей на
барабанах можно получить следующие значения: k = 1; 1,5;
2; 3; 4; длины отрезаемых листов при этом равны (соответственно)
Лосн = (1; 1,5; 2; 3; 4) лЛ>4. Например, при DH — 500 мм полу-
чим 4сн = 1540; 2310; 3080; 4620; 6160 мм.
Следует отметить, что при значительном изменении межосе-
вого расстояния А барабанов практическое осуществление этого
варианта требует изготовления отдельных (самостоятельных) ле-
тучих ножниц и последующей комплектной замены их на одном
и том же рабочем месте в поточной линии.
Если конструктивно станина ножниц позволяет применять
различные комбинации диаметров барабанов D-JD2 — 1/1; 1/2;
2/3; 3/4; 4/5 при постоянном межосевом расстоянии А = 1/2 (Dx +
+ Ья), причем на каждом барабане имеется только один нож, то
ножи будут встречаться и рез будет происходить через каждые
k = 1, 2, 3, 4, 5 оборотов малого барабана; длина листов согласно
формуле (VII. 12) будет равна соответственно (1; 4/3; 12/5; 24/7;
40/9) лА. Например, при Л>х = 500Ум, D2 — 1000 мм, А — 750 мм
получим (соответственно) Лоси = 2355; 3150; 5620; 8100; 10 420 мм.
Практически ограничиваются первыми тремя значениями k и Лосн.
Из предыдущего анализа следует, что если в формуле (VII. 12)
изменять только величину k (комбинацией числа ножей на бара-
банах и диаметров барабанов), то можно получать различные,
но вполне определенные длины отрезаемых листов с большими
интервалами размеров этих длин.
Однако, согласно требованиям ГОСТов, прокатные цехи
должны поставлять различным отраслям народного хозяйства
листы разнообразного сортамента с весьма малыми интервалами
по длине (например, через каждые 5—10 мм при длине 1—10 м).
Возвращаясь к формуле (VII. 11), мы видим, что промежуточные
длины листов можно получить только за счет изменения угловой
скорости вращения ножей (барабанов) сон или, вернее, отноше-
ния yn/idH (или сон/цп).
t Выразим о)н через 2ин/£)н, тогда формула (VII.11) будет иметь
следующий вид (Л>н — диаметр круговой траектории ножей ма-
лого барабана):
7. = ^-ЛО,Л=(^-)^ск. (VII.13)
409
Таким образом, требуемые различные промежуточные длины
можно получить только предварительным подбором необходимых
отношений скоростей каждое из которых в процессе ре-
зания листов заданной длины должно быть строго постоянным
с целью получения точных допусков по длине листов.
До недавнего времени это отношение принимали по величине
меньше единицы (цп/ин < 1) и допускали его в пределах vu/vu =
— 0,5 :-1 (отношение 1 : 2). При цп = const это означает, что ско-
рость барабанов ножей увеличивается в интервале ин = (14-2) vn
для получения различных промежуточных длин листов в интер-
вале
L = (0,5 1,0)
При таких режимах скорость ножей всегда значительно больше
скорости полосы, т. е. ножницы работают с опережением до 200 %
и в материале полосы в период ее резания возникают большие ра-
стягивающие напряжения. При большом опережении ножей эти
напряжения могут превосходить предел прочности материала
полосы и в этих случаях может произойти разрыв полосы раньше
окончания ее резания. Очевидно, что при этом ножницы испыты-
вают удары в момент встречи ножей с полосой и большие почти
горизонтальные усилия, которые увеличивают крутящий момент
на барабанах и расход энергии электродвигателя. Кроме того,
практика показала, что при таком резко динамическом режиме
работы ножниц точность размеров листов по длине значительно
понижается, особенно при скоростях полосы больше 3 м/с (полу-
чается большой «разброс» размеров длины листов).
Учитывая эти недостатки, конструкторы ВНИИметмаша,
УЗТМ и СКМЗ при разработке летучих ножниц уменьшили до-
пустимое максимальное опережение ножей до vu = l,5vn и одно-
временно ввели режим работы ножниц с отставанием ножей в пре-
делах 0—35 %, при котором скорость ножей может снижаться до
ин = 0,75цп; при этом ножницы будут работать с «подпором»,
т. е. с некоторым выпучиванием полосы перед ножами. Таким об-
разом, общий предел максимального и минимального отноше-
ния un/v„ остался прежним (1^-2) и на ножницах можно полу-
чать любые промежуточные длины в пределах L ~ (0,67-=-
-s-1.34) £‘с„, т. е. с изменением этих длин в два раза. Однако
следует отметить, что если раньше регулированием (увеличением)
скорости ножей по отношению к скорости полосы можно было
получать длину листов только меньше основной длины (при
цн > цп), то по новому режиму можно получать длины меньше и
больше основной длины.
Синхронизация скоростей. Выше отмечалось, что для получе-
ния требуемой определенной длины листов выбранное отноше-
ние vjvn (например, равное 0,8 или 1,1) должно быть строго по-
стоянным за все время резания данной полосы с тем, чтобы точ-
410
Рис. VII. 13. Схемы привода летучих ножниц с подающими роликами:
1 — правильная машина; 2 — подающие ролики; 3 — летучие ножницы; 4 — силовой
редуктор; 5 — электродвигатель; 6 — коробка скоростей с набором различных переда-
точных чисел; 7 — редуктор в линии подающих роликов; 8 — электродвигатель привода
правильной машины
ность размеров (допуски по длине) была в заданных пределах. Для
поддержания отношения vjvn постоянным применяют синхрони-
зацию двух видов: электрическую и механическую.
Электрическую синхронизацию применяют, когда летучие
ножницы установлены за последней клетью непрерывного стана
(например, непрерывного заготовочного) и имеют свой привод,
механически не связанный с приводом валков клети. В таком
случае при помощи различных сельсинных синхронно-следящих
систем обеспечивается синхронное изменение скоростей двух от-
дельных электродвигателей для привода последней клети стана и
для привода летучих ножниц. Однако электрическая синхрониза-
ция пока еще не является достаточно точной и надежной, поэтому
ее применяют только для летучих ножниц при горячей резке по-
лосы (заготовки, сорта), когда не требуется большая точность
реза (тем более, что при остывании полосы происходит уменьше-
ние ее линейных размеров па 4—5 %), а также при отрезке только
переднего конца полосы.
Л4еханическую (жесткую) синхронизацию применяют в поточ-
ных агрегатах холодной резки рулонной полосы на листы неболь-
шой длины при непрерывном вращении барабанов ножниц. В этих
случаях в комплект установки летучих ножниц обязательно вхо-
дят подающие ролики, причем ножницы и подающие ролики имеют
привод от одного общего электродвигателя постоянного тока
(серии МП) через различного типа (конические, цилиндрические)
зубчатые редукторы, механически (жестко) связанные между со-
бой муфтами (рис. VII.13).
Промежуточные длины и точность резания. При холодной
резке рулонной полосы шириной 1000—2350 мм, толщиной 0,2—
0,3 мм на листы длиной от 500 до 8000 мм интервалы длины, сог-
ласно ГОСТу, составляют 3—30 мм. Очевидно, что для получения
такого широкого сортамента листов (по длине) требуется широкий
интервал синхронизации отношения скоростей ножей к скорости
полосы или к скорости подающих роликов ен/оп = vH/vp (при
vn = vp).
411
Как это осуществляется? Для ответа на этот вопрос предста-
вим основную формулу (VII.11) в следующем виде [заменяя
«О = Ор = Юр (О„/2)]:
/ <0п \
L~nDJi =ЯО*(/Р.н), (VII. 14)
\ /
где гр. н — отношение (передаточное число) угловых скоростей
подающих роликов и ножа на ведущем барабане; £)р — диаметр
подающих роликов.
Поскольку подающие ролики и ведущий барабан ножниц
приводятся от одного электродвигателя, передаточное число
можно представить следующим образом:
i =_Л =---------Д1 = _м-------‘ =Дк> (VII.15)
(0н ®н®дв ®дв/®р 1р
где г’р — передаточное число от двигателя к подающим роликам
г’р = <ОдВ/<Ор = ЯдвМр,' I — передаточное число от двигателя к ве-
дущему барабану ножниц г = содв/«>н — пдв/ггн.
Подставляя значение гр. н в уравнение (VI 1.6), получим весьма
важную формулу для синхронизации привода подающих роликов
с приводом ножниц:
Ъ = лПрА(гн/Гр). (VII. 16)
Из анализа этой формулы следует: 1) для данных значений диа-
метра подающих роликов £>р и коэффициента пропуска реза k
любую промежуточную длину листа при резании полосы на нож-
ницах можно получить при определенном значении отношения
передаточных чисел редукторов между двигателем и ножницами гн
и между двигателем и подающими роликами (гр); 2) длина мерных
листов не зависит от абсолютных величин скоростей полосы,
ножниц и электродвигателя.
Значит, широкий диапазон мерных длин листов при резании
на летучих ножницах можно получить двумя способами: 1) изме-
нением гн (при гр = const); 2) изменением гр (при гн — const).
Для этого в линии привода ножниц или в линии привода подаю-
щих роликов устанавливают многоступенчатый редуктор (ко-
робка скоростей), который позволяет получить 200—400 различ-
ных передаточных чисел. Так как при работе ножниц максималь-
ное допустимое превышение скорости ножей по отношению к ско-
рости полосы должно составлять не более 200 % (о чем сказано
выше), то этот диапазон различных передаточных 'чисел должен
находиться в пределах от 1 до 2
Например, на летучих ножницах в агрегате резки прежней
конструкции применен многоступенчатый редуктор, который поз-
воляет получить 400 различных передаточных чисел в пределах
от 1 до 2 со следующими значениями гр = 1,0025; 1,005; 1,01
и т. д.
412
При этих передаточных числах летучие ножницы могут ре-
зать полосу на листы длиной 1002,5; 1005; 1010 мм и т. д., т. е.
через каждые 2,5 мм. Редуктор (коробка скоростей) весьма слож-
ный: он состоит из двух блоков шестерен в виде конусов Нортона
и специального планетарного дифференциального редуктора.
Учитывая этот недостаток, на новых летучих ножницах приме-
нены более простые коробки скоростей без конусов Нортона и
дифференциальных планетарных редукторов. Так, в приводе ле-
тучих ножниц для резки жести конструкции УЗТМ (рис. VII. 13, а)
коробка скоростей имеет набор только одних цилиндрических зуб-
чатых шестерен и позволяет получить 201 передаточное число
с большим диапазоном (0,371—0,901). Выбор требуемого пере-
даточного числа осуществляется переключением шестерен (сог-
ласно имеющейся таблице) при помощи ручных рукояток.
Применяют два типа установок летучих ножниц, отличаю-
щихся только местом расположения многоступенчатого редук-
тора (коробки скоростей): 1) редуктор установлен в линии при-
вода подающих роликов (рис. VI 1.13, а); 2) редуктор установлен
в линии привода ножниц от электродвигателя (рис.
VII.13, б).
Во втором случае многоступенчатый редуктор передает боль-
шие нагрузки (моменты), возникающие при резании на ножни-
цах, поэтому имеет значительные габариты. В первом случае для
привода подающих роликов требуется небольшая мощность, поэ-
тому габариты многоступенчатого редуктора (коробки скоростей)
небольшие.
Очевидно, что схема привода ножниц по первому типу яв-
ляется более предпочтительной. Применяют также схему привода,
показанную на рис. VII. 13, в, являющуюся разновидностью схемы
второго типа. Согласно этой схеме, перед подающими роликами
установлена многороликовая правильная машина с приводом
роликов от того же электродвигателя.
Из сравнения этих схем следует, что при конкретном выборе
одной из них предпочтение надо отдать той, в которой многоступен-
чатый редуктор передает меньшую мощность. Следует отметить,
что за последние годы в приводе летучих ножниц для жести полу-
чили применение механизмы для выравнивания скоростей и бес-
ступенчатого регулирования передаточного числа при помощи
цепных вариаторов скоростей.
Каждую конкретную установку летучих ножниц проектируют
и устанавливают для резания полосы, толщина которой может
изменяться от hmin до Лшах- обычно диапазон сортамента листов
по толщине, разрезаемых на данных конкретных ножницах, при-
нимают в пределах /11пах/А1П1п = 4-ьб. Скорость резания (скорость
подачи полосы подающими роликами) принимают различную
в зависимости от качества и толщины полосы; минимальной тол-
щине соответствует максимальная скорость, и наоборот. Однако
при резании полосы определенной толщины скорость резания
413
Рис. VII.14. Схема резания полосы
барабанных летучих ножницах
При резании полосы на
(подачи полосы в ножницы) долж-
на быть строго ПОСТОЯННОЙ (Уп =
== const).
Усилия и момент резания.
Распорное усилие между ножами
Т яе 0,2 Р; это усилие при под-
счете момента резания можно не
принимать во внимание (силы Т
направлены противоположно и
1а их надо учитывать только при
определении результирующего
усилия на опорах барабана),
барабанных летучих ножницах про-
цесс резания происходит в весьма короткие периоды времени
(0,01—0,001 с) при динамическом возникновении усилия резания
и при некотором падении скорости резания в этот период. Оче-
видно, что работа резания в значительной доле будет совершаться
живой силой вращающихся барабанов и всего привода. Таким об-
разом, привод будет работать в маховичном режиме, поэтому
окончательный выбор номинальных значений момента и мощности
электродвигателя надо проводить не по статическому моменту,
а с учетом приведенных маховых масс и упругой деформации ва-
лов, т. е. с учетом динамики привода. Однако ориентировочно
можно считать, что максимальный момент двигателя постоянного
тока (с учетом допустимого коэффициента перегрузки) не должен
быть меньше максимального статического момента, приведенного
к валу двигателя.
Схему резания полосы на летучих барабанных ножницах
(рис. VII. 14) рассмотрим в сравнении со схемой резания диско-
выми ножницами (см. рис. VII.28). Поскольку на барабанных
ножницах ножи установлены параллельно осям барабанов и ре-
зание происходит на небольших дугах траекторий ножей, можно
считать, что ножи внедряются в металл навстречу один другому.
Тогда максимальное усилие резания можно определять по фор-
муле (VII.2) при резании параллельными ножами: Р — krk2ksY.
XoBbh (1 — ев). При резании ножами, из которых один (верхний)
наклонный, согласно формуле (VI 1.5):
Рн =^WB22!j|!^2:
при резании ножами, из которых один шевронный, согласно фор-
муле (VII.6): Рш = 2РН, где = ттах/ов « 0,6ч-0,7; k2 и k3 —
коэффициенты, учитывающие повышение усилия резания при за-
туплении ножей и увеличении бокового зазора между ними;
k2 ях к3 яе 1,14-1,3; а — угол наклона ножа; ев — относительная
глубина вмятия, при которой усилие резания и сопротивление
резанию тср достигают максимальных значений (см. табл. VII. 1);
ен — относительная глубина внедрения ножей, при которой про-
414
исходит отрыв неразрезанной
части металла; bh — площадь
поперечного сечения разреза-
емой полосы (h — толщина по-
лосы) .
Конструкция ножниц. На
рис. VII. 15 показана схема ба-
рабанных летучих ножниц,
предназначенных для попереч-
ной резки тонких полос и же-
сти (толщиной 0,18—0,6 мм,
шириной 1000 мм; см. рис.
VII. 13, а). Основные длины
отрезаемых листов: при уста-
новке по одному ножу и по два
ножа на каждом барабане—1520
и 760 мм. Максимальная скорость
полосы, подаваемой подающи-
ми роликами, 5 м/с; диаметр
окружности режущей кромки
ножей 500 мм; длина ножа
1200 мм, предел прочности ма-
териала разрезаемой полосы
800 МПа; максимальное усилие
Рис. VII.15. Схема барабанных летучих
ножниц для поперечной резки тонких по-
лос и жести конструкции УЗТМ
резания 300 кН; максимальный момент на приводном валу ножниц
10 кН-м. Станина ножниц состоит из нижнего стального литого
корпуса 7, правой и левой стоек 2 и общей крышки-траверсы 3,
стягиваемых между собой шпильками 4 диаметром 76 мм и бол-
тами 5. Барабаны установлены на конических роликовых подшип-
никах; приводным является нижний барабан. Для устранения
зазоров (люфтов) в роликовых подшипниках верхнего барабана 6
на шейках его рядом с основными подшипниками установлены
дополнительные конические роликовые подшипники в подпру-
жиненных опорах. От нижнего приводного барабана вращение
верхнему барабану передается при помощи цилиндрических ше-
стерен с косыми зубьями, установленных на концах валов бара-
банов с приводной стороны. Осевые нагрузки, возникающие в косо-
зубом зацеплении шестерен, воспринимаются дополнительными
упорными шариковыми (в новых конструкциях ножниц — ро-
ликовыми) подшипниками, расположенными на концах валов
обоих барабанов с неприводной стороны. Регулирование тангенци-
ального зазора между ножами осуществляется резьбовым устрой-
ством, расположенным на конце вала верхнего барабана с непри-
водной стороны. При вращении резьбовой гайки с упорным шари-
ковым (роликовым) подшипником верхний барабан будет переме-
щаться в осевом направлении и одновременно поворачиваться
вокруг своей оси до полного соприкосновения ножей по всей
длине их перекрытия (при застопоренном нижнем барабане).
415
При торможении ножниц (уменьшении частоты вращения ниж-
него приводного барабана) верхний барабан под действием за-
пасенной кинетической энергии будет стремиться обогнать ниж-
ний барабан; при этом в зубчатом зацеплении появится зазор
между основными эвольвентными рабочими поверхностями и верх-
ний нож будет «набегать» на нижний. Для нормальной работы
ножниц необходимо исключить возможность появления этого
зазора. С этой целью рядом с основной шестерней на валу верхнего
барабана свободно посажена вспомогательная узкая шестерня;
на торце ее имеются две пружины, опирающиеся одним концом
в штыри, соединенные с основной шестерней, а другим концом
в штыри, закрепленные на торце вспомогательной шестерни;
таким образом, под действием пружин вспомогательная шестерня
всегда будет «прижимать» зубья основной верхней шестерни к зубь-
ям ведущей шестерни. Для резания жести и тонких листов ра-
диальное перекрытие ножей устанавливают в пределах 0,05—
0,2 мм, а тангенциальный зазор — в пределах 0—0,02 мм. Для
проталкивания заднего конца полосы через ножницы с входной их
стороны установлены ролики 7. Верхний из них приводится до-
полнительной шестерней на валу нижнего барабана, а нижний
(холостой) прижимается к верхнему при помощи пневматического
цилиндра. Смазка подшипников качения и зубчатых зацепле-
ний — жидкая циркуляционная. Масса ножниц 17,4 т.
На рис. VII. 16, а представлена схема барабанных летучих
ножниц конструкции ВНИИметмаша горячей резки сортовых
профилей.
Ножницы установлены за последней клетью мелкосортного
стана 280 и предназначены для горячей резки круглого профиля
диаметром до 30 мм и квадрата 30x30 мм при скорости их подачи
подающими роликами до 12 м/с; максимальное усилие резания
200 кН.
Барабаны 4 с закрепленными на них ножами 7 при помощи
серег 3 соединены с ведущими втулками (водилами) 2, приводи-
мыми шестернями 1 от электродвигателя постоянного тока через
редуктор и нижнюю муфту. Внутри барабанов и водил на ролико-
вых подшипниках 8 и 9 установлены эксцентриковые валы 6,
приводимые шестернями 5 от отдельного электродвигателя через
редуктор. Для устранения зазоров в зацеплении верхняя шестерня
сделана разрезной с пружинным распирающим устройством на
торце.
Вследствие эксцентричного расположения осей барабанов от-
носительно осей водил угловая скорость барабанов и (ножей)
будет переменной при постоянной угловой скорости водил.
Кинематическая схема связи барабанов с водилами при по-
мощи серег 3 выполнена таким образом, что момент реза металла
соответствует пересечению траекторий верхнего и нижнего ножей.
Сельсины 10 на осях эксцентриковых валов синхронно вращаются
с сельсинами в линии привода водил барабанов.
416
Таким образом, механическая связь двух приводов здесь за-
менена электрической (так называемым электрическим валом).
Отличительной особенностью ножниц является наличие эксцен-
триковых приводных валов для пропуска реза.
Если барабаны с ножами и внутренние эксцентриковые валы
вращаются синхронно с одинаковой угловой скоростью, то ножи
встречаются при каждом обороте и режут сортовую полосу на
мерные длины, равные 2 м. При резке полосы па мерные длины,
равные 4,6 и 8 м, эксцентриковые валы вращаются с угловой ско-
ростью, в 2, 3 и 4 раза меньшей, чем угловая скорость барабанов;
при этом ножи, двигаясь по сложной траектории, будут сходиться
и резать полосу через каждые 1, 2 и 3 оборота. Промежуточные
длины можно получать за счет обгона, т. е. сообщения барабанам
большей скорости, чем скорость подачи полосы подающими ро-
ликами. Электрическая схема автоматического управления преду-
сматривает также резание переднего конца необходимой длины.
На рис. VII. 16, б показаны летучие мелкосортные ножницы
с параллелограммным механизмом резания, имеющие эгшциклоид-
ный механизм пропуска реза.
Принцип механизма пропуска реза состоит в следующем:
при качении внешней окружности радиусом а (без скольжения)
по внутренней неподвижной окружности радиусом b исходная
точка Ло описывает кривую, называемую эпициклоидой. Уравне-
ние эпициклоиды в функции параметра а — угла между осью у
и прямой, проходящей через центры окружностей, для любой
точки М при равенстве дуг Ьа = сф, [3 = Ьа/а, имеет вид:
у — (a -J- b) cos а — a cos (а -|- р); у la = A cos а — cos Ла;
х = (а -ф b) sin а — a sin (а |-Р); х/д = Л sin а — sin Ла;
= (^-~У -Г 2Л [ 1 — cos (Ьа/я)],
где (3 — угол поворота внешней окружности вокруг своей оси;
Л = (а ф b)/a = 1 ф b/а. Отношение b/а может быть различным,
например 3/2, 5/4 и т. д. Для Ь/а — 3/2 при а = 0°; 240° и 480 ,
cos 1,5а = +1, поэтому координаты хи// расположены на вну-
тренней окружности х2 -|- у2 = Ь2; при а = 120°; 360е’ и 600°
cos 1,5а = —1, координаты х и у расположены на внешней окруж-
ности х2 + у2 = (Ь ~г 2а)2; между этими окружностям и располо-
жены три эпициклоиды, протяженностью каждая 240 , т. е. трем
оборотам (6л) внешней окружности вокруг собственной оси соот-
ветствует два оборота (4л) этой окружности вокруг внутренней
неподвижной окружности.
Ось эксцентрика шарнирно соединена с головкой шатуна, на
которой закреплен нож. При непрерывном вращении эпициклоид-
ного механизма шатуны будут совершать сложное поступательно-
возвратное движение, причем ножи будут всегда занимать верти-
кальное положение и в точке Л3 (соответствующей возврату тре-
418
тьей эпициклоиды в исходное положение при а 9) произойдет
резание металла.
По своей конструкции ножницы являются кривошипно-ша-
тунными; режущие головки имеются на двух шатунах-спарниках,
образующих плоский параллелограмный механизм резания, благо-
даря которому ножи внедряются в металл оставаясь параллель-
ными, и плоскость резания является строго вертикальной, что
необходимо особенно при резке фасонных профилей, например,
уголков.
При радиусе оси ведущих кривошипов г = а А~ b — 500 мм
номинальная мерная длина отрезаемого горячего профиля равна
L = (4) = 6,3 (12,6) м.
Скорость проката при резании — до 20 м/с; усилие резания
60 кН. При резании прокатываемого профиля па большие длины
(соответствующие длине холодильника) летучие ножницы ра-
ботают периодически с запуском на каждый рез; в этом случае
резка охлажденного проката на короткие мерные длины осуществ-
ляется на обычных ножницах, установленных за холодильником.
Кривошипно-рычажные летучие ножницы
Ножницы для резки толстой полосы
При описании барабанных летучих ножниц отмечалось, что ввиду
движения ножей по круговой траектории в момент резания они
встречаются с полосой под некоторым углом, вследствие чего воз-
никают большие динамические нагрузки и плоскость резания не
является вертикальной; по этой же причине установка одного
ножа наклонно (как на гильотинных ножницах) с целью умень-
шения динамических усилий при резании встречает большие за-
труднения.
Для того чтобы плоскость резания полосы была бы возможно
более ровной и вертикальной (особенно при резании толстых по-
лос) и можно было бы при этом применить гильотинное резание
(один иож расположить наклонно по отношению к другому),
необходимо, чтобы ножи в период резания сближались, оставаясь
параллельными друг другу, и составляли угол 90° с движущейся
полосой.
Этим требованиям удовлетворяют рычажно-кривошипные лету-
чие ножницы, ножи которых двигаются по сложной эллипсовид-
ной траектории, а на участке резания эта траектория почти сов-
падает с горизонтальным движением полосы (ножи движутся
поступательно, сближаясь но вертикали).
На рис. VII. 17, а, б приведены схемы режущего механизма
рычажно-кривошипных летучих ножниц. Жесткие рычаги АВС
и А В С шарнирно соединены в точках А и А' с рычагами (серь-
гами) АО и А'О', а в точках В и В' с кривошипами ВОг и B'0'i,
центры которых В и В вращаются по окружностям вокруг цен-
тров и O'i.
14*
419
Рис. VII. 17. Рычажно кривошипные летучие ножницы:
а — схема построения эллипсовидных траекторий, описываемых режущими кромками
ножей; б — схема перемещения ножей в зоне резания
При вращении шарниров В и В' по окружностям рычаги АВ
и А'В' будут качаться вправо и влево вместе с серьгами АО
и А'О'; при этом ножи, закрепленные на коротких плечах жестких
рычагов АВС и А'В'С', будут двигаться по сложным траекториям
в виде наклонных вытянутых эллипсов; на участке резания эти
траектории становятся весьма пологими (почти горизонтальными),
поэтому ножи будут двигаться почти горизонтально поступательно,
оставаясь параллельными друг другу: благодаря этому плоскость
резания будет вертикальной, а с целью уменьшения усилия ре-
зания один из ножей (обычно верхний) можно устанавливать нак-
лонно по отношению к другому. Боковой зазор между ножами
можно регулировать изменением расстояния между шарнирами А
и О; для этого шарнир О установлен на эксцентриковой оси.
На рис. VII. 18 показаны рычажно-кривошипные летучие нож-
ницы для резания горячей полосы.
Суппорт 1 с ножом установлен на роликовых подшипниках,
расположенных на концах оси 2; последняя эксцентрично закреп-
лена на боковых втулках 3, опирающихся на роликовые подшип-
ники, установленные в боковые стойки станины ножниц. Втулки 3
торцами соединены с боковыми шестернями 4, находящимися в за-
цеплении с двумя ведущими боковыми шестернями 5 {I = 3,94)
на валу 6; последний приводится от электродвигателя мощностью
630 кВт через редуктор (Z = 2,54) и удлиненную зубчатую муфту.
420
770 ±0.75
Рис. VII.18. Рычажно-кривошипные летучие ножницы 28X 1700 мм
конструкции СКМЗ для резания толстой горячей полосы
Для устранения изгиба полосы при резании предусмотрен пру-
жинный прижим.
Ножницы предназначены для обрезки на ходу переднего и
заднего концов у горячей полосы (950—1000 °C) толщиной до
28 мм и шириной до 1550 мм и установлены перед чистовым ока-
линоломателем непрерывной чистовой группы широкополосового
стана 1700. Ножницы работают с автоматическим пуском на каж-
дый рез и перед включением двигателя ножи занимают строго
фиксированное положение, контролируемое сельсином. Скорость
движения полосы 0,6—2 м/с; длина ножей 1700 мм, верхний нож
наклонный (1 : 50); окружная скорость ножей соответствует ско-
рости полосы; перекрытие ножей 3—5 мм; точность резания
421
+ 25 мм; обрезки длиной 300—500 мм падают вниз и по желобу
направляются в короб, установленный в колодце фундамента.
Существенным недостатком рассмотренных выше ножниц яв-
ляется большая инерционность механизма резания при неравно-
мерном движении ножей, поэтому такие ножницы применяют
только для резания полосы при скорости не более 2 м/с.
Ножницы для резки тонкой полосы
Ножницы, подобные рассмотренным выше, но имеющие специаль-
ный механизм пропуска реза, применяют при тех же скоростях
для непрерывного резания тонкой холодной полосы (толщиной
2,5—8 мм) на листы мерной длины (при толщине менее 2,5 мм целе-
сообразно применять более простые барабанные летучие ножницы).
Ввиду большой инерционности движущегося возвратно-поступа-
тельного механизма резания на этих ножницах не допускается
работа с большим опережением или отставанием ножей, как на
барабанных ножницах. Для нормальной работы этих ножниц
необходимо соблюдение условия, чтобы на участке резания ско-
рость ножей была только на 1—3 % больше скорости движения
полосы. Поэтому на ножницах для холодной резки применяют
еще один специальный механизм, предназначенный для выравни-
вания скорости ножей и полосы в момент резания.
На рис. VII. 19 показана схема режущего механизма летучих
рычажно-кривошипных ножниц со скользящим кривошипом.
При непрерывном вращении боковых приводных барабанов 1
суппорты 2, шарнирно соединенные с кривошипами 3, будут со-
вершать плоское возвратно-поступательное движение; при этом
ножи будут описывать эллипсовидные траектории, пересекающиеся
в момент резания (см. рис. VII. 17, а), т. е. резание полосы будет
происходить за каждый оборот кривошипа 3, серьги 4 и 5 совер-
шают качательное движение относительно шарниров Ot и О2.
Эти шарниры расположены в боковых вертикальных пустоте-
лых штангах 6, которые могут перемещаться по направляющим
вниз и вверх (так называемые скользящие кривошипы) при помощи
шатунно-кривошипного механизма 7.
Если не требуется резать полосу, боковые штанги 6 опускаются
вниз; при этом ножи разойдутся; верхний нож вместе со своим суп-
портом отклонится вправо, и нижний влево; при непрерывном вра-
щении приводных барабанов 1 ножи по-прежнему будут описы-
вать эллиптические траектории, но они не будут пересекаться
между собой на участке резания.
Если требуется резать полосу не за каждый оборот бараба-
нов 1, а через один оборот (резка листов «двойной длины»), то со-
ответственно после каждого реза надо опускать в нижнее край-
нее положение боковые штанги 6 и потом после одного оборота
кривошипов 3 и пропуска одного реза поднимать их вверх в ис-
ходное положение для того, чтобы следующий рез произошел
в конце второго оборота кривошипов 3. Таким образом, при ре-
422
Рис. VII. 19. Схема режущего механизма летучих рычажно-криво-
шипных ножниц со скользящим кривошипом:
а — момент реза; б — момент пропуска реза
зании «двойных длин» боковые вертикальные штанги 6 совершают
непрерывное возвратно-поступательное движение через один обо-
рот приводных барабанов 1 и кривошипов 5; при этом нижний кри-
вошип 8 должен вращаться с угловой скоростью, в два раза
меньшей, чем кривошип 3; верхнее положение штанг 6 соответ-
ствует резанию полосы, а нижнее — пропуску реза. Очевидно,
что для резания полосы на листы длиной в 3 или в 4 раза большей,
необходимо, чтобы вертикальные штанги после очередного реза
опускались вниз и возвращались в исходное положение соответ-
ственно после двух и трех оборотов кривошипов 3. Такой режим
резания листов большой длины с двойным и тройным пропуском
реза полосы возможен, но на практике его не применяют ввиду
следующих конструктивных затруднений. При работе с одним
пропуском реза в нижнем положении штанг ножи «расходятся»
(см. рис. VII. 19, б) и между ними образуется достаточное расстоя-
ние для беспрепятственного прохождения полосы. При работе
с двойным или тройным пропуском реза в момент пропусков реза
штанги не будут находиться в крайнем нижнем положении —
они будут подниматься вверх; при этом расстояние между но-
жами будет недостаточным для свободного прохождения полосы
423
Рис. VII.20. Схема привода летучих ножниц с двухкривошипным кулисным механиз-
мом выравнивания скоростей полосы и иожей в момент резания:
а — ведущий кривошип направлен в сторону, обратную смещению двухкривошипного
вала; б промежуточное положение; в — ведущий кривошип направлен в сторону
смещения двухкривошипного вала
между ними. С целью увеличения этого расстояния необходимо
или увеличить длину хода штанг вниз, или применить другой вид
их привода (например, при помощи профилированных кулачков),
однако эти мероприятия вызывают конструктивные усложнения
ножниц.
Как уже указано выше, для получения листов любой промежу-
точной длины между одинарными и двойными длинами (с интер-
валом 5—10 мм), согласно формуле (VII. 13), при k — const не-
обходимо изменять отношение скорости полосы к горизонтальной
скорости ножей (оп/он); однако при этом в момент резания это от-
ношение должно быть равно или несколько меньше единицы
(Оп/^н = 1-4-0,97).
Очевидно, что это условие можно выполнить только при не-
равномерном вращении ножей в течение каждого одного оборота.
Из рис. VI 1.17, а видно, что ножи описывают сложную траек-
торию и на участке резания она почти горизонтальная, поэтому
ножи здесь будут двигаться поступательно, сближаясь друг с дру-
гом. Для того чтобы поступательная скорость ножей совпадала
со скоростью полосы, применяют специальный двухкривошипный
кулисный механизм (рис. VI 1.20) или привод с эллиптическими
шестернями.
424
тродвигателем. Ведомая кулиса соеди-
нена с шестерней 7, сидящей на при-
водном валу ножниц, и приводит
шестерню 8, насаженную на конце
барабана ножниц. Ось ведущего вала
кулисы 1 (зубчатого колеса 5) точно
совпадает с осью ведомого вала кулисы
Механизм состоит из двух кулис
/ и 5, двухкривошипного вала 2, уста- '
новленного в ползуне Р; на концах /.
кривошипов имеются пальцы 4 с пол- 4<
зунами, скользящими в пазах кулис.
Ведущая кулиса 1 приводится зубчатым /,<
колесом 5, находящимся в зацеплении 0.,
с шестерней 6, сидящей на валу сило-
вого редуктора, соединенного с элек- О 90 180 970 а
Рис. VII.21. Изменение мгно-
венного отношения угловых ско-
ростей i ведомой ) г к ведущей
кулисе w, = const в функции
угла поворота вала привода ле-
тучих ножниц при относитель-
ном эксцентриситете е = 1/3:
1 — для кривошипно-кулисно
го механизма; 2 — для одной
пары эллиптических зубчатых
колес
3 (осью шестерни 7). С помощью спе-
циального винтового механизма ползун вала 2 можно пере-
мещать и тем самым изменять эксцентриситет (смещение) е.
Если ползун 9 передвинуть вправо (на поз. 9 против стрел-
ки) до совмещения оси двухкривошипного вала с осью обеих ку-
лис, то эксцентриситет будет равен нулю (е = 0); угловая скорость
ведомой кулисы 3 будет совпадать с угловой скоростью ведущей
кулисы /; при этом ножницы будут резать полосу на основные
минимальные длины (без пропуска реза или с пропуском одного
реза). Если ползун переместить влево так, что ось вращения ку-
лис 1 и 3 и ось двухкривошипного вала образуют эксцентриситет е,
то при равномерном вращении ведущей кулисы 1 угловая скорость
кривошипа 10 с ползуном 4 не будет постоянной, так как ползун
(камень) 4 будет скользить в пазу кулисы и его расстояние от оси
кулисы будет переменным. Очевидно, что скорость вращения кри-
вошипа 11 с ползуном 4 и ведомой кулисы 3 будет также пере-
менной.
На рис. VII.21 представлены кривые синусоидального харак-
тера, наглядно показывающие изменение мгновенного передаточ-
ного числа двухкривошипного механизма за один оборот ведомой
кулисы. Обычно ножницы настраивают таким образом, что поло-
жение сведенных ножей (момент резания) соответствует смещению
и кулисы в сторону эксцентриситета кривошипного вала (как
на рис. VI 1.20, а}. Таким образом, резание совершается при iinax,
т. е. когда кривые i = f (а) имеют максимум.
Следует при этом отметить, что средняя угловая скорость
ведомой кулисы 3 будет равна постоянной угловой скорости ве-
дущей кулисы 1, так как за одно и то же время кулисы совершают
один оборот. Отсюда можно сделать следующий вывод: при по-
стоянной скорости полосы (цп = const) и постоянной частоте вра-
щения ведущей кулисы (сох = const) средняя угловая скорость
ведомой кулисы и средняя угловая скорость ножниц (а следова-
425
тельно, и длина отрезаемых листов) не зависят от настройки
эксцентриситета е кривошипного механизма; последний необхо-
дим только для подгонки максимальной угловой скорости ведо-
мой кулисы (и максимальной поступательной скорости ножей)
к постоянной скорости полосы va.
Предположим, что при той же скорости полосы уп = const
мы хотим резать полосу на любые мерные длины, большие основ-
ной длины! > !осн. Тогда, согласно формуле (VII. 13), мы должны
уменьшить среднюю (за один оборот) скорость ножей в отноше-
нии !/!осн; в этом же отношении надо уменьшить скорость, ве-
дущей кулисы 1 и среднюю скорость ведомой кулисы 3. При этом
необходимо соблюдать условие, чтобы максимальная скорость
ножей, соответствующая максимальной скорости ведомой кулисы
при ее неравномерном вращении, совпадала со скоростью полосы
(или на 1—3 % больше). Это условие можно выполнить, если пере-
мещением ползуна установить следующий эксцентриситет двух-
кривошипного механизма
<V<O1 = i/ioeH = »'и« = (1 + у)/(1 - у)- (VII.17)
Из анализа этого уравнения следует, что (при = vn = const):
а) при резании листов основной длины L — £осн (при k = 1 или
k = 2) эксцентриситет (отношение е/г) должен быть равен нулю.
Ножницы настраивают так, что этому положению соответствует
основная (номинальная) скорость ведущей кулисы и равенство
скоростей ножей и полосы (их — — цн); б) при резании полосы
на листы длиной L > £осн, например, при L/Locn — 9/8; 5/4;
4/3; 3/2; 5/3; 2, необходимо:
1) уменьшить скорость как ведущей кулисы, так и среднюю
скорость ведомой кулисы и ножниц в этом же отношении [т. е.
увеличить время между двумя последовательными резами сог-
ласно формуле (VII. 10)1; 2) одновременно увеличить эксцентри-
ситет двухкривошипного вала, установив его равным е/г = 1/17;
1/9; 1/7; 1/5; 1/4; 1/3; при этих значениях е/г мгновенная горизон-
тальная скорость ножей в момент резания будет равна скорости
полосы.
Если необходимо резать полосу на листы длиной L < !осн
(при k — 1), то,‘согласно формуле (VII.17), отношение е/г будет
отрицательным. Это означает, что для того чтобы в момент реза-
ния скорость движения ножей была бы равна скорости полосы,
необходимо двухкривошипный вал сместить в противоположную
сторону по отношению к положению, показанному на рис. VI 1.20,
т. е. вправо; резание будет происходить при минимальном значе-
нии /мгн (например, при i = 0,5), т. е. при весьма большой ско-
рости ведомой кулисы и ножниц. Так как при этом будут возни-
кать значительные ускорения и динамические моменты от неравно-
мерно вращающихся барабанов и шестерен ножниц, чго будет
426
отрицательно влиять на работу ножниц, и, кроме того, после ре-
зания и потери при этом энергии пришлось бы наращивать ско;
рость, что невыгодно, то режим резания полосы на листы длиной
L < £осп (при k — 1) применять не рекомендуется.
Конструкция ножниц
На рис. VII.22 представлены кинематическая схема и общий вид
рычажно-кривошипных ножниц. Ножницы предназначены для
холодной поперечной резки стальной полосы (ов до 600 МПа)
со скоростью до 2,5 м/с; толщина полосы 2,5—6,0 мм, ширина до
1550 мм, максимальное усилие резания 1 МН. Оба ножа установ-
лены с наклоном (1 : 140), длина ножей 1700 мм.
Если принять, что средний радиус траектории ножей будет
равен эксцентриситету кривошипа, равному 245 мм, то при не-
прерывной работе ножниц рез будет происходить за каждый обо-
рот кривошипа (при k = 1) и минимальная основная мерная длина
листов будет равна, согласно формуле (VI 1.12), £ос„ = 0,97л2/?& =
= 1500 мм. Дополнительные длины листов с интервалом через
каждые 10 мм можно получить уменьшением скорости ножниц
(скорости ведущей кулисы) в пределах (1—0,5) соосн; при этом
максимальная длина листов будет равна 3000 мм; для выравнива-
ния мгновений скорости ножей со скоростью полосы в двух-
кривошипном механизме необходимо установить соответствующий
эксцентриситет согласно формуле (VI 1.17).
Эксцентриковый вал шатунно-кривошипного механизма про-
пуска реза приводится от шестерни, расположенной на торце
нижней ведущей втулки ножниц (передаточное число шестерен
1:2). При работе ножниц с одним пропуском реза (k — 2) основ-
ная мерная длина листов будет равна 3000 мм, дополнительные
длины листов в пределах до 6000 мм можно получить, как и в пер-
вом случае, изменением скорости ножниц (ведущей кулисы).
Полоса подается в ножницы подающими роликами с постоян-
ной скоростью в пределах 1-—2,5 м/с. Для обеспечения синхрон-
ности скоростей ножницы и подающие ролики приводятся от од-
ного общего электродвигателя постоянного тока мощностью
250 кВт. Ввиду того, что приводной момент ножниц значительно
больше приводного момента подающих роликов, коробка скоро-
стей установлена в линии привода подающих роликов (см.
рис. VII.13, а), а не в линии привода ножниц (как на рис. VII.13, б).
Кривошипно-рычажные ножницы с механизмами пропуска
реза и выравнивания скоростей ножей и полосы наиболее целесо-
образно применять для холодной резки полосы толщиной более
3 мм. Однако они весьма сложные и вследствие наличия больших
неуравновешенных масс и неравномерного вращения суппортов
при работе ножниц возникают большие динамические нагрузки,
что ограничивает возможность применения этих ножниц при ско-
рости выше 2,6 м/с.
427
710
Рис. VII.22. Кинематическая
схема (о) и общий вид (б) ры-
ча ж ио-кривошип пых J10TV41> X
ножниц 6X 1700 мм конструк-
ции СКМЗ:
I — двухкривошипный меха-
низм привода ножниц (показан в
положении окончания резания;
пунктиром изображена ведущая
кулиса со стороны электродви-
гателя); 2 — приводной вал нож-
ниц с шестерней —кулнеой; 3 —
кривошип но-шатунный привод
вертикального перемещения
штанги (пропуск реза); 4 —
штанги; 5 — суппорт верхнего
ножа; 6 — кривошип; 7 — суп-
порт нижнего ножа; 8 — пода-
ющие ролики
428
Летучие ножницы для горячей резки заютовок
и сортовых профилей
Ножницы с радиальным бесступенчатым выравниванием скорости
резания
Как было указано выше, при резании полосы на листы любой про-
межуточной длины между L1Iiax и Д,€„ путем соответствующего
увеличения скорости ножниц двухкривошипный кулиспыи меха-
низм позволяет выравнивать скорость в момент резания со ско-
ростью полосы. Однако этот механизм имеет существенный недо-
статок, заключающийся в том, что вследствие неравномерной уг-
ловой скорости ведомой кулисы возникают большие ускорения
и весьма значительные динамические нагрузки в ножницах.
За последние годы для выравнивания скоростей стали приме-
нять другой способ, так называемый радиальный.
Сущность радиального способа выравнивания скоростей за-
ключается в следующем.
Из уравнения (VII.И) (при k = 1)
L = 2лив (1/сов)
следует, что уменьшение длины листов (при иц = const) можно
получить только увеличением угловой скорости ножниц сон.
Однако так как юн = vH/rn, то при радиусе траекторий ножниц
rH = const увеличение угловой скорости повлечет увеличение
окружной скорости ножей ин. Для того, чтобы в момент резания
соблюдалось отношение vn/v.ti — 1 = const (выравнивание ско-
ростей), необходимо уменьшить радиус траектории во столько
раз, во сколько раз была увеличена скорость ножей. Иными сло-
Рис. VII.23. Схема резания полосы на летучих ножницах с радиальным выравниванием
скорости ножей и полосы: 1
а — максимальной длины (при Ятах); б - промежуточной длины (при R у в- мини-
мальной Длины при ^?min а'
429
вами, в момент резания произведение должно быть постоян-
ным (<онг„ = const).
С этой целью в барабанах ножей применяют эксцентриковые
втулки, которые вращаются в том же направлении, что и ножи.
Если эксцентриситет е втулок радиусом г направлен в сторону
разрезаемой полосы (рис. VI 1.23, а), то радиус траектории ножей
будет максимальным: 7?шах = г + е.
При этом ножницы будут резать полосу на листы максимальной
длины Lmax = 2л/?П1ах.
Если эксцентриситет втулок направлен в обратную сторону
(рис. VI 1.23, в), то радиус траектории ножей будет минимальным:
7?пип — г — е; ножницы будут резать полосу на листы минималь-
ной длины Lmin = 2лЯпйП.
Отношение этих длин
Emax/Amin = (г + e)/(r -е) = (1 + е/г)/(1 - e/r), (VII. 18)
т. е. такое же, что и при применении двухкривошипного меха-
низма (см. формулу VI 1.17).
В любом промежуточном положении эксцентриковых втулок
при угле а (рис. VI 1.23, б) радиус траектории = е cos а +
+ У г2 — е2 sin2 а и длина листов (при соответствующем увели-
чении Ц»н)
2л 7? а.
Таким образом, изменение угла положения эксцентриковых вту-
лок в период одного оборота ножей позволяет получать любые
промежуточные длины листов, т. е. радиальный способ обеспе-
чивает бесступенчатое регулирование длины реза и синхронность
скоростей ножей и полосы. Для того чтобы ножи встречались
при резании, необходимо соответствующим образом изменять рас-
стояние Аа между центрами эксцентриковых втулок; изменение Аа
осуществляется специальным винтовым механизмом. Для осу-
ществления пропуска реза (получение двойных и тройных длин)
расстояние Аа увеличивается другим механизмом (при неизменном
взаимном положении эксцентриковых втулок).
Летучие ножницы с бесступенчатым радиальным выравнива-
нием скорости применяют на некоторых заготовочных станах в
США.
К ривошипно-рычажные ножницы с радиальным ступенчатым
выравниванием скорости резания. Для прокатки сортовых профи-
лей (круг, квадрат, фасонные профили) на сортовых станах целе-
сообразно применять исходные заготовки определенного сорта-
мента по сечению при весьма узком сортаменте на длине в преде-
лах 6—12 м (например, 6,9 и 12 м) для удобства нагрева в печах,
имеющих определенную ширину пода. Таким образом, нет необ-
ходимости устанавливать на непрерывных заготовочных станах
сложные летучие ножницы с бесступенчатым регулированием
скорости ножей для получения заготовок любой длины.
430
Более целесообразно для непрерывной резки заготовок приме-
нять летучие ножницы со ступенчатым регулированием^ мерных
длин заготовок при соблюдении синхронности скоростей ножей
и разрезаемой полосы (длинной заготовки).
Рассмотрим устройство таких ножниц конструкции ВНИИ-
метмаша (рис. VI 1.24).
Ножницы кривошипно-рычажного типа с параллельно-посту-
пательным перемещением ножей в зоне резания; профиль ножей
соответствует сечению разрезаемой заготовки (квадрат, квадрат
на ребро, круг). Ножи 15 закреплены в головках (суппортах)
на концах шатунов 8 (рычагов); вторые концы шатунов шарнирно
соединены с качающимися серьгами 7, подвешенными к станине
ножниц. Головки (суппорты) ножей свободно установлены на паль-
цах 5 двух кривошипов 9. Таким образом, при вращении криво-
шипов ножи будут описывать сложные эллипсовидные траектории,
а на участке резания они будут перемещаться параллельно-по-
ступательно, что необходимо для получения перпендикулярного
(не косого) реза заготовки (см. рис. VII. 17).
Оси кривошипов на роликоподшипниковых 16 в эксцентрич-
ных расточках двух валов 12, приводимых шестернями 13, 14
от электродвигателя (через редуктор пропуска реза и расцепную
муфту, установленные вне ножниц). Сами кривошипы приводятся
водилами 10 при помощи серег 6 (АВ) с шарнирами 3, 4 (серьги
конструктивно необходимы, так как оси вращения водил и криво-
шипов не совпадают). Водила приводятся шестернями 1, 2 и 11
от того же электродвигателя, что и эксцентриковые валы 12.
Угловая скорость вращения водил, соответствующая скорости
полосы, устанавливается автоматически регулированием скорости
электродвигателя ножниц в функции скорости прокатки загото-
вок в последней клети стана (в функции скорости главного двига-
теля этой клети) по сельсинно-тахометрической схеме. Выравни-
вание скорости ножей (относительно скорости поступающей из
клети заготовки) и ступенчатое изменение длины отрезаемых заго-
товок осуществляются одним и тем же эксцентриковым устрой-
ством, что является преимуществом этих ножниц. Рассмотрим
более подробно работу ножниц для резки заготовок максимальным
сечением 100x100 мм.
Ножницы установлены за последней клетью непрерывного
заготовочного стана 850/700/500 и предназначены для резки заго-
товки сечением от 60x60 до 100x100 мм, движущейся из послед-
ней клети стана со скоростью, соответственно 5,2—1,8 м/с. Длина
отрезаемых заготовок 2,5; 3,0; 5; 6,0; 7,5; 9,0; 10,0 и 12,0 м (в хо-
лодном состоянии, т. е. после охлаждения на стеллажах).
1. Если эксцентриковые валы 12 повернуты своими эксцентри-
систетами в сторону разрезаемого металла и неподвижны (при-
вод их отключен от электродвигателя), то при непрерывном вра-
щении водил ножи будут встречаться при каждом обороте криво-
шипа D и резать заготовку.
431
и^О
За основную длину примем минимальную длину заготовки
^осн = 2,5 м. Резание осуществляется при температуре металла
900—950 °C, при которой длина заготовки Locn = LOCH (1 -|-
+ atv) = 2500 (1 -И 12X 10-6-900) = 2525 мм, где а — коэффи-
циент температурного расширения стали. Заготовка 100X100 мм
разрезается в положении на ребро (по диагонали); при наличии
закруглений по углам заготовки высота диагонали d = 135 мм.
При резании заготовки сечением 60x60 мм d = 70 мм. Диагональ
среднего сечения dcp = 102 мм. Принимаем, что синхронность
горизонтальной скорости ножей и полосы наступает в момент,
когда ножи внедрились в металл на ’/3 высоты диагонали. Тогда
ход каждого ножа для резания оставшегося сечения составит
Н/2 = 2/3dcp/2 = 51 мм.
Требующийся минимальный радиус кривошипа определим по
формуле г — £осн/2л + HI2 = 435 мм.
2. Если эксцентриковые валы повернуть эксцентриситетами
в противопрложную сторону и оставить их неподвижными, то
при вращении водил А ножи не будут встречаться, т. е. не будут
резать заготовку
3. Если одновременно вращать (с разной угловой скоростью)
водила А (т. е. кривошип D) и эксцентриковые валы С, резание
будет происходить только тогда, когда при прохождении зоны
резания максимальный эксцентриситет будет находиться вблизи
вертикального диаметра.
Предположим, что требуется резать заготовку на двойные
длины; тогда, очевидно, угловая скорость эксцентрикового вала
должна быть в два раза меньше угловой скорости водила А и
кривошипа D и коэффициент пропуска реза будет k = 2. При
этом длина реза составит L = LQcnk = 5050 мм.
При угловой скорости эксцентрикового вала в 3 и 4 раза меньше
чем скорость вращения кривошипа (k — 3 и 4), получим тройные
и четверные длины, т. е. 7575 и 10 100 мм (или в холодном состоя-
нии 5,0; 7,5 и 10,0 м).
4. При вращении эксцентрикового вала с угловой скоростью,
равной угловой скорости кривошипа, радиус кривошипа будет
равен г1!р = г + е = 435 + 85 = 520 мм и минимальная основ-
ная длина LOC1I = 2л (гкр — /7/2) = 3050 мм.
5. При вращении эксцентрикового вала с угловой скоростью,
большей скорости кривошипа, получим длины, большие Locn’
Например, при юэ/сокр = 3/2; 4/3 и 5/4 получим (при k = 2,3
и 4) L — 6100; 9150 и 12200 мм (или в холодном состоянии 3 О'
6,0; 9,0 и 12,0 м). ' ’ ’
Для резания заготовки на длины, кратные 2,5 (5; 7,5 и 10 м)
и 3 (6; 9 и 12 м), между ножницами и электродвигателем установ-
лен редуктор пропуска реза с набором шести передаточных чисел,
необходимых для уменьшения скорости ножниц при резании дву-
кратных, трехкратных и четырехкратных длин.
Планетарные летучие ножницы
Планетарные летучие ножницы конструкции ВНИИметмаша при-
меняют для резания заготовок (усилие резания 1,0-4—1,5 МН)
и сортовых профилей (усилие резания 120-4-500 кН).
На рис. VI 1.25 представлена кинематическая схема планетар-
ных ножниц для резания горячих заготовок. Ножницы установ-
лены в технологическом потоке прокатки за последней клетью
непрерывного заготовочного стана 900/700/500 и предназначены для
резания на ходу заготовок сечением 80x80 и 120X120 мм со ско-
ростью соответственно 7,0 и 3,1 м/с, а также плоских заготовок
сечением 100X120—100X150 мм и круглых заготовок диаметром
100—140 мм (для заготовок из легированной стали скорость на
25 % меньше). Пропускная способность ножниц соответствует
производительности блюминга 1300 и непрерывного заготовочного
стана 900/700/500 (около 5,5 млн. т в год).
По условиям массового производства однотипных заготовок
для обеспечения ими непрерывных сортовых станов (установлен-
ных за непрерывным заготовочным станом) сортамент заготовок
по длине ограничен двумя основными размерами: 6 и 12 м (требую-
щиеся в небольшом количестве заготовки длиной от 5 до 6 м и от 10
до 12 м получаются путем резания с опережением скорости ножей
по отношению к скорости заготовки, выходящей из последней клети
стана).
Механизм резания планетарных ножниц состоит из двух ве-
дущих барабанов, приводимых с одной стороны зубчатыми ше-
стернями с диаметром начальной окружности 3030 мм; нижняя
шестерня приводится от электродвигателя типа МП мощностью
1300 кВт и частотой вращения 200 об/мин через редуктор с пере-
даточным числом i -- 3,7. Внутри каждого барабана 2 (на
рис. VI 1.25, а барабан представлен в виде рамки дифференциала)
имеется планетарная зубчатая передача, состоящая из солнечной
(центральной) 3, промежуточной (паразитной) 4 и планетарной 5
шестерен. Валы всех шестерен установлены на роликовых под-
шипниках; вал планетарной шестерни имеет три опоры; между
двумя крайними опорами на валу этой шестерни жестко закреп-
лена режущая головка (суппорт) с ножом. Ножницы могут ра-
ботать в двух режимах: а) без пропуска реза; б) с пропуском
реза.
Работа ножниц без пропуска реза. Солнечные (центральные)
шестерни 3 неподвижны: при вращении зубчатых колес 1 и 8
барабанов (рамки дифференциалов 2 с балансиром 7) планетарные
шестерни 5 и суппорты с ножами 6 совершают плоское поступатель-
ное движение по круговой траектории, радиус которой равен рас-
стоянию между центрами солнечной и планетарной шестерен (по-
ложение ножей не изменяется, см. рис. VI 1.25, б). При радиусе
этой траектории г = 1050 мм и при синхронности скоростей но-
жей и полосы ножи будут встречаться в конце каждого оборота и
434
Рис. VIJ.25. Кинематическая схема летучих планетарных ножниц для резания горячей
435
резать полосу (заготовку) на основные длины /^осп — 2я (г —-
— d/2) = 6090 мм, где d = 160 мм — высота разрезаемого сечения
(диагональ ромба с учетом закругления углов); с учетом темпера-
турной усадки после охлаждения будет Loc„ 6000 мм.
Работа ножниц с пропуском реза. В конструкции ножниц
предусмотрена возможность резки только с одним пропуском реза
(k = 2), при этом длина реза составит L = 2LOCII = 12 180 мм.
Пропуск реза осуществляется следующим образом. Кривошип
приводится во вращение от редуктора пропуска реза (редуктор
на рис. VI 1.25, в не показан), приводимого от того же электро-
двигателя через сцепную муфту, с угловой скоростью, в два раза
меньшей угловой скорости барабанов (и зубчатых колес 1 и 8).
В конце первого оборота барабанов кривошип А займет положе-
ние В (поворот на 180°); при этом при помощи шарнирно-рычаж-
ной системы (выполненной по схеме антипараллелограмма) сол-
нечные и планетарные шестерни (а значит, и суппорты с ножами)
повернутся в противоположных направлениях, обеспечивая воз-
можность свободного прохода заготовки между раздвинутыми
ножами. В конце второго оборота барабанов кривошип из положе-
ния В перейдет в исходное положение А (поворот на 180°,
рис. VI 1.25, а), произойдет резание заготовки на двойные длины.
При необходимости получения более коротких заготовок
(в интервале 5—6 и 10—12 м) допускается работа ножниц «с об-
гоном». При этом ножи будут испытывать дополнительные (кроме
усилия расклинивания ножей) горизонтальные усилия вслед-
ствие движения их по дуге резания со скоростью, значительно
превышающей скорость заготовки. С целью частичной компенса-
ции этих усилий в шатун 9 введен упругий элемент — пружина,
которая позволяет (при сжатии) ножам повернуться на небольшой
угол в направлении движения металла (см. рис. VI 1.25, б) и
тем самым уменьшить усилие, растягивающее заготовку при ре-
зании с обгоном.
Ножницы рассчитаны на максимальное усилие резания 1,5 МН.
Эксплуатация ножниц на новых непрерывных заготовочных ста-
нах 900/700/500 показала их надежность и точность резания +30 мм.
Ножницы подобного типа конструкции ВНИИметмаша —
СКМЗ, но для резания заготовок сечением до 100 X 100 мм на боль-
шие количества мерных длин (в пределах от 6 до 12 м) установлены
также на других непрерывных заготовочных станах отечественных
и зарубежных заводов.
По сравнению с рассмотренными выше кривошипно-рычаж-
ными (эксцентриковыми) летучими ножницами (см. рис. VI 1.24)
планетарные ножницы имеют некоторые преимущества: двухопор-
ное расположение вращающихся барабанов (с шестернями 1 и 8,
а также планетарными шестернями с суппортами внутри); более
уравновешенная система режущего механизма (нет возвратно-
поступательно движущихся масс). Эти преимущества позволяют
применять планетарные ножницы для резания металла, движу-
436
щегося с большой скоростью; для резания заготовок — со ско-
ростью до 7 м/с и простых сортовых профилей (круг, квадрат,
овал) — до 20 м/с. Недостатком этих ножниц является более слож-
ная конструкция механизма резания и больший суммарный ма-
ховой момент (момент инерции) вращающихся масс ножниц,
что требует применения электродвигателя большей мощности.
На рис. VII.26 представлен общий вид быстроходных плане-
тарных ножниц конструкции ВНИИметмаша — СКМЗ с усилием
резания 1,5 МН, схема которых дана на рис. VII.25.
Стальные литые станины 9 соединены траверсами 3 и 25 и
сверху закрыты крышками 4. В подушках 1 и 2 на роликовых
подшипниках установлены верхний 5 и нижний 6 барабаны.
Внутри каждого барабана на подшипниках качения установлены
планетарные механизмы, состоящие из солнечных (центральных) 24
промежуточных 23 и планетарных 22 шестерен. Корпус режущей
головки (суппорта) 21 выполнен за одно целое с валом планетар-
ной шестерни. Каждый нож 20 имеет два профильных режущих
калибра (один из них запасной). Устранение люфтов в планетар-
ном механизме осуществляется при помощи специального устрой-
ства, состоящего из шестерен 18, торсионного (крутильного)
вала 16 (проходящего внутри расточки вала солнечной шестерни),
рычага 15, закрепленного на шлицах на конце торсионного вала,
и двух спиральных пружин сжатия. Одноплечий рычаг 13 и дву-
плечий рычаг 10 соединены со втулками 14 срезными (предохрани-
тельными) пальцами 12. Рычаги и тяга 11 образуют антипарал-
лелограммную систему, замыкающую планетарные механизмы.
Двуплечий рычаг 10 соединен с кривошипным приводом через уп-
ругий шатун (см. рис. VII.25, в). Барабаны приводятся во вра-
щение замыкающими зубчатыми колесами (« = 1). Нижний бара-
бан и нижнее зубчатое колесо 19 приводятся от комбинированного
редуктора и электродвигателя через зубчатую муфту на конце
пустотелого вала нижнего барабана. Балансировка барабанов
(с планетарными механизмами, расположенными асимметрично
внутри барабанов) осуществляется при помощи контргрузов 17,
закрепляемых в расточках в приливах барабанов, расположенных
со стороны, обратной положению планетарных механизмов. Вал 8
шатунно-кривошипного механизма пропуска реза (см.
рис. VII.25, в) установлен на подшипниках 7 на лапе станины.
Комбинированный редуктор (на рис. VI 1.25 и VI 1.26 не пока-
зан) с межцентровым расстоянием А = 1800 мм передает враще-
ние от электродвигателя к нижнему барабану (i = 3,714) и имеет
дополнительную двухступенчатую передачу от верхнего вала пер-
вой передачи (t 2) к валу кривошипного механизма пропуска
реза (через расцепную зубчатую муфту, выключаемую при помощи
гидроцилиндра, когда ножницы работают без пропуска реза;
одновременно при этом механизм пропуска реза застопоривается
для недопущения поворота солнечных шестерен). Скорость реза-
ния (скорость электродвигателя ножниц) автоматически синхро-
437
визируется со скоростью прокатки металла в последней клети
стана (или со скоростью подающих роликов, т. е. со скоростью
электродвигателя клети или подающих роликов) при помощи
сельсинно-следящей системы, установленной в цепи управления
электродвигателями.
438
Рис. VII.26. Общий вид быстроходных планетарных ножниц с усилием резания 1,5 МН
для горячей резки заготовок
3030
Маятниковые тихоходные летучие ножницы
Маятниковые летучие ножницы имеют простую конструкцию и
надежны в эксплуатации, однако вследствие большой инерцион-
ности движущихся масс они весьма тихоходны и применяются для
резания на ходу металла, движущегося со скоростью не более
2,5 м/с.
На рис. VI 1.27 представлена схема маятниковых тихоходных
летучих ножниц конструкции ВНИИметмаша — СКМЗ. Нож-
ницы установлены перед второй группой клетей непрерывного
заготовочного стана и предназначены для отрезки переднего
(неровного) конца горячей заготовки сечением до 150x150 мм.
Максимальное усилие резания 2,0 МН скорость заготовки при ре-
анип — до 2,5 м/с.
439
Рис. VII.27. Схема маятниковых тихо-
ходных летучих ножниц
На среднем эксцентрике верх-
него приводного вала 1 подвешен
шатун с суппортом и верхним но-
жом 2. На двух боковых эксцентри-
ках вала подвешен нижний суп-
порт с ножом 3. При повороте экс-
центрикового вала на 360° верх-
ний суппорт 4 опускается вниз
(на величину двойного эксцен-
триситета), а нижний суппорт 5
поднимается вверх и возвращается
в исходное положение; в проме-
жуточном положении при сбли-
жении ножей произойдет резание
заготовки. Так как верхний суп-
порт 4 перемещается в направ-
ляющих пазах 6 нижнего суппорта, то при резании движущейся
заготовки суппорта, занимавшие перед резанием наклонное поло-
жение, будут двигаться вправо (по движению заготовки) подобно
маятнику, подвешенному на верхнем приводном валу. Возврат
маятника в исходное положение (левое) обеспечивается моментом
от контргруза 7 (вместо рычажно-пружинных систем в ножницах
старого типа). Крайние положения маятника фиксируются аморти-
заторами 8. Ножницы работают в режиме запусков электродвига-
теля от фотореле, установленного перед ножницами и засвечи-
ваемого передним концом горячей заготовки, движущейся по
рольгангу.
/
4. ДИСКОВЫЕ НОЖНИЦЫ
Дисковые ножницы применяют для обрезки кромок у широких
полос и резки этих полос, вдоль на несколько более узких полос
(роспуска). ,
Для получения качественной резки (прямой рез без заусен-
цев) дисковые ножи устанавливают с радиальным перекрытием
А = 1:3 мм (чем толще полоса, тем меньше перекрытие ножей;
при h > 10 мм применяют отрицательное перекрытие) и с неболь-
шим боковым (горизонтальным) зазором 6 = (0,05—0,08) h (при
резании полосы толщиной менее 0,2 мм ножи устанавливают плотно,
без зазора). Толщину диска принимают в пределах 0,06—0,lD.
Ножи изготавливают из хромовольфрамовой стали марки 5ХВ2С
с твердостью после термообработки HRC 50—52; угол заострения
ножей принимают 90е (ножи строго цилиндрические).
Если центры дисковых ножей будут установлены в вертикаль-
ной плоскости (рис. VI 1.28, а), то полоса на выходе из ножей бу-
дет изгибаться вверх (хотя и незначительно), а обрезаемая боко-
вая кромка пойдет сначала горизонтально, а потом вниз (под соб-
ственной тяжестью). Для того чтобы полоса после резания выхо-
440
дила прямо, верхний нож смещают по направлению ее движения,
относительно нижнего ножа (рис. VII.28, б), обрезаемая кромка
будет направляться под большим углом вниз (кромкокрошитель
и кромкомоталки устанавливают поэтому ниже уровня ножниц).
Для обрезки кромок применяют двухпарные дисковые нож-
ницы, а для роспуска широкой полосы — многопарные.
Методика определения усилия резания. Дуги АС и ВС
(рис. VI 1.28, в) заменим соответствующими хордами, в таком слу-
чае процесс резания дисковыми ножами будет аналогичен про-
цессу резания наклонными ножами (см. рис VI 1.6, в).
При некотором перекрйтпи ножей А скалывание (отрыв) в се-
чении ED будет происходить при величине коэффициента относи-
тельного надреза сечения ен = 2 ((z/2)//i) = z /г; площадь среза
(сдвига) равна площади трапеции ABDE:
р __ ft 4~ М1 ~~~ en) __ 2___________Р-н .. 1.2
‘ ° 2 ща 4 tgа н
(VII. 19)
2
По аналогии с формулой (VI 1.5) для гильотинных ножниц мак-
симальное усилие резания дисковыми ножницами с одной парой
ножей можно определять по формуле
2__g
В =— Тер/* = ktE2k3(jn еп/г2.
(VII.20)
441
Значения коэффициентов kx, k.,, k:i такие же, что и для случая
резания на гильотинных ножницах; значения ен приведены в
табл. VII.1.
Из сравнения формул (VII.3), (VII.5) и (VII.19), (VII.20)
следует, что при всех равных величинах площадь и усилие реза-
ния на дисковых ножницах в два раза меньше, чем на гильотин-
ных (в знаменателе 4tg а вместо 2tg а). Определим теперь угол а
наклона хорд ВС и АС и угол захвата металла дисками.
Из рис. (VII.28, в) видно, что:
а) угол перекрытия дисковых ножей cos у = (R — Л/2)/R =
= 1 — Д/2/?; у « /АД?;
б) межцентровое расстояние между дисками А = 2R — Д —
= 2R cos а0 + h, откуда угол захвата, принимая
1 — cos а0 = 2 sin2 а0/2 « а2/2; cos а(, — 1 — »
а0 « }/(А 4- Д)//?',
в) угол наклона хорд ВС и АС (принимая а ж а при у = 0)
а = у +
«о —У _ «о + У _ «о /1____У_\ .
2 ~ 2 2 Г а0/’
При резании без перекрытия ножей Д = 0, у = 0 и а = осо/2.
Зависимость диаметра дисков от толщины разрезаемой полосы
можно представить так:
2R = D = -А±А_ ^2 д (VI 1.21)
1 — COS а а2 v v
«0
Дисковые ножницы предназначены для резания полос опреде-
ленного диапазона по толщине от /гт1п до Лшах. Для полос макси-
мальной толщины перекрытие ножей может быть принято равным
нулю. Кроме того, обычно угол захвата металла дисками равен
8—12°, т. е. а0 — 0,14—е—0,19, поэтому, согласно формуле
(VII.21), на практике принимают, что D = (50 н- 100) h.
Зная усилие резания одной парой ножей, нетрудно определить
момент, который нужно приложить к обоим дискам для их враще-
ния при резании. Резание металла одним диском происходит на
участке дуги (хорды) BE (в точке Е наступает скалывание — от-
рыв). Равнодействующие усилий на диски приложены посередине
дуг BE и AD, поэтому момент для вращения двух дисков
(см. рис. VI 1.28, в)
Л4рез == 2Ра,
где а — I? sin р — плечо приложения силы Р (р — угол прило-
жения силы Р).
Сечение FG является средним для трапеции ABED, поэтому
PQ — h + ED _ — elt) _ 1____—'j .
442
Так как при резании с перекрытием ножей
А = 2R - Д = 2/? cos р -Ь FG = 2R cos 0 4- h (1 — ,
то получим
cos р = 1 ~А;
cos₽ « /(л(1_*)_д)/Л.
При ен = 0 (скалывание без резания) Р — ао’> при ен — 1 (резание
по всему сечению без скалывания) Р — а.
Момент трения в опорах приводных валов при резании одной
парой дисков Л4тр = P[id, где р и d — коэффициент и диаметр
трения в подшипниках опор приводных валов.
Мощность электродвигателя для привода ножниц (кВт) имею-
щих п пар дисков диаметром D = 2R, вращающихся с окружной
скоростью v (м/с) и угловой скоростью (0н « vJR — 2v/D (1/с),
определим по следующей формуле (моменты выражены в кН-м):
Л/=/ш(Л1рез + Мтр)^!-, (VII.22)
где т) — к. п. д. привода ножниц (редуктора, шестеренной клети,
муфт); 1] = 0,85 -г- 0,95; k = 1,1 -т- 1,2 — коэффициент, учиты-
вающий потери мощности на трение дисков о разрезаемый металл.
При выборе электродвигателя надо иметь в виду следующие
два режима работы ножниц:
1. Ножницы для резания толстых полос (h > 4 мм) работают
с различной скоростью в зависимости от толщины полосы, т. е.
при переменном статическом моменте и постоянной мощности
Л^дв = Л^н. В таком случае в формулу (VI 1.22) следует подстав-
лять Мрез. щах и <он. mln, соответствующие резанию полосы макси-
мальной толщины; двигатель ножниц должен иметь регулирова-
ние скорости при постоянной мощности (изменением возбуждения);
передаточное число редуктора привода ножниц определяют из
условия
1 = (^дв. шах )/(^н mln)-
2. Ножницы для резания тонких полос (Л < 4 мм) в агрегатах
резки должны работать при максимальной скорости и при макси-
мальной нагрузке по моменту при резании любой толщины задан-
ного сортамента. В этом случае в формуле (VII.22) необходимо
подставлять Л4рез. гаах и (он. шах; шунтовой электродвигатель
должен иметь регулирование своей угловой скорости при посто-
янном моменте Л4ДВ = Л4Н путем изменения напряжения; мощ-
ность двигателя, подсчитанная по формуле (VI 1.22), должна соот-
ветствовать номинальной мощности по каталогу (Л\,), а переда-
точное число редуктора следует определять из соотношения i —
^дв. ном/^н. max-
443
Рис. VII.29. Дисковые двух-
парные ножницы 25 X
X 2600 мм для обрезки бо-
ковых кромок у толстой по-
лосы:
а — общий вид; б — узел но-
жей
Конструкция дис-
ковых и кромкокро-
шительных ножниц.
На рис. VI 1.29 пока-
заны дисковые двух-
парные ножницы
25 X 2600 мм кон-
струкции УЗТМ для
обрезки боковых кро-
мок у толстых полос
(толщиной 4—25 мм, шириной 1000—2600 мм); предел прочности
материала листов 800 МПа. Диаметр дисковых ножей 1 равен
1000—920 мм. Ножницы приводятся от электродвигателя мощно-
стью 200 кВт через редуктор и вал 3 (i = 23,9) и шестерни 4,
встроенные в ножницы (i = 2,63); скорость резания 0,3 м/с.
Настройка ножниц на заданную ширину полосы осуществляется
при перемещении правой станины 5 по направляющим плитови-
нам 6 при помощи ходового винта, приводимого электродвигате-
лем мощностью 3,5 кВт через редуктор. Дисковые ножи закреп-
лены на приводных валах 7, установленных на роликовых под-
шипниках 2 в эксцентриковых втулках 8. Перекрытие ножей
регулируют, изменяя расстояние между осями ножей, поворотом
эксцентриковых втулок червячными венцами 9; эти венцы приво-
дятся червяками (на чертеже не показаны), соединенными с элек-
тродвигателем 10 мощностью 1 кВт. Боковой зазор между ножами
регулируют путем смещения в осевом направлении эксцентрико-
444
вых втулок (вместе с приводными валами) при повороте внутрен-
них червячных венцов И с резьбой ручными штурвалами 12,
соединенными с червяками. Для направления и прижима полосы
при резке имеются холостые верхние и нижние ролики 13. С целью
направления отрезанных боковых кромок вниз (в кромкокроши-
тельные ножницы) верхние дисковые ножи смещены по отношению
к нижним на 150 мм по направлению движения полосы. Общая
масса ножниц 87 т.
На рис. VI 1.30 представлены дисковые многопарные (четырех-
парные) ножницы для обрезки боковых кромок у полосы шириной
1000 мм и толщиной 0,2—0,6 мм и роспуска ее вдоль на три узкие
полосы шириной по 300 мм.
Дисковые ножи 20x250 установлены на цилиндрических оправ-
ках (на шпонках); расстояние между ножами фиксируется дистан-
ционными кольцами; оправки установлены на сферических ролико-
подшипниках и приводятся электродвигателем мощностью 5,8 кВт
через редуктор (i = 3,5) и шестеренную клеть; скорость резания
1—5 м/с. Установка оправок с ножами по вертикали осущест-
вляется нажимными винтами с ручным приводом.
При резке полосы на дисковых ножницах отрезаемые кромки
(отходы) удаляют от ножниц двумя способами: а) сматыванием
445
кромок на барабаны специальными кромкомоталками; б) резкой
их на короткие куски непосредственно за ножницами и направле-
нием кусков в установленный внизу короб.
Первый способ применяют только при обрезке кромок у тонкой
полосы (толщиной до 0,5 мм). За дисковыми ножницами (обычно
внизу, в подвале) устанавливают кромкомоталку с приводом на-
матывающего шпинделя от электродвигателя. Кромки от ножниц
поступают вниз непрерывно, накапливаются в желобе и периоди-
чески их концы заправляются в паз на шпинделе. По окончании
наматывания шпиндель (при помощи винтового или электриче-
ского привода) выдвигается из бунта в сторону, бунт сталкивается
в короб, который периодически вынимается из подвала при помощи
мостового крана.
По второму способу кромку убирают от ножниц резкой ее на
простых по конструкции летучих ножницах (кромкокрошителях).
На рис. VII.31 показаны кромкокрошителытые ножницы,
установленные за дисковыми ножницами (см. рис. VI 1.29) и ниже
их. Они предназначены для резки на короткие куски (длиной
<Z 1200 мм) неровных боковых кромок толщиной 4—25 мм и
шириной 10—150 мм, отрезаемых дисковыми ножницами от широ-
ких толстых полос. Правая станина 1 ножниц может передвигаться
по плитовинам 2 от электродвигателя через винтовой привод 3.
446
Приводной кулачковый вал
4 приводится от электродвига-
теля переменного тока мощно-
стью 197 кВт и частотой враще-
ния 500 мин-1 через редуктор
(i - 23,5).
В станинах профилирован-
ные кулачки 5 смещены на
180° по отношению друг к
другу с целью поочередной
резки.
По кинематике ножницы яв-
ляются летучими, так как они
режут кромку при ее движении
(на ходу). Корпус 6 ножниц со-
вершает качательное движение
Рис. VII.32. Кромкокрошитель для резки
тонких кромок
со скоростью, равной скорости
движения кромки (0,3 м/с); качательное движение создается левым
приводным профилированным кулачком 7. Нижний нож 8 от
кулачка 5 движется поступательно и при встрече с верхним ножом
происходит резание кромки. Куски кромки по желобу поступают
в короб, периодически удаляемый при помощи мостового крана.
На рис. VII.32 приведен общий вид кромкокрошителя для
резки тонких кромок (толщиной до 4 мм) шириной 20—50 мм,
установленного за дисковыми ножницами (см. рис. VI 1.30).
Приводной вал между опорами имеет форму неправильного
прямоугольника, что позволяет осуществить крепление ножей и
регулировку при помощи винтов. Ножницы имеют две пары ножей
для измельчения двух боковых кромок; неподвижные ножи за-
креплены на стойке рамы, установленной на фундаменте. Ножи
одного суппорта смещены относительно ножей другого суппорта
на 90°, так что за один оборот вала совершаются поочередно
четыре реза (по два реза правой и левой кромок). Вал приводится
от электродвигателя мощностью 7 кВт через редуктор с махови-
ками; скорость движения кромки 0,3—1 м/с.
5. ДИСКОВЫЕ ПИЛЫ
Ввиду того, что при резании на ножницах фасонных профилей
происходит смятие кромок и стенок этих профилей, для резки на
мерные длины двутавровых балок, рельсов, заготовок квадратного
и круглого сечений и других фасонных профилей, а также для
обрезки их концов применяют дисковые пилы.
Пилы разделяют на две группы (в зависимости от конструкции
диска): для горячего резания и для холодного резания (пилы тре-
ния). У пил, относящихся к первой группе, диски зубчатые. У пил
второй группы диски гладкие, резание происходит вследствие рас-
плавления металла при трении быстровращающегося диска. Про-
изводительность этих пил значительно меньше производитель-
447
Рис. VI 1.33. К определению растя-
гивающих напряжений н диске пи-
лы от центробежных сил при вра-
щении с большой скоростью
кольцо будет [равномерно
ности пил горячего резания с
зубьями.
Скорость вращения диска долж-
на быть максимально высокой
для увеличения производительности
пилы.
Определим растягивающее на-
пряжение в диске пилы при его
вращении с угловой скоростью
и линейной (окружной) скоростью.
Если пренебречь влиянием закре-
пления диска в концевых зажим-
ных шайбах и представить его
в виде тонкого кольца (рис.
VI 1.33), то при вращении это
нагружено радиально направлен-
ными центробежными силами q:
q = т~,
где т — масса кольца на единицу длины его окружности, кг/м;
q —• центробежная сила на единицу длины окружности кольца,
Н/м.
Разрежем кольцо по горизонтальному диаметру и отбросим
его нижнюю половину; для соблюдения условия равновесия верх-
ней половины кольца приложим в сечениях разреза две силы Р.
Возьмем на окружности бесконечно малый элемент дуги длиной
rdq) и составим условие равновесия верхней половины диска,
спроектировав действующие на нее силы на вертикаль:
Л/2
2Р — 2 q sin ср г t/tp = 2qr,
о
откуда Р = qr.
Напряжение растяжения в сечении разреза (как и в любом
другом радиальном сечении) будет
о = P/F,
где F — площадь сечения.
Массу кольца на единицу длины его окружности можно пред-
ставить следующим образом: т — Fy, где у — плотность мате-
риала кольца (диска), т/м3;
тогда центробежная сила на единицу длины окружности кольца
будет q — Fy(o2r.
Так как и — ыг, то получим
Р = Fyv2.
448
Напряжение растяжения в диске
О = уу\
Для стального диска у = 7,85 т/м3, поэтому получим
о = 0,00785-v МПа. (VIL24)
Напряжение в диске при его вращении с большей скоростью
должно быть не выше допустимого |о] = 160 МПа, поэтому
максимальная скорость диска пилы не должна превышать
V<^ 0,000785 = 140 М^С’
Практическая скорость вращения дисков находится в пределах
100—120 м/с. Во избежание нагрева диска при вращении с большой
скоростью при резании применяют интенсивное охлаждение его
водой.
Производительность пилы при горячем резании стальных
профилей равна 2000—5000 мм2/с.
При резании дисковой пилой диск надо прижимать к разре-
заемому металлу с усилием Q, т. е. непрерывно подавать диск
«на металл» с некоторой скоростью и. По контактной поверхности
металла с диском возникают окружное усилие резания Р и ради-
альное усилие R.
Мощность по окружности диска пилы Pv эквивалентна мощности
резания металла сечением sh при подаче его со скоростью и и дав-
лении в контакте резания р, поэтому
Pv — pshu,
откуда находим окружное усилие Р на диске (формула А. И. Це-
ликова) с учетом размерностей скоростей v и и
Р = (V1I.25)
где р — давление резания, отнесенное к 1 мм2 сечения стружки;
его определяют по опытным данным и оно зависит от механических
свойств разрезаемого металла, его температуры, скорости резания,
формы зубьев диска и т. д.; для ориентировочных расчетов можно
принимать р = (40 н- 60) ов, где ов — временное сопротивление
металла при данной температуре резания; s — ширина прорези, мм;
можно принимать, что s равно толщине диска плюс 2—4 мм; и —
скорость подачи диска пилы; в зависимости от толщины разрезае-
мого металла, жесткости конструкции пилы и ее производитель-
ности и принимают в пределах 30—300 мм/с; h — толщина сече-
ния разрезаемого металла, мм.
Мощность электродвигателя привода диска пилы (кВт) можно
определить по формуле
N = Рц/т|, (VII.26)
15 Заказ 224
449
Рис. VI 1.34. Усилия, действу-
ющие на диск при резании ме-
талла
где Р — окружное усилие, кН; v —
окружная скорость диска пилы,
м/с; 1] — к. п. д. привода диска; при
непосредственном приводе диска от
двигателя т) = 0,99.
Радиальное усилие, воспринимае-
мое диском пилы, на основании опыт-
ных данных для горячего резания
стали принимаем равным /? = (8 .15) Р
Усилие подачи, согласно рис.
VI 1.34, можно определить по уравнению
Q — Q() — Qi = Р cos а — Р sin а,
(VII.27)
где угол а находят графическим путем для каждого конкретного
случая резания металла заданного профиля
Основные параметры дисковых пил: диаметр, толщина и ход
диска, допустимые размеры разрезаемых профилей и т. д.,
Наиболее широкое распространение в прокатных цехах полу-
чили салазковые дисковые пилы, в которых привод диска распо-
ложен на подвижной раме с направляющими (салазках). Жесткость
направляющих станины и самих салазок исключает боковое бие-
ние диска, что является основным достоинством этих пил.
На рис. VI 1.35 показана салазковая дисковая пила конструк-
ции УЗТМ, предназначенной для горячей резки на мерные длины
рельсов, балок и других профилей.
Диск жестко закреплен на конце двухопорного вала, приводи-
мого в движение электродвигателем переменного тока мощностью
185 кВт и частотой вращений 975 мин-1. Диаметр диска 2000—
1800 мм, максимальная окружная скорость 100 м/с. Для обеспе-
чения безопасной работы диск сверху закрыт кожухом; при работе
зубья диска интенсивно охлаждаются водой. Диск вместе с при-
водом установлен на жесткой стальной раме (салазках) 2, пере-
мещаемой по направляющим в станине 4 при помощи зубчатой
Рис VI 1.35. Дисковая салазковая пила
450
передачи от электродвига-
теля 5 мощностью 14—
28 кВт и частотой враще-
ния 710—1420 мин-1 (с ре-
гулируемым напряжени-
ем) через цилиндро-кони-
ческий редуктор с общим
передаточным числом i =
100; скорость передвиже-
ния салазок 135—270 мм/с.
Регулирование скорости
подачи при резании осу-
ществляется автоматиче-
ски в зависимости от на-
грузки на диск при ре-
зании. Вес салазок вос-
принимается катками диа-
метром 350 мм и не передается на реечное зацепление.
Пила установлена на двух направляющих балках (плитовинах),
может передвигаться по ним при помощи реечного привода от
электродвигателя 3 переменного тока мощностью 5 кВт и частотой
вращения 910 мин-1; скорость передвижения 34 мм/с (перемеще-
ние необходимо при резке профилей на различные мерные длины
несколькими пилами одновременно). На салазках установлены
насосы J для подачи жидкой и густой смазки в узлы трения.
Для резки горячего проката крупных сечений (квадрат 200 X
Х200—300x300 мм, круг 200—350 мм) из углеродистой и леги-
рованной сталей (с временным сопротивлением до 120 МПа при
900—1000 °C) применяют роторные дисковые пилы конструкции
ВНИИметмаша (рис. VII.36).
Диск пилы 1 диаметром 2000—2500 мм, толщиной 10—12 мм
вращается со скоростью 50—100 м/с; шаг зубьев 50—100 мм;
зубья подвергают закалке при нагреве токами высокой частоты и
отпуску на специальной установке. Подшипники диска 2 уста-
новлены на конце сбалансированного рычага-водила 3, вал кото-
рого 4 смонтирован в раме 5 на подшипниках качения и приво-
дится от электродвигателя постоянного тока мощностью ПО—
400 кВт через редуктор 6. Диск приводится во враще-
ние от электродвигателя через клиноременпую передачу 7
с натяжным роликом, имеющим винтовой механизм переме-
щения.
Электродвигатель водила работает в режиме запуска на каждый
рез заготовки; к моменту резания скорость подачи диска на металл
0,5—1 м/с; после резания водило останавливается в фиксирован-
ном положении при помощи командоаппарата.
Центр диска пилы вращается по круговой траектории относи-
тельно оси приводного вала рычага-водила 3. Благодаря большой
скорости подачи (в 50—100 раз большей, чем у салазковых пил)
15* 451
время собственно резания металла составляет 0,2—0,3 с. Цикл
одного резания 5—8 с (вместо 15—20 с при резании салазковыми
пилами). Таким образом, производительность роторных пил зна-
чительно выше, чем салазковых.
Глава VIII
ПРАВИЛЬНЫЕ МАШИНЫ И ПРЕССЫ
1. МАШИНЫ ДЛЯ ПРАВКИ листов
Назначение и классификация
Листоправильные многороликовые машины разделяют на две
группы: с параллельным расположением роликов и наклонным
(рис. VIII. 1). На первых осуществляют правку толстых (свыше
12 мм) и в некоторых случаях предварительную правку тонких
листов, на вторых правку тонких листов и полосы (до 4 мм).
На машине с параллельным расположением роликов лист
прогибается одинаково под всеми роликами. В машине с наклон-
ными роликами лист получает наибольший прогиб между первыми
роликами; дальше по мере продвижения листа прогиб его умень-
шается и у последних роликов кривизна (коробоватость, волни-
стость) полностью выправляется — в этом состоит преимущество
правки листов (полосы) на этих машинах по сравнению с правкой
на машинах с параллельным расположением роликов.
Основными параметрами листоправильных многороликовых
машин являются: диаметр роликов £>; шаг роликов t; число роли-
ков п; длина бочки роликов L и толщина листов h, подвергаемых
правке на данной машине.
Диаметр и шаг роликов обусловливают качество правки и уси-
лия на ролики правильной машины. Слишком большие шаг и
диаметр роликов не обеспечивают требуемой точности правки,
а при уменьшении их увеличивается давление на ролики и услож-
няется конструкция машины.
Теория определения оптимальных величин шага и диаметра
роликов еще недостаточно разработана, поэтому их значения
выбирают на основании практических данных в зависимости от
толщины листов, подвергаемых правке на данной машине. Шаг
роликов обычно принимают равным t « 1,1£>.
Точность правки обусловлена также числом роликов в одной
машине: чем больше роликов, тем лучше качество правки. Обычно
для правки листов толщиной более 4 мм принимают 9—11 роликов,
а при правке тонких листов 13—17 роликов (в некоторых случаях
для особо качественной правки 19—29 роликов).
Скорость правки выбирают в зависимости от производитель-
ности машины и толщины листов. На основании практических
452
Рис. VIII.1. Схемы листоправильных машин с параллельным (с) и наклонным (6) распо-
ложением роликов
данных можно принимать следующие значения скорости правки:
для тонких листов (0,5—4 мм) 6—0,5 м/с; для толстых листов
(4—30 мм) при холодной правке 0,5—0,1 м/с и при горячей 1,0
0,3 м/с.
Качество правки зависит также от качества поверхности ра-
бочих роликов и степени их износа. Так как при холодной правке
износ роликов зависит от контактных напряжений, то эти напря-
жения не должны быть слишком большими. Ориентировочно их
можно определить по формуле Герца, предполагая, что упруго-
деформируемый ролик (цилиндр) радиусом R и длиной бочки /
лежит на несжимаемой плоскости (лист) и нагружен силой Р:
^конт = 0,418PEjbR < 2от,
(VIII. 1)
где b — ширина листа; R — радиус ролика; Е — модуль упруго-
сти материала ролика; от—предел текучести материала листа,
подвергаемого правке; Р — максимальное давление на ролик
[см. формулу (VIII. 10)].
Подсчитанное по этой формуле максимальное контактное на-
пряжение не должно превышать удвоенного предела текучести
материала полосы.
Для повышения жесткости листоправильной машины и дости-
жения требуемого качества и точности правки рабочие ролики
опираются на опорные ролики. Диаметр опорных роликов при-
нимается равным или больше диаметра рабочих роликов. Длина
бочки рабочих роликов определяется максимальной шириной
выправляемых листов. Длина бочки опорных роликов определяется
конструктивно в зависимости от их количества по длине бочки
рабочих роликов.
Рабочие и опорные ролики изготавливают из стали марок 9Х,
ШХ15, 12ХН2А (последняя для роликов диаметра менее 90—
100 мм), имеющей повышенную прочность, высокую твердость и
повышенное сопротивление изнашиванию. Бочки роликов под-
вергают поверхностной закалке с нагрева токами промышленной
или высокой частоты до твердости HRC 55—65. Ролики для горя-
чей правки изготавливают из среднеуглеродистой стали и наплав-
ляют твердыми сплавами.
453
При выборе основных параметров листоправильных машин
следует руководствоваться соответствующими таблицами (норма-
лями), составленными ВНИИметмашем и заводами — изготови-
телями этих машин — СКМЗ и УЗТМ.
Основы теории правки полосы
Процесс правки на многороликовых машинах основан на упруго-
пластическом знакопеременном изгибе полосы, движущейся между
роликами, расположенными в шахматном порядке (рис. VIII.2).
Для изгиба полосы к пей надо приложить такой внешний изги-
бающий момент, который преодолел бы момент внутренних сил,
возникающих вследствие появления в полосе внутренних напря-
жений противоположного знака.
Чему равны эти внутренние напряжения и как они распреде-
ляются по толщине полосы?
Когда между двумя роликами лист изгибается третьим роли-
ком (рис. VII 1.2, а), то возможны следующие три случая распре-
деления внутренних напряжений: 1) при упругом изгибе; 2) при
пластическом изгибе; 3) при упругопластическом изгибе.
1. Упругий изгиб полосы (рис. VIII.2, б) — наружные слои
металла сжимаются (растягиваются), в нейтральном сечении
деформация и напряжение равны нулю.
Гак как деформация упругая, то напряжения будут возрас а ь
от середины полосы к периферийным слоям по закону Гука, т. е.
прямо пропорционально деформациям слоев металла. Изменение
напряжений в металле будет выражаться треугольником сжатия
(волокна ближе к ролику) и треугольником растяжения, причем
на поверхности полосы эти напряжения могут быть близки к пре-
делу текучести о.г.
Возьмем бесконечно малый слой металла dy по толщине полосы
на расстоянии у от среднего нейтрального сечения (рис. VIII.2, б).
Элементарная площадь этого слоя равна bdy, где b — ширина
изгибаемой полосы. При упругом изгибе в этом сечении имеется
напряжение ау и на площадку действует сила, равная dT = UydF —
= Gybdy. Эта сила относительно средней нейтральной оси создает
элементарный момент, равный dM = dTу = Gyby dy.
Суммируя (интегрируя) все элементарные моменты, действую-
щие по высоте полосы, получим упругий момент внутренних сил:
Л/2
Afy = 2b^ oyydy. (VIII.2)
о
Напряжение оу можно выразить через напряжение в поверх-
ностном слое, равное пределу текучести от. Так как напряжения
распределяются по прямой линии, проходящей через нейтральное
сечение, то справедливо соотношение подобных треугольников:
°у __ у ___ 2у
от ~ ~hi2 ~ ~/Г'
откуда
Gy = От -г.
Подставляя это значение в предыдущее уравнение, получим
Ы‘2.
My = 4oT-^-J = (VIII.2«)
о
Так как b/z2/6 = lVy — моменту сопротивления сечения полосы
при упругом изгибе относительно нейтральной оси, то получим
известное выражение момента изгиба полосы прямоугольного
сечения:
Му = от№у. (VIII.3)
Таким образом, момент упругого изгиба пропорционален квад-
рату толщины полосы, т. е. при увеличении толщины полосы в два
раза момент, необходимый для ее изгиба, увеличивается в четыпе
раза. 1
455
Так как деформация при изгибе упругая (обратимая), то после
снятия нагрузки (например, после подъема среднего ролика) по-
лоса примет свою первоначальную форму и сечение II—II снова
совместится с сечением I—1,
2. Пластический изгиб (рис. VII 1.2, в) — напряжения в металле
по всему сечению равны пределу текучести <ту = от = const и
после изгиба материал получает остаточную деформацию. Под-
ставляя это значение оу в уравнение (VII 1.2) получим
Л/2
Мл = 2отб J у dy = от . (VIII.4)
о
Выражение bh2/4 (по аналогии с U”y при упругом изгибе) назы-
вается пластическим моментом сопротивления сечения относи-
тельно нейтральной оси и обозначается 1ГП, т. е. IFn = bh2/4,
поэтому формулу (VIII.4) можно написать так:
Мп = ovWa. (VIII.5)
Отношение моментов изгиба и моментов сопротивления при пласти-
ческом и упругом изгибе для полосы прямоугольного сечения равно
Мп/Му = 1ГпЖу = 3/2. (VIII.6)
Таким образом, момент внутренних сил при пластическом из-
гибе полосы прямоугольного сечения в 1,5 раза больше максималь-
ного момента при упругом изгибе.
3. Упруго-пластический изгиб (рис. VII 1.2, г). Пластическая
(остаточная) деформация не проникает насквозь через всю тол-
щину полосы: поверхностные слои деформируются пластически
(напряжение постоянно и равно пределу текучести сгт), а внутрен-
ние — упруго. Правка металла на правильных машинах происхо-
дит именно по этой схеме упруго-пластического изгиба.
Граница между упругой и пластической зонами находится на
некотором расстоянии z от нейтральной оси.
Введем следующее обозначение:
h
2 2 2з
^=А^ = 1-т- (V1,L7>
Назовем эту величину коэффициентом проникновения пласти-
ческой деформации, так как он показывает отношение высоты
пластической зоны ко всей толщине полосы.
При чисто упругом изгибе z = h/2 и ku — 0; при чисто пласти-
ческом изгибе z — 0 и kn = 1.
При упруго-пластическом изгибе коэффициент ku будет иметь
какое-то промежуточное значение kn <Z 1. При правке полосы не
может быть чисто пластического изгиба <ту = = const по всему
сечению (что возможно только при пластическом растяжении),
так как при любом наклоне сечения II—II (см. рис. VIII.2, б)
456
Рис. VIII.3. К определению усилий на ролики и моментов изгиба полосы
к нейтральной оси (исключая как нереальный случай, когда этот
угол равен нулю) существует упругое ядро сечения, в котором
напряжения следуют закону Гука (по прямой линии) и достигают
максимума оу — от только на границе между упругой и пластиче-
ской зонами сечения.
Очевидно, что момент упруго-пластического изгиба больше
момента упругого изгиба и меньше пластического изгиба Мп >
-ЛТуп Л1у.
Для получения прямолинейной (гладкой) полосы, имевшей
до правки волнистость и местную коробоватость на поверхности,
знакопеременный поперечный изгиб ее между роликами должен
уменьшаться от второго ролика к предпоследнему.
Рассмотрим методику определения усилий на ролики при правке
полосы (рис. VIII.3). Составляя уравнения момента последова-
тельно для сечения 2, 3, 4, ... (п — 2), (п — 1) и п, получим
(смотря налево и учитывая знаки эпюры моментов на рис. VIII.3):
P14 = +^;
/’2 = 4<Л,з + 2М2);
л4/-рз( + рз4= +м* рз = 4<А,‘ + 2Л,з + А,з): и т- Д-
P12i - Р2 41 + P2t -Pt-^ = —Mt- Pt = -^- (Ms + 2Mt + Af3);
o
Л = 4<м‘*> + 2M‘
2 9
= у (0 4- 2/Ид.! + /Ип_2); Pn = - (0 40-L M^).
457
Моменты Мг и Мп равны нулю, так как под первым и последним
роликами нет деформации полосы.
Суммарное давление на все верхние и нижние ролики
п
р = J] Pl = 4 (Af’- 4- м‘ + Л'’ + ••• + (VIII.8)
1
где М2, ... , Mn_i — моменты упруго-пластического изгиба t-тым
роликом.
Для листоправильных машин с большим числом роликов
(п > 11) с достаточной точностью можно принимать, что: 1) под
первыми тремя роликами (вторым, третьим и четвертым) все сечение
полосы деформируется (правится) пластически и моменты М2,
М3 и Л14 определяются по формуле (VIII.4); 2) под последними
тремя роликами (п — 3, п — 2 и п — I) все сечение полосы дефор-
мируется только упруго и моменты 7ИП_3, Мп_2 и Л471_1 опреде-
ляются по формуле (VI 1.2); 3) под остальными средними (п — 8)
роликами значение момента изгиба среднее между пластическим
и упругим моментами.
Подставляя эти значения моментов в основную формулу
(VIII.8), получим
Р = -у (п - 2) от . (VI11.9)
Выясним теперь, какой ролик при правке полосы испыты-
вает максимальное усилие.
Так как первые три ролика изгибают полосу почти пластически
(X = М3 = М, = Мп = от ,
то из анализа уравнения (VIII.7) для Р2, Р3 и Р4 следует, что
максимальное усилие будет испытывать третий ролик; это усилие
Рз = 4Мп = 2оГт^Т'- (VIII. 10)
Мощность и крутящий момент на всех (п — 2) роликах (кроме
первого и последнего, которые не изгибают полосу) при правке
полосы со скоростью v можно определять по формулам:
Nдеф == 2£ ~ (VIII. 11)
где Лдеф — результирующий (суммарный) коэффициент пластиче-
ской деформации при правке полосы
[гД- + Л2(л-3)]> (VIII.12)
здесь k2 = 0,8 -н 0,6 — коэффициент проникновения пластиче-
ческой деформации под вторым роликом.
458
Очевидно, что мощность и момент правки пропорциональны
сечению по.тось™ квадрату предела текучести материала полосы.
При определении мощности электродвигателя для привода
правильной машины, кроме мощности деформац пластического
изгиба (формула VIII.11), необходимо учесть потери мощности
на трение в подшипниках Мподш и мощность трения качения роли-
ков по полосе Мкач для всех п роликов, а также т] • к. п. д.
редуктора и шестеренной клети, имеющихся в линии привода
машины:
N№ = (Мдеф + Л^подш + NK„) 1Л1. (VIII. 13)
Мощность потерь на трение в подшипниках всех п рабочих
роликов
•Мподш ~ Др, g (О.
(VIII.14)
где _ коэффициент трения в подшипниковых опорах роликов;
для шариковых подшипников р, = 0,003; для роликовых р, =
= 0,005; для игольчатых р, = 0,01; для подшипников скольжения
р = 0,08 -г- 0,1; d — диаметр трения в подшипниковых опорах;
со — угловая скорость вращения роликов.
В том случае, если рабочие ролики опираются на опорные,
следует принимать, что все усилие Р передается от рабочих роли-
ков опорным (т. е. опоры рабочих роликов полностью разгружены).
Мощность трения качения роликов по полосе
Мкач = Мкачсо = Рты, (VIII. 15)
где т — коэффициент трения качения; с учетом возможного про-
скальзывания между роликами и полосой следует принимать: для
стальной полосы т = 0,8—1 мм; для полосы из цветных металлов
т = 0,09 1,2 мм.
Конструкции роликовых листоправильных машин
На рис. VIII.4 показана роликовая листоправильная машина
50x2600 мм конструкции УЗТМ с параллельно перемещающейся
верхней траверсой 1. Машина предназначена для холодной и го-
рячей правки толстых листов шириной до 2600 мм и толщиной
25—50 мм при пределе текучести материала листов соответственно
48 н- 120 МПа.
В машине предусмотрено пять приводных рабочих роликов 2
диаметром 400 мм (два средние вверху и три внизу): верхние край-
ние ролики 4 диаметром 450 мм неприводные и предназначены для
горизонтального направления металла и устранения общей кри-
визны выходящего листа; эти ролики перемещаются независимо
в вертикальном направлении при помощи нажимных винтов, снаб-
женных ручным приводом нажимных гаек. Для уменьшения про-
гиба рабочих роликов к ним предварительно прижимают опорные
459
Л|
7J-
12
КМ
Рис. VII 1.4. Листоправильная 7-роликовая
машина 50X2600 мм с параллельно переме-
щающейся верхней траверсой для горячей
правки толстых листов
ролики диаметром 650 мм. Все
ролики установлены в опорах на
самоустанавливающихся сфериче-
ских|роликоподшипниках.
Верхние ролики смонтированы
в верхней подвижной траверсе:
нижние — в нижней траверсе 5,
опирающейся на фундамент. В ниж-
ней траверсе по углам смонтиро-
ваны четыре жесткие колонны 6
диаметром 320 мм; вверху они
опираются на траверсу своими
соединены с траверсой гайками,
гаек в плоскости стыка запле-
заплечиками, внизу ^колонны
Благодаря горячей затяжке
чиков 7 с траверсой предварительно созданы напряжения сжатия,
460
поэтому при растяжении колонн усилием правки плотность стыка
заплечиков с траверсой сохраняется, что необходимо для обеспе-
чения жесткости всего соединения и повыш ния т чности правки.
Для установки необходимого раствора между рабочими ро-
ликами верхняя траверса перемещается параллельно по вертикали
при помощи червячных передач 8, 9, установленных на концах
колонн и приводимых от электродвигателя 10 мощностью 22 кВт
и частотой вращения 690 мин-1, скорость перемещения 20 мм/мин.
При этом нижняя гайка-ступица 11 приводится от червяка и при
помощи промежуточного кольца 12 с внутренним зубчатым за-
цеплением передает вращение верхней гайке 13\ последняя, вра-
щаясь и перемещаясь вверх (вниз) по резьбе втулки, поднимает
(опускает) траверсу с роликами. Таким образом, резьбовое чер-
вячное колесо (ступица) 11 не воспринимает усилий от массы
траверсы.
Рабочие ролики приводятся в движение пятью универсальными
шпинделями, соединенными с комбинированным редуктором —
шестеренной клетью; последний приводится от электродвигателя
постоянного тока мощностью 100 кВт и частотой вращения
475/950 мин-1; скорость роликов (скорость правки) 0,4—0,8 м/с.
Достоинством этой машины является то, что верхняя траверса
вместе с приводом ее перемещения может быть легко снята при
помощи крана, что упрощает ремонт машины и смену роликов.
В листоправильных машинах конструкции СКМЗ аналогичного
назначения для регулирования поджатия опорных роликов вместо
нажимных винтов применены клиновые устройства.
На рис. VII 1.5 показана правильная машина новой конструк-
ции УЗТМ, предназначенная для правки толстых листов после их
термообработки: толщина листов 12—32 мм, ширина до 2600 мм,
предел текучести материала листов до 650 МПа. Как и описанная
выше, эта машина имеет четыре колонны: нижняя часть станины
состоит из двух стоек /, соединенных внизу траверсой 2 и вверху
стяжками 3. В стойках станины путем горячей затяжки нижних
гаек 4 предварительно созданы напряжения сжатия для уменьше-
ния результирующей деформации станины при растяжении ко-
лонны во время правки. На стойке сверху установлены две тра-
версы 5, закрепленные на колоннах гайками 6, опирающимися
на сферические шайбы.
Для увеличения жесткости машины и повышения качества
правки применены опорные ролики (валки) большого диаметра.
Нижние два опорных ролика 7 диаметром 930 мм установлены
в подушках на четырехрядных конических роликоподшипниках
и могут перемещаться по вертикали при помощи нажимных
винтов, приводимых от электродвигателя; при прогибе этих ро-
ликов их подушки имеют возможность самоустановки на сфериче-
ских подпятниках нажимных винтов.
Три нижних рабочих ролика 8 и 9 имеют различные диаметры:
крайние 368 мм и средний 538 мм; крайние ролики 8 установлю ы
461
1240 АА-6Б-ВВ ГГ
462
на подшипниках скольжения в подушках> расположенных в пазах
опорных роликов; средний ролик 9 не имеет подшипников, он
установлен во впадине, образуемой бочками щух крайних рабочих
роликов.
В верхнем ряду установлены четыре раоочих ролика 10 и 11
различного диаметра: крайние 490 мм и средние 445 мм. Крайние
ролики установлены в подушках на четырехрядных конических
роликоподшипниках и могут перемещаться по вертикали при
помощи нажимных устройств, приводимых от электродвигателя /2;
подушки имеют пружинное уравновешивание. Средние рабочие
ролики с каждой стороны установлены в общей подушке на под-
шипниках скольжения и опираются на верхний опорный ролик 13
большого диаметра (1600 мм); прижим верхних роликов к опор-
ному осуществляется при помощи штырей, которые внизу опи-
раются на стойки станины через тарельчатые пружины.
Верхний опорный ролик (валок) 13 установлен на четырех-
рядных конических роликоподшипниках, расположенных в рас-
точках верхних траверс 5; ролик имеет большую жесткость; для
уменьшения его массы он сделан полым; ролик состоит из гильзы,
к которой электрошлаковой сваркой приварены цапфы. Шаг
нижних опорных роликов больше двух шагов рабочих роликов,
что создает большую устойчивость системы роликов. Все семь
роликов приводятся от двух электродвигателей через комбини-
рованный редуктор и универсальные шпиндели.
Достоинством этой правильной машины является большая
жесткость всей конструкции благодаря применению опорных
роликов и их опор большого диаметра, а также массивных станин,
траверс и колонн; все это позволило повысить допускаемые усилия
на ролики при правке и тем самым расширить диапазон выправляе-
мых листов по толщине. По сравнению с машиной, имеющей только
параллельное перемещение верхней траверсы с роликами (см.
рис. VIII.4), на этой машине возможно регулирование положения
верхних роликов и нижних опорных роликов при помощи меха-
низированных устройств с приводом от электродвигателей, бла-
годаря чему повышается качество правки.
На рис. VIII.6 показана рабочая клеть листоправильной ма-
шины с параллельно перемещающейся траверсой конструкции
СКМЗ. Станина 1 состоит из двух частей, соединенных попереч-
ными балками 2 вверху и 3 внизу. Подушки 4 с подшипниками
для нижних рабочих валков 5 установлены непосредственно в ста-
нине. Подшипники 6 нижних опорных роликов 7 смонтированы
в карманах нижней траверсы 3. Для регулирования прогиба
рабочих роликов имеются клиновые устройства 8. Подвижная
траверса 9 подвешена к поперечной балке 2 при помощи четырех
пневматических цилиндров 10; к траверсе крепятся подушки
верхнего ряда рабочих роликов и своими концами она входит
в направляющие окна станины. Верхние опорные ролики имеют
клиновые устройства, аналогичные нижним. Настройка рабочих
463
Рис. VIII.6. Листоправильная 9-роликовая машина 30X2500 мм с параллельно перемещающейся верхней траверсой
464
роликов осуществляется при параллельном перемещении траверсы
нажимными винтами, имеющими привод от электродвигателя
мощностью 7,5 кВт и частотой вращения 900 мин * через червяч-
ные редукторы. Для обеспечения более надежной задачи листа
в машину (а также во избежание изгиба при выходе его) крайние
(передний и задний) верхние ролики имеют независимое верти-
кальное перемещение от двух электродвигателей мощностью
2,2 кВт и частотой вращения 885 мин”1, что потребовало конструк-
тивно расположить опорные ролики над рабочими строго в одной
плоскости.
На рис. VIII.7 представлена листоправильная машина кон-
струкции УЗТМ с подающими роликами и наклонной верхней
траверсой. Машина установлена в линии поперечной резки тонких
листов и жести перед летучими ножницами и предназначена для
правки полосы толщиной 0,25—0,6 мм и шириной до 1000 мм при
скорости до 5 м/с. Диаметр рабочих и опорных роликов 68 мм,
шаг 70 мм, длина рабочих роликов 1200 мм, опорных 600 мм.
Станина состоит из двух частей: нижней 1 и верхней 2, соеди-
ненных четырьмя стяжными болтами 3 и зафиксированных шпон-
ками 4. Все ролики установлены на игольчатых подшипниках
качения. Верхние рабочие и опорные ролики смонтированы в верх-
ней траверсе 5, имеющей боковые цилиндрические поверхности
(диаметр 750 мм). Для повышения качества правки в машине
предусмотрены два устройства* для наклона верхней траверсы
с роликами и для предварительного прогиба рабочих роликов.
Регулирование наклона траверсы достигается при помощи пере-
мещения ее четырьмя нажимными винтами 6, приводимыми по-
парно нажимными устройствами 7 с ручным приводом штурвалов 8;
траверса имеет пружинное уравновешивание, причем пружины
расположены на стяжных болтах внутри станины. Предваритель-
ный прогиб рабочих роликов опорными осуществляется регули-
рованием прижима опорных роликов при помощи винтов 9, рас-
положенных в верхней и нижней траверсах в местах опор этих
роликов.
Правйльная машина и подающие ролики имеют общий синхро-
низирующий привод от электродвигателя привода летучих ножниц.
На рис. VIII.8 показана 17-роликовая листоправильная ма-
шина конструкции ВНИИметмаша для правки тонких листов
(1—4 мм) шириной до 1500 мм и длиной 2—4 м. В машине предус-
мотрено 17 рабочих роликов (9 в верхнем ряду и 8 в нижнем)
диаметром 75 мм (длина бочки 1700 мм, шаг роликов 80 мм).
В отличие от рассмотренных выше машин в этой конструкции
опорные ролики расположены в шахматном порядке по ’отноше-
нию к рабочим. Такое расположение следует считать более рацио-
нальным для машин, у которых диаметр рабочих роликов невелик
так как при этом достигается большая устойчивость рабочих
роликов в горизонтальной плоскости. Опорные ролики (57 ?пт.)
расположены в три ряда по длине бочки рабочих роликов; диаметр
465
ьо
CH
опорных роликов 75 мм, длина бочки 350 мм. Опускание верхней
траверсы и нажим роликов на листы осуществляются четырьмя
нажимными винтами. В отличие от машины, рассмотренной выше
(см. рис. VIII.4), здесь привод каждого нажимного винта осущест-
вляется от отдельного фланцевого электродвигателя мощностью
2,8 кВт и частотой вращения 1420 мин-1, скорость перемещения
винта 0,3 мм/с. Подъем верхней траверсы осуществляется четырьмя
пружинами, расположенными внизу в станине. Нажимные винты
вверху и внизу опираются на сферические шайбы, предусмотрен-
ные для их самоустаповки при наклоне верхней траверсы; нижние
гайки зафиксированы в станине от проворачивания. Индивидуаль-
ный привод каждого винта дает возможность изменять наклон
траверсы в двух направлениях, что необходимо для повышения
точности правки отдельных листов. Кроме того, для повышения
точности правки предусмотрена возможность предварительного
местного прогиба рабочих роликов, причем для каждого ряда
опорных роликов предусмотрена отдельная регулировка: с этой
целью опорные ролики каждого одного ряда установлены в отдель-
ной траверсе, которая может перемещаться нажимными винтами
с ручным приводом штурвалов. Регулирование наклона всей
верхней траверсы и поджима каждого ряда опорных роликов позво-
ляет править отдельные листы с различной волнистостью, а также
местную коробоватость, что является достоинством конструкции
этой машины.
Листоправильные машины для правки растяжением
Правку растяжением применяют для стальных листов и листов из
цветных металлов (например, дюралюминия), которые трудно
править на роликовых машинах. При правке растяжением в ма-
териале листа необходимо создать напряжение, равное пределу
текучести сгт, поэтому к листу необходимо приложить растягиваю-
щее усилие, равное Р = где F — bh — площадь сечения
листа.
Для правки листов растяжением применяют растяжные гид-
равлические машины с зажимами концов листа двух типов: меха-
ническим и гидравлическим.
На рис. VIII.9 показана листоправильная растяжная машина
конструкции УЗТМ. Машина предназначена для правки растя-
жением толстых листов дюралюминия (4—12 мм) шириной до
2700 мм и длиной 2—10 м; максимальное усилие растяжения 10МН.
Сварная (из толстых листов) станина 1 состоит из нескольких
частей, соединенных между собой болтами в горячем состоянии.
Станина установлена па фундаментные балки двумя опорами
(из которых одна, правая, подвижная). Задняя (правая) головка 2
при растяжении листа неподвижна. Предварительно в зависимости
от длины листа она устанавливается на станине и закрепляется
пальцами (фиксаторами), входящими в гнезда (отверстия) в ста-
4G8
Рис. VIII.9. Листоправильная растяжная машина усилием 10 МН с гидравлическими
зажимами листа
нине; перемещение головки и ее фиксация осуществляются при
помощи задних вспомогательных гидроцилиндров 3.
Передняя (левая) зажимная головка 4, осуществляющая растя-
жение листа, соединена тягами с траверсой на плунжере 5 рабочего
цилиндра; ход плунжера и головки 850 мм; давление масла в ци-
линдре до 16,5 МПа; скорость перемещения плунжера 10 м/с (при
работе двух насосов).
В передней и задней головках расположены зажимные клиновые
механизмы (а = 12°). Зажимные губки 6 сближаются (зажимают
469
лист) л расходятся при помощи шарнирного привода от двух гидро-
цилиндров 7, расположенных на боковых сторонах зажимной
головки. Гидроцилиндры создают только предварительный зажим
листа в губках; окончательный зажим происходит при растяжении
листа в результате самозаклинивания губок между наклонными
плоскостями клинового устройства; расклинивание (отжим) губок
осуществляется обратным ходом плунжера 8. Подача толстых и
длинных листов к машине и заправка их в зажимные головки
осуществляются- при помощи механизированных тележек.
Преимущество правки растяжением перед правкой знакопере-
менным изгибом состоит в том, что она позволяет в большей сте-
пени устранить коробоватость поверхности листов благодаря
возможности достижения большой пластической деформации по
всей ширине (1—4 %) без следов (царапин) на поверхности, по-
этому правильно-растяжные машины находят широкое примене-
ние для правки листов из малопластичных высокопрочных мате-
риалов: легированной стали, дюралюминия, сплавов титана и др.
Недостатки правки на растяжной машине: 1) жесткий зажим
концов листа в рифленых стальных закаленных губках вызывает
локальные концентрации напряжений, порчу поверхностей по
концам и обрывы концов; 2) поштучная установка и правка листов
не позволяют применять растяжные машины в поточных техноло-
гических линиях.
С целью устранения этих недостатков во ВНИИметмаше созданы
новые растяжные машины, в которых: а) вместо рифленых стальных
губок применены гладкие текстолитовые пластины, зажим листа
в которых осуществляется при помощи гидрофрикционного уст-
ройства; под губку устанавливают эластичные камеры, в которые
подается жидкость под давлением, создающим равномерное удель-
ное усилие, не превышающее 10 % от предела текучести мате-
риала листа, что исключает порчу поверхности концов листа;
б) между зажимными головками машины установлено несколько
роликов, что обеспечивает большую устойчивость листа при правке
и позволяет править растяжением не только листы, но и длинные
полосы из рулона (путем последовательного «перехвата» участков
полосы, проходящей через щели в зажимных головках при помощи
подающих роликов).
Для правки листов из нержавеющей стали с пределом прочно-
сти до 1000 МПа (толщина 1,5—5 мм, ширина до 2500 мм, длина
до 6 м) на комбинате «Запорожсталь» успешно применяют пра-
вильно-растяжную машину усилием 10 МН конструкции УЗТМ
(подобная показанй на рис. VIII.9). Зажим концов листа осущест-
вляется плоскими стальными (нерифлеными) губками клинового
механизма (а = 9 ), имеющего принудительное перемещение
от мощных гидровилиндров (вместо самозатяжки клиньев на
рис. VIII.9).
2. МАШИНЫ И ПРЕССЫ ДЛЯ ПРАВКИ СОРТОВОГО ПРОКАТА
Назначение и классификация
Роликовые сортоправильные машины применяют для холодной
правки сортового металла всех сечений, предусмотренных соот-
ветствующими ГОСТами (рельсов, балок, швеллеров, угловой
стали, квадратных и круглых профилей и т. д.).
Сортоправильные машины с профилированными роликами
конструктивно выполняют двух типов: а) с открытым консольным
расположением роликов; б) с закрытым расположением роликов
на валах между двумя опорами последних.
У правильных машин с консольными однорядными роликами
наиболее нагружены передние опоры. Эти машины более удобны
в эксплуатации (легко доступны для наблюдений и смены роликов),
поэтому их применяют не только для правки мелких и средних,
но и крупных профилей (например, рельсов).
Правильные машины закрытого типа позволяют монтировать
на приводных валах несколько рядов роликов для правки раз-
личных профилей, что сокращает время на смену и настройку
роликов (по'сравнению с машиной, имеющей консольные ролики).
Основными параметрами сортоправильных машин являются:
шаг роликов /, максимальная высота выправляемого профиля h,
момент сопротивления сечения профиля W, диаметр роликов D,
скорость правки v и число роликов п.
Для правки рельсов и крупных сортовых профилей применяют
правильные машины с 7—9 роликами, а для правки средних
и мелких профилей — с 11 —13 роликами. Скорость правки в за-
висимости от требуемой производительности машины принимают
в пределах 0,5—0,3 м/с.
При выборе сортоправильной машины для конкретных требо-
ваний производства следует руководствоваться таблицами (нор-
малями) ВНИИметмаша и заводов-изготовителей этих машин
(УЗТМ и СКМЗ). На рис. VIII. 10 показана правильная машина
конструкции УЗТМ с консольными роликами для правки рельсов
в вертикальном положении их сечения. Максимальный момент
сопротивления сечения рельса 300 см3, предел текучести мате-
риала рельсов 500 МПа. В правильной машине 6 роликов с номи-
нальным диаметром 740 мм. Шаг роликов 1200 мм, скорость
движения рельсов при правке 1—-1,6 м/с. Привод роликов осу-
ществляется от электродвигателя постоянного тока мощностью
150 кВт и частотой вращения 500—1000 мин-1 через специальную
комбинированную шестеренную клеть с встроенной в нее двух-
ступенчатой цилиндрической передачей.
Ролики установлены консольно на приводных валах с опорами
на роликоподшипниках (радиальных и осевых). Верхний вал
каждого ролика установлен в эксцентричной кассете-втулке,
приводимой в движение от двигателя мощностью 2,2 кВт и часто-
той вращения 833 мин 1 через цилиндрические шестерни и червяч-
471
Рис. VIII. 10 Правильная машина открытого типа для правки рельсов
ную пару, встроенные в станину. Таким образом, вращением
эксцентричной втулки достигается радиальная (вертикальная)
установка верхних роликов.
Для направления профиля в машину и частичной доправки его
в горизонтальной плоскости перед машиной и за ней установлены
в направляющих по два вертикальных холостых ролика. Каждый
из этих роликов устанавливают на необходимый размер профиля
при помощи винтов, вращающихся в гайках, смонтированных
в ползунах; привод осуществляется таким же электродвигателем
мощностью 2,2 кВт и частотой вращения 883 мин-1 через двух-
ступенчатый цилиндрический редуктор.
Корпус машины и направляющие вертикальных роликов литые
стальные, а корпус шестеренной клети — литои из модифициро-
ванного чугуна.
На рис. VIII.II показана сортоправильная машина закрытого
типа конструкции СКМЗ. Машина предназначена для холодной
правки профилей различного сечения (что достигается установкой
сменных роликов), момент сопротивления которых не более
50 см3, предел прочности 450 МПа и предел текучести не превышает
260 МПа, а скорость правки 2 м/с.
Профилированные ролики установлены между опорами валов,
47g
Рис. VIII.И. Сортоправильная 8-роликовая машина закрытого типа
Приводными являются шесть роликов (два верхних и четыре
нижних); привод осуществляется от электродвигателя мощностью
60 кВт и частотой вращения 725 мин-1 через редуктор с переда-
точным числом i — 8,466 и шпиндели с пружинным уравновеши-
ванием. Холостыми являются два верхних ролика — второй и
четвертый. Диаметр роликов 450 мм, шаг 500 мм. Вертикальная
регулировка верхних роликов осуществляется ручным нажимным
устройством; уравновешивание верхних подушек и валов с роли-
ками пружинное.
473
Методика расчета соргоправильных машин
Усилия на ролики Р1У Р2> ... , Рп (рис. VIII.12, а) можно опре-
делять по тем же формулам, что и для листоправильных машин.
Формула (VIII.8) для определения общих давлений Р на все
ролики будет справедлива и для сортоправильных машин, однако
в этом случае значительно труднее определить изгибающие мо-
менты М2, .И3, ... , Мп^, необходимые для правки профилей
сложного (непрямоугольного) сечения, ввиду отсутствия экспе-
риментальных данных о величине коэффициента проникновения
пластической деформации kn.
С целью получения простых расчетных формул принимаем, что
первые три ролика-(второй, третий и четвертый) изгибают полосу
пластически, а последние (п — 5) роликов — упруго (исключая
первый и последний, где 7Иизг = 0). Тогда формула (VIII.8)
получит следующий вид:
Р = GTWy [3k + (n — 5)] 8/t, (VIII.16)
где k — Wy — отношение моментов сопротивления сечения
при пластическом и упругом изгибах (для сложных профилей).
Из курса «Сопротивление материалов«» известно, что пласти-
ческий момент сопротивления сечения lVn равен удвоенному ста-
тическому моменту полусечения профиля:
ITn = 2S = 2-f-^c. (VIII. 17)
Рис. VIII.12. К определению усилий па роликах сортоправильиой машины:
а — схема действия усилий; б — пластические моменты сопротивления простых симмет-
ричных профилей
474
Для прямоугольного сечения
е _ 1 1 h bh3
S --^Fyc^-Tbh-T = -r,
поэтому IV n = 2S = ,
где yc— координата центра тяжести полусечения.
Для круглого сечения (см. рис. VIII. 12, б):
2d. с 1 nd2 2 d _ d3 .
“ 3 я ’ д 2 4 3 л ~ 12 ’
tf/u = 25 = Ж 1,7.
11 6 U?y бла3
В справочниках по сортаменту проката приведены данные по
размерам и упругому моменту сопротивления сечения Wy различ-
ных профилей. Для определения IFn по формуле (VI 1.17) необ-
ходимо определить 5, зная размеры полусечения, приводимые
в справочниках. Для ориентировочных подсчетов можно принимать
следующие значения k = WJWy для некоторых профилей:
Круг................. 1,7
Квадрат (на ребро) . - 2,0
Швеллер (лежа) .... 1,2
Уголок................ 1,4
Двутавр (лежа) .... 1,4
Рельс (на подошву) . . 1,6
Работу (мощность) правки можно определить по формуле
(VIII. 11), которая в данном случае получит следующий вид:
Nnr) = -~vFk^, (VIII. 18)
где F — площадь поперечного сечения профиля.
Машины для правки профилей в двух плоскостях
и правки косым изгибом
Сортовые профили в процессе их прокатки,термообработки и ох-
лаждения приобретают местную и общую кривизну и изогнутость
в различных плоскостях по длине. Исправление геометрической
формы профилей осуществляют правкой их на многороликовых
правильных машинах и дополнительной правкой на вертикальных
(крупные профили: рельсы, балки) или горизонтальных (средние
профили: балки, швеллеры) прессах.
Правка профилей на многороликовых машинах осуществляется
путем последовательного знакопеременного поперечного изгиба
их между роликами, расположенными в шахматном порядке
(рис. VIII 13, о). Очевидно, что при этом может быть достигнуто
выпрямление профиля только в одной плоскости (обычно в плоско-
сти наименьшей жесткости, т. е. в положении профиля «лежа»).
Этот метод правки можно считать достаточным только для правки
475
a
Рис. VIII. 13. Схемы правки сортовых фасонных профилей:
а — одноплоскостная правка на многороликовой правильной машине с роликами, рас-
положенными в шахматном порядке; б — дополнительная правка во взаимно перпенди-
кулярных плоскостях на прессе; в — двухплоскостная правка на двухсекционной пра-
вильной машине (I и II — отдельные секции с горизонтальными и вертикальными роли-
ками); г — правка косым изгибом (стесненным кручением) на многороликовой правиль-
ной машине (/, 3,6, 7 — стационарные ролики; 2,4,6 — поворотные ролики)
простых сортовых профилей (круг, квадрат). Для фасонных сорто-
вых профилей (рельсы, балки, швеллеры) применяют дополни-
тельную правку во взаимно перпендикулярных плоскостях двумя
способами: 1) на прессах путем местного изгиба профиля бойком
между двумя опорами (рис. VIII.13, б): этим способом исправляют
отдельные искривленные участки и добиваются общей прямо-
линейности профиля по длине; 2) вторичной правкой профиля на
миогороликовой правильной машине, настроенной на правку
в другой плоскости. Для осуществления правки по этому способу
за последние годы получили применение так называемые правиль-
ные машины двухплоскостной правки (рис. VIII.13, в). Эти машины
состоят из двух отдельных секций: первая с горизонтальными
роликами и вторая с вертикальными роликами. Ролики в этих
секциях, как в обычных правильных машинах, расположены
в шахматном порядке (на некоторых машинах предусмотрена воз-
можность изменения шага между роликами в зависимости от ве-
личины сечения и требуемого качества правки).
Правка профилей осуществляется последовательно в первой
секции — в вертикальной плоскости, во второй — в горизонталь-
ной плоскости. Эти машины обладают большой производительно-
стью и обеспечивают качественную правку всех нормальных фа-
сонных (открытых) профилей (рельсов, балок, швеллеров, угловой
и зетовой стали).
Тонкостенные профили как и обычные нормальные профили,
обладают большой жесткостью (большим моментом инерции), но
476
имеет более тонкие стенки; применение таких профилей при
строительстве промышленных сооружений позволяет сэкономить
10—15 % металла.
При прокатке и охлаждении тонкостенные профили не только
искривляются (как обычные профили), но приобретают дополни-
тельную пространственную кривизну (скрученность по винтовой
линии). Практика показывает, что выправить такие профили
путем знакопеременного изгиба в двухсекционных машинах ока-
зывается во многих случаях невозможным.
Для правки тонкостенных профилей (балок, швеллеров, угол^
ков) предложен и уже применяется на практике так называемый
способ стесненного кручения (или косого изгиба) (рис. VIII. 13, г).
Сущность этого способа заключается в том, что при правке на мно-
гороликовой правильной машине к сечению профиля приклады-
вается крутящий момент, направленный в сторону, обратную
углу скручивания профиля до правки. Конструктивно это выпол-
няется следующим образом. Правильная машина имеет несколько
пар консольных роликов соответствующего профиля, причем
ролики расположены не в шахматном порядке (как на обычных
правильных машинах), а один над другим. Нечетные пары пра-
вильных роликов установлены в стационарных станинах, а чет-
ные — в станинах, имеющих возможность поворачиваться (вместе
со своими консольными роликами) относительно продольной оси
выправляемого профиля. Таким образом, каждая последующая
пара роликов может быть установлена под некоторым углом к вер-
тикали (по отношению к предыдущей паре роликов). Соответствую-
щей профилировкой наклонных роликов движущемуся профилю
сообщается косой изгиб относительно продольной оси, т. е.
закручивание его на определенный угол между предыдущей и
последующей парами роликов, установленных в стационарных
станинах.
3. ПРАВИЛЬНЫЕ ПРЕССЫ
Правильные прессы применяют для дополнительной правки кон-
цов сортовых профилей, недостаточно качественно выправленных
на роликовых машинах, а также правки сортовых профилей
(балок, швеллеров) в плоскости наибольшей жесткости их попереч-
ного сечения.
Правильные прессы бывают двух типов: вертикальные и гори-
зонтальные; в обоих случаях их выполняют шатунно-эксцентри-
ковыми.
На вертикальных прессах выправляемый профиль устанавли-
вают на двух роликовых опорах, расположенных на нижнем не-
подвижном столе пресса. Правку осуществляют приложением
усилия Р посередине между опорами путем перемещения верхнего
ползуна с призмой, соединенного с эксцентриковым валом.
На горизонтальных прессах схема правки аналогична описан-
ной выше, но ползун с кривошипно-шатунным приводом располо-
477
3275
2600
жен горизонтально. На рис. VIII. 14 представлен горизонталь-
ный пресс конструкции УЗТМ для правки крупных профилей;
максимальное усилие пресса 2,9 МН.
Правая массивная стальная линейка 6 совершает возвратно-
поступательное движение от шатунно-эксцентрикового механизма
7, приводимого электродвигателем мощностью 70 кВт. Ход ли-
нейки 50 мм, скорость 28 ходов в минуту. Левую линейку 3 пред-
варительно устанавливают на определенном расстоянии от правой
(в зависимости от сечения профиля и его кривизны) при помощи
нажимного винта 2, приводимого электродвигателем мощностью
28 кВт через червячную передачу 1.
Максимальное расстояние между крайними опорами (приз-
мами) на концах линеек 2800 мм. В зависимости о г направления
кривизны выправляемого профиля посередине линеек устанавли-
вают левый 4 или правый 5 бойки (призмы). Выдвижение бойков
осуществляется тягами 9, шарнирно соединенными с реечным при-
водом 8, расположенным внизу.
Горизонтальный пресс установлен в линии рольганга за сорто-
правильной машиной и после настройки работает непрерывно
при движении профилей по рольгангу.
478
Глава IX
МАШИНЫ ДЛЯ СМАТЫВАНИЯ ПОЛОС И КАТАНКИ
Моталки применяют для сматывания прокатанного металла в ру-
лоны (полоса, лента, штрипс) и бунты (катанка, мелкосортные
профили).
По назначению и конструкции моталки можно разделить на
четыре группы: 1) ролико-барабанные моталки для горячей по-
лосы; 2) барабанные моталки для холодной полосы; 3) моталки —
свертывающие машины для горячей полосы-штрипса; 4) моталки
для сматывания в бунты горячих мелкосортных профилей (круг,
квадрат) и проволоки (катанки).
Разматыватели (с отгибателями) предназначены для приема и
центрирования рулонов, отгибания переднего конца рулона
с целью направления полосы в прокатный стан (или агрегат
резки, отжига, покрытия и т. д.) и создания натяжения полосы
при разматывании рулона.
1. РОЛИКО-БАРАБАННЫЕ МОТАЛКИ ДЛЯ ГОРЯЧЕЙ ПОЛОСЫ
Моталки являются весьма ответственными машинами непрерыв-
ного широкополосового стана. От их работы зависят успешная
эксплуатация всего стана и качество готовой полосы.
На современных широкополосовых станах скорость прокатки
полосы достигает 20—25 м/с, масса рулона 30—50 т.
Конструкция моталок должна обеспечивать следующие техно-
логические и эксплуатационные требования:
1) рулон должен быть плотным, без телескопичности витков;
с этой целью сматывание необходимо производить при натяжении
полосы и при правильном ее направлении специальными устрой-
ствами. При неплотном рулоне облегчается доступ кислорода
воздуха к внутренним виткам, образуется окалина, ухудшается
микроструктура металла вследствие неравномерного охлаждения
витков; цри наличии телескопических витков кромки полосы
повреждаются при последующей транспортировке рулонов и их
хранении на складе; 2) при захвате полосы моталкой и сматывании
ее в рулон не должны образовываться петли и складки полосы
на рольганге перед тянущими роликами; 3) моталка должна иметь
жесткую и износостойкую конструкцию в условиях непрерывной
работы при высоких температурах (500—700 °C), при охлаждении
водой, наличии окалины и при динамических нагрузках; 4) ремонт
моталок должен производиться в минимальное время; 5) приемно-
передающие устройства должны сохранять правильную форму
рулона (без повреждения).
Учитывая большие габариты и массу вращающихся деталей
моталки, качество ремонта моталки должно быть весьма высоким.
Горизонтальные оси и образующие цилиндрические поверхности
479
верхних тянущих роликов, барабана моталки и формирующих
прижимных роликов должны быть строго параллельными. Только
при выполнении этого условия можно смотать полосу в плотный
рулон без телесколичности его витков. Перед началом наматыва-
ния переднего конца полосы окружные скорости тянущих роли-
ков, барабана моталки и формирующих роликов должны быть
больше скорости полосы (на 10—20 %). Для обеспечения захвата
переднего конца полосы зазор между верхними тянущими роли-
ками необходимо точно регулировать, что способствует также
уменьшению динамических нагрузок.
Сматывание горячекатаной полосы на барабан моталки в плот-
ные рулоны можно осуществить двумя способами: 1) барабаном
моталки, создающим натяжение (без прижима к полосе формирую-
щих роликов); 2) формирующими роликами, плотно прижатыми
к полосе на барабане моталки, но без натяжения полосы барабаном
моталки.
Практика показывает, что при сматывании полосы рулон имеет
эксцентричность, которая вызывает динамические нагрузки на
формирующие ролики, поэтому по первому способу моталки
работают более спокойно.
При сматывании относительно тонкой горячей полосы (1—4 мм)
после образования 2—3 первых витков формирующие ролики от-
водятся от рулона и дальнейшее сматывание осуществляется с на-
тяжением полосы барабаном моталки; верхние тянущие ролики
при этом работают в генераторном (тормозном) режиме или же
они имеют зазор между роликами. Формирующих роликов доста-
точно двух с концентрическими проводками между ними (рис. IX. 1).
Сматывание более толстой полосы (5—16 мм) можно осущест-
влять по этому первому способу, но при этом потребуется большая
мощность электродвигателя привода барабана моталки. Поэтому
в большинстве случаев сматывание толстой полосы осуществляется
по второму способу, причем в моталке устанавливают 2—3 пары
прижимных роликов более жесткой конструкции. После захвата
переднего конца полосы барабаном моталки прижимные ролики
остаются прижатыми к полосе и сматывание ее в рулон с натяже-
нием осуществляется как прижимными роликами, так и барабаном
моталки; верхние ролики в этом случае работают в режиме тя-
нущих для полосы на рольганге и подающих для полосы, направ-
ляемой в моталку.
Очевидно, что для упрощения конструкции на непрерывном
широкополосном стане целесообразно применять моталки двух
типов: для сматывания полос толщиной 1,2—4 и 4—16 мм; по-
следние должны быть удалены от первых на 30—50 м для обеспе-
чения охлаждения более толстой полосы перед сматыванием.
По выходе из последней чистовой клети и при движении по
отводящему рольгангу к моталке передний конец полосы изогнут
кверху. Для улучшения захвата переднего конца полосы верхний
ролик тянущего устройства имеет увеличенный диаметр по сравне-
480
Рис. IX. 1. Схемы 8-роликовой
(«), 4-роликопой (6) и 2-ролико-
вой (е) барабанных моталок для
сматывания горячей полосы:
/ — подающие ролики; 2’ —
формирующие ролики; 3 — ба-
рабан; 4 — проводки
Полоса
5
2
нию с нижним роликом; для этой же цели верхний ролик смещают
на угол 15—20° вперед (по направлению движения полосы) по
отношению к нижнему ролику. При изменении направления
движения (из горизонтального перед роликами в наклонное
за роликами по проводке к барабану моталки) полоса испыты-
вает пластический изгиб в натяжных роликах относительно
оси нижнего ролика. Для того чтобы не было проскальзывания
роликов по полосе (что приводит к появлению рисок на
поверхности полосы), необходимо, чтобы окружная скорость
верхнего ролика (со стороны растянутых волокон металла)
была несколько больше (с учетом толщины полосы) окружной
скорости нижнего ролика. Это требование может быть выпол-
нено только в том случае, если верхний и нижний ролики имеют
индивидуальный привод от отдельных электродвигателей постоян-
ного тока с автоматическим регулированием их скорости в зави-
симости от скорости и толщины полосы.
В прежних конструкциях натяжных роликов привод роликов
осуществляли от одного электродвигателя через редуктор, пере-
даточное число которого определяли из условия равенства окруж-
ных скоростей роликов, имеющих различные диаметры. Эта схема
привода имеет существенный недостаток, так как между полосой
и роликами всегда имеется проскальзывание, вызывающее дефекты
на поверхности полосы.
Чтобы рулон не имел по торцам телесколичности витков, необ-
ходимо. при наматывании правильно направлять полосу на бара-
бан моталки, т. е. сохранять неизменное положение полосы перед
и за тянущими роликами. Для этого на рольганге перед моталкой
устанавливают направляющие линейки, которые имеют двойной
привод: электрический и пневматический.
16 Заказ 224
481
Расстояние между линейками предварительно в зависимости
от ширины полосы устанавливается при помощи электропривода,
перемещающего два ползуна, имеющего гайки, в которых вра-
щается винт; ползуны перемещаются при этом но круглым на-
правляющим. При приближении переднего конца полосы к тяну-
щим роликам автоматически включаются пневматические цилиндры
штоки которых перемещают линейки и центрируют полосу отно-
сительно тянущих роликов в течение периода сматывания полосы
в рулон. Консольный барабан имеет большую жесткость с целью
уменьшения его прогиба от массы рулона и натяжения полосы
при сматывании.
Для снятия рулона с барабана моталки применяют тележки-
съемники (вместо ранее применявшихся сталкивателей, повреж-
давших кромки витков).
Формирующие ролики и барабан моталки имеют безредуктор-
ные приводы от электродвигателей, не требующие зубчатых за-
цеплений высокой точности.
2. БАРАБАННЫЕ МОТАЛКИ ДЛЯ ХОЛОДНОЙ ПОЛОСЫ
Назначение моталок
Барабанные моталки применяют для сматывания в рулоны длин-
ных полос и ленты при холодной прокатке. Эти моталки не только
наматывают (или сматывают) полосу, но и одновременно сообщают
ей натяжение, что необходимо для устойчивого процесса прокатки,
получения плотного бунта и правильного направления полосы
при входе ее в валки и при выходе из валков. Создание переднего
(на выходе металла из валков) и заднего (на входе металла в валки)
натяжений полосы желательно также и потому, что за счет натя-
жения снижается давление на валки при прокатке.
Барабанные моталки применяют при холодной прокатке длин-
ных полос и ленты (сматываемых в рулоны) на реверсивных и
нереверсивных станах.
На реверсивных одноклетевых станах моталки устанавливают
по обеим сторонам рабочей клети (рис. IX.2, а). Холодная про-
катка па этих станах ведется в такой последовательности: горяче-
катаная полоса (лента) в виде рулона подается к стану, рулон
устанавливается на разматыватель и с него полоса подается либо
прямо в валки, либо перематывается на моталку для получения
более плотного бунта и создания большего заднего натяжения при
прокатке. Заправка переднего конца полосы в валки и затем в мо-
талку происходит без обжатия этих участков полосы.
После того как конец ленты зажат во второй моталке, установ-
ленной за станом, начинается прокатка полосы в одну и другую
стороны.
Роль моталок при этом все время меняется: из ведущей (перед-
ней) одна из моталок становится ведомой (задней), а ведомая
(задняя) становится ведущей (передней). Таким образом, осуще-
482
Рис. IX.2. Схема расположения барабанных моталок на станах холодной прокатки „о-
а — реверсивном; б — нереверсивном одноклетевом;
1 — моталки; 2 — направляющие холостые ролики; 3 приж * Р
4 — разматыватель; 5 — гидроцилиндр
ствляется прокатка (в 3—5 проходов в зависимости от толщины
ленты, ее обжатия и степени наклепа), после чего рулон с одной
из моталок снимают и направляют на отжиг для снятия наклепа.
Недостаток реверсивного процесса холодной прокатки рулонов
состоит в том, что передний и задний концы полосы оказываются
непрокатанными. Для уменьшения количества отходов применяют
рулоны большой массы (например, на станах 2000 массой до 45 т)
или докатывают концы после каждого пропуска полосы через валки
в одном направлении.
На нереверсивных одноклетевых станах и многоклетевых не-
прерывных станах (рис. IX.2, б и в) имеется только по одной
передней моталке; на входной стороне станов установлены разма-
тыватели и проводковые столы, создающие небольшое заднее
натяжение. Alacca рулонов на современных трех-шестиклетевых
непрерывных станах достигает 15—60 т и прокатка осуществляется
на больших скоростях (максимальная скорость на трехклетевых
станах доходит до 15 м/с и на шестиклетевых до 45 м/с).
Так как рулон полосы после прокатки снимается с моталки,
то очевидно, что по своей конструкции барабан моталки может
быть только консольного типа, т. е. с опорами только на одной
стороне. С целью уменьшения прогиба консольного вала и бара-
бана моталки па станах, прокатывающих широкую полосу (при
большом натяжении), применяют так называемую отводную опору:
эта опора подводится к свободному концу вала моталки перед
наматыванием на нее полосы и отводится в сторону при снятии
рулона. Откидные (отводные) опоры обычно шарнирно соединяют
с кронштейном на станине рабочей клети.
Холодная прокатка полосы в рулонах осуществляется при
постоянной скорости и неизменном натяжении полосы при входе
ее в валки и при выходе из валков. Так как окружные скорости
сматывания полосы с одной моталки и наматывания полосы на
другую постоянны, диаметр рулона при прокатке на одной мо-
талке уменьшается, а на другой увеличивается и, следовательно,
число оооротов в минуту этих моталок должно непрерывно изме-
няться: на одной увеличиваться, а на другой уменьшаться. Кроме
того, при этом натяжение полосы на входе и выходе должно оста-
ваться постоянным. Эги весьма сложные условия ведения процесса
прокатки требуют чрезвычайно точного и чувствительного элек-
16*
483
трического регулирования привода самих моталок. На станах
холодной прокатки полосы в рулонах применяют самостоятель-
ный привод каждой моталки, осуществляемый от отдельного
электродвигателя со сложной электрической аппаратурой авто-
матического регулирования, обеспечивающей постоянство ско-
рости наматывания и натяжения полосы. В процессе прокатки
задняя моталка создает тормозящее действие при входе полосы
в валки, т. е. создает заднее натяжение. Значит, при наличии
отдельного привода ее электродвигатель при этом будет работать
как генератор, т. е. он будет отдавать энергию торможения задней
моталки в сеть. Это является также преимуществом привода
моталок от отдельных электродвигателей.
Расчет мощности двигателя моталки
При сматывании полосы в рулоны материал по всей толщине
полосы испытывает напряжения, близкие к пределу текучести,
т. е. получает пластический изгиб, момент которого (кН-мм)
выражается формулой 7Иизг = oTIFn = от (bhz/4), где b — ши-
рина полосы, мм; h — толщина полосы, мм; от — предел текучести
материала полосы, МПа.
Так как момент изгиба полосы действует в плоскости, перпен-
дикулярной горизонтальной оси барабана моталки, то его можно
переносить в пределах этой плоскости и считать, что этот момент
приложен к валу привода барабана.
Сматывание происходит с натяжением полосы, поэтому необ-
ходимо учесть еще момент, возникающий от усилия натяжения Т:
Млат = TR = gkFR = GRbhR кН-мм, (IX. 1)
где он — удельное натяжение полосы, кН/мм2; обычно при сматы-
вании полосы толщиной более 1 мм принимают ои = 0,1 4- 0,3от;
при сматывании полосы толщиной менее 1 мм он = 0,3 -ь 0,8сгт;
R — радиус барабана моталки (рулона), мм.
Мощность электродвигателя привода барабана моталки (кВт)
можно определять по формуле
^дв=«13г + Л4иат)^- —, (IX.2)
где (Л4ИЗг + МНат) — выражено в кН-м; v — скорость наматыва-
ния полосы, м/с; D — диаметр барабана моталки (рулона), м;
— к. п д. привода моталки.
Конструкция моталок
На рис. IX.3, а показан барабан моталки непрерывного пятикле-
тевого четырехвалкового стана 500 X 1300 X 1200 мм конструкции
УЗТМ для холодной прокатки жести толщиной 0,15—0,5 и шири-
ной 1000 мм при скорости 10—30 м/с. Диаметр барабана 500 мм,
максимальное натяжение полосы 0 кН.
484
Рис. IX.3. Барабаны моталок четырехвалковых станов для холодной прокатки:
а — тонкой жести; б — полосы толщиной 0,5-=-2 мм; в — д — барабаны с конусным или
пирамидальным валом
В жестком приводном валу барабана 1 два шарнирных сегмента
4 и 7 стянуты пружинами 8. В нижней части на эти сегменты уста-
новлен неподвижный клин 5, на который опирается подвижный
клин 6, соединенный со штоком 3, проходящим внутри вала бара-
бана 1. Передний конец полосы (при толщине ее свыше 0,25 мм)
заводится в щель между корпусом барабана 1 и сегментом 4 (или 7)
и зажимается губками 2 при раздвижении сегмента клином 6.
Перемещение штока 3 с клином 6 осуществляется устройством,
состоящим из гидравлического цилиндра, под поршнем которого
485
расположены тарельчатые пружины. При подаче масла в цилиндр
поршень сжимает тарельчатые пружины и перемещает шток 3
с клином 6. При этом спиральные пружины 8 стягивают между
собой сегменты 4 и 7, что соответствует уменьшению диаметра
барабана на 11 мм. При снятии давления масла в цилиндре та-
рельчатые пружины, разжимаясь, будут перемещать шток с кли-
ном в обратном направлении. При этом сегменты будут «расхо-
диться», растягивая пружины, и барабан примет форму цилиндра
диаметром 500 мм. Таким образом, операции зажима конца полосы
и поворота сегментов являются взаимозависимыми, так как осу-
ществляются одним и тем же приводом перемещения штока 3
с клином 6.
Такая конструкция барабана моталки приемлема только для
наматывания тонкой полосы (до 1 мм). При более толстой полосе
(свыше 1—2 мм) при зажатии конца полосы губками 2 сегменты
4 и 7 не смогут полностью повернуться вокруг осей своих шарни-
ров, т. е. диаметр барабана моталки не будет точно равен 500 мм.
Вследствие этого при наматывании полосы витки рулона не будут
строго концентрическими и при «биении» барабана изменяется
натяжение полосы. Это нежелательно, так как влечет за собой
изменение толщины полосы при прокатке в валках последней
клети; кроме того, будет весьма трудно поддерживать автомати-
ческое уменьшение угловой скорости вращения барабана при уве-
личении диаметра рулона (при v = const).
При толщине полосы менее 0,25 мм ее конец не заводится в щель
и не зажимается губками; в этом случае для создания натяжения
первые два — три витка полосы вокруг барабана моталки обра-
зуются при помощи специального устройства — ременного заправ-
щика, установленного рядом с барабаном. На новых непрерывных
высокоскоростных станах применяют моталки с безредукторным
приводом барабана непосредственно от электродвигателя. Ввиду
невозможности размещения в этом случае гидравлического поршня
с тарельчатыми пружинами на конце приводного вала для осевого
перемещения последнего применяют более сложные пружинно-
гидравлические устройства.
Интересна конструкция барабана моталки четырехклетевого
непрерывного четырехвалкового стана 2500 (см. рис. IX.3, б).
Зажим переднего конца полосы губками 1 и 2 и разжатие сегмента
6 и 4 осуществляются одним двусторонним клиновым устройством,
перемещаемым штоком 7; при этом верхний клин 3 зажимает
полосу, а нижний клин 5 сводит или разводит сегменты 4 и 6.
Благодаря этому уменьшается или увеличивается диаметр бара-
бана. Козырек 9 предназначен для облегчения задачи переднего
конца полосы в губки и закрытия щели при наматывании полосы
на барабан моталки.
При наматывании рулона массой до 25 т с натяжением до 160 кН
необходимо, чтобы приводной вал 8 барабана был очень прочен
и отличался повышенной жесткостью. С этой целью его попереч-
486
ное сечение значительно
увеличивают, используя
пространство между сег-
ментами 6 и 4.
При наматывании по-
лосы с натяжением детали
барабана моталки в по-
перечном сечении испыты-
вают большие напряже-
ния изгиба, что приводит
иногда к заклиниванию
деталей и потере правиль-
ной формы барабана.
С целью повышения не-
сущей способности бара-
бана его детали изготав-
ливают из хромоникелевой
стали с упрочняющей тер-
мообработкой контактных
поверхностей.
Как показали расчеты
и исследования, выпол-
ненные на СКМЗ, наиболь-
шей прочностью обладают
барабаны, приводной вал
которых не имеет вну-
треннего осевого отверстия
для штока, при помощи
которого осуществляется
перемещение наружных
сегментов при увеличении
и уменьшении диаметра
барабана (при намотке
полосы и снятии рулона).
В новых конструкциях
моталок, разработанных
ВНИИметмашем и СКМЗ,
применены барабаны, при-
водной вал которых имеет
пирамидальную или ко-
нусную форму (см. рис.
IX.3, в—д).
На рис. IX 4 представ-
лена моталка современного
высокоскоростного стана
холодной прокатки кон-
струкции УЗТМ. С целью
уменьшения маховых мо-
30S£v>
Рис. IX.4. Моталка с безредукторным приводом
487
'3
ментов и мощности элек-
тродвигателя моталка вы-
полнена безредукторной,
с непосредственным при-
водом от электродвигателя
несущего вала / при по-
мощи вал-гильзы 2, соеди-
ненного с ним направляю-
щей шпонкой 3. Барабан 4
консольный (с концевым
подшипником 5 для до-
полнительной отводной
опоры), трех- или четырех-
сегментного типа (см. рис.
IX 3, а). Осевое перемеще-
ние вала / барабана 4 осу-
ществляется плунжерами 6
гидроцилиндров 7 и воз-
вратными пружинами 8.
Для перемещения вала /
влево (сжатие клинового барабана) плунжеры 6 нажи-
мают на упорный диск Р; последний перемещает диск 10 и
внутреннюю чеку 11 вала /, проходящую через отверстие в гильзе
2; при этом пружина 8 сжимается. Обратное перемещение вала /
(разжатие клинового барабана) осуществляется (при уменьшении
давления рабочей жидкости в гидроцилиндрах 6) при разжатии
пружин 8. Приводной вал-гильза 2 смонтирован на подшипниках
488
скольжения 12 в корпусе 13. Моталка предназначена для сма-
тывания тонкой полосы (0,5—2,0 мм) шириной до 1550 мм ври
скорости до 25 м/с, масса рулона 45 т.
Выше было указано, что, поскольку рулон необходимо снимать
с моталки в осевом (горизонтальном) положении, вал барабана
моталки конструктивно может быть только консольным. Для
увеличения его прочности и уменьшения прогиба перед наматы-
ванием полосы к концу вала барабана (см. например, рис. IX.4)
подводят дополнительную опору и, таким образом, барабан мо-
талки становится двухопорным (вернее, трехопорным, так как
со стороны привода уже есть две опоры).
На рис. IX.5 показано устройство поворотной дополнительной
опоры для консольного барабана моталки четырехклетевого не-
прерывного стана 2500 конструкции ВНИИметмаша и НКМЗ
и съемника рулонов.
На конце вала барабана 1 находится коническая втулка 2.
На эту втулку надвигается корпус 12 с двухрядным коническим
роликовым подшипником. Корпус соединен с кронштейном 8,
поворачиваемым на оси 7 при помощи гидравлического цилиндра 6;
последний шарнирно установлен па кронштейне 5, прикрепленном
к стойке станины последней (четвертой) клети непрерывного стана.
Перед снятием рулона с барабана моталки дополнительная опора
отводится в сторону.
Съемник состоит из тележки 9, в корпусе которой расположен
гидравлический цилиндр 10, стола 3, скобы съемника И и штока 4
гидравлического цилиндра. Перед снятием рулона стол подни-
мается и упирается в нижнюю часть рулона. Затем при помощи
штока тележка движется вправо, при этом рулон будет сниматься
(сдвигаться) с барабана моталки скобой (вилкой).
3. РАЗМЛТЫВАТЕЛИ
Для разматывания рулонов при холодной прокатке полосы или
резке ее, а также в агрегатах очистки и отжига применяют раз-
матыватели различного типа.
На рис. IX.6 показан двухконусный разматыватель рулонов
конструкции УЗТМ, предназначенный для разматывания полосы
толщиной 1,5—5 и шириной до 1500 мм со скоростью до
1 м/с.
При помощи поперечного транспортера рулоп подается к раз-
матывателю, устанавливается на стол 2 и поднимается винтовым
приводом до совмещения оси рулона с осью конусов. Затем при
помощи другого винтового (в некоторых случаях гидравлического)
привода левая 1 и правая (на рисунке не видно) бабки сближаются
и конуса центрируют и зажимают по всей поверхности рулон.-
Для создания и натяжения полосы при разматывании рулона
электродвигатель включен в сеть для работы в качестве генера-
тора, т. е. он будет служить тормозом при разматывании.
489
Рис. IX.6. Двухконусный разматыватель рулонов
При уменьшении скорости разматывания (например, со сто-
роны стана) маховой момент привода будет уменьшаться за счет
притормаживания конусов колодочными тормозами.
Двухконуспые разматыватечи применяют при натяжении по-
лосы не более 30 кН; так как осуществлять конусами (головками)
большее натяжение практически невозможно, поскольку при этом
сминаются и портятся торцы внутренних витков рулона.
В том случае, если масса рулона превышает 15 т и он подается
к разматывателю боковым транспортером, т. е. его можно надви-
гать на барабан с торца, применяют стационарные консольные
разматывателя с клиповым механизмом раздвижения сегментов.
На рис. IX.7 показан консольный разматыватель рулонов
конструкции УЗТМ с барабаном клипового типа и с редукторным
приводом.
Вал 1 барабана приводится от электродвигателя 2 через двух-
ступенчатый редуктор 3, смонтированный на корпусе разматы-
вателя 4. С целью большей устойчивости рулона (при разматыва-
нии внутренних витков с большим натяжением) применен клино-
вой барабан с четырьмя сегментами 5. Расклинивание барабана
(увеличение или уменьшение его диаметра) осуществляется осе-
вым перемещением ведущего вала 1 в направляющих втулках 6
и 7, смонтированных в гильзе 8, опирающейся па роликовые под-
шипники 9 в корпусе разматывателя 4\ гильза соединена с валом
направляющей шпонкой 10 и имеет шпоночное соединение с ведо-
мой шестерней редуктора. Вал барабана перемещается внутри
гильзы при помощи поршня И концевого гидроцилиндра 12
двойного действия.
С целью постоянного совпадения оси барабана (рулона)
с осью агрегата, перед которым установлен разматыватель (про-
катный стан, агрегаты резки, цинкования, отжига и т. п.), преду-
смотрена возможность перемещения корпуса разматывателя по
направляющим станины 13. Это перемещение («плавание») осу-
ществляется гидроцилиндром, установленным на кронштейне 14,
490
1675 800 000. 10^6
Рис. IX.7. Консольный разматыватель рулонов с барабаном клинового типа
491
при помощи автоматической следящей системы. Для обеспечения
возможности «плавания» барабана при разматывании полосы
дополнительная опора должна предусматривать свободное пере-
мещение в ней концевого подшипника 15 вала 1.
Разматыватель предназначен для разматывания рулонов мас-
сой до 45 т со скоростью до 7 м/с; ширина полосы до 1500 мм,
толщина до 2 мм, натяжение до 25 кН.
4. ОТГИБАТЕЛИ КОНЦА ПОЛОСЫ НА РУЛОНЕ
Как указано выше, протравленную относительно толстую полосу
(2—4 мм) свертывают в рулоны, которые подаются затем к разма-
тывателю стана холодной прокатки (реверсивного или непрерыв-
ного). После установки рулона в разматывателе (двухконусном
или консольном) необходимо отогнуть передний конец полосы и
задать его в валки стана для дальнейшей прокатки полосы. Отги-
бание конца полосы осуществляется специальными механизмами
двух типов: электромагнитным или скребковым.
На рис. IX.8 представлен электромагнитный отгибатель конца
полосы на рулоне, установленный у двухконусного разматывателя
перед непрерывным пяти клетевым станом 1200 холодной прокатки
жести конструкции УЗТМ.
Отгибатель состоит из собственно магнитного отгибателя 3
и правильно-тянущих роликов, из которых верхний 10 приводится
от электродвигателя мощностью 15 кВт, а нижние ролики 9 и 7
холостые. Перед отгибанием переднего конца полосы толщиной
до 4 мм и шириной до 1000 мм нижние ролики 9 и 7 опускаются
вниз при помощи кривошипно-шатунного механизма 8, повора-
чиваясь вокруг оси 6 направляющего ролика 5. Электромагнит 4
закреплен на двух боковых рычагах 2, 5, соединенных между собой
Рис. IX.8 Электромагнитный отгибатель конца полосы на рулоне
492
распорными трубами 1 и поворачивающихся вокруг оси И при
помощи боковых рычагов, соединенных с двумя гидравлическими
цилиндрами, цапфы 12 которых шарнирно соединены с крон-
штейнами сбоку траверс 13. Поворачиваясь вокруг оси 11, элек-
тромагнит опускается вниз до соприкосновения с рулоном, захва-
тывает конец полосы, отгибает его и затем поднимает вверх. После
этого при помощи шатуна нижние ролики поднимаются и прижи-
мают полосу к верхнему приводному ролику 10; при вращении
последнего полоса разматывается с разматывателя, правится ро-
ликами (три ролика способны выправлять только одностороннюю
рулонную кривизну полосы) и подается к стану для прокатки.
Скорость разматывания 0,5 м/с, давление на верхний ролик при
правке 100 кН; масса рулона до 15 т.
На многих станах холодной прокатки прокатывают полосу из
обычных магнитных (углеродистая сталь), а также и немагнитных
материалов (например, нержавеющая сталь). В этом случае при-
меняют скребковые отгибатели.
На рис. IX.9 показан скребковый отгибатель конца полосы,
установленный у разматывателя дрессировочного четырехвалко-
вого стана 2500 конструкции ВНИИметмаша и НКМЗ.
Скребок 1, изготовленный из легированной стали, хорошо
сопротивляющейся износу (например, хромовольфрамомарганцо-
493
висто'й), прикреплен к головке 2, шарнирно установленной па
конце рычажной рамы 6. При помощи рычажно-параллелограмм-
ного механизма 4, приводимого гидравлическим цилиндром 5,
скребок прижимается к рулону и при вращении барабана разма-
тывателя отгибает конец полосы; последний прижимается затем
нижним роликом 3 к верхнему приводному ролику 7 и направ-
ляется этими роликами к валкам стана.
Конструкция скребкового отгибателя весьма проста и надежна
в эксплуатации; скребковые отгибатели подобного типа применяют
также на станах, прокатывающих немагнитные цветные металлы
и сплавы (например, дюралюминий).
5. МОТАЛКИ — СВЕРТЫВАЮЩИЕ МАШИНЫ
Для свертывания горячекатаной протравленной полосы в рулон
в конце непрерывных травильных агрегатов ранее устанавливали
моталки роликогибочпого типа. Они работали без натяжного
барабана и не сматывали, а свертывали полосу в рулон, поэтому
их называли также свертывающими машинами.
Такие моталки весьма просты по своей конструкции и в экс-
плуатации, однако на них нельзя получить рулоны с плотным
прилеганием витков, поэтому целесообразно вместо них применять
обычные барабанные моталки консольного типа (см. рис. IX.4).
На новых непрерывных штрипсовых (узкополосных) станах
горячей прокатки из последней клети полоса выходит с большой
скоростью (до 20 м/с). Сматывание штрипсовой полосы в бунт
обычной моталкой барабанного типа при такой скорости невоз-
можно. Для этого весьма подходящей является свертывающая
роликовая моталка.
На рис. IX. 10 показана роликогибочная моталка, установлен-
ная в конце отводящего рольганга непрерывного штрипсового
стана конструкции ВНИИметмаша.
Моталка предназначена для свертывания в рулон горячей
полосы, движущейся со скоростью 7—21 м/с; толщина полосы
2—8, ширина 116—400 мм, масса рулона до 3,8 т.
Моталка состоит из подающих гибочных роликов 8 и 7 (оба
приводные) и боковых сегментов 2 и 5. Эти сегменты свободно уста-
новлены на конце приводных роликов 1 и 6, при помощи рычагов
и контргрузов прижимаются вверху друг к другу своими холо-
стыми роликами 3 и 4.
Полоса по желобу 9 направляется в моталку. При помощи
гибочных роликов передний конец ее изгибается и подается внутрь
камеры, образуемой сегментами; таким образом, при непрерывной
подаче полоса будет свертываться в рулон.
Так как бунт штрипса является готовой продукцией данного
стана, то для транспортирования его потребителю необходимо,
чтобы он был плотным (с нераспущенными витками).
Для получения плотного бунта в моталке предусмотрена ры-
чажно-грузовая система, плечи которой подобраны таким образом,
504
494
что с увеличением диаметра рулона поджатие к нему расходящихся
боковых сегментов будет непрерывно увеличиваться. По окон-
чании свертывания полосы в рулон вводится сбоку горизонталь-
ная штанга консольного крана-подъемника; при помощи этой
штанги рулон поднимается вверх и затем переносится краном на
цепной транспортер. На стане установлены две моталки, работаю-
щие поочередно. Направление переднего конца полосы в одну
или другую моталку осуществляется перемещением вводного
желоба при помощи пневматического цилиндра 10.
6. ПРОВОЛОЧНЫЕ И МЕЛКОСОРТНЫЕ МОТАЛКИ
Для сматывания в бунты горячей проволоки (вернее, катанки)
диаметром 6—10 мм и круглой стали диаметром 10—25 мм за
последними клетями проволочных и мелкосортных станов уста-
навливают моталки двух типов: с вращающимся или с неподвиж-
ным бунтом.
Из-за больших вращающихся и неуравновешенных масс (бунт,
барабан и т. д.) моталки первого типа применяют для сматывания
проволоки при скоростях только до 10 м/с. Преимущество их в том
что, кроме проволоки и круглой стали, на них можно сматывать
и мелкие профили квадратного сечения.
На рис. IX.11 показана проволочная моталка с неподвижным
бунтом, установленная на непрерывном проволочном стане.
Моталка предназначена для сматывания проволоки диаметром
5—10 мм. Масса бунта 200—500 кг. Пустотелый вал моталки 4
приводится через зубчатую передачу; к концу этого вала прикреп-
лен конус 2, вращающийся вместе с валом (на некоторых моталках
вместо конической применена цилиндрическая зубчатая передача).
495
Проволока.
Рис. IX.И. Проволочная моталка с неподвижным бунтом и осевой подачей катанки
Проволока из последней клети стана проходит по трубке 3
внутри полого вала 4 и поступает на конус 2, с помощью которого
она витками укладывается вокруг вертикальных пальцев 1.
Бунт проволоки при этом будет находиться в горизонтальном
положении на плите 5. По окончании сматывания проволоки
пальцы опускаются при помощи рычажного механизма, а бунт
сталкивается на транспортер.
Преимуществом моталки этого типа является то, что бунт не
вращается и сматывание проволоки может происходить при любой
скорости ее подачи. Например, на современных непрерывных
проволочных станах проволока выходит из последней клети стана
и поступает в моталку со скоростью 25—50 м/с. Кроме того, сбра-
сывание готового бунта осуществляется на ходу без остановки при-
496
вода моталки, что позволяет через несколько секунд подавать
в моталку новую проволоку.
Следует отметить, что при сматывании в бунт происходит
скручивание проката на 360° (на длине яР, где D — диаметр витка
проволоки) за каждый оборот приводного вала 4. Это скручивание
не имеет существенного значения при сматывании горячей ка-
танки круглого сечения, так как профиль ее при этом не изме-
нится, а касательные напряжения в материале катанки будут
незначительны. Однако в отличие от моталки с вращающимся
бунтом и тангенциальной подачей металла на моталке с неподвиж-
ным бунтом нельзя сматывать простые мелкосортные профили не
круглого сечения (например, овальную или квадратную катанку),
так как при скручивании на 360° профиль их будет искажен.
Эксплуатация моталок с неподвижным бунтом показала, что
применение тяжелого направляющего конуса 2 не вызывается
необходимостью и ухудшает динамику привода моталки. Поэтому
на некоторых заводах осуществили следующую модернизацию:
удалили конус вместе с концом приводного вала, па котором он
закреплен; вместо, конуса применили легкую изогнутую направ-
ляющую трубку (показана пунктиром), соединив ее с подводящей
трубкой внутри полого приводного вала. В результате такой мо-
дернизации качество укладки витков проволоки не ухудшилось,
но маховой момент вращающихся масс значительно уменьшился,
динамические показатели привода моталки улучшились и облег-
чились условия работы подшипниковых опор приводного вала.
Прокатка мелкосортных профилей на современных непрерыв-
ных и полунепрерывных станах осуществляется при меньшей
скорости (15—?0 м/с) по сравнению со скоростью прокатки ка-
танки на непрерывных проволочных станах (>>50 м/с). Поэтому
для сматывания в бунты простых мелкосортных профилей (круга,
квадрата) применяют моталки первого типа, т. е. с вращающимся
бунтом и тангенциальной подачей металла.
Глава X
МАШИНЫ И АГРЕГАТЫ ЗАЧИСТКИ, КЛЕЙМЕНИЯ
РЕЗКИ, УКЛАДКИ, УПАКОВКИ И ОБВЯЗКИ ПРОКАТА
Высокое качество готового проката характеризуется однород-
ностью физико-механических свойств металла (прочность, пла-
стичность, коррозионная стойкость), отсутствием дефектов па
поверхности (плены, риски, закаты, коробоватость) и внутри
(расслоения, трещины, пузыри, неметаллические включения),
а также правильной геометрической формой сечения по всей
длине полосы (профиля) (прямизна, планшетность).
Наличие дефектов в готовом прокате определяется качеством
металла в исходных слитках и заготовках, режимом нагрева
497
металла перед прокаткой, технологией холодной и горячей про-
капки, совершенством операций по контролю дефектов и отделке
готовой продукции.
Современные прокатные станы характеризуются высокой про-
изводительностью (скоростью) и высокой степенью механизации
и автоматизации технологических операций.
Получение готового проката высокого качества возможно
только тогда, когда на всех стадиях технологического процесса
в прокатном цехе (начиная от слитка и кончая готовой продук-
цией) осуществляются контроль качества металла, устранение
дефектов и отделка проката в механизированных поточных линиях.
1. МАШИНЫ И АГРЕГАТЫ ЗАЧИСТКИ СЛИТКОВ И ПРОКАТА
Сплошная обдирка слитков и заготовок является самым надежным
способом удаления первичных дефектов на поверхности и осу-
ществляется: а) на токарных станках обычной (для круглых слит-
ков и заготовок) и специальной конструкции с подвижными по
контуру суппортами (для квадратных и прямоугольных слитков);
б) на продольно-строгальных станках; в) па фрезерных станках
обычного типа (усиленной конструкции). Операции а—в выпол-
няются с холодным металлом на станках, установленных в спе-
циальных отделениях прокатного цеха; г) на термофрезерных
станках при помощи фрезерных головок специальной конструк-
ции, имеющих вставные режущие зубья для одновременного
фрезерования (зачистки) грани и боковой кромки слитка (заго-
товки). Термофрезерование является наиболее производительным
и экономичным способом, так как оно осуществляется при за-
чистке горячего металла (слитка, заготовки) при поточном его
движении в процессе прокатки; д) на машинах огневой зачистки
(МОЗ). Этот способ является весьма эффективным при зачистке
блюмов, слябов и заготовок в горячем состоянии при поточном
движении их через отверстие (соответствующей формы), образуе-
мое газорежущими головками, имеющими щелевидные сопла для
подвода природного газа (при давлении 50 кПа) и кислорода
(при давлении 200 :-400 кПа). При скорости движения металла
по рольгангу 0,3—1,0 м/с в газорежущей головке сжигается по-
верхностный слой металла (имеющий дефекты) глубиной 1,5—
3,0 мм; образующийся шлак удаляется при помощи гидросбива;
е) на станках при помощи абразивных кругов; этот способ яв-
ляется малопроизводительным, однако он широко применяется
при зачистке заготовок и готового проката. При сплошной за-
чистке на механических станках (токарных, строгальных, фре-
зерных, абразивных) потери металла в стружку весьма значи-
тельны и составляют 5—15 %; эти способы применяют только для
зачистки легированных сталей, к качеству готового проката кото-
рых предъявляются высокие требования.
Для слитков, слябов и заготовок из обычных углеродистых
сталей применяют горячую огневую и термофрезерную поточные
498
зачистки как наиболее экономичные (отходы 1,5—3 %) и высоко-
производительные.
Перечисленные выше способы (кроме соточки на токарных
станках) применяют также для выборочной зачистки местных де-
фектов на поверхности холодных слитков, блюмов, слябов, заго-
товки и готового проката. Такая зачистка позволяет значительно
уменьшить отходы металла, но она малопроизводительна и тре-
бует применения ручного труда.
Машины огневой зачистки горячих блюмов и слябов
После прокатки слитков на блюминге (слябинге) па поверхности
прокатанных блюмов (слябов) имеются различные дефекты (тре-
щины, закаты окалины и шлака и т. п.).
Перед дальнейшей прокаткой блюмов (слябов) с их поверх-
ности необходимо удалить эти дефекты, что осуществляется двумя
способами:
1) зачисткой поверхности холодных блюмов и слябов па складе:
ручными автогенными резаками и пневматическими зубилами
обдиркой, строжкой и фрезерованием на станках и т. п.; эти опе-
рации малопроизводительны и требуют применения тяжелого
физического труда,
2) зачисткой поверхности горячих блюмов (слябов) сразу же
после окончания прокатки их на блюминге (слябише), т. е. в по-
токе движения металла по рольгангу между станом и ножницами.
Эта операция полностью механизирована и частично автоматизи-
рована и поэтому получила за последние годы широкое примене-
ние на блюмингах (слябингах).
На рис. Х.1 показана машина огневой зачистки (МОЗ) слябов,
установленная за рабочей клетью слябинга (перед ножницами)
и предназначенная для зачистки на ходу поверхности слябов
шириной до 1500 и толщиной до 250 мм одновременно со всех
четырех (или только с двух) сторон; глубина зачистки (толщина
поверхностного слоя металла с дефектами) составляет 1,5—3 мм
и регулируется путем изменения скорости рольганга (0,25—
0,75 м/с).
Газорежущие блоки верхний 1 и нижний 2 установлены на
суппортах 3 и 4, перемещаемых по вертикали и горизонтали гидро-
цилиндрами 5 и 6. Вертикальные стойки машины 7 установлены на
раме 8, скрепленной с рамой 9 двухроликовой секции рольганга 10;
если не требуется огневая зачистка металла (а также в случае
ремонта), МОЗ может быть смещена с линии потока металла путем
передвижения машины по фундаментной плитовине 11 (при по-
мощи реечной передачи); при этом освободившееся место будет
занято секцией рольганга 10.
Газорежущие блоки имеют щелевидные сопла, расположенные
под углом около 25° к поверхности металла. При движении бло-
ков к металлу автоматически включается подача к соплам кисло-
499
Рис. Х.1. Машина огневой зачистки слябов
рода и горючего газа (ацетилена, природного или коксового газа),
загорающихся от горячего металла. Поверхность металла оплав-
ляется и в этот момент включается подача режущего кислорода
(чистотой 96—98 %), в котором сгорает металл, благодаря чему
температура пламени повышается до 2500—3000 °C и расплав-
ляется поверхностный слой металла. Одновременно включается
система для гидросбива образующегося шлака водой высокого
давления (до 3 МПа).
При сплошной огневой зачистке сжигается поверхностный
слой металла толщиной до 2,5 мм; потери металла составляют
1,5—2,5 %. При такой относительно большой потере металла
сплошная огневая зачистка блюмов (слябов) целесообразна только
для наиболее дешевой малоуглеродистой стали при наличии зна-
чительных дефектов па поверхности по всей длине блюмов (сля-
бов); во многих случаях, особенно для блюмов (слябов) из каче-
ственной стали, применяют огневую зачистку только с двух сто-
рон слябов, выборочную зачистку в потоке (не всех слябов,
а только имеющих значительные дефекты), а также выборочную
зачистку холодных блюмов (слябов) на складе.
При сплошной огневой зачистке металла удельные расходы
составляют: кислорода (при давлении 300 кПа) около 4 м3 на
500
топну металла, ацетилена (при 25 кПа) или природного газа (при
60 кПа) около 0,3 м3/т. Для удаления большого количества обра-
зующегося дыма машина огневой зачистки (ДЮЗ) снабжена вен-
тиляционной системой; кроме того, предусмотрены автоматиче-
ские системы на случай тушения пожара па кислородопроводах
при помощи азота.
Следует отметить, что на малых блюмингах, прокатывающих
слитки из легированной стали, а также на заготовочных станах
вместо машины огневой зачистки иногда устанавливают фрезерные
многорезцовые (дисковые) станки для механической зачистки
(снятия стружки) горячих слитков, блюмов и заготовки (термо-
фрезерованием). Этот способ является весьма эффективным, по
требует дальнейшего усовершенствования.
Агрегаты абразивной зачистки слябов
из коррозионностойкой (нержавеющей) стали
С целью повышения-качества поверхности полосы па непрерыв-
ном широкополосовом стане применяемые для горячей прокатки
слябы из коррозионностойкой (нержавеющей) стали перед их
нагревом в печах подвергают зачистке различными способами:
строжкой или фрезерованием на станках, огневой и абразивной
обработкой па специальных установках.
Широко применяется абразивная зачистка слябов на специаль-
ных шлифовальных станках, входящих в состав поточных меха-
низированных агрегатов двух типов: для сплошной и выборочной
зачистки.
Агрегат для сплошной зачистки верхней и нижней поверхно-
стей слябов (рис. Х.2) состоит из двух подъемно-опускающихся
столов /, четырех сталкивателеи 2, рольгангов 3, двух транспор-
теров 4, шлифовально-обдирочных станков 5 (левого и правого
исполнения), кантователя слябов 6, транспортера 7, направляю-
щих линеек 8 и уборочного рольганга 9.
Со склада слябы подаются мостовым краном на левый подъемно-
опускающийся стол 1, сталкиваются сталкивателем 2 на роль-
ганг 3, выравниваются направляющими линейками 8 и поступают
на транспортер 4, который транспортирует их через группу шли-
фовальных (обдирочных) станков 5; скорость транспортера 1 —
2 м/с.
Шлифовально-обдирочные круги крупнозернистого электро-
корунда смонтированы в головках маятникового типа и имеют
клиноременной привод от синхронных двигателей, окружная
скорость круга 30 50 м/с; головки снабжены пневматическим
следящим устройством для качественной зачистки слябов имею-
щих кривизну на поверхности. За один проход через станки
с верхней поверхности слябов снимается слой металла толщиной
до 0,5 мм. По ширине сляба головки установлены с перекрытием
и включаются автоматически от пневматических распределителей
501
Рис. Х.2. Схема агрегата сплошной зачистки слябов из коррозионностойкой стали
при движении сляба. Зачистка поверхности слябов осуществляется
с применением охлаждающей жидкости (воды). После зачистки
верхней поверхности сляб кантуется на 180 кантователем 6 на
транспортер 7 и далее зачищается другая широкая сторона при
движении сляба на транспортере через вторую группу станков;
зачищенный сляб с уборочного рольганга 9 сталкивается на пра-
вый подъемпо-опускающийся стол /; стопа зачищенных слябов
со стола при помощи мостового пратцен-крана убирается на склад
перед нагревательными печами.
Если требуется дополнительная выборочная зачистка слябов,
имеющих локальные глубокие дефекты, то сляб сталкивателем
подается на тележку 10 и направляется к отдельным абразивным
станкам.
Управление работой агрегатов осуществляется операторами
с пульта управления. Потери металла при абразивной сплошной
зачистке составляют 2—2,5 % .
Машины зачистки толстых листов
Для выборочной и сплошной зачистки поверхности толстых ли-
стов (удаления плен, мелких трещин и других дефектов) приме-
няют машины с абразивным кругом, установленные на самоходных
тележках (рис. Х.З).
Машина состоит из рамы-тележки /, движущейся по рельсам
на ходовых колесах вдоль зачищаемого листа 7. По направляющим
рамы перемещается на роликах зачистная тележка 2 (поперек
листа) при помощи двух спаренных гидроцилиндров. На этой
тележке смонтирована каретка 3 с гидроприводом перемещения
(вдоль листа); на рычаге каретки установлен шпиндель со шли-
фовальным (абразивным) кругом 8 диаметром 400 мм. Круг к листу
(с усилием до 1200 Н) прижимается пневматическим цилиндром;
502
вращение круга со скоро-
стью до 30 м/с создается
электродвигателем мощно-
стью 10 кВт. Для отсоса
образующейся при зачистке
пыли имеется пылеотсасыва-
ющее устройство 4, а для
питания гидроцилиндров —
насосная установка5. Маши-
ной управляет оператор с
пульта 6. При зачистке аб-
разивный круг перемещается
вдоль и поперек листа и
одновременно совершает воз-
вратно-поступательное дви-
жение.
Зачистка толстых ли-
стов из качественных и ле-
гированных сталей выполня-
ется в специальном отделе-
нии цеха, в котором уста-
новлены механизированные
линии с машинами для вы-
борочной (с одним шлифо-
вальным кругом) или сплош-
ной (с двумя кругами) за-
чистки. Листы из магнитных
и немагнитных сталей транс-
портируются мостовым кра-
ном с траверсой, имеющей
одной поверхности листы
кантователем.
Рис. Х.З. Машина зачистки толстых листов
вакуум-присосы. После зачистки
кантуются на стеллаже рычажным
Поточная линия отделки крупного сортового проката
После горячей прокатки и охлаждения па складе на поверхности
круглых профилей из легированной стали имеются дефекты в виде
мелких трещин (волосовин) и плен. Удаление этих дефектов и
выпрямление прутков осуществляются на поточных линиях
правки и абразивной зачистки (рис. Х.1, а).
Пакеты круглых профилей (прутков, штанг) краном уклады-
ваются на загрузочное устройство / и при помощи передвижных
реек и дозатора по одной штуке подаются в желоб, из которого
толкателем 2 задаются в правильную машину 3 с косорасполо-
женными гиперболоидными роликами. Выправленные круглые
профили направляются далее в два параллельных потока; в каж-
дом из них осуществляются подрезка торцов проката на подрезно-
расточных стайках 4, светление сплошное и змейкой поверхности
503
Рис. Х.4. Схемы поточных линий отделки и контроля качества сортового проката
прутка (штанги) на специальном наждачном станке 5 с целью
лучшего обнаружения дефектов на наклонном стеллаже 6. При
дальнейшей транспортировке проката рольгангом осуществляются:
выборочная абразивная зачистка дефектов па восьми шлифоваль-
ных станках 7 (по четыре станка с каждой стороны рольганга);
искренне на специальных наждачных станках 8 с целью проверки
однородности (марки стали) проката; маркировка проката краской,
подаваемой через сопла-распылители; обвязка и взвешивание
пачек проката вязальной машиной 9, установленной на весах,
и уборка пачек готового проката краном на склад. Если обна-
ружен неисправимый брак, то прутки (штанги) проката направ-
ляются в карман 10. Если по длине проката имеются дефектные
участки, то эти участки вырезаются па станке анодно-механиче-
ской резки 11.
Все технологические и транспортные операции в линии меха-
низированы и частично автоматизированы.
Производительность липни отделки круглого легированного
проката диаметром 50—НО мм составляет около 150 тыс,
т в год.
На некоторых заводах для зачистки и правки легированного
проката (круглого, квадратного и других профилей) применяют
аналогичные поточные линии, в которых вместо абразивных стан-
ков установлены фрезерные станки или (азорежущне головки.
504
Агрегат сплошной шлифовки круглого проката
Агрегат состоит из двух поточных линий (рис. Х.4. б) для га-
чиочки (шлифовки) круглых штапг диаметром 30—70 мм из кор-
розионностойкой (нержавеющей) и высоколегированной стали,
к качеству поверхности которых предъявляются весьма высокие
требования.
Выправленные на правильной машине штанги длиной до 6 м
мостовым краном подаются на загрузочный стеллаж 1 и при по-
мощи клапанов-дозаторов 2 периодически поступают на приемный
рольганг 3 с косорасположенными роликами.
При поступательном и вращательном движении по рольгангу
штанги замыкают контакты включения шлифовальных головок
четырех абразивных станков 4\ абразивный круг шлифовальной
головки плавно опускается и прижимается к штанге при помощи
гидравлического демпфера; скорость вращения круга 20—50 м/с;
за один проход четырех станков с поверхности штанги снимается
слой металла толщиной до 0,3 мм. Сбрасывателем 5 и передающим
устройством 6 штанги передаются на вторую линию станков 7
для дополнительной шлифовки и затем поступают в карман 8
готовой продукции.
Производительность агрегата 15 тыс. т в год. Агрегат работает
в автоматическом режиме и при необходимости управляется одним
оператором с пульта управления.
Поточная линия отделки и контроля круглого
и квадратного проката
С целью повышения качества готовой продукции в поточной линии
(рис. Х.4, в) осуществляется ультразвуковая и магнитная дефек-
тоскопия поверхности проката.
После правки проката на правильных машинах штанги укла-
дываются на загрузочный стеллаж, подвергаются очистке в дро-
беструйной машине 1 и ультразвуковому контролю подповерх-
ностных дефектов на автоматической установке 2. На станке 3
абразивным кругом обрезаются неровные концы штанги, а на
установке 4 штанга намагничивается и на ее поверхность нано-
сится флуоресцентный порошок. На участке 5 в ультрафиолето-
вом свете выявляются и отмечаются поверхностные мелкие де-
фекты. Зачистка более глубоких и мелких поверхностных дефек-
тов осуществляется шлифовальными машинками на абразивных
станках 6 и ручными машинками 7 Готовая продукция по роль-
гангам поступает в карманы 5, обвязывается в пачки и убирается
на склад.
2. МАШИНЫ И МЕХАНИЗМЫ КЛЕЙМЕНИЯ
И МАРКИРОВКИ ПРОКАТА
Для клеймения блюмов, заготовок, сортового проката и толстых листов приме-
няют клеймовочные машины и механизмы, называемые клеймителем. При помощи
сменных клейм, содержащих буквенные литеры и цифровые знаки, па прокат
505
наносится (выдавливается) условное обозначение заводА-пзготовИтеЛя, марки
стали, номера плавки и т. д', чго необходимо для хранения металла на складе
и отправки его для дальнейшей обработки или потребителю.
На тонком листовом прокате нанесение клейм выдавливанием соответствую-
щих знаков не допускается: в этом случае листы маркируют, т. е., пользуясь тра-
фаретами, на их поверхность наносят краской соответствующие обозначения.
Механизированные устройства для маркировки листов называют маркиро-
вочными машинами или маркировщиками.
Клеймители блюмов и слябов
Ставить клеймо на блюмы и слябы можно либо на их боковой поверхности, либо
на торцах. При храпении блюмов и слябов в штабелях на складе удобнее всего
торцовые клейма, так как их легко обнаружить визуально. Поэтому клеймение
в торец распространено наиболее широко.
Нанесение клейм на раскаленный металл — весьма тяжелая операция,
поэтому за последние годы для ее выполнения установлены маятниковые механи-
зированные клеймители различной конструкции, которые можно разделить на
три вида: а) клеймители с периодической ручной заменой клейм; б) клеймители
с механизированной заменой клейм оператором; в) полностью автоматизирован-
ные клеймители.
На рис. Х.5 показан клеймитель блюмов конструкции ВНИИметмаша.
Движение молотка 4 маятникового типа происходит при помощи пневматического
цилиндра 3. Замена свободного падения принудительным движением от пневмо-
привода позволяет регулировать скорость движения молотка, т. е. скорость соуда-
рения клейма с металлом, получать четкие знаки клейм па металле 7.
В исходном положении пневматический цилиндр 3 прижимает головку мо-
лотка к буферу 2, чго необходимо для механизации замены клейм. В комплект
машины входят четыре обоймы, которые закладывают между зубьями гребенки /;
они могут передвигаться по горизонтали по направляющим против гпезда в го-
ловке молотка. Подача любой из четырех обойм в гнездо молотка осуществляется
Рис. Х.5. Клеймитель блюмов с механизированной заменой клеймово«ных знаков
506
штоком бокового пневматического цилиндра 8. В гнезде молотка обойма фикси-
руется с помощью стопора. Управление воздушными кранами цилиндров автома-
тическое, осуществляемое при помощи электромагнитов, получающих сигнал
от фотореле, установленного на пути движения блюма по рольгангу.
Положение молотка по высоте сечения блюма можно регулировать с помощью
механизма подъема 6, установленного на раме 5.
Машины клеймения обрезков блюмов и слябов
Так как отходы (обрезки) от головной и хвостовой частей блюмов и слябов соста-
вляют 10—15 % массы прокатанного металла, то разделение (сортировка) их
по маркам стали перед отправкой в сталеплавильный цех на переплавку пред-
ставляет сложную и трудоемкую операцию.
На блюминге операция клеймения не только механизирована, но и автомати-
зирована. С этой целью перед ножницами над рольгангом установлен дисковый
клеймитель (рис. Х.6), который непрерывно наносит клейма на поверхность
движущихся по рольгангу блюмов (слябов) на некоторой определенной длине их
головной и хвостовой частей (до разрезки на ножницах на мерные длины). На
рычаге 1 установлен узкий барабан 2 с восемью дисками 3, расположенными по
окружности и снабженными клеймовочпыми знаками 4. Барабан посредством
шагового (углового) привода вращается от электродвигателя 7 через редуктор 5
и карданный вал 6. В процессе клеймения одним из восьми дисков, свободно
вращающихся па своей оси, барабан неподвижен. На всех восьми дисках различ-
ные клеймовочные знаки (соответствующие условному обозначению марок стали).
507
Для установки одного из восьми дисков в нижнее рабочее положение необходимо
при помощи карданного вала повернуть барабан на требуемый угол. Поворот
рычага 1 в положение для клеймения осуществляется рычагом 8 с комбинирован-
ным пневмогидравлическим приводом 9 и 11. Усилие на рычаге регулируется
контргрузами 12. С целью сокращения времени на установку барабана в исходное
положение (в зависимости от толщины блюма) применен гидроцилиндр 11. Точ-
ное регулирование поворота рычага 8 осуществляется короткоходовым пневмо-
цилиндром 9. Количество жидкости, подаваемой в полость гидроцилиндра, регу-
лируется специальным устройством 10. В период клеймения сжатый воздух по-
дается в полость б; при этом барабан с дисками приподнимается над металлом.
Управление клеймителем дистанционное (с пульта) или автоматическое по задан-
ной программе.
Клеймители рельсов и крупносортных профилей
Для клеймения рельсов и крупносортного проката (балок, швеллеров, угловой
стали и т. д.) применяют клеймовочно-накатные машины с пневматическим при-
жимом клеймовочных дисков к движущемуся профилю. Эти машины называют
также штемпельными машинами или просто клеймовщиками.
На рис. Х.7 показан клеймитель, установленный за дисковыми пилами на
рельсобалочном стане конструкции УЗТМ. Клеймитель предназначен для клей-
мения рельсов, крупных балок высотой до 600 мм и швеллеров высотой до 450 мм,
а также угловой стали до № 20 и других профилей, движущихся со скоростью
до 3 м/с, температура которых 850—900 °C.
Клеймовочным и сменным является верхний диск. Подъем и опускание его
осуществляются пневматическим цилиндром с диаметром штока 150 и ходом 200 мм
при давлении воздуха 0,3—0,6 МПа. Давление диска на рельс составляет 5—
10 кН.
Кроме обычного заводского клейма, содержащего литерные знаки завода
и номер плавки, на рельс наносят порядковый номер его в слитке. Выдвижение
Клеймение ддутиВреЗ
и тВе.илероВ
Рис. Х.7. Клейми гель рельсов и балок
508
клейма, соответствующего порядковому номеру рельса в слитке, осуществляется
при помощи специального приспособления, приводимого от пневматического
цилиндра с диаметром штока 80 и ходом 50 мм.
3. АГРЕГАТЫ РЕЗКИ И ПРАВКИ ПОЛОСЫ
Готовая продукция (с покрытием или без покрытия) отправляется
потребителю в листах или рулонах различных размеров.
Для резки полосы в соответствии с заказами в цехе устанавли-
вают следующие агрегаты: 1) поперечной резки полосы на листы
мерной длины; 2) продольной резки (роспуска) широкой полосы
на более узкие полосы (ленты), сматываемые в рулоны; 3) комби-
нированные для поперечной и продольной резки.
Рассмотрим устройство и работу нескольких агрегатов на
конкретных примерах.
Агрегат поперечной резки холоднокатаной полосы
Непрерывный агрегат-поперечной резки 0,6 — 2,0X1850 мм кон-
струкции УЗТМ (рис. Х.8) предназначен для резки рулонной
полосы на листы мерной длины, правки, обрезки боковых кромок
и укладки листов в пакеты. Масса рулона до 30 т, наружный диа-
метр до 2200, внутренний диаметр 600, юлшина полосы 0,6—2,0.
ширина 750—1850 мм. Размеры листов: ширина 700—1800, длина
1000—6000 мм с интервалом 3—16 мм. Скорость движения полосы
в агрегате 1—6 м/с, масса пакета листов 10 т, предел текучести
материала холоднокатаных полос из углеродистой стали до
900 МПа.
При помощи цепного транспортера рулоны подаются к агре-
гату по оси разматывателя. Очередной рулон при помощи пере-
движного подъемного гидравлического стола 1 надвигается на
консольный барабан разматывателя 2; последний автоматически
расклинивается (\ величивается его диаметр) и поворачивается
в положение, необходимое для отгибания переднего конца по-
лосы магнитным отгибателем 3. Передний неровный конец полосы
(длиной 1—2 м) отрезается гидравлическими гильотинными нож-
ницами 4, подается роликами па наклонный стол 5 и сбрасывается
в боковой короб для обрези. Для создания натяжения полосы
разматыватель работает в генераторном режиме. Протягивание
полосы на этом участке осуществляют передние тянущие ролики
правильной машины 6 для грубой правки полосы.
Боковые кромки полосы отрезают дисковыми ножницами 9
и сматывают в тугие мотки бракомоталкой 10. Окончательная
правка полосы осуществляется второй правильной машиной 12,
после чего полоса разрезается на листы мерной длины летучими
барабанными ножницами 13. Петлевые столы 7 и 8 предназна-
чены для обеспечения возможности выравнивания скорости диско-
вых ножниц со скоростью обеих правильных машин и дрессиро-
вочной клети 11.
509
0001
Рис. Х.8. Непрерывный агрегат поперечной резки рулонной полосы
510
Пакетирующее устройство состоит из трех секций: первая 18
предназначена для бракованных листов, а остальные две 19 и
20 — для годных. Листы направляются на пакетирующие столы
распределительными ленточными транспортерами 16 и 15. Над
нижней ветвью этих транспортеров установлены переключающие
электромагниты. Переключение этих магнитов осуществляется
от импульса приборов контроля качества поверхности полосы,
расположенных на столе 14 перед второй правильной машиной.
Перед поступлением на пакетирующие столы годные листы про-
масливаются в устройствах 17.
При опускании стола поддон с пакетом листов устанавливают
на тележку, выкатывают в боковую сторону, взвешивают на весах
и краном переносят на склад.
Агрегат характеризуется высокой производительностью (30—
50 т/ч) и большинство операций на нем выполняется автоматически.
Агрегаты поперечной резки (АПР) предназначены для правки
рулонной полосы, поперечной резки ее на листы определенной
длины, сортировки (разбраковки) листов по качеству поверхности
и укладки листов в стопы (1-й, 2-й сорт и брак). Обычно на одном
агрегате осуществляют поперечную резку рулонной полосы шири-
ной 1000—1850 мм, толщина которой находится в пределах 1 : 3-н
1 : 4 (например, 0,2—0,6; 0,4—1,2; 0,6—2 мм); масса рулона
15—35 т, длина отрезаемых мерных листов 0,5—2 и 1—6 м, вре-
менное сопротивление стальных листов до 700 МПа, скорость дви-
жения полосы в агрегате резки 2—6 м/с.
Производительность агрегата определяется скоростью дви-
жения полосы в агрегате; на практике установлено, что с увеличе-
нием скорости полосы ухудшается качество правки полосы в ро-
ликовой правильной машине и затрудняется дефектоскопия листов
в потоке (по планшетности и поверхностным дефектам) визуаль-
ным способом (при скорости свыше 2 м/с).
В существующих агрегатах резки тонкой полосы установлены
барабанные летучие ножницы; так как скорость ножей не совпа-
дает со скоростью полосы, точность резания по длине листов при
больших скоростях недостаточна (4—6 мм).
При дальнейшем совершенствовании агрегатов поперечной
резки необходимо: 1) повысить точность резания на высоких
скоростях до 1—2 мм путем применения летучих ножниц, имею-
щих синхронизацию скорости ножей со скоростью полосы; 2) по-
высить качество правки путем применения дополнительного
устройства для правки изгибом с растяжением; 3) разработать
приборы и автоматические системы для дефектоскопии поверхности
листов в потоке при скорости 3—5 м/с.
Агрегат продольной резки холоднокатаной полосы
Непрерывный агрегат продольной резки 0,4 — 2,0Х 1550 мм кон-
струкции УЗТМ (рис. Х.9) предназначен для обрезки боковых
кромок рулонной полосы и резки (роспуска) ее на узкие ленты.
511
Рис. Х.9. Непрерывный агрегат продольной резки рулонной полосы
Параметры исходных рулонов: масса до 30 т, толщина полосы
0,4—2,0, ширина 750—1550 мм. Готовые узкие рулоны имеют массу
до Ют, наружный диаметр до 1600, внутренний диаметр 600,
ширину 80 мм и более. Скорость полосы в агрегате 1,5—7 м/с,
натяжение полосы 5—25 кН, материал полосы имеет от
» 400 МПа.
Исходный рулон устанавливают на барабан разматывателя 7,
конец полосы отгибается магнитным отгибателем 2 и обрезается
ножницами 3. Для создания натяжения полосы роликами 4
разматыватель работает в генераторном режиме. Полоса прохо-
дит через контрольно-маркировочный стол 5, промасливающее
устройство 6 и дисковыми многопарными ножницами 7 разре-
зается (распускается) на несколько узких лент; боковые кромки
сматываются в бунты бракомоталкой 8.
Передние концы узких лент захватываются передвижными ро-
ликами 9 и заправляются в щель барабана моталками 77. При этом
ленты отводятся одна от другой на некоторое расстояние и в об-
разующиеся зазоры опускаются разделительные кольца на подъ-
емном ролике 10; при помощи этих колец образуются ровные
торцы узких рулонов. По окончании наматывания рулоны обвя-
зывают узкой полосой и сталкивают на один из трех штырей
поворотного пакетирующего устройства. Производительность аг-
регата 20—40 т/ч.
Агрегаты для продольной резки (АПрР) имеют те же основные
параметры, что и указанные выше АПР; они предназначены для
обрезки боковых кромок и роспуска (разрезки) широкой рулонной
полосы на узкие полосы и ленты (шириной от 20—60 до 400—
600 мм), сматываемые в отдельные рулоны.
Несмотря па то что рабочая скорость резки на АПрР такая же,
как и на АПР, производительность их в 5—10 раз меньше. Это
объясняется тем, что в общем цикле резания (роспуска) одного
рулона (20—40 мин) большую долю времени (до 80 %) составляет
время вспомогательных операций: установка рулона на барабан
разматывателя, порезка переднего некондиционного конца по-
лосы (имеющего значительную разпотолщинность), уборка об-
резков, заправка передних концов отдельных полос на барабан
моталки, уборка отдельных узких рулонов с барабана моталки,
обвязка и т. и.
512
Совершенствование конструкции агрегатов продольной резки
должно быть направлено па уменьшение времени указанных
выше вспомогательных операций.
Комбинированный агрегат резки
Комбинированные агрегаты предназначены для выдачи готовой
продукции в рулонах и в листах (пачками) и их применяют:
1) в выходной секции непрерывных агрегатов покрытия полосы
(цинкования, лужения) — здесь устанавливают моталки для сма-
тывания готовой полосы в рулоны и летучие ножницы для резки
полосы на листы мерной длины с последующей укладкой их
в пачки; 2) в качестве самостоятельных агрегатов резки, предна-
значенных для выполнения двух операций поперечной резки ру-
лонной полосы на листы мерной длины или продольной резки
полосы (роспуска) на более узкие полосы (ленты) с последующей
смоткой их в узкие рулоны.
Комбинированный агрегат поперечной и продольной резки
полосы (рис. Х.10) состоит из двух последовательно расположен-
ных секций соответственно для выдачи готовой продукции в ру-
лонах и листах.
Рулоны горячекатаной или холоднокатаной полосы массой
10—20 т устанавливают на разматыватель 1; конец полосы на
рулоне отгибают скребковым отгибателем, правильно-тянущими
роликами 2 задают в правильную машину 3 и отрезают на гильо-
тинных ножницах 4. Далее полоса при помощи подающих и тяну-
щих роликов 5 и 6 проходит через промасливающую машину 7
и на дисковых ножницах 8 разрезается (распускается) на узкие
полосы; последние при помощи разделительного устройства 9
отделяются друг от друга на 8—12 мм и сматываются на мо-
талке 10 в отдельные узкие рулоны; рулоны обвязываются по
диаметру узкой лентой и при помощи тележки И снимаются с ба-
рабана моталки.
Если исходный рулой необходимо порезать на листы мерной
длины, то после отрезки боковых кромок на дисковых ножницах 8
полоса, минуя моталку 10, направляется к летучим барабанным
ножницам 12\ листы правятся на правильной машине 13 и укла-
дываются в пачки на укладчиках /4; пачки листов при помощи
транспортеров подаются к весам и далее в отделение для упа-
ковки. Скорость полосы 2—5 м/с (в зависимости от назначения
агрегата).
Рис. Х.10. Комбинированный агрегат поперечной и продольной резки полосы
17 Заказ 224
Рис. Х.11. Схема агрегата подготовки полосы к покрытию
Агрегат подготовки рулонов
Для предварительной подготовки рулонов к последующему по-
крытию полосы в агрегатах цинкования, лужения и т. д. (обрезка
боковых кромок, вырезка дефектных мест) применяют специаль-
ные агрегаты. Предварительная подготовка рулонов позволяет
упростить конструкцию агрегатов покрытия и повысить их про-
изводительность .
В агрегате подготовки полосы к покрытию (рис. Х.11) исходные
рулоны устанавливают на разматыватель /; дисковыми ножни-
цами 2 обрезают боковые кромки; на контрольном участке 3
визуально и при помощи соответствующих приборов выявляют
дефекты на поверхности и отклонения по толщине полосы; с по-
мощью гильотинных ножниц 4 вырезают места с дефектами и за-
тем концы полосы сваривают в сварочной машине 5; далее полоса
сматывается в рулон моталкой 6. В некоторых агрегатах перед
моталкой устанавливают боковые резцы для снятия заусенцев
на кромках полосы. Скорость полосы 2—10 м/с в зависимости от
назначения агрегата и массы рулона.
Следует отметить, что средняя скорость полосы и производи-
тельность агрегата существенно зависят от качества исходной
полосы и системы обнаружения дефектов на контрольном участке 5,
которая требует замедления скорости агрегата.
Агрегаты подготовки используют также в качестве контрольно-
перемоточных для обнаружения и вырезки дефектных мест на
полосе перед отправкой заказчику качественной полосы в рулонах
определенной массы.
4. МАШИНЫ УКЛАДКИ И ОБВЯЗКИ ПРОКАТА
Укладчики сортового проката
После разрезки на мерные длины (6—12 м) и правки сортовой про-
кат укладывают (пакетируют) в пачки, обвязывают проволокой или
узкой лентой и мостовым краном транспортируют на склад или
непосредственно в железнодорожные открытые сверху вагоны для
отправки потребителю.
Простые профили — круг, квадрат, мелкие уголки обычно
укладывают в круглые пачки. Фасонные профили — балки,
514
Рис. Х.12. Укладчик мелких и средних профилей:
а — общий вид; б — схема укладки профилей в пачки
швеллеры, крупные уголки и т. п. укладывают в прямоугольные
пачки. При укладке в пачки пакет должен быть плотным, с ров-
ными торцами.
Для укладки сортового проката в поточных линиях сортовых
станов устанавливают специальные машины — укладчики.
На рис. Х.12 представлен укладчик мелких и средних профи-
лей, установленный на полунепрерывном сортовом стане 350
конструкции ВНИИметмаша.
Укладчик состоит из подъемного стола с холостыми роликами,
двух рольгангов, разделенных средней продольной перегородкой,
нижней рамы стола, на которой установлены две направляющие
колонны, четыре подъемных винта и электродвигатели привода
этих винтов, и двух боковых верхних платформ на катках с на-
правляющими для подъемного стола. Подъемный стол вместе
с платформой может передвигаться в результате перемещения
рейками нижней рамы стола, установленной своими катками на
рельсах. Продольная перегородка разделяет стол на два кармана.
Исходное положение стола — верхнее.
Чтобы увеличить производительность укладчика, сортовой
прокат подается в один из карманов стола пачками (рядами),
предварительно уложенными на рольганге при помощи шленперов’
Для сохранения плотности ряда при подаче его в карман уклад-
чика последние два подающих ролика (первые от укладчика)
выполнены электромагнитными.
После укладки одного ряда, состоящего из 6—10 профилей,
стол опускается на необходимую величину. Во время укладки
ряды выравниваются пневматическими толкателями. При укладке
швеллеров или балок каждый верхний ряд должен быть смещен
относительно нижнего, что достигается горизонтальным перемеще-
нием стола при укладке. При штабелировании угловых профилей
17*
515
горизонтальное перемещение стола не требуется. При укладке
швеллеров каждый последующий ряд предварительно кантуют на
подающем рольганге при помощи кантователей, встроенных между
роликами рольганга. После укладки профилей в пакет в первом
кармане стол передвигается и на линии подающего рольганга
устанавливают второй карман стола. Перед заполнением второго
кармана стол поднимается в верхнее исходное положение. При
этом пакет в первом кармане вручную обвязывают катанкой
(в 3—4 местах по длине) и убирают краном.
На некоторых сортовых станах установлены укладчики ана-
логичной конструкции, но без электромагнитных подающих ро-
ликов; при этом карманы стола заполняют профилями поштучно.
Такие столы характеризуются меньшей производительностью и,
кроме того, для подачи проката в карманы необходимы сменные
подающие ролики, калибры которых соответствуют сечению по-
даваемых профилей, что усложняет эксплуатацию таких столов-
укладчиков.
Необходимо отметить, что обвязку пакетов (пачек) фасонного
сортового металла даже на описанных выше механизированных
столах-укладчиках выполняют вручную, что требует много вре-
мени. В настоящее время испытывают опытную установку, меха-
низирующую операцию.
Машины обвязки и пакетирования бунтов
Для отправки потребителю бунты горячекатаной проволоки (ка-
танки) и круглой стали должны быть плотно обвязаны по сечению
в двух-четырех местах проволокой диаметром 3—6 мм.
С этой целью за моталками в линии каждого транспортера
устанавливают одну или две бунтовязальные машины для одно-
временной плотной обвязки бунта в двух диаметральных сечениях.
На рис. Х.13 показана бунтовязальная машина для катанки
конструкции ВНИИметмаша.
Рис. Х.13. Бунтовязальная машина для катанки
516
Машина состоит из
обводных клещей 1, ко-
торые в замкнутом по-
ложении образуют коль-
цевой канал, открытый
с внутренней стороны,
подающих роликов 2,
механизма 3 для скру-
чивания проволоки и
механизма 4 для вы- £□
таскивания проволоки
при реверсе подающих роликов. Сведение и разведение обвод-
ных клещей осуществляют пневматическим цилиндром.
При помощи подающих роликов вязальная проволока вытяги-
вается с фигурки — разматывателя, установленной за машиной,
поступает в клещи и по их внутреннему каналу огибает сечение
бунта. При реверсе подающих роликов вязальная петля затяги-
вается вокруг сечения бунта. Затем при вращении вязальной
головки с зажатыми в ней концами проволоки происходят об-
резка концов этой проволоки и скручивание их, т. е. образование
узла скрутки. Цикл обвязки составляет 10—12 с.
Работа всех механизмов машины полностью автоматизирована.
Эта машина может быть также использована для обвязки
круглых пачек простых сортовых профилей (круг, квадрат)
мерной длины (6—12 м), уложенных в карманы.
Для пакетирования бунтов проволоки (катанки) и круглой
стали применяют пакетировщики (рис. X.I4).
При транспортировании крюковым подвесным конвейером
бунты охлаждаются и затем снимаются с крюков и пакетируются.
Съем бунта с крюка осуществляется при помощи рычажного
съемника. При подходе очередного бунта съемник автоматически
включается, рычажный стул поднимается, принимает бунт, сни-
мает его с крюка и при последующем повороте на небольшой угол
бунт падает на наклонный штырь.
Пакетировщик состоит из башни /, установленной на колонне
и несущей четыре шарнирных штыря (штанги) 2. На концах шты-
рей предусмотрены катки на подшипниковых опорах; они опи-
раются на прилив стойки 3, имеющей профиль по нисходящей
винтовой линии. При повороте башни вместе с ней поворачиваются
штыри. При этом опорные катки обкатываются по винтовому
приливу (копиру).
Снимаемые с крюков конвейера 5 бунты 4 нанизываются (па-
кетируются) на один из четырех штырей, которые занимают на-
клонное положение. После пакетирования 7—10 бунтов башня
поворачивается на 90°, штырь занимает горизонтальное положе-
ние, а его место в наклонном положении займет второй штырь и т. д.
Пакет бунтов с горизонтального штыря снимают при помои нт
мостового крана, снабженного Г-образной подвеской, и транспор-
517
тируют на склад или в железнодорожный вагон, открытый сверху.
Съемник бунтов работает автоматически (включается крюком
при подходе очередного бунта), а пакетировщиком управляет
оператор.
Машины обвязки пачек сортового металла
На рис. Х.15 представлена машина обвязки пачек мелкосортного
проката конструкции Укргипромеза и ПО «Иркутсктяжмаша».
Прутки (профили) длиной 5—10 м укладывают (краном или
рольгангом) в карманы, состоящие из трех (четырех, пяти) не-
подвижных открытых сверху стоек /; концы прутков выравнивают
по торцу пачки при помощи упора 2 с вибрирующим золотником.
Конец проволоки с катушки (шпульки) 3, установленной на не-
подвижной раме 4, пропускают через проводки 5 и 6 и соединяют
с концом проволоки на такой же катушке 7, установленной на
зубчатом секторе 8, который приводится во вращение от электро-
двигателя 9 через две шестерни 10, расположенные таким образом,
что одна из них вращает сектор, когда открытая часть сектора
находится против второй шестерни.
Сектор вместе с катушкой 7 совершает несколько оборотов
вокруг пачки прутков и наматывает на нее проволоку, причем
в начале проволока сматывается с катушки 4, а затем с катушки 7.
518
Затем привод узловязателя включают; направляющие ролики 11
выдвигают, они сжимают две нити проволоки и направляют их
в прорези шестерен 12 и 13; при вращении шестерен от рейки 14
проволока закручивается. Так как шестерня 13 опережает ше-
стерню 12 (они имеют разное число зубьев), то узел проволоки
разрезается посередине между ними; таким образом, для после-
дующей обвязки пачек концы проволоки между катушками
остаются связанными. Пачки обвязывают в трех—пяти местах
по длине прутков.
Машины укладки листов
Для укладки листов в стопы и съема их из стопы применяют уклад-
чики и раскладчики различной конструкции. На рис. Х.16 пока-
зан реечный листоукладчик толстых листов конструкции УЗТМ.
Укладчик состоит из балок 3, снабженных снизу зубчатыми
рейками 4, находящимися в зацеплении с шестернями 5, располо-
женными на трансмиссионном валу, который связан с электро-
двигателем. Задние концы балок соединены с каретками 2, у ко-
торых ролики 1 опираются на нижние профилированные балки.
Последние являются направляющими для зубчатых реек 4 и сооб-
щают им необходимую траекторию при перемещении. При дви-
жений кареток 2 вправо зубчатые рейки 4 приподнимаются,
снимают лист с рольганга и переносят его в карман; при этом
в крайнем правом положении рейки наклонены под углом 6°.
Лист перемещается по верхним холостым роликам до упора
в стойку 7, после чего рейки возвращаются в исходное положение,
а лист падает на стеллаж 6. Стопу листов выбирают при помощи
мостового крана.
На рис. Х.17, а представлены листоукладчики конструкции
ВНИИметмаша.
К боковым цепям 1 транспортера, приводимым от электродвига-
теля через редуктор звездочками 2, присоединены стойки с за-
крепленными на них узкими ремнями 3; упоры 4 устанавливают
между ремнями, образующими наклонный настил. Листы от нож-
ниц подаются на ременный транспортер со скоростью 0,5—2 м/с;
лист останавливается упорами и задний конец его прогибается
под собственной массой. Когда предыдущая секция настила дви-
Рис. Х.16. Реечный листоукладчик толстых листов
519
Рис. Х.17. Листоукладчики транс-
портерного типа (а) и с воздушной
подушкой (6)
жется к ведущей (правой) звездочке, последующая секция на-
стила надвигается сверху на опущенный конец листа; листы укла-
дывают в пакет на подъемном столе 5. Пакет массой до 4 т убирают
из под транспортера при выдвижении подъемного стола по рельсам
при помощи гидропривода; одновременно устанавливают второй
подъемный стол.
Цепной транспортер-укладчик оборудован сверху центрирую-
щими линейками, устанавливаемыми на заданную ширину листа.
Листоукладчики применяют для укладки в пакеты листов
длиной до 6 м из цветных металлов и немагнитных сплавов; до-
стоинством листоукладчика является исключение скольжения
листа по листу в процессе укладки листов в пачки (без образова-
ния рисок и порчи поверхности).
Для пакетирования листов применяют также укладчики с ва-
куумными присосами.
После поперечной резки рулонной холоднокатаной полосы на
листы мерной длины, их укладывают в пачки на укладчиках
различного типа. Поступающий на укладчик лист на некоторой
части своей длины движется, соприкасаясь с поверхностью преды-
дущего листа, находящегося сверху пачки (пакета); при этом об-
разуются дефекты на поверхности листов (риски, царапины).
В агрегатах поперечной резки рулонной полосы из высокока-
чественных сталей и цветных металлов и полосы с покрытием
(оловом, цинком, алюминием и т. и.) с целью сохранения высокого
качества поверхности листов применяют укладку листов в пачки
520
на воздушной подушке, при которой исключается трение уклады-
ваемого листа с верхним листом в пакете.
Листоукладчик конструкции ВНИИмегмаша (рис Х.17»
с воздушной подушкой для укладки листов 500 3 00 мм
со скоростью до 2 м/с оборудован центробежным низконапорным
вентилятором 1 производительностью 6000 м /с (при давлении
воздуха 800 Па). Привод вентилятора от электродвигателя.
Воздушная подушка образуется путем подачи воздуха соплами 4
под лист 11 в пространство 7, замкнутое с боков направляющими
линейками 8, а снизу — пачкой листов 9. Давление воздуха под
листом должно быть достаточным для создания зазора б между
листами в конце листоукладчика, равного 30—50 мм.
При подаче листа транспортером 12 и роликами 13 передний
конец его прогибается и движется к упору 14, не ^соприкасаясь
с верхним листом в пакете 9 (со столом 10). Задний конец листа
плавно опускается вниз, пересекая поток воздуха, подаваемого
соплами 4; расход воздуха регулируется дроссельным затвором 2,
установленным в воздухопроводе 3, а направление воздуха —
заслонкой 5. Для укладки листа на пакет воздух подается соп-
лами 6 на задний конец листа. Сопла соединены с общим воздухо-
проводом 3.
Машины обвязки и упаковки рулонов и пачек листов
Для предохранения от повреждения наружного витка полосы
при транспортировке рулона и сохранения плотности витков
рулона необходимо обвязывать рулон тонкой узкой лентой (тол-
щиной 0,5—0,8, шириной 20—30 мм). Обвязку рулонов осуще-
ствляют различными способами: а) вручную, путем скрепления
концов узкой ленты пряжкой-замком; б) ручными устройствами
аргоно-дуговой или контактной точечной электросварки концов
ленты (или конца полосы к предыдущему витку на узких руло-
нах); в) при помощи специальных механизированных устройств.
На рис. Х.18 показана машина обвязки рулона по окружности
путем контактной точечной электросварки обвязочной лентой
конструкции ВНИИметмаш — СКМЗ; диаметр рулона до 1600,
ширина полосы до 2300 и толщина 0,6—2,5 мм. Машина смонти-
рована на тележке 1, которая при помощи гидроцилиндра 2
перемещается к барабану моталки до упора ролика 3 в рулон.
Одно плечо рычага 4 шарнирно соединено со штоками двух гидро-
цилиндров 5, а на другом плече имеется эксцентриковый зажим 6,
приводимый гидроцилиндром 7. Сварочные трансформаторы рас-
положены внутри тележки. Сварочные головки с электродами
соединены с трансформаторами гибкими токоподводящими водо-
охлаждаемыми шлангами и смонтированы на штоках блока гидро-
цилиндров. Обвязочная лента 8 из боковой кассеты пропущена
через эксцентриковый зажим и проводки 9 ножниц 10. Один элек-
трод расположен против переднего конца обвязочной ленты,
521
открывается,
Рис. Х.18. Машина обвязки рулонов по окружности
прижимая ее к рулону; второй электрод при-
жат непосредственно к витку полосы на ру-
лоне. После приварки переднего конца обвя-
зочной ленты к рулону эксцентриковый зажим
барабан моталки с рулоном поворачивается на 365°, наматывая
обвязочную ленту с перекрытием сваренного участка. После
повторной сварки лента отрезается ножницами, зажим закры-
вается, тележка отодвигается от рулона, а двуплечий рычаг при
опускании гидроцилиндром подает конец обвязочной ленты
к головкам электрододержателей для следующей сварки.
Машина установлена у барабана моталки агрегата продоль-
ной резки широкой полосы и может одновременно обвязывать лен-
той несколько узких рулонов после пропуска широкой полосы.
Длительность операции сварки и обвязки рулона 45—50 с.
На рис. Х.19 показана машина конструкции УЗТМ обвязки
пачек листов, установленная в линии рольганга. На стойке 1
при помощи гидроцилиндра 2 перемещается консольная балка 3
вместе с катушкой 4 обвязочной ленты 5, подаваемой роликами 6,
имеющими привод от электродвигателя через редуктор 7; ролики
с приводом перемещаются по балке на тележке 8 с контргрузом 9
и пружинным регулятором натяжения 10. На конце балки рас-
положены механизм зажима соединяемых концов ленты 11 и
стопорный механизм.
Передний конец обвязочной ленты вручную заправляют в тя-
нущие ролики 6; после включения привода роликов лента по
проводкам 12 обводится вокруг пачки листов. При этом лента
пересекает луч фотоимпульсатора 13, через реле времени выклю-
чается привод роликов 6, а также гидроцилиндр стопорного меха-
низма, подача ленты прекращается и ее конец зажимается; при
помощи гидроцилиндра 2 консольная балка опускается, верхняя
часть проводки 12 раскрывается и лента свободно ложится на
пачку листов; срабатывает конечный выключатель 14, выклю-
чается гидроцилиндр 2, включается привод роликов 6 на реверс
и происходит затягивание пачки листов лентой; усилие натяжения
ограничивается регулятором 10, включается механизм зажима 11.
522
Рис. Х.19. Машина обвязки пачек листов
посредством замка—пряжки соединяются концы ленты и затем
ножом этого механизма лента разрезается для подготовки ма-
шины к новому циклу обвязки.
Перед отправкой потребителям (машиностроительные, прибо-
ростроительные и другие заводы) рулоны холодной полосы не-
обходимо упаковать во влагонепроницаемую бумагу (2—3 слоя)
и упаковочную ткань. Операция упаковки рулонов осуществляется
в поточных агрегатах при помощи специальных упаковочных
машин в цехах холодной прокатки.
На УЗТМ созданы машины для упаковки узких (шириной до
100 мм) и широких (шириной 600—1500 мм) рулонов; масса руло-
нов (соответственно) до 0,5—10 т при диаметре 0,7—1,6 м.
Машина упаковки узких рулонов (рис. Х.20) состоит из подъ-
емного стола 1 с приводными роликами 2, внутреннего кольца
(дуги) 3, приводимого во вращение шестернями 4, имеющими цеп-
ной привод от электродвигателя 5; кольцо вращается в обойме
суппорта стола на роликах 6 и имеет холостые ролики (шпули) 7
Верхние стойки 8 с направляющими вертикальными роликами 9
фиксируются на столе соответственно ширине полосы в рулоне
Оператор заправляет передний конец упаковочного материала
(нижний слой — бумага с разматывателя 10, верхний слой —
ткань с разматывателя 11) через ножницы 12, шпулю 7 и закреп-
ляет конец на крючок 13 на неподвижном суппорте 14 стола 1
При одновременном вращении рулона 15 роликами 2 и внутпен
него кольца (дуги с прорезью) 3 происходит наматывание упако-
вочной двухслойной ленты на верх шпулей дуги и на рулон
При соответствующем согласовании скорости вращения дуги и
рулона упаковочная лента обматывает рулон по спирали (с пеое
крытием). По окончании обматывания упаковочную ленту паз"
резают ножницами 12; затем на рулон доматывают упаковочную
523
Рис. X.20. Машина упаковки узких рулонов
1314
ленту, находящуюся на шпулях внутренней дуги; конец ленты
приклеивают и рулон вталкивают в приемный желоб. Частота
вращения внутренней дуги до 60 мин-1.
Машина упаковки широких рулонов (рис. Х.21) состоит из
подъемного стола /, траверсы 2 на консоли стола, стойки 3, ги-
дроцилиндра 4 для перемещения стола /; в нижних направляю-
щих траверсы перемещаются две каретки 5, имеющие профили-
рованные направляющие желоба для цепи 6; движение цепи осу-
ществляется от электродвигателя 7 при помощи звездочек 8,
находящихся в зацеплении со втулками на осях шпулей 9
Рулон поступает в машину по рольгангу 10; при этом консоль
стола 1 поднята и каретки 5 разведены. Рулон поднимается диско-
выми роликами 11, стол 1 опускается гидроцилиндрами /2, ка-
ретки сближаются, проходят через внутренний диаметр рулона и
замыкают внутренний обводной желоб цепи. Конец упаковочной
ленты от разматывателей пропускают через ножницы, окно левой
каретки между шпулями цепи и закрепляют в зажиме 13 каретки
525
При включении привода вращения рулона роликами 11 и
привода движения цепи последняя, перемещаясь по направляю-
щим желобам кареток 5, обматывает рулон упаковочной лентой
(по спирали) и одновременно наматывает ленту наверху шпулей
цепи. По окончании обматывания рулона упаковочную ленту
разрезают ножницами и на рулон доматывается лента, находя-
щаяся на шпулях цепи. Ширина упаковочного двухслойного ма-
териала 150 мм; частота вращения упаковочной цепи 20—60 мин“х
Глава XI
АГРЕГАТЫ ТРАВЛЕНИЯ И ПОКРЫТИЯ ПОЛОСЫ
1. АГРЕГАТЫ ТРАВЛЕНИЯ ПОЛОСЫ
Удаление окалины с поверхности горячекатаной полосы из угле-
родистой стали осуществляют в непрерывных травильных агре-
гатах, где окалина химически растворяется в кислотных раство-
рах. Наибольшей активностью обладает 26 %-ный раствор серной
кислоты при температуре 95 °C. Для подогрева раствора в него
подают по трубам горячий пар.
Так как в поверхностных слоях окалины образуются много-
численные трещины и норы, то в них проникает кислотный рас-
твор, который, реагируя с железом, выделяет водород; последний
способствует отрыву окалины от металла и ускорению ее раство-
рения. Для регулирования (замедления) разрушения металла
кислотой (проникающей через трещины и поры) применяют так
называемые ингибиторы (присадки из органических материалов).
При травлении средний расход кислоты составляет 15—25 кг/т
полосы.
При понижении концентрации кислоты в растворе до 10 %
раствор сливают и заменяют свежим. Отработанный раствор,
содержащий H2SO4 и FeSO4, необходимо нейтрализовать из-
вестью для получения нерастворимого осадка (гипса) или исполь-
зовать для регенерации раствора H2SO4 осаждением железного
купороса FeSO4 (охлаждением или выпариванием).
Травление горячекатаных полос из легированной стали (крем-
нистой динампой и трансформаторной, хромистой и хромоникеле-
вой коррозионной и др.) имеет свои особенности.
При разматывании рулонов на полосе из этих сталей обра-
зуются поперечные изломы, поэтому для повышения пластических
свойств (уменьшения изломов) перед травлением такие полосы не-
обходимо подвергать термической обработке (отжигу — для крем-
нистых сталей и закалке после нагрева до 1050 °C — для корро-
зионностойких сталей). На горячекатаной и термически обработан-
ной полосе образуется плотная и плотно соединенная с основным
металлом окалина, состоящая из оксидов легирующих элементов.
526
Такую окалину весьма трудно травить в растворе серной кис-
лоты, поэтому применяют специальные растворы, содержащие
соляную и азотную кислоты или соли (селитру, поваренную
соль).
Процесс травления и в этом случае значительно ускоряется
благодаря проникновению раствора к основному металлу через
трещины и поры в окалине; выделяющийся при этом водород
механически отрывает окалину от металла.
Для интенсификации процесса выделения водорода и ускоре-
ния травления применяют электрический ток, т. е. процесс хими-
ческого травления дополняют электролитическим процессом.
При электролитическом травлении расходуется меньше кис-
лоты, чем при чисто химическом, и, кроме того, не нужно подогре-
вать раствор паром, так как требуемая температура раствора
достигается благодаря электрическому току. Полоса проходит
в ванне между широкими свинцовыми электродами, соединенными
с концами вторичной обмотки трансформатора. В качестве элек-
тролита используют растворы кислот и солей, хорошо проводящие
электрический ток. Плотность тока 0,10—0,12 А/м2 поверхности
полосы.
Для полосы из коррозионностойкой стали широко применяют
травление в непрерывных линиях, содержащих (кроме кислотных
ванн) ванны с расплавом щелочи (70 % NaOH) и селитры (30 %
NaNO3) при температурах 400—500 °C. Полоса сначала проходит
через этот расплав, окалина становится рыхлой и легко раство-
римой в последующих ваннах с кислотными растворами (с серной
и смеси серной и азотной кислот).
За последние годы получает широкое применение травление
полосы в растворе соляной кислоты (вместо травления в растворе
серной кислоты).
На практике выявлены следующие преимущества травления
в соляной кислоте: лучшее качество поверхности после травления,
уменьшение потерь металла при травлении на 25 %; снижение
стоимости травления (соляная кислота дешевле серной); повыше-
ние интенсивности растворения окалины в 1,6—2 раза. Так, при
температуре раствора, 80—90 °C и концентрации серной кислоты
15 20 % и соляной 5—15 % продолжительность травления
в растворе серной кислоты составляет около 60—70 с, а в растворе
соляной кислоты около 30—40 с (в зависимости от состояния ока-
лины на поверхности полосы). Благодаря интенсивности процесса
травления в растворе соляной кислоты скорость прохождения
полосы в ваннах травления и производительность непрерывной
линии травления повышаются в 1,5—2 раза.
Для ускорения процесса травления применяют перемешивание
раствора в ванне (ультразвуком).
Травление горячекатаной углеродистой полосы осуществляют
в непрерывных агрегатах (линиях) двух типов- башенных (вер-
тикальных) и горизонтальных (как травление в серной кислоте).
527
Практика эксплуатации показала, что агрегаты травления го-
ризонтального типа имеют существенные преимущества перед
агрегатами башенного типа: более простая конструкция, меньшая
стоимость капитальных затрат на строительство, легче обслужи-
вание и ремонт, выше производительность; кроме того, эти агре-
гаты могут работать как с использованием серной, так и соляной
кислот. Для ускорения травления в агрегатах (как и при серно-
кислом травлении) применяют устройства для разрыхления ока-
лины (окалиноломатели и дрессировочные клети с натяжными
изгибающими роликами). Для того чтобы избежать повреждения
поверхности (риски, царапины) в линии травления, полоса дви-
жется по роликам (роликовые проводковые транспортеры); в ме-
стах скольжения полосы установлены направляющие, облицован-
ные латунью или деревом; горизонтальные петлевые устройства
имеют натяжные ролики. Так как соляная кислота легко испа-
ряется, предусматриваются условия для полной герметизации
травильных ванн и отвода паров кислоты, что необходимо для
обеспечения нормальных условий работы обслуживающего пер-
сонала и защиты оборудования от коррозии.
На рис. XI. 1 представлена схема непрерывного агрегата
(НТА) для травления углеродистой горячекатаной полосы толщи-
ной 1,5—6 мм и шириной 900—1850 мм в растворе соляной кис-
лоты. Агрегат установлен в цехе холодной прокатки полосы на
непрерывном пятиклетевом стане 2000.
528
Рулоны горячекатаной полосы со склада при помощи магнит-
ного крана устанавливают на транспортер /, который подает их
к кантователю 2. После кантовки очередной рулон скатывается
на подъемный стол 3 двухпозиционного разматывателя 4. При по-
мощи скребкового отгибатели передний конец полосы на рулоне
отгибается и поступает затем в окалиноломатель 5 тянущие
ролики 6. Окалиноломатель осуществляет грубую ломку окалины
путем двойного изгиба полосы вокруг роликов небольшого диа-
метра. Далее полоса правится на правильной машине 7 и посту-
пает к сдвоенным гильотинным ножницам 8 с нижним резом (вто-
рые ножи по движению полосы отрезают передний конец, а пер-
вые — задний конец полосы).
Для обеспечения непрерывного процесса травления задний
конец полосы предыдущего рулона в стыкосварочной машине 9
сваривается с передним концом полосы последующего рулона;
выступающий грат сварного шва срезается резцами гратоснима-
теля 10. Если материал полосы нельзя сварить (например, нержа-
веющую сталь), концы полос сшивают внакладку на сшивной
машине 11. В период сварки (сшивки) полос (1—1,5 мин) непре-
рывность движения полосы через травильные ванны обеспечи-
вается за счет запаса полосы (~700 м) в горизонтальном петлевом
накопителе № 1, в котором полоса движется в четыре яруса
(петли) под натяжением, создаваемым канатным барабаном на
тележке. Далее полоса тянущими роликами 13 подается в дресси-
ровочную клеть 14. При натяжении полосы роликами 12 и 15
и обжатии ее на 1—2 % в дрессировочной клети, служащей вто-
рым окалиноломателем, осуществляются дополнительное разруше-
ние поверхностной окалины и создание в ней многочисленных
трещин для ускорения процесса химического травления в ваннах
с раствором соляной кислоты. Кроме того, дрессировочная клеть
устраняет изломы полосы, образовавшиеся при разматывании
рулона и прохождении ее через окалиноломатель, а также упроч-
няет (создает наклеп) полосу, что уменьшает возможность обра-
зования новых изломов при сматывании ее в рулон после трав-
ления.
Перед поступлением в травильную ванну полосу подогревают
(для ускорения травления) в. индукционной установке 16. Обычно
в состав травильных агрегатов входят четыре ванны (№ 1____4)
с кислотным раствором длиной каждая 25—30 м. Необходимая
высота провисания петли в ваннах контролируется при помощи
индукционного регулятора 17.
Чтобы не останавливать непрерывный агрегат при необходи-
мости смены отработавшего кислотного раствора, применяют так
называемый каскадный способ обновления раствора* свежий
раствор с концентрацией 15—16 % кислоты непрерывно’ подается
в (по движению полосы) ванну № 4. Из этой ванны раствор пони-
женной концентрации непрерывно переливается через перегородку
в «ванну № 3, затем из нее в ванну в № 2 и из ванны № 2 в ванну
529
№ 1. Из ванны № 1 отра-
ботанный раствор (концен-
трация кислоты около 3 %)
непрерывно удаляется в от-
деление для нейтрализации
или регенерации.
Травильные ванны имеют
сварной корпус из стальных
листов толщиной 10 мм;
ванны внутри гуммированы
резиной от разъедания кис-
лотой и выложены кислото-
упорной футеровкой (кирпи-
чом). Вдоль боковых стенок
имеются коллекторы для
Рис. XI.2. Окалиноломатель — изгиба- ОТСаСЫВЗНИЯ ПЭрОВ КИСЛОТЫ;
тель полосы 1
сверху ванны плотно на-
крыты крышками (с гидравлическим затвором) из кислотоупорного
пластика, армированного коррозионностойкой сталью; торцовые
щели для входа полосы в ванну № 1 и выхода из ванны № 4 име-
ют уплотнения из кислотостойкой резины. Травильный раствор
подогревается в теплообменниках до температуры 90—95 °C.
При движении вдоль ванн полоса опирается на гра-
нитные пороги, установленные на перегородках ванн. При
травлении полосы из углеродистой стали выделяются хлори-
стые соли железа (хлориды) и водород. Обедненный раствор
соляной кислоты, содержащий воду и хлориды железа, непрерывно
поступает на регенерацию. В установке для регенерации хлори-
стое железо разлагается на оксид железа и соляную кислоту.
Оксид железа (в виде спрессованного порошка) используют затем
в сталеплавильных печах. Соляная кислота снова поступает
в кругооборот травильных ванн.
Из ванны № 4 полоса поступает для промывки в ванну 17
с холодной и в ванну 18 с горячей водой. При помощи сопел водой
под давлением (10:12) • 105 Па с полосы смываются остатки кислот-
ного раствора и окалины. С этой же целью в ванне иногда приме-
няют нейтрализацию щелочью остатков раствора. Затем полоса
проходит сушильную камеру для сушки горячим воздухом и тяну-
щими роликами подается в петлевой накопитель № 2. Полоса
вытягивается роликами 12 и подается к гильотинным ножни-
цам 19 для вырезки мест сшивки. Боковые кромки полосы обре-
заются дисковыми ножницами 20 к разрезаются на мелкие куски
кромкокрошителем 21. В установке электростатического про-
масливания 22 на полосу наносят тонкий (1—2 мкм) слой масла
(для предохранения от коррозии при хранении протравленных
рулонов на складе перед станом холодной прокатки). В качестве
запасных рядом устанавливают обычные промасливающие ро-
лики.
530
На ножницах 23 обрезают пе-
редний и задний конец полосы,
после чего на моталках 24 полоса
сматывается в рулон требуемой
массы (15—30 т и более). Затем
рулон сталкивают на транспортер
и подают к стану холодной про-
катки.
Скорость непрерывного движе-
ния полосы через травильные
ванны равна 3—5 м/с; скорость
полосы на головном и хвостовом
участках агрегата должна быть
больше указанной, так как в дан-
ном случае необходимы периодические остановки для сварки кон-
цов двух полос и вырезки сварного шва. Производительность
агрегата 1,0 млн. т/год.
Рассмотрим конструкцию отдельных машин и устройств не-
прерывного травильного агрегата.
Окалиноломатель — изгибатель полосы (рис. XI.2) конструк-
ции ВНИИметмаша — предназначен для устранения поперечных
изгибов на полосе, образующихся при разматывании рулона, и
для ломки окалины на поверхности горячекатаной полосы в ре-
зультате двойного изгиба полосы роликами диаметром 140 мм.
Толщина полосы 2,5—4, ширина 1000—2350 мм, предел теку-
чести материала полосы 300 МПа.
После пропуска переднего конца полосы от разматывателя
в тянущие ролики верхняя траверса 1 с опорными роликами 2
опускается при помощи двух гидравлических цилиндров <?, а ниж-
ний опорный ролик вместе с первым изгибающим роликом под-
нимается при помощи двух гидравлических цилиндров 4. Опорные
ролики приводятся от электродвигателя через редуктор. Электро-
стыкосварочная машина (рис. XI.3) конструкции ВНИИметмаша
предназначена для сварки встык концов двух полос с целью обес-
печения непрерывного движения полосы через травильные ванны
и получения больших рулонов (массой 25 т и более) протравленной
полосы для повышения производительности стана холодной про-
катки. Прочность шва при сварке должна быть равна прочности
материала полосы (для исключения разрывов полосы при холод-
ной прокатке). Концы полос необходимо строго центрировать
при сварке. Толщина их должна быть одинаковой.
Сварка осуществляется оплавлением и сдавливанием концов
полос. При помощи роликов / и 2 концы полос подаются в машину
до упора в калибровочный клин <?, перемещающийся по вертикали
при помощи рычажно-гидравлического привода. Оба конца фикси-
руются в медных зажимах; зажимы 4 установлены на неподвиж-
ной плите 5, а зажимы 6 — на подвижной плите 7. Плиты и зажимы
электрически изолированы между собой.
531
Медные зажимы присоединены к концам вторичной j6motkh 8
трансформатора 9. Первичная обмотка 10 подключена к сети пере-
менного тока.
После подъема клина 3 плита 7 перемещает зажим 6 к зажиму 4,
концы полос сближаются и при их контакте происходит оплавле-
ние торцов. Для получения плотного шва торцы «осаживаются»
при дальнейшем движении плиты 7 с зажимом 6. Цикл сварки
концов (включая обратный ход плиты 7) 25—30 с. Затем при по-
мощи роликов 1 и 2 полоса передвигается к установленному рядом
гратоснимателю (резцового или фрезерно-барабанного типа), ко-
торый снимает грат со сварного шва с обеих сторон полосы.
Полный цикл сварки концов и съема грата занимает 1,0—
1,5 мин, в течение которых в травильные ванны полоса непрерывно
подается из петлевого накопителя № 1 (см. рис. XI. 1).
Гидравлический пресс конструкции УЗТМ (рис. XI.4) для
механического соединения (сшивки) концов двух полос приме-
няют в том случае, если материал полосы (например, коррозион-
ностойкая сталь) не позволяет осуществлять сварку. В то же
время сшивная машина является резервной на случай выхода
из строя стыкосварочной машины.
Машина представляет собой гидравлический четырехколон-
ный пресс усилием 4,5 МН с подвижной нижней траверсой 1.
532
Ход траверсы, опирающейся на гидроцилиндр 2, равен 90 мм.
На нижней траверсе 1 установлен штамп 3 с пуансонами, на верх-
ней траверсе 4 укреплены матрицы. При помощи пневматических
цилиндров 5 опускаются упоры, которые фиксируют положение
концов двух полос. При ходе траверсы 1 вверх пуансоны выру-
бают и отгибают вверх «языки» (соответствующие форме пуансонов
и матриц) на обоих концах полосы. При помощи тянущих роли-
ков место вырубки языков растягивается; при этом языки на
заднем конце полосы упираются в просечки па верхнем переднем
конце полосы (нижняя траверса 1 опущена). Затем полоса «про-
катывается» этими роликами, которые «прижимают» языки, об-
разуя места сшивки полос. Обычно в штампе устанавливают 7
9 пуансонов в два ряда в шахматном порядке, и таким образом при
сшивке на полосе будет расположено 7—9 языков. После травле-
ния полосы перед сматыванием ее в рулон места сшивки вырезают
гильотинными ножницами.
Конструкция машин, входящих в агрегат травления (разматы-
вателя, правильных' машин, гильотинных ножниц, дисковых
ножниц, моталки), аналогична описанным выше.
2. АГРЕГАТЫ ЦИНКОВАНИЯ И АЛЮМИНИРОВАНИЯ ПОЛОСЫ
Покрытие поверхности стальных листов цинком (цинкование)
является самым распространенным видом защиты металла от кор-
розии. Оцинкованные листы можно подвергать гибке, штамповке,
сварке, поэтому их широко применяют во всех отраслях народного
хозяйства при изготовлении изделий общего назначения (посуда,
холодильники), строительстве (кровельный лист), сельском хо-
зяйстве (трубы для орошения полей), машиностроении (приборы,
панели, гнутые профили). Для повышения коррозионной стой-
кости во многих случаях оцинкованные листы покрывают лако-
красками (полимерами).
Современным способом производства оцинкованных листов
является непрерывное цинкование движущейся рулонной полосы
с последующей выдачей готовой продукции в виде рулонов (опре-
деленной массы) или листов. Поштучное цинкование листов —
операция малопроизводительная, и ее применяют иногда только
на устаревших установках.
Современными агрегатами непрерывного цинкования являются
агрегаты горячего цинкования движущейся полосы в ванне с рас-
плавленным цинком и электролитического цинкования.
Исходным материалом для цинкования служит холодноката-
ная полоса толщиной 0,3—1,5 мм в рулонах, поступающих непо-
средственно со станов холодной прокатки (минуя агрегаты элек-
тролитической очистки и отжига). Обезжиривание (очистка от
прокатной смазки) и отжиг полосы осуществляют в самом агре-
гате цинкования.
На рис. XI.5 представлена схема автоматизированного высо-
коскоростного агрегата горячего цинкования горизонтального
533
Рис. XI.5. Схема непрерывного агрегата горячего цинкования стальной полосы
двухъярусного) типа конструкции ВНИИметмаша и Сталь-
проекта.
Непрерывный агрегат горячего цинкования состоит из сле-
дующих технологических секций.
Входная секция (рис. XI.5, а) состоит из двух разматывателеи
рулонов 1 (масса 30—40 т), работающих поочередно, сдвоенных
гильотинных ножниц 2 для обрезки утолщенных концов полосы.,
правильной машины и подающих роликов 3, электросварочной
машины 4 для сварки внахлестку концов полос двух рулонов,
небольшой петлевой ямы 5 перед дисковыми ножницами 6 для
обрезки боковых кромок полосы, натяжных роликов 7 и четырехъ-
ярусного петлевого устройства 8 (аккумулятора с запасом полосы
длиной примерно 300 м).
Во время сварки концов полосы двух рулонов входная секция
не работает (40—60 с); последующие секции работают, непре-
рывно выбирая запас полосы из накопителя 8.
Электросварочная машина работает в автоматическом режиме
при выполнении следующих операций: центрирование концов
двух полос, чистовая резка концов, накладка концов, зажим их
и сварка, обжатие сварного шва. Все силовые механизмы имеют
привод от гидроцилиндров. Утолщение сварного шва не более
15 % от толщины полосы; прочность шва не менее 85 % от проч-
ности основного металла полосы, что обеспечивает последующее
движение полосы в агрегате с натяжением и при высокой скорости.
Горизонтально-петлевой аккумулятор работает в автомати-
ческом режиме от системы «слежения» за запасом полосы, регу-
лирующей скорость движения полосы во входной секции. Кон-
цевая тележка накопителя перемещается от канатного барабана,
имеющего непосредственный (безредукторный) привод от момент-
ного электродвигателя, что обеспечивает постоянное натяжение
полосы во всех петлях при прямом и обратном ходе тележки.
Секция электрохимической очистки (рис. XI.5, б) состоит из
ванн электрохимической очистки (обезжиривания) 9 в щелочном
растворе, камеры промывки и сушки 10 и натяжных роликов //.
Секция термической обработки (рис. XI.5, в) состоит из регу-
лятора натяжения полосы 12, камеры безокислительного на-
грева 13, камеры нагрева 14, блока струйного охлаждения 15 и
камеры выдержки 16. В камере 13 полоса нагревается до темпе-
ратуры 450—470 С, при которой сгорают остатки смазки на по-
верхности^ полосы. В камере 14 производится отжиг полосы при
730 800 С (для продукции, пригодной для нормальной вытяжки
при штамповке^ или нормализация при 900—950 °C (для полосы,
предназначенной для глубокой вытяжки). Термическая обработка
осуществляется в защитной атмосфере, содержащей 10—15 %
водорода. Предусмотрена возможность увеличения производи-
тельности термообработки (скорость полосы до 3 м/с) путем интен-
сификации прямого восстановительного нагрева полосы в продук-
тах неполного сжигания газового топлива в высокотемпературных
7/ И
/п-ока
Рис. XI.6. Схема непрерывного агрегата
электролитического цинкования стальной
полосы
камерах 13 и 14; при этом при-
меняются последующее ступен-
чатое ускоренное охлаждение
в блоке 15, состоящем из вен-
тилятора, водяного холодиль-
ника и системы сопел для
струйной подачи защитного
газа на полосу, и выдержка
полосы при температуре около
500 °C в камере 16.
Секция цинкования (рис.
XI.5, г) состоит из наклонного
канала 17, наполненного защит-
ным газом, ванны 18 с расплав-
ленным цинком и натяжным
роликом 20. По наклонному
каналу 17 полоса (не со-
прикасаясь с воздухом) при
температуре около 500 °C по-
ступает в ванну с расплавленным цинком (температура 440—
460 °C). Толщина покрытия полосы цинком регулируется при
помощи бесконтактного струйного устройства 19 (вместо приме-
нявшихся ранее отжимных роликов). Цинковая ванна имеет ке-
рамическую футеровку и обогрев при помощи съемных индукторов.
Секция охлаждения (рис. XI.5, д) состоит из печи 21 для от-
пуска (320—350 °C) и камеры охлаждения оцинкованной полосы
воздухом. Секция правки и дрессировки (рис. XI.5) состоит из
стана 23 для дрессировки полосы и правильно-натяжных роли-
ков 24. Дрессировка (прокатка с небольшим обжатием 0,5—
3,0 %) и правка применяются с целью повышения качества по-
верхности полосы (планшетности), что необходимо для последую-
щего нанесения полимерных покрытий. Контроль степени обжа-
тия (вытяжки) осуществляется при помощи индукционных им-
пульсных датчиков и регуляторов натяжения полосы. Далее
полоса проходит через ванну пассивации 25 с раствором хромо-
вого ангидрида для закрепления на поверхности декоративных
рисунков («цинковых цветов»), образующихся при кристаллиза-
ции цинка в камере охлаждения.
Выходная рулонная секция (рис. XI.5) состоит из горизонталь-
ного петлевика 26, ножниц и плавающих моталок 27 для попереч-
ной резки и сматывания готовой полосы в рулоны определенной
массы. Выходная листовая секция (рис. XI.5) предназначена для
получения готовой оцинкованной продукции в листах и состоит
из небольшого петлевика 28, правильных многороликовых ма-
шин 29 и 31, летучих барабанных ножниц 30 и трех укладчиков
листов 32 в пачки длиной 1—6 м (1-, 2- и 3-й сорт).
Для правильного направления полосы при ее движении преду-
смотрены центрирующие ролики (в горизонтальных петлевиках,
536
перед печью термической обработки, перед ванной цинкования,
перед правильно-дрессировочной установкой). В качестве датчи-
ков положения полосы по отношению оси агрегата применены
линейки с набором фотосопротивлеинй, засвечиваемых люмине-
сцентными трубками. Скорость движения полосы через ванну
с расплавленным цинком 0,5—3 м/с; производительность агре-
гата 100—200 тыс. т/год.
На рис. XI.6 представлена схема непрерывного агрегата элек-
т. олитического цинкования стальной полосы.
Процесс производства электролитически оцинкованной полосы
состоит из трех этапов: 1) подготовки поверхностей полосы: очистки
(обезжиривания) в горячем щелочном растворе (едкий натр) или
в электролитической ванне с таким же электролитом, а затем
травления в растворе серной или соляной кислоты; 2) электроли-
тического покрытия в сульфатном электролите (ZnSO4). Ток напря-
жением 12—20 В подводят к движущейся через ванну с электро-
литом полосе через медный токоподводящий ролик (катод) от
выпрямителей 20—3Q кА; анодом являются нерастворимые свин-
цовые пластины в электролите, между которыми движется полоса;
3) обработки покрытия: фосфатирования в ваннах с фосфатом
цинка, титана и других металлов, пассивации в' растворе хромовой
кислоты, промывки и сушки. В результате поверхность приобре-
тает голубоватый или золотистый цвет.
Ванна покрытия внизу имеет цилиндрическую форму и изнутри
и крыта листом из сплава свинца (анод). Внутри ванны вращается
токоподводящий приводной барабан диаметром 1500 мм из меди
с хромированной поверхностью (катод).
Электролит подается насосом из бака 5 в зазор 1—8 мм между
31.одом (свинцовая стенка ванны 4) и катодом (медный барабан 3)
непрерывно и вытекает через верхние патрубки 6 в расположенный
внизу циркуляционный бак. После очистки, травления и промывки
полоса подается роликами /, 2 в ванну покрытия, плотно огибает
центральный барабан (катод) и электролитически покрывается
слоем цинка с наружной стороны (первая секция); если необхо-
димо покрытие с противоположной стороны, полоса проходит
через вторую ванну (вторая секция). Натяжение полосы 40 ч-
70 МПа, напряжение 9 В, сила тока 25 кА, толщина покрытия
1—10 мкм, температура электролита 40—50 °C, скорость полосы
2—3 м/с.
Далее полоса поступает в ванны для обработки покрытия
(фосфатирования, хромирования и т. п.).
Производительность современных непрерывных агрегатов элек-
тролитического покрытия цинком 50—150 тыс. т/год; расход
дефицитного цинка сокращается в 5—10 раз по сравнению с го-
рячим цинкованием.
Горячеоцинкованные листы (с более толстькм покрытием)
применяют для изготовления деталей, подвергающихся повышен-
ной коррозии. Электролитически оцинкованные листы (с тонким
537
Покрытием) применяют в более легких условиях коррозии и для
изделий, получаемых глубокой штамповкой. Для повышения
антикоррозионных свойств электролитически оцинкованные листы
подвергают дополнительному покрытию (краской, лаками,
хромом, алюминием, никелем, полимерами).
3. АГРЕГАТЫ ЛУЖЕНИЯ ЖЕСТИ
Лужение жести осуществляют двумя способами: 1) горячим,
при погружении в расплавленное олово; 2) электролитическим при
прохождении полосы в электролитических ваннах между оловян-
ными электродами, находящимися в сернокислом или щелочном
электролите.
Горячее лужение применяют для листов (карточек) и узкой
полосы: оно позволяет наносить относительно толстое покрытие
оловом (3—5 мкм), необходимое для белой жести, предназначенной
для хранения (консервирования) наиболее агрессивных пищевых
продуктов (рыбы, компотов, томатов). Расход олова составляет
15—20 кг/т, скорость лужения 0,2—0,3 м/с, производительность
агрегата 10—15 тыс. т/год.
Электролитическое лужение в непрерывных агрегатах поз-
воляет наносить па поверхность полосы весьма тонкий слой олова
(0,5—1,5 мкм) при расходе олова 5—8 кг/т. Электролитически
луженую жесть применяют в кондитерской, химической и нефтя-
ной промышленности, а также в качестве тары для неагрессивных
консервов (мяса, зеленого горошка); скорость полосы при луже-
нии 5—10 м/с. Производительность современного агрегата элек-
тролитического лужения составляет 140—160 тыс. т/год, т. е.
в 10—15 раз выше, чем агрегата горячего лужения, поэтому
электролитический способ является весьма перспективным.
На рис. XI.7 представлена схема непрерывного агрегата
электролитического лужения жести. Как и всякий непрерывный
Движение полосы
538
агрегат, агрегат электролитического лужения состоит из трех
секций: входной (до первого накопителя), средней технологической
и выходной.
Со стеллажа перед агрегатом рулоны массой 15 25 т холодно-
катаной полосы толщиной 0,15—0,5, шириной до 1300 мм при
помощи тележек 1 с гидроприводом подают и устанавливают на
барабаны разматывателей 2. Конец полосы от рулона подается
роликами 3 или 4 к гильотинным ножницам 5, обрезают и па элек-
тросварочной машине 6 сваривают с концом полосы предыдущего
рулона. Далее полоса при помощи подающих роликов 7 поступает
в петлевой накопитель 8 (две — три петли по 50—60 м), предназна-
ченный для безостановочной работы средней технологической
секции в период сварки концов полос (20—30 с). Последующее
движение полосы в средней технологической секции (от натяжных
роликов 9) осуществляется тянущими роликами 17. Полоса очи-
щается от остатков прокатной смазки в ваннах 10 электролитиче-
ского обезжиривания и травления, промывается в щеточно-
моющей машине 11 и проходит через ванны 12 электролитического
лужения, улавливания избытка электролита, промывки и сушки.
При помощи роликового устройства 13 маркируется та сторона
полосы, на которой покрытие оловом более тонкое (если это тре-
буется). Покрытие оплавляется на участке токоподводящих кон-
тактных роликов 14 с целью ликвации пор и получения ровной
и блестящей поверхности. В ваннах 15 осуществляется пассивация
полосы хромовой кислотой для повышения коррозионной стой-
кости оловянного покрытия; после промывки и сушки полоса
проходит через камеру 16 смазки пальмовым или хлопковым
маслом в электростатическом поле.
Подающими роликами 18 полоса подается к моталкам 20\
при наматывании рулона определенной массы полосу разрезают
Рис. XI.7. Схема непрерывного агрегата электролитического лужения жести
539
гильотинными ножницами 19. При выдаче готовой продукции
не в рулонах, а в листах полоса, минуя моталки, разрезается на
карточки летучими ножницами 22. Карточки (листы мерной длины)
по транспортерам 23 направляются к укладчикам 24, где их
укладывают (по сортам) и упаковывают в пачки. Хвостовая часть
линии резки полосы на карточки может работать самостоятельно,
если рулоны готовой полосы со стеллажей подаются на разматы-
ватель 21.
Агрегат полностью автоматизирован и оснащен приборами
технологического контроля (скорости движения, толщины по-
крытия, сортировки при укладке в пачки и т. д.).
В ванне 12 электролитического покрытия анодом служат
электроды из чистого олова, а катодом — движущаяся полоса
(через скользящие контакты — бронзовые ролики). В состав
сернокислого электролита входят сернокислое олово, серная
кислота и различные добавки поверхностно-активных веществ
(диметиламин, фенол и т. д.), повышающих устойчивость электро-
литов. Сернокислый электролит позволяет применять большую
плотность тока 2000—3000 А/м2 и, как следствие, большую ско-
рость движения полосы (8—10 м/с).
Существуют линии, в которых в электролитических ваннах
применяют щелочной электролит. Однако допустимая плотность
тока в этом случае невелика 200—300 А/м2, скорость движения
полосы не превышает 1,5 м/с, поэтому щелочной процесс не имеет
перспективы развития.
За рубежом иногда применяют так называемый галогенный
процесс, при котором в качестве электролита используют хлориды
и фториды олова; при этом плотность тока превышает 5000 А/м2
и скорость полосы составляет 12 м/с. Полоса движется горизон-
тально в двух длинных ваннах, расположенных одна над другой
(с возвратом), что позволяет получать различную толщину по-
крытия на нижней и верхней поверхностях полосы. Однако этот
процесс является более токсичным.
Независимо от вида применяемого электролита (кислый, ще-
лочной или галогенный) для защиты от коррозии в агрессивных
консервных средах электролитически луженую жесть покрывают
лаком. Толщина пленки лака составляет 8—9 мкм, расход лака,
растворяемого в скипидаре, 15 кг/т. Лакирование осуществляется
в отдельных непрерывных агрегатах. Для покрытия применяют
лаки на основе эпоксидных и фенольных смол.
За последние годы разработаны новые способы нанесения
металлических покрытий на стальную полосу, основанные на
испарении металла-покрытия в герметизированной камере и
конденсации паров на движущуюся через камеру полосу. Нагрев
испаряемых материалов осуществляется токами высокой частоты,
пропусканием тока через специальные нагреватели (тигли, со-
держащие испаряемый материал) или электр оду го вым способом.
Характеристика испаряемых материалов (числитель — темпе-
540
ратура плавления, знаменатель температура испарения).
232/1500 для олова; 320/1300 для кадмия; 420/1400 для цинка;
660/1500 для алюминия; 14501800 для никеля, 1800/2000 для
титана; 1700/1900 °C для хрома. Одним из таких является способ
термовакуумного нанесения покрытий на полосу путем эле трон-
нолучевого испарения и конденсации материала покрытия. Нагрев
полосы, испарение и конденсация материала покрытия произ-
водятся в герметизированной камере.
4. АГРЕГАТЫ ПЛАКИРОВАНИЯ ПОЛОСЫ
ПОЛИМЕРНЫМИ МАТЕРИАЛАМИ
За последние годы широко развивается производство полос и
листов, покрытых различными пластиками (хлорвинилом, поли-
этиленом и т. п.).
Плакированные стальные и алюминиевые полосы и листы
характеризуются высокими коррозионной стойкостью, звуко-
поглощаемостью, электроизоляцией и хорошим внешним видом
(цветное покрытие с тиснением рисунков). Такие полосы не тре-
буют ухода при эксплуатации (мойки, чистки и т. п.). Их приме-
няют для отделки автомобилей, автобусов, вагонов, жилых и
конторских помещений, мебели, телевизоров, радиоприемников
и т. п. Плакированные листы можно сваривать, вальцевать и
подвергать штамповке с вытяжкой.
Технологический процесс плакирования состоит из следующих
основных операций: обезжиривания и химической обработки
полосы, нанесения клея и нагрева, покрытия пленкой (изготовля-
емой химическими заводами), прокатки полосы с пленкой при
температуре 160—180 °C при давлении до 0,5 МПа и охлаждения.
Плакирование полосы осуществляют в непрерывных агрегатах,
аналогичных агрегатам лужения и цинкования, при скорости
до 2 м/с.
На рис. XI.8 представлена схема непрерывного агрегата
конструкции ВНИИметмаша и УЗТМ, установленного на комби-
нате «Запорожсталь».
Агрегат предназначен для покрытия полихлорвиниловой плен-
кой стальной (08пс) холоднокатаной полосы толщиной 0,4—1
и шириной 500—1000 мм в рулонах массой до 10 т. Полосу по-
крывают пластмассовой пленкой толщиной до 0,3 мм,'разматыва-
емой из рулона массой до 500 кг.
После очистки поверхности, термообработки и дрессировки
рулон стальной полосы при помощи подъемного стола 1 уста-
навливают на барабан разматывателя 2. Конец полосы отгибают
скребковым отгибателем, подают роликами 3 и отрезают на гиль-
отинных ножницах 4 с пневмоприводом верхнего наклонного
ножа. Далее полоса правится на роликоправильной машине 5
и в сварочной машине 6 сваривается с задним концом полосы
предыдущего рулона для обеспечения полностью непрерывного
541
процесса. В вертикальном (башенном) петлевом устройстве 8
(аккумуляторе) создается запас полосы для обеспечения непрерыв-
ного движения ее в последующих устройствах, когда в головной
секции линии осуществляются установка нового рулона и сварка
концов полосы. Движение и натяжение полосы обеспечиваются
подающими и тянущими роликами 7. В секции подготовки полосы
перед плакированием производятся электролитическое обезжири-
вание поверхности в ванне Р, чистка щетками и промывка в ванне
10, придание шероховатости путем электролитического травления
в ванне 11, промывка в ванне 12, пассивация и сушка полосы
в ванне 13. На клеевой машине 14 на одну или обе поверхности
полосы наносится клей; клей подсушивается в камере 15 для
улетучивания растворителя. При помощи плакирующих роли-
ков 16 на полосу накладывается пленка, разматываемая из руло-
нов 77; боковые кромки пленки отрезаются дисковыми ножни-
цами 18. В электролитической печи 19 пленка размягчается
и затем «прокатывается» роликами 20 с одновременным тиснением
рисунка на поверхности. Далее плакированная полоса проходит
через сушилку 21, накопитель 22, разрезается на гильотинных
ножницах 23 и сматывается в рулон на моталк,е 24. Скорость дви-
жения полосы в средней технологической секции плакирования
0,1—1 м/с, в головной и выходной части —до 2 м/с.
Глава XII
АГРЕГАТЫ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
И УСКОРЕННОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ПРОКАТА
1. НАЗНАЧЕНИЕ И ТИПЫ АГРЕГАТОВ
Термическая обработка прокатных изделий из углеродистых
и низколегированных сталей приводит к существенному повыше-
нию их механических свойств. При термическом упрочнении
прокатные изделия, нагретые до температуры выше верхней
критической точки, интенсивно охлаждают водой. Если изделия
охлаждают с прокатного нагрева непосредственно после дефор-
мации металла в прокатном стане, то осуществляется процесс
высокотемпературной термомеханической обработки. При этом
упрочнение, возникающее в результате пластической деформации
аустенита в прокатных валках, суммируется с упрочнением,
обусловленным быстрым охлаждением стали. При высокотемпера-
турной термомеханической обработке, как правило, повышаются
прочность, пластичность и ударная вязкость стали. Если же
прокат охлаждают после отдельного (повторного) нагрева, то
осуществляется обычная упрочняющая термическая обработка.
Эффекта дополнительного упрочнения и увеличения пластичности
в этом случае не наблюдается.
543
Современное развитие процессов термического упрочнения
в прокатных цехах металлургических предприятий основано на
создании:
1) линий и систем для ускоренного охлаждения полупродукта
и горячекатаной готовой продукции в потоке прокатных станов;
2) непрерывных агрегатов для термической обработки горяче-
и холоднокатаной готовой прокатной продукции с отдельного
нагрева в термических отделениях прокатных цехов, в состав
которых в ряде случаев входят средства но очистке поверхностей
проката и нанесения па них защитных покрытий; 3) непрерывных
агрегатов и линий для термомеханической обработки горячеката-
ной и холоднокатаной готовой прокатной продукции в потоке
прокатных станов; 4) специализированного оборудования для
размотки и смотки, правки и резки и других операций отделки
термически упрочненного проката; 5) способов и режимов сварки
термически упрочненного проката без разупрочнения в зонах
сварного шва и термического влияния.
Наиболее рациональным способом осуществления упрочня-
ющей термической обработки прокатных изделий является их
интенсивное охлаждение непосредственно на выходе из прокатного
стана. В ряде случаев кроме этого охлаждения проводят предва-
рительное подстуживание металла в процессе прокатки между
предпоследним и последним пропусками через стан, а также
и между другими пропусками металла в стане. Особенно удобно
такое охлаждение осуществлять на непрерывных прокатных
станах.
К числу преимуществ термического упрочнения с прокатного
нагрева по сравнению с термической обработкой с отдельного
нагрева следует отнести: 1) исключение затрат на сооружение
и эксплуатацию нагревательных печей в результате использова-
ния внутреннего тепла прокатной продукции; 2) сокращение
потерь металла вследствие уменьшения окалинообразования после
прокатки и его угара при последующем нагреве в печах; 3) полу-
чение качественной поверхности проката за счет ускоренного
охлаждения непосредственно после прокатки; 4) получение
более высоких механических свойств металла в результате ис-
пользования эффекта термомеханического упрочнения. При
этом также сокращается цикл термической обработки, умень-
шаются производственные площади в потоке станов и на
складах прокатных цехов, а также снижается себестоимость
проката.
Охлаждающие устройства следует располагать в потоке про-
катного стана в непосредственной близости к месту выхода про-
катываемого профиля из последней чистовой клети. Они должны
обеспечивать высокую скорость охлаждения прокатных изделий,
что позволит полностью или частично предотвратить рекристал-
лизацию аустенита; кроме того, будет минимальная длина пути
охлаждения проката. В охлаждающих устройствах должно обес-
544
печиваться равномерное с одинаковой скоростью охлаждение всех
элементов (массивных и тонких) прокатного профиля, что осо-
бенно важно для сложных (фасонных) профилей; в то же время
это играет существенную роль и для профилей, имеющих большую
поверхность (например, для листов большой ширины). Отверстия
для подачи воды должны иметь большое сечение; при большом
сечении отверстия не засоряются твердыми частицами, находя-
щимися в воде при недостаточно тщательной ее фильтрации.
Наиболее целесообразной охлаждающей средой при упрочне-
нии прокатных изделий является техническая вода. Применение
других закалочных сред, например масла, сильно осложнит
конструкцию охлаждающих устройств, повысит себестоимость
обработки и ухудшит условия труда. Следует также отметить, что
охлаждающие устройства должны иметь высокую производитель-
ность.
Охлаждающие устройства должны вписываться в габариты
существующего стана или цеха там, где расстояние от чистовой
клети до холодильника уже предопределено. Длина пути охлажде-
ния может быть уменьшена путем интенсификации охлаждения.
Прокатные изделия охлаждают в спокойной и проточной воде,
струями воды, водо-воздушной и паро-воздушной смесями, пре-
рывистым охлаждением или купанием (попеременным погруже-
нием изделия в воду и извлечением из нее).
Водоснабжение агрегатов для термического упрочнения про-
ката обеспечивается в большинстве случаев благодаря так назы-
ваемому оборотному циклу. Воду от взвешенных частиц, которые
могут засорить охлаждающие устройства, очищают фильтрацией.
Воду в охлаждающие устройства в зависимости от условий терми-
ческого упрочнения подают под различным давлением. Расход
воды изменяют в довольно широких пределах, определяемых
формой и размерами изделий.
Конструкция охлаждающих устройств определяется в основ-
ном формой изделия. При термической обработке листов охла-
ждающие устройства располагают сверху и снизу изделия. Для
тел цилиндрической формы применяют кольцевые спрейеры.
Охлаждающие устройства должны быть ограждены; это устраняет
опасность повреждений, которые могут причинить движущиеся
прокатные изделия.
На металлургических заводах применяют следующие типы
агрегатов и устройств для, термического упрочнения: 1) агрегаты
и линии для термической обработки рельсов; 2) агрегаты для
термической обработки железнодорожных колес; 3) агрегаты и
линии для термической обработки листов; 4) линии ускоренного
охлаждения полос в потоке широкополосовых станов; 5) линии
ускоренного охлаждения катанки в потоке проволочных станов;
6) устройства и линии для термического упрочнения арматурной
стали и мелких фасонных профилей в потоке станов; 7) агрегаты
для термической обработки труб.
18 Закаа 224 545
2. АГРЕГАТЫ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ РЕЛЬСОВ
Рельсы подвергаются изнашиванию и значительным ударным на-
грузкам; следовательно, они должны обладать повышенным вре-
менным сопротивлением и в то же время высокой ударной вяз-
костью. В наиболее тяжелых условиях работают концы рельсов
в стыках. Часто повторяющиеся удары приводят к смятию и
износу поверхности катания головки рельсов, что значительно
уменьшает срок их службы.
Одним из эффективных способов повышения стойкости концов
рельсов против износа и смятия является их закалка. Ранее на
металлургических заводах СССР концы всех выпускаемых рельсов
подвергали закалке с индукционного или прокатного нагрева.
В настоящее время в основном проводят закалку рельсов по всей
длине.
Поверхностная закалка головки рельсов
по всей длине с печного нагрева
В состав оборудования отделения термической обработки рельсов
Днепровского металлургического комбината им. Дзержинского
входят нагревательная печь, закалочная и гибочная машины,
рольганг и стеллажи. Схема расположения оборудования для
термической обработки рельсов приведена на рис. XII.1.
Упрочняющую термическую обработку (закалку) рельсов про-
водят по следующей технологической схеме: после прокатки
рельсы охлаждают на стеллажах до 500—300 °C, затем их загру-
жают в печь с роликовым подом для нагрева под закалку — тем-
пература 820—850 °C, общая продолжительность нагрева 30—
45 мин; головку рельса закаливают в машине водой (35—50 °C)
с применением многократного прерывистого охлаждения в течение
25—35 с; после закалки рельсы в горячем состоянии для умень-
Рис. XI 1.1. Схема расположения оборудования в отделении термической обработки
рельсов
1 — стеллаж для охлаждения рельсов после прокатки; 2 — рольганг для загрузки рель
сов в печь; 3 — печь с роликовым подом для нагрева рельсов под закалку; 4 — камера
для боковой выдачи нагретых рельсов, 5 — рольганг; 6 — кантователь рельсов головкой
вниз; 7 — машина для закалки головок рельсов; 8 — кантователь рельсов головкой
набок; 9 — гибочная машина для изгиба рельсов головкой внутрь после закалки; 10 —
рольганг; 11 — стеллаж для охлаждения закаленных рельсов; 12 рольганг для пере-
дачи рельсов к правильной машине
546
Рис. XI 1.2. Схема печи с роликовым
подом для нагрева рельсов под за-
калку
18*
шеиия кривизны подвергают
изгибу в гибочной машине,
затем охлаждают на стел-
лажах; после полного ох-
лаждения рельсы правят
в роликоправильной машине
и штемпельном прессе и
подвергают механической об-
работке (фрезеровке торцов
и сверлению болтовых от-
верстий).
Печь с роликовым подом
для нагрева рельсов под
закалку имеет длину 96 м,
ширину по рабочему про-
странству 2,6 м при ширине
роликового пода 2,4 м и пло-
щади пода 249,4 м2 (рис.
XI 1.2). По длине печь услов-
но разбита на семь зон: шесть
зон служат для нагрева рель-
сов (длиной 12,5 м) до 820—
850 С, а седьмая—обогреваемая служит для предотвращения под-
стуживания рельсов при боковой их выдаче по одному для закалки.
Пакеты из 8—10 рельсов загружают в печь каждые 5—6 мин;
печной рольганг состоит из 80 роликов из жаростойкой стали
с индивидуальным двухскоростным приводом: большую ско-
рость (0,65 м/с) применяют при загрузке и выгрузке рельсов,
а меньшую (0,12 м/с) — при реверсивном движении рельсов,
между операциями загрузки и выгрузки для предотвращения
провисания роликов и рельсов между роликами (шаг между
роликами 1,2 м), а также для достижения равномерного прогрева
рельсов. Производительность печи 5 т/ч.
На рис. XII.3 показана машина для закалки головки рельсов.
Машина представляет собой ряд из 22 роликовых клетей, располо-
женных в одну линию на расстоянии 1 м одна от другой. Рабочая
длина машины 21 м. Каждая роликовая клеть состоит из станины,
горизонтальных приводных или неприводных роликов, направля-
ющих (вертикальных) роликов, уравновешивающего нажимного
устройства и системы охлаждения пустотелых роликов водой.
Нижние горизонтальные ролики клети неподвижны, а верхние
могут перемещаться в вертикальной плоскости при помощи на-
жимного пружинного устройства; это позволяет закаливать рельсы
разных типов (Р43, Р50 и Р65) с разной высотой. Вертикальные
ролики служат для направления рельса во время его движения
в горизонтальной плоскости.
Движение рельсов в закалочной машине осуществляется при-
водными роликами от общего привода, расположенного в стороне
5-18
от агрегата; мощность электродвигателя постоянного тока 72 к
Нагпетые вельсы пепед закалочной машиной кантуют головкой
ОР п е рельсы пере7 «япают рольгангом в закалочную
вниз. В таком положении их и р
“Охлаждающие секции выполнены в виде резервуара, в верхней
стенке которого размещены сопла, направляющие воду вверх
на поверхность катания головки движущегося ре ь_ • опла
(отверстия диаметром 4 мм) просверлены с таким р >
истекающие через них струи воды соединялись между со о , р
зуя на верхней стенке секции длиной 800 мм сплошной слои воды
толщиной 40—50 и шириной 90—100 мм. В этот слои воды после-
довательно погружают (вводят) головку движущегося рельса.
При этом в пределах длины секции происходит непрерывное
охлаждение поверхности катания головки, а шейка и подошва
охлаждаются на воздухе.
В промежутках между охлаждающими секциями расположены
транспортирующие ролики машины, и на этих участках (длиной
около 200 мм) головка движущегося рельса водой не охлаждается.
Следовательно, охлаждение при закалке головки рельсов пре-
рывистое. Число периодов охлаждения водой равно числу уста-
новленных в машине секций, а продолжительность этих периодов
(0,3—0,5 с) зависит от скорости движения рельса.
Головка рельса, сокращаясь в процессе закалки по длине,
стремится изогнуть более горячие элементы профиля — шейку
и подошву, однако этому препятствуют горизонтальные транс-
портирующие ролики машины. Концы движущихся рельсов,
находясь в промежутках между роликами над охлаждающими
секциями, несколько изгибаются вниз в вертикальной плоскости.
При этом боковые грани головки концов рельсов на длине до 1 м
погружаются в слой воды охлаждающих секций несколько глубже
(до 10—15 мм у торцов), чем остальная часть рельса по его длине,
удерживающаяся транспортирующими роликами в прямолинейном
положении; поэтому твердость на концах рельса получается
на НВ 30—40 выше, чем на остальной части его длины.
Уменьшить разницу в твердости на концах и в середине рельса
можно или путем установки над охлаждающими секциями допол-
нительных холостых роликов, на которые опиралась бы подошва
рельса, или путем устройства охлаждающих секций на пружинных
подвесках, сохраняющих постоянство зазоров между верхней
плоскостью головки и охлаждающими секциями.
При выходе из машины головка рельса быстро нагревается
примерно до 500 С за счет тепла внутренней части шейки и по-
дошвы, благодаря чему обеспечивается достаточный самоотпуск
закаленного металла. При дальнейшем охлаждении на воздухе
головка удлиняется и рельс изгибается подошвой внутрь. Однако
в момент такого изгиба рельс поступает в гибочную ма-
шину (рис. XII.4), в которой изгибается в сторону, противополож-
ную направлению его естественного искривления, т. е. головкой
Рис. XI 1.4. Схема
устройства гибочной
машины:
1 — пневматическое
нажимное устройст-
во; 2 — рольганг;
3 — рельс; 4 — упор;
5 — винты для изме-
нения радиуса упора
внутрь. Рольганг гибочной машины примыкает
непосредственно
к закалочной машине и является продолжением ее роликовой
клети. Гибочная машина представляет собой систему выдвижных
валов, вмонтированных в’станину.
Сначала рельс поступает на рольганг гибочной машины, затем
давлением двух пневматических цилиндров на концы рельса осу-
ществляется изгиб вокруг неподвижного упора со стрелой про-
гиба, подобранной эмпирически так, чтобы конечное искривление
рельса после охлаждения было минимальным. Рельсы выдержи-
вают в машине в изогнутом состоянии в течение 5—10 с, затем их
подают на стеллажи для полного охлаждения и для последующей
правки на роликоправильной машине.
В процессе охлаждения рельсы выпрямляются, практически
коробление получается со стрелой прогиба, не превышающей
100—150 мм на длине 12,5 м, т. е. кривизна их такая же, как
и у незакаленных рельсов. Поэтому режим правки на ролико-
правильной машине для незакаленных и закаленных рельсов
практически одинаков.
Рассмотренное оборудование для термической обработки рель-
сов, применяемое на Днепровском металлургическом комбинате
им. Ф. Э. Дзержинского, обеспечивает непрерывность процессов
нагрева и закалки, небольшую кривизну закаленных рельсов,
возможность закалки рельсов разных типов и любой длины как
из углеродистых, так и из легированных сталей, возможность
осуществления различных вариантов закалки рельсов с примене-
нием таких охладителей, как вода, нагретая до различных тем-
ператур и распыленная при помощи форсунок, водо-воздушная
смесь, сжатый воздух, водяной пар.
Объемная закалка рельсов в масле
На Нижнетагильском металлургическом комбинате эксплуати-
руется отделение для термической обработки рельсов длиной 25 м
методом объемной закалки в масле по технологии и па оборудова-
550
НИИ, созданном в СССР Термическое ^'С^^тану3
пролета: поперечный примыкающим к рельсобалочн . }
1 Н ‘ . 1 коп м г) ас положенный параллельно
и продольный общей длиной bOU м, расп ппппо.г/ пягПппо-
зданию рельсобалочного стана. В попереч! i Р Р ‘
жены транспортирующие механизмы пер а ? п *
сырых рельсов, а также стеллажи для произволе
товых отверстиях и загрузочный стеллаж перед пе^ ПР1,лоХ
грева под закалку. В продольном пролете размещ
технологическое оборудование.
В состав оборудования входят: транспортный рольганг для
передачи рельсов с рельсобалочного стана, разгрузочный и за
грузочный стеллажи в поперечном пролете склада рельсов, на-
гревательная печь; закалочная машина в комплексе с вспомога-
тельными механизмами для задачи и выдачи рельсов и оборудова-
нием маслохозяйства; отпускная печь; два холодильника; ролико-
правильные машины; два вертикально-правильных пресса; два
инспекторских стеллажа; установка для контроля твердости;
пакетировочная машина; необходимое транспортное и другое
вспомогательное оборудование, обеспечивающее поточность
технологического процесса; оборудование смазочных подвалов,
систем гидроуправления, пневмоуправления й охлаждения.
Схема расположения оборудования приведена на рис. XII.5.
Рельсы выдаются из рельсоотделочного отделения на склад 1
«сырых» рельсов. Двумя 50-т магнитными кранами их подают на
загрузочный стеллаж 2, где на рольганге перед закалочной печью
рельсы комплектуются в пакеты по 10—20 шт. в положении
«на боку». В нагревательную печь 5 пакеты подают периодически
через 5—8 мин. Нагретые рельсы по одному выдаются из печи,
кантуются в положение «на подошве» и по рольгангу 4 передаются
в роликоправильную машину горячей правки; затем рельсы
задаются в каретки закалочной машины 5; закаленный рельс
поступает из машины на закрытый стеллаж 6, где после кантовки
в положение «на боку» происходит формирование пакетов по
10—18 шт. для задачи в печь для отпуска. Стеллаж изолирован,
чтобы не допустить распространения продуктов возгонки масла
по всему отделению. Пакеты закаленных рельсов поступают по
рольгангу в печь для отпуска 7, а затем — на холодильники 8.
После охлаждения до 60 °C рельсы по одному направляют на
роликоправильные машины 9, 10 для двух плоскостной правки
и после этого на вертикальные правильные прессы 11 для оконча-
тельной правки.
Окончательно выправленные рельсы поступают на ин-
спекторские стеллажи 12, 13, где осуществляют их осмотр и
приемку. С инспекторского стеллажа отбирают рельсы для опре-
деления твердости на головке. Принятые рельсы на специальном
устройстве собирают в пакеты по 25 шт., укладывая их с чередо-
ванием в положениях «на головке» и «на подошве» в соответствии
с правилами погрузки длинномерных рельсов. С пакетирующего
551
устройства рельсы снимают магнитными кранами на склад или
непосредственно в вагоны для отгрузки.
Загрузочный стеллаж предназначен для приемки пакетов
рельсов, подаваемых магнитными кранами. Рельсы на стеллаж
подают в положении «на подошве». Стеллаж оборудован канатным
шлеппером и специальными тележками для кантовки рельсов
в положение «на боку». Краны набирают пакеты рельсов на роль-
ганг перед нагревательной печью. Рельсы проходят нагреватель-
ную печь спакетированными по 10—12 шт.
Роликовая печь производительностью 115 т/ч предназначена
для нагрева рельсов перед объемной закалкой. Общая длина печи
186,6, ширина 3,94 м. По длине печь разделена на семь зон, из
которых пять предназначены для нагрева, а шестая зона служит
для выравнивания температуры рельсов. Седьмая зона представ-
ляет собой камеру для боковой выдачи. Рельсы в печи транспорти-
руются с помощью роликового пода, состоящего из 560 роликов,
установленных с шагом 1160 мм и находящихся в постоянном
покачивании со скоростью 0,2 м/с. Ролики представляют собой
неохлаждаемые трубы (наружным диаметром 600 мм) из жаро-
прочной стали, цапфы роликов охлаждаются водой. Каждый
ролик имеет индивидуальный привод. Печь полностью автома-
тизирована, передвижение рельсов в печи механизировано.
В составе оборудования печи имеются специальные устройства
для выдачи рельсов из нее, а также кантователи для раскантовки
рельсов перед подачей их в закалочную машину. Устройство
выдачи рельсов из печи предназначено для одиночной укладки их
на рольганг. Конструкция устройства позволяет производить
надежный захват одного рельса при относительно высокой ско-
рости перемещения вытаскивателя. Кантователь встроен в роль-
ганг перед закалочной машиной и предназначен для кантовки
рельсов, выдаваемых из нагревательной печи, в положение «на
подошве». Конструкция кантователя разработана таким образом,
что во время кантовки нагретый рельс не деформируется.
Закалочный агрегат для объемной закалки рельсов в масле
состоит из закалочной машины, устройства для задачи рельсов,
выталкивателя, механизма выдачи рельсов и механизмов для
обслуживания агрегата.
8 9 10 // 12 13 7 6
552
Устройство для задачи рельсов в закалочную машину и выдачи
из нее состоит из двух комплектов тянущих роликов, установлен-
ных перед и за закалочной машиной, траиб-аппарата, доталкива-
теля рельсов. Тянущие ролики — консольного типа, с двумя
парами горизонтальных валов, на концах которых насажены
бандажи. Диаметр роликов 700 мм. Скорость на бочке роликов
0,5—2,5 м/с. Давление роликов на рельс 10 кН. Тянущий аппарат
установлен со стороны задачи рельсов в закалочную машину
и состоит из двух бортов, корпуса с наклонным отбойником и
двумя вертикальными холостыми роликами для фиксирования
головки рельса во время его задачи.
Главная составная часть закалочной машины (рис. XI 1.6) —
узел пустотелого закалочного барабана, который обеспечивает
строго вертикальное положение рельса при погружении его
в масло, не допуская скрученности рельса и изгиба в разных
плоскостях, а также значительного его прогиба в вертикальной
плоскости.
Закалочный барабан представляет собой пустотелый цилиндр 1,
который покоится на двух роликовых опорах 2. За каждый цикл
подачи рельса барабан поворачивается на 30°; вращение осуще-
ствляется от привода через цилиндрочервячный редуктор 3 и
встроенную непосредственно в масляную ванну зубчатую передачу.
Барабан выполнен из двух половин с фланцевым разъемом
посередине и несет шесть 12-лопастных звездочек 4. Каждая
звездочка состоит из двух половин с фланцевым разъемом. По
наружному диаметру звездочек подвешены на подшипниках каче-
ния шестьдесят кареток 5, обеспечивающих постоянное вертикаль-
ное положение рельсов в процессе закалки; это достигается бла-
годаря значительной массе каретки и большому расстоянию от оси
вращения до центра тяжести каретки с находящимся в ней
рельсом.
553
Рис. XI 1.6. Общий вид закалочной машины
Каретка представляет собой свободно подвешенную на двух
цапфах конструкцию, несущую опорные и направляющие ро-
лики. Нижние ролики 6 — опорные (5 шт.) гладкие и предназна-
чены для установки на них рельса, который свободно опирается
всей шириной подошвы. Верхние три ролика 7 служат для на-
правления рельса при перемещении его вдоль кареток. Верхние
направляющие ролики снабжены эксцентриковым устройством
с регулировкой по высоте в зависимости от профиля закалива-
емого рельса.
Узел пустотелого барабана установлен внутри масляной ванны
8 и закрыт сверху специальным перекрытием. Масляная ванна
оборудована масло подводящим резервуаром 9 и сливной ворон-
кой 10 с соответствующими трубопроводами. Система подачи
в ванну масла и удаления излишков закалочной жидкости поз-
воляет непрерывно подавать чистое охлажденное масло для
обеспечения нормального ведения технологического процесса.
В масляную ванну подается инертный газ, благодаря чему дости-
гается пожарная безопасность (зеркало ванны закрыто инертным
газом). Ванна оборудована механизмами для уборки осажда-
ющейся на дне окалины и твердых остатков, выпавших в резуль-
тате охлаждения масла.
Работа закалочной машины состоит в следующем. Ванну
заполняют чистым маслом необходимой температуры. Уровень
заполнения устанавливают таким, чтобы нагретый рельс, введен-
ный в ванну, находился выше пего, а при повороте барабана на 30°
554
оказывался полностью погруженным в масло. Уровень заполнения
регулируют при помощи щелевого затвора, расположенн
перед сливной воронкой. Подача и слив масла происходят непре-
рывно в течение всего времени работы установки, интенсивной
подачей масла поддерживается его постоянная температура
в ванне.
Нагретый в печи рельс при помощи транспортных механизмов
подается к закалочной машине и устанавливается в каретках
барабана. После этого барабан поворачивается на 30 , и при этом
рельс погружается в масло подошвой вниз, сохраняя вертикаль-
ное положение. При погружении рельса в масло механизмы ма-
шины готовы к приему очередного рельса и цикл повторяется.
На одиннадцатом повторении цикла закаленный рельс выталки-
вается из машины и передается на отпуск. Все операции, вы-
полняемые механизмами закалочной машины, автоматизированы.
Печь для отпуска, рельсов после закалки состоит из десяти зон,
пять из которых предназначены для нагрева и пять — для вы-
держки. Общая длина печи 262 м, ширина 4,4 м. Под печи роли-
ковый; конструкция его аналогична конструкции пода печи для
нагрева рельсов под закалку. Ролики диаметром 300 мм и длиной
4440 мм расположены с шагом 1740 мм; ось роликового печного
рольганга находится на высоте 665 мм от уровня пола. Выше
уровня осей роликовая печь собрана из съемных секций. Печь
отапливается рециркулирующими продуктами сгорания. Каждая
зона имеет свою камеру сжигания и эксгаустер для циркуляции
газов.
Прямолинейность готовых рельсов обеспечивается правильным
агрегатом, состоящим из шестивалковой машины консольного
типа для правки рельсов в вертикальной плоскости и шести-
валковой машины для правки рельсов в горизонтальной пло-
скости. Машины расположены последовательно одна за другой
в технологической линии термического отделения. Применяют
также закалку головки рельсов по всей длине с индукционного
нагрева токами высокой частоты.
3. АГРЕГАТЫ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНЫХ КОЛЕС
Наиболее распространенным видом термического упрочнения цель-
нокатаных колес является закалка поверхности катания обода
колеса с помощью охлаждения колеса, вращающегося вокруг
своей оси в горизонтальной плоскости, струями воды из сопет
кольцеобразного охладителя (рис. XII.7, о) либо с помощью
прерывистого окунания в ванну с водой обода колеса враша-
ющегося в вертикальной плоскости (рис. XI 1.7, б) ’
Процесс закалки колеса, вращающегося в вертикальной пно-
скости, осуществляется на горизонтальных вращающихся
столах (рис. XII.8). Ступицу колеса 1 устанавливают в гнездо 2
555
Рис. XII.7. Схема поверхностной закалки
цельнокатаных колес на горизонтальных
вращающихся столах (а) и в вертикальном
аппарате (б)
и колесо таким образом цен-
трируется. Затем стол приво-
дят во вращение и одновреме-
нно подают охлаждающую
воду. Частота вращения стола
30 об/мин. Привод осуществля-
ется от электромотора через
коническую шестеренную пере-
дачу 3. Вода с температурой
20—30 °C направляется на по-
верхность катания колеса тон-
кими струйками из патрубков,
отходящих от магистральной
кольцевой трубы 4. Патрубки
расположены по касательной.
При необходимости воду подо-
гревают паром. Длительность
закалки в зависимости от содер-
жания углерода и марганца в
стали составляет 2—2,5 мин.
Этот процесс обеспечивает высокие значения временного со-
противления на поверхности катания обода колеса, но имеет ряд
существенных недостатков. Так, поскольку в процессе закалки
обода отвод тепла происходит только через поверхность катания,
глубина упрочненного слоя не превышает 30—35 мм (при тол-
щине рабочего слоя 50—55 мм). Образующийся в процессе такой
закалки большой температурный градиент приводит к возникно-
вению в цельнокатаных колесах значительных остаточных напря-
жений и зачастую высокого коробления (0,6—1,2 мм). Кроме
того, при этом процессе у поверхности катания обода (на глубине
до 10 мм) образуются продукты отпуска мартенсита с зернистым
строением карбидов, обладающие более низкими износостой-
костью и контактной прочностью, чем пластинчатые продукты
распада аустенита.
Процесс закалки, осуществляемый погружением в ванну
с водой обода вращающегося в вертикальной плоскости колеса,
получил название прерывистой закалки. Этот процесс имеет ряд
преимуществ перед закалкой на горизонтальных столах: 1) вслед-
ствие охлаждения обода с трех сторон обеспечивается упрочнение
практически на всю его глубину; упрочняются также и боковые
грани обода, что предотвращает образование на них наплывов;
2) благодаря прерывистости охлаждения обода в нем резко сни-
жается температурный градиент, чем обеспечивается низкий
уровень остаточных напряжений и уменьшается коробление;
3) в процессе такой закалки во всех частях обода образуются
пластинчатые структуры распада аустенита, что обеспечивает
высокие показатели износостойкости и контактной прочности
колеса.
556
Рис. XII.8. Горизонтальный стол для закалки колес
При разработке новой технологии термической обработки
облегченных колес основное внимание уделяли выбору способов,
позволяющих изменить скорость охлаждения различных элементов
колеса в широких пределах для получения необходимого струк-
турного состояния стали и заданного комплекса свойств. Поэтому
в новом технологическом процессе использован способ прерыви-
стой закалки с подачей охлаждающей воды на все элементы колеса
через спрейерные устройства. При этом предусмотрена возмож-
ность независимого регулирования скоростей охлаждения обода,
диска и ступицы, что создало необходимые условия для получения
в колесах минимального уровня остаточных напряжений и ко-
робления.
На рис. XII.9 приведено устройство для закалки колес, вра-
щающихся в вертикальной плоскости. В этом случае обеспечи-
вается улучшение всех элементов колеса путем прерывистой
закалки и последующего отпуска. Цельнокатаное колесо 10,
нагретое в печи др температуры закалки, укладывают на канту-
ющую площадку* 2 и центрируют при помощи направляющих 3.
Затем пневмоцилиндром 8 сводят поддерживающие неприводные
ролики 1. Кантующая площадка 2 пневмоцилиндром 7 поворачи-
вается в вертикальное положение и устанавливает колесо поверх-
ностью катания обода на приводной ролик 6. Одна часть спрейера 9
установлена на кантующей площадке 2 и поворачивается вместе
с ней и нагретым колесом в рабочее положение. Вторая подвижная
часть спрейера о в процессе поворота кантующей площадки при
помощи рычага 4 подводится к колесу. После этого включают
привод И, который посредством приводного ролика 6 приводит
во вращение колесо. Во время вращения колесо удерживается
в вертикальном положении роликами 1. На вращающееся колесо
частями спрейеров 5 и 9, разделенных внутренними перегородками
557
Рис. XI 1.9. Устройство Для закалки колес, вращающихся в вертикальной плоскости
на три самостоятельные камеры, подается охлаждающая вода.
Одна сдвоенная камера (по одному отсеку от спрейера) охлаждает
обод, другая — диск и третья — ступицу. К каждой камере пред-
усмотрен отдельный подвод воды. Количество закалочной жидко-
сти, подаваемой па каждый элемент колеса из камеры, регулируют
в зависимости от объема металла этих элементов и площади их
поверхности. После окончания закалки подачу воды прекращают,
привод выключают и колесо кантующей площадкой возвращается
в исходное горизонтальное положение. Затем пневмоцилиндром
разводят поддерживающие ролики / и колесо поворотным краном
ставят для последующего отпуска.
4. АГРЕГАТЫ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
И УСКОРЕННОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ЛИСТОВ И ПОЛОС
В последние годы широкое распространение получил способ
термической обработки листов в специализированных агрегатах
непрерывного действия. Эти агрегаты включают в себя механизи-
рованные и автоматизированные нагревательные печи для нагрева
листов под закалку и отпуск, средства ускоренного охлаждения
закалочные прессы или роликовые закалочные машины, кон-
вейеры и тележки для транспортирования листов, правильные
машины и другое вспомогательное оборудование.
Нагревательные печи для листов выполняют с роликовым
подом. Печные ролики изготовляют диаметром 350—400 мм и
шагом 400—600 мм из хромоникелевых сталей. Стоимость роли-
кового пода достигает 25—30 % стоимости всей печи, поэтому
стойкости роликов уделяют особое внимание.
Внутреннюю ширину рабочего пространства печи принимают
на 300—600 мм больше ширины нагреваемого листа, высоту
(от поверхности металла до свода) равной 1000—1500 мм и глу-
бину (от поверхности металла до пода) 900—1200 мм. Длину печи
рассчитывают с учетом продолжительности нагрева стальных
изделий; обычно продолжительность нагрева принимают 1,0—
1,4 мин па 1 мм толщины листа.
Тепловая мощность большинства печей в расчете на 1 м2 пода
при температуре нагрева до 900 С обычно составляет (63—84) X
X 104 кДж/ч, а при температуре более 900 °C до (84—105) X
X 104 кДж/ч. Производительность нагревательных печей с роли-
ковым подом находится в пределах 10 —30 т/ч и более.
В закалочных прессах осуществляют закалку листов по за-
данному режиму; при этом стремятся получить минимальное
коробление. Прессы должны обеспечивать необходимое усилие,
действующее на лист, зажатый между стационарной и подвижной
рамами с помощью гидравлических цилиндров. Это усилие на
существующих прессах выбирают: 50—500 кН па 1 м2 поверх-
ности листа. Вода, подаваемая на лист, должна равномерно
распределяться по всей поверхности листа с тем, чтобы уменьшить
его коробление.
В СССР для термической обработки толстых листов па ряде
металлургических заводов были введены в строй автоматизиро-
ванные агрегаты — печи и закалочные прессы. Такие агрегаты,
предназначенные для осуществления процесса закалки и отпуска
листов, прокатываемых на толстолистовых станах 2800
и 2800/1700, работают на Коммунарском металлургическом заводе,
Орско-Халиловском металлургическом комбинате и др.
На одном из металлургических заводов США эксплуатируется
агрегат для термической обработки толстых листов толщиной
до 100 мм, шириной до 3810 мм и длиной до 15 000 мм из угле-
родистых и легированных сталей. Этот агрегат включает закалоч-
559
I
Рис. XI1.10. Схема роликовой машины для закалки толстых листов конструкции фирмы
«Derver Со» (США):
I — зона охлаждения высокого давления: II — зона охлаждения низкого давления:
1 — ролики рольганга; 2 — ролики правильного устройства; 3 — станина; 4 — души-
рующие устройства; 5 — ролики закалочной машины
ную машину с двумя рядами роликов, между которыми лист
в процессе закалки в отличие от обычных закалочных прессов
совершает возвратно-поступательное движение и подвергается
охлаждению водой под более высоким давлением. Это позволяет
исключить образование незакаленных участков в местах контакта
роликов машины с термически обрабатываемым листом.
Роликовая машина для закалки толстых листов показана на
рис. XII. 10 Нижний ряд роликов установлен на постоянном
уровне. Положение в пространстве верхнего ряда роликов регу-
лируется в зависимости от толщины закаливаемого листа. Первые
две пары роликов большого диаметра предназначены для правки
нагретого примерно до 1000 °C листа, поступающего к машине из
печи по рольгангу. При дальнейшем перемещении лист попадает
в первую зону охлаждения, где на него сверху и снизу из распыли-
тельных форсунок подают воду под высоким давлением (до
87,5 МПа) в количестве 3600 м3/ч, т. е. вдвое больше, чем в за-
калочных прессах.
Система форсунок, расположенных горизонтальными рядами
между верхними и нижними роликами, снабжена тремя насосами
высокого давления. Длительность охлаждения листа средней
толщины в первой зоне составляет около 8 с. Далее лист поступает
во вторую зону интенсивного охлаждения; в этой зоне давление
воды составляет 35 МПа, а расход до 10 200 м3/ч. Распиливающие
форсунки также расположены рядами между роликами и снаб-
жены тремя насосами низкого давления. В этой зоне закалка
листа может осуществляться как при непрерывном, так и при
возвратно-поступательном перемещении его между роликами в тс-
560
чение необходимого времени. Обычно работают две зоны. охла-
ждения машины. В ряде случаев используют только зону
ДаВПрНименение рассмотренной роликовой закалочной машины
наиболее эффективно для термической обработки толстых листов.
Благодаря сокращению времени между нагревом и закалкой
и уменьшению окалины под действием воды высокого давления
применение этой машины обеспечивает высокие прочностные
свойства даже при закалке листов из углеродистых и низколеги-
рованных сталей с низкой прокаливаемостыо. Кроме того, данный
способ закалки обеспечивает получение толстого листа с равно-
мерными механическими свойствами.
Одной из основных трудностей обработки листов на роликовом
закалочной машине является устранение деформации после за-
калки. В зоне низкого давления деформацию можно уменьшить,
регулируя расход воды и время пребывания листа в этой зоне;
в зоне высокого давления необходимо также учитывать скорость
транспортирования листа, давление воды и другие параметры
системы охлаждения.
В последнее время получил развитие способ ускоренного
охлаждения толстых листов, при котором совмещаются операции
горячей прокатки листов в последних проходах (в чистовых кле-
тях) с ускоренным их охлаждением в системе, установленной за
рабочей клетью.
На непрерывных и полунепрерывных полосовых станах горя-
чей прокатки полосы подвергают регулируемому ускоренному
охлаждению на отводящих рольгангах, расположенных между
последней чистовой клетью и моталками, с помощью душиру-
ющих устройств, подающих воду на верхнюю и нижнюю поверх-
ности выходящей из стана полосы.
Способы ускоренного охлаждения полосы, применяемые на
современных станах, можно разделить на следующие типы
(рис. XII.11): верхние со струевой подачей воды низкого (до 200—
400 кПа) или высокого (до 1000—1700 кПа) давления и с лами-
нарной подачей воды низкого (до 30 кПа) давления, нижние — со
струевой подачей воды низкого (до 200—400 кПа) или
высокого (до 1000 кПа) давления.
В верхних системах охлаждения со струевым способом подачи
воды в качестве рабочих органов чаще всего используют душиру-
ющие устройства, выполненные в виде труб с отверстиями или
соплами (коллекторы), воду к которым подводят от магистраль-
ного трубопровода. Коллекторы располагают сверху на высоте
750 1500 мм над уровнем роликов рольганга. Они могут быть
проложены по оси отводящего рольганга перпендикулярно ему
или сбоку роликов. J
Продольные коллекторы устанавливают стационарно, а по-
перечные — в стационарном и подвижном исполнениях, причем
в последнем случае можно отводить коллекторы вверх или в сто-
561
Рис. XII.il. Способы ускоренного охлаждения полос на полосовых станах горячей про’
катки:
а—в — верхний и нижний со струсвой подачей воды; г — боковой и нижний со струевой
подачей воды; д — верхний с ламинарной (инерционной) и нижний со струевой подачей
воды; е, ж — верхний с ламинарной (безынерционной) и нижний со струевой подачей
воды; 1 — рольганг; 2 — охлаждаемая полоса; 3 — отдельные струи воды; 4 — сопла;
5 — сифонные трубы; 6 — сифонная камера; 7 — сплошная струя воды (по ширине по-
лосы)
рону. В зависимости от требуемого давления в коллекторах пред-
усмотрены отверстия или сопла. При низком давлении вода по-
дается на полосу из поперечных коллекторов через отверстия
диаметром 3—6 мм или через сопла, а при высоком продольные
или поперечные коллекторы снабжены распыливающими соплами,
обеспечивающими истечение воды плоской (веерообразной) или
конической (с углом разбрызгивания 60—75°) струями.
562
Верхние струевые системы охлаждения с низким давлением
воды характеризуются возможностью «мягкого» охлаждения, но
имеют невысокие коэффициенты теплоотдачи. Кроме того, отвер-
стия и сопла с небольшими выходными сечениями в коллекторах
при недостаточной очистке воды засоряются.
Верхние системы охлаждения с ламинарным способом подачи
воды снабжены открытыми или закрытыми камерами (баками)
с сифонами, через которые вода ламинарными струями подается
на движущуюся полосу с высоты 1200—2220 мм и более. Камеры
высотой 300—400 мм располагают поперек рольганга и крепят
шарнирно с одной стороны к опорам, обеспечивая в случае необ-
ходимости их поворот вверх или в сторону. Внутри камер на-
ходятся сифонные трубки внутренним диаметром 18 20 мм и
шагом 50—100 мм в один или несколько рядов. Вода в камеры
подается от магистрального трубопровода. В системах с открытыми
камерами вода при достижении заданного уровня ламинарными
струями вытекает через сифоны, а в системах с закрытыми каме-
рами перемещается под воздействием небольшого подпора (0,2—
7,5 кПа). При этом камера заполнена водой.
У нижних систем со струевой подачей воды на полосу обычно
в качестве рабочих органов предусмотрены коллекторы, располо-
женные через шаг между роликами рольганга, ниже их верхнего
уровня на 200—300 мм и менее. В коллекторе выполнены круглые
или прямоугольные отверстия. Иногда в коллекторах устанавли-
вают распиливающие форсунки низкого или высокого давления.
Вода к коллекторам подводится от магистрального трубопровода.
В виде отдельной системы предусмотрено охлаждение роликов
рольганга. В этом случае коллекторы расположены в промежут-
ках между роликами рольганга и имеют отверстия, из которых
вода одновременно подается на обе стороны, охлаждая два сосед-
них ролика.
Таким образом, линии охлаждения на отводящем рольганге
полосовых станов включают в себя верхнюю и нижнюю системы
охлаждения полосы и охлаждения роликов рольганга. При этом
вода линии охлаждения подается и отводится обычно с помощью
системы оборотного цикла воды.
Для непрерывного полосового стана разработана линия ускорен-
ного охлаждения полосе верхней ламинарной подачей воды, которая
практически безынерционна, обеспечивает равномерное охлажде-
ние полос по ширине и может работать в автоматическом режиме
регулирования температуры полос. Нижняя система охлаждения
полос, выполненная со струевой подачей воды, предназначена
также и для охлаждения роликов рольганга. Верхняя система
охлаждения состоит из двенадцати секций с тремя камерами каж-
дая, которые расположены на высоте 1500 мм над уровнем роликов
рольганга и в случае необходимости могут быть отведены вверх
с помощью гидравлических цилиндров, полностью освобождая для
обслуживания зону роликов отводящего рольганга. Линия рас-
/ 563
Рис. XII. 12. Линии ускоренного охлаждения катанки
1—3 — секции охлаждения;
считана на охлаждение полос толщиной 1,5—12 и шириной до
1550 мм от температуры кошта прокатки до температуры смотки
550—600 °C при скорости прокатки до 18 м/с. Общий расход
воды на охлаждение полос сверху и снизу составляет 7500 м3/ч
при давлении до 30 кПа. Общая длина линии равна ПО м при
длине отводящего рольганга стана около 150 м.
Для автоматического управления линия оборудована клапа-
нами с электрическими и пневматическими приводами.
Автоматизация процесса охлаждения полос на отводящем
рольганге высокоскоростных широкополосовых станов является
важной технологической задачей, без решения которой нельзя
обеспечить требуемое качество прокатываемой продукции. Под-
держание заданной температуры полос различного сортамента
при смотке их в рулоны оказывает решающее влияние на получе-
ние высоких физико-механических свойств металла и их рав-
номерность по длине полосы.
Регулирование процесса охлаждения осуществляется посред-
ством аналоговой вычислительной машины, в которой запрограм-
мированы режимы прокатки и охлаждения полос. Программы
режимов охлаждения обычно разрабатывают на основе экспери-
ментальных данных, которые накапливаются при исследовании
различного сортамента прокатываемых полос па промышленных
станах.
На одном из полосовых станов Японии внедрена система
автоматического регулирования температуры полосы при смотке
ее в рулон. Стан работает с разгоном при ускорении 0,5 м/с2
и с заправочной скоростью 5—8 м/с. Охлаждается полоса линией
со струевым способом подачи воды на полосу, состоящей из шести
секций одинаковых по длине. Особенностью линии является
использование быстродействующих клапанов чипа открыто —
закрыто, причем изменением числа открытых клапанов регули-
руется интенсивность охлаждения.
5. АГРЕГАТЫ УСКОРЕННОГО ОХЛАЖДЕНИЯ КАТАНКИ
И СОРТОВЫХ ПРОФИЛЕЙ
Одним из основных способов улучшения качества катанки при
высоких скоростях прокатки является ее регулируемое и ускорен-
ное охлаждение водой с прокатного нагрева. Ускоренное охлажде-
564
в трубах в потоке проволочного стана:
4 — участок отвода воды
ние позволяет получить структуру сорбита, уменьшить окалино-
образование и обезуглероживание металла.
Регулируемое и ускоренное охлаждение катанки с прокатного
нагрева осуществляют водой при прохождении катанки нитью
через направляющие трубы или в виде распушенного бунта душн-
рованием. При охлаждении катанки в' направляющих трубах,
располагаемых между последней рабочей клетью и моталкой,
воду подают в секции охлаждающей линии по направлению
движения, против него, а также перпендикулярно движению
металла.
На рис. XII. 12 показана одна из линий,' в которой катанка
охлаждается в трех секциях с трубами диаметром 25 мм, причем
в первую секцию вода поступает по направлению движения ка-
танки, а во вторую и третью — перпендикулярно ее движению.
Длина участка охлаждения составляет 6 м, давление воды
0,8 МПа. В результате ускоренного охлаждения катанки диа-
метром .5,5 мм из малоуглеродистой стали при длительности
охлаждения 0,23 с и расходе воды 24 м3/ч ее температура пони-
жается с 950 до 765 °C.
При высоких скоростях прокатки и большой массе бунтов
с целью обеспечения интенсивного и равномерного охлаждения
катанки по всей длине наиболее целесообразно подвергать ее
обработке в виде отдельных витков в распушенном виде
(рис. XII.13).
Для высокоскоростных проволочных станов за рубежом при-
меняется способ сорбитизации катанки (Стилмор-процесс), при
котором металл, предварительно охлажденный в трубе, располо-
женной между последней рабочей клетью и моталкой, попадает
в моталку и отдепьными витками укладывается на 'движущийся
под моталкой транспортер, где медленно охлаждается воздухом
до заданной температуры, а затем собирается в бунт. На основе
этого способа на одном из проволочных станов установлена линия
для ускоренного охлаждения катанки (см. рис. XII. 13, а). Линия
обеспечивает водяное охлаждение металла в трубе до 780 °C,
а затем воздушное охлаждение на транспортере до 315 °C за 1 мин*.
В результате эксплуатации этой линии структура катанки ничем
не отличается от получаемой при патентировании. Окалппообразо-
вание при таком способе охлаждения уменьшается в 7—8 раз.
565
J"
Рис. XII. 13. Линии ускоренного охлаждения катанки в распушенных бунтах в потоке
проволочных станов:
1 — система водяного охлаждения; 2 — подающий аппарат; 3 — моталка; 4 — транспор-
тер; 5 — приемная камера; 6 — преобразователь витков; 7 — последняя чистовая рабочая
клегь проволочного стана
На другом проволочном стане установлена линия для охлажде-
ния катанки, в которой витки, образующиеся в вертикальной
плоскости, опрокидываются на ленточный транспортер, охла-
ждаясь при этом на воздухе в распушенном состоянии (см.
рис. XII. 13, б). Между последней рабочей клетью и преобразовате-
лем витков катанка предварительно подвергается водяному охла-
ждению. В конце транспортера установлено устройство для сбора
витков в бунг.
Дальнейшее совершенствование отечественных проволочных
станов должно предусматривать широкое внедрение принципа
регулируемого и ускоренного охлаждения катанки в потоке стана
перед смоткой, основанное на принципе охлаждения распушенного
бунта на транспортере. Такая технологическая схема охлаждения
катанки позволит: 1) получить бунт с равномерной по длине
сорбитной структурой и постоянной твердостью; 2) снизить потери
металла с окалиной до 8—10 кг и менее на 1 т катанки; 3) умень-
шить капитальные затраты за счет снижения длины отводящих
транспортеров и исключения крюкового транспортера; 4) обеспе-
чить волочение катанки в проволоку при обжатии со степенью
деформации до 97—98 % без промежуточного отжига.
I
566
В СССР построены линии для термического упрочнения ме-
талла в потоке промышленных станов с использованием тепла
прокатного нагрева. Так, на Криворожском металлургическом
комбинате построена двухниточная линия, совмещенная с не-
прерывным мелкосортным станом 250-1 (рис. XII. 14) и пред-
назначенная для упрочнения круглых профилей и арматурной
стали диаметром 10—14 мм в двух линиях охлаждения. Каждый
ряд линии охлаждения состоит из тринадцати — пятнадцати
секций-труб, в которые подают водо-воздушную смесь при опре-
деленном соотношении воды и воздуха. Скорость потока воды
на выходе из камеры охлаждения составляет 25 м/с и более (при
давлении 2 МПа). Общая длина охлаждающих секций линии
составляет 34 м. На данной линии получают термически упроч-
ненную арматурную сталь. Арматурные стержни диаметром 10 мм
из стали 20ГС после упрочнения характеризуются следующими
механическими свойствами: ов 900—1400 МПа; сг02?> 600ч-
-—1200 МПа; 65 = Юн-13 %.
ик
Глава XIII
СТАНЫ И АГРЕГАТЫ
ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА БЕСШОВНЫХ ТРУБ
Стальные бесшовные трубы изготовляют горячекатаными, холод-
нокатаными, холоднотянутыми и прессованными. Для произ-
водства труб в трубных цехах металлургических заводов уста-
навливают соответствующие агрегаты, станы и прессы.
Производство горячекатаных труб диаметром менее 20 мм
экономически нецелесообразно и их изготовляют способами холод-
ной прокатки и волочения. Трубы диаметром свыше 700 мм в боль-
шинстве случаев изготовляют сварными, так как производство
аналогичных по размерам бесшовных труб требует громоздкого
и дорогостоящего оборудования.
Для горячей прокатки, как правило, используют трубные
круглые заготовки, обжатые на заготовочных станах. Только
на трубных агрегатах периодической прокатки (пилигримовых
станах) применяют литые слитки без их предварительного об-
жатия .
Все технологические схемы прокатки труб включают две
основные операции: 1) получение толстостенной гильзы из за-
готовки или слитка; 2) раскатка гильзы в черновую трубу.
В дальнейшем черновые трубы подвергаются калибровке,
редуцированию, правке и т. д.
Наиболее распространенным способом получения гильз яв-
ляется процесс прошивки на станах винтовой прокатки. В не-
которых случаях прошивку осуществляют на специализированных
прессах.
568
мируемый металл перемещается
Рис. XIII. 1. Схема винтовой прокатки
в бочковидных валках
Для раскатки гильз в трубы
применяют различные станы.
В зависимости от способа рас-
катки различают следующие
трубопрокатные агрегаты: авто-
матические, непрерывные, опра-
вочные, пилигримовые, реечные.
1. ПРОШИВНЫЕ СТАНЫ
При обычной продольной про-
катке валки вращаются в раз-
ные стороны: один — по часо-
вой стрелке, а другой — против
часовой стрелки, причем дефор-
перпендикулярно их бочкам.
При винтовой прокатке валки вращаются в одном направлении
(например, по часовой стрелке), придавая круглой заготовке
вращательно-поступательное (винтовое) движение. Благодаря
этому металл обжимается валками по сечению и удлиняется вдоль
их бочки. Для осуществления винтовой прокатки оси рабочих валков
устанавливают под некоторым углом по отношению к оси заго-
товки (рис. XIII. 1). Этот угол принято называть углом подачи р.
Основы процесса винтовом прокатки
В случае расположения валков под углом р к оси прокатываемой
заготовки окружная скорость валков их раскладывается на
составляющие в тангенциальном итх и осевом иох направлениях.
Их величина (см. рис. XIII.I) определяется по формулам
нт.х = nnRx cos р/30, (XIII. 1)
ио.х = nnRx sin р/30, (XIII.2)
где п — частота вращения валков; Rx — радиус валка в рассма-
триваемом сечении х—х.
Поступательную скорость можно определить из условия по-
стоянства расхода металла в любом сечении очага деформации,
т. е.
= Fxvx = Fovo, (ХШ.З)
569
Рис. XI11.2. Кинематика винтовой про-
катки
— Лох^х»
где Fj, Fx, F(i—площади заготовки
в начальном, промежуточных и
конечном сечениях очага дефор-
мации; vt, vx, v(l — скорости по-
ступательного движения металла
в соответствующих сечениях.
Отношение F0/Fx = А, харак-
теризует суммарную вытяжку,
которая на прошивных станах
достигает четырех и более.
При значительном уменьшении
площади сечения заготовки в про-
цессе прокатки скорости поступа-
тельного движения ее при входе
в валки и выходе из них будут
значительно различаться [см.
уравнение (XIII.3)]. Вместе с тем
анализ формулы(ХШ.2) показы-
вает, что при постоянной скоро-
сти вращения валков п = const и
угле подачи [3 = const осевая со-
ставляющая окружной скорости
валков по длине бочки изменя-
ется незначительно, так как
обычно угол конусности бочки
составляет всего 2—5° и разница между максимальным и мини-
мальным диаметрами валка не превышает 8 %. Поэтому между
заготовкой и валками неизбежно интенсивное скольжение.
Скорость поступательного движения vx заготовки в любом
сечении можно определить по формуле
(XIII.4)
где Лох — коэффициент осевой скорости в рассматриваемом сече-
нии х—х, численно характеризующий скольжение металла отно-
сительно валков.
Если известен коэффициент осевой скорости т]0. в в сечении
выхода из очага деформации, то скорость поступательного дви-
жения их заготовки можно выразить
1>х = Чо.»«о.в^, (ХШ.5)
гх
или в окончательном виде
их = Ло. В-S-sin Р -^Д-. (XIII.6)
ои г х
Скорость выхода заготовки обычно меньше осевой составля-
ющей окружной скорости валков в сечении выхода из очага де-
формации, т. е. величина т]о. u меньше единицы. Поэтому по всей
570
контактной поверхности в осевом направлении скорость металла v0
меньше скорости валка нс, как показано па рис. XIII.2.
Для расчетов конструктивных элементов прошивного стана
и его главного привода необходимо знать усилия и момент про-
катки.
В общем случае усилие прокатки определяется, как известно,
по формуле
P = pcrF, (XIII.7)
где Рср — среднее давление прокатки; F — площадь контактной
поверхности металла с валками.
Для определения давления рср в зоне деформации сплошной
заготовки А. И. Целиков рекомендует формулу
рср = 2<гт [1,21п (2г/6) + 1,256/2г — 0,251, (XIII.8)
где от — предел текучести металла при данной температуре про-
шивки; г — радиус заготовки; b — ширина контактной поверх-
ности.
Эта формула справедлива при соотношении 1 2г/& 8,5.
Для участка раскатки гильзы на оправке можно использовать
формулу Прандтля:
Рср = 2orT (1 + 0,5л) « 5,14от. (XIII.9)
По экспериментальным данным различных авторов средние
по всей контактной поверхности давления при температуре про-
шивки около 1200 °C 90—120 МПа для углеродистой стали и 150—
180 МПа для коррозионностойкой стали.
Расчет ширины Ьх контактной поверхности в сечении
х~х (см. рис. XIII.2) производят по формуле А. И. Целикова:
Ьх = /2/?хгх brx/(Rx 4- rx) (XIII. 10)
где Rx и гх — соответственно радиусы валка и заготовки в сече-
нии х—х; кгх — радиальное обжатие заготовки в сечении х—х
за половину ее оборота.
Общая длина контактной поверхности определяется как сумма
длин во входном и выходном 12 конусах очага деформации
1 = + (XIII.11)
Длина контактной поверхности для очага деформации, обра-
зованного коническими валками, оси которых параллельны оси
заготовки и лежат с ней в одной плоскости, а угол наклона линии
отрыва равен углу наклона образующей валка к его оси и к оси
заготовки, определяется по выражениям:
для входного конуса
zi = — rn)/tg <Pi; (XIII. 12)
для выходного конуса
z2 = (Гг — rn)/tg <р2, (XIII. 13)
571
где г3, гг и Гц—радиусы заготовки
и гильзы и половина расстояния
между валками в пережиме; <р(
и <р2 — углы входного и выход-
ного конусов валков.
Разбивая общую длину кон-
тактной поверхности на ряд уча-
стков длиной А/ и подсчитывая
среднюю ширину контактной по-
верхности для каждого из них,
получим
F = s (*; + <>«,) Д//2. (ХШ.14)
Рис. XIII.3. К определению крутящс- Q ДОСТЗТОЧНОЙ СТСПвНЬЮ ТОЧ-
го момента при винтовой прокатке
ности можно полагать, что точка
приложения равнодействующей сил Рр находится в плоскости,
соответствующей середине длины бочки валка (рис. ХШ.З).
В поперечном сечении направление результирующей усилия
составляет угол <р с линией, соединяющей оси валков, и Рр при-
ложено в середине поверхности контакта е = Ьср/2, где Ьср =
= F/1. Тангенциальная составляющая Ту равнодействующей силы
Рр направлена по касательной поверхности валка в точке при-
ложения равнодействующей. Осевая составляющая Тх приложена
в этой же точке и направлена параллельно оси прокатки.
Таким образом, равнодействующая усилия прошивки Рр
составляет с осью каждого валка плечо
а = (Dmax + d3) sin tp/2,
(XIII.15)
где Dmax — диаметр валка в пережиме; ds — диаметр заготовки
в сечении пережима валков.
Из рис. ХШ.З следует, что
sin ср « bcp/d3,
поэтому плечо равно
_ ^tnax ~Ь ^8 ^СР
2 ’ ds ’
(XI1I.16)
Момент, необходимый для вращения рабочих валков при
прокатке,
Мпр = 2/> (XIII.17)
Мощность двигателя, кВт, необходимая для прокатки, рассчи-
тывается по формуле
Мдв = А1пр<о/т1 кВт, (XIII 18)
где Л1пр — момент прокатки, кН-м; = сри./ЗО— угловая ско-
рость вращения валков при прокатке, 1/с; ц — к. п. д. привода
прошивного стана.
572
В конце 60-х годов процесс винтовой прокатки усовершен-
ствован в Московском институте стали и сплавов благодаря раз
работке новых технологических режимов, инстру? нта и оборудо
вания, обеспечивших его проведение в области повышенных
(0 = 13-18°) и больших (до 30°) углов подачи. Установлено, что
увеличение углов подачи позволяет повысить скорость прокатки
практически пропорционально sin р, улучшить качество гильз
и труб по состоянию внутренней поверхности за счет повышения
прошиваемости заготовок, существенно увеличить износостой-
кость инструмента, в первую очередь прошивных оправок, бла-
годаря резкому сокращению времени его контакта с горячим
металлом.
Однако в области больших углов подачи существенно воз-
растают усилия прокатки и потребляемая мощность, хотя удель-
ный расход энергии при этом сокращается.
В настоящее время новая технология винтовой прокатки полу-
чила широкое распространение в трубопрокатном производстве
и внедрена на трубных заводах СССР Все вновь изготавливаемые
и реконструируемые ПО «Электростальтяжмаш» прошивные станы
позволяют осуществлять процесс прокатки при углах подачи
до 18°.
Конструкции прошивных станов
Прошивной стан (рис. XII 1.4) с индивидуальным приводом рабо-
чих валков состоит из главных электродвигателей /, универсаль-
ных шпинделей 2, рабочей клети 3 и оборудования входной 4
и выходной 5 сторон.
Широкое распространение получила конструкция рабочей
клети прошивного стана (рис. XIII.5), в которой механизм по-
ворота 1 барабанов 2 позволяет плавно менять угол наклона
осей валков до 17°. Поворот барабанов осуществляется от элек-
тродвигателей через два червячных редуктора и ведущую ше-
стерню 3, входящую в зацепление с зубчатым венцом 4, насажен-
ным на барабан. Для смены валков необходимо развернуть бара-
баны так, чтобы валки оказались в вертикальном положении,
после чего их легко извлечь через проем в крышке станины.'
В рабочем положении барабаны закрепляются механизмом сто-
порения 5.
Рабочие валки состоят из съемной кованой бочки и кованого
вала, на один конец которого насажена шпиндельная вилка.
Каждый валок установлен на четырехрядных конических ролико-
подшипниках, вмонтированных в подушки. Обе подушки каждого
валка находятся в общей кассете. Кассеты вставлены в проемы
барабанов и могут перемещаться по направляющим барабанов
механизмом 6.
Нижняя линейка устанавливается в держателе на стационар-
ном стуле 7, к которому крепятся также направляющие воронки 8.
Верхняя линейка закреплена в траверсе 9, которая может пере-
573
Рис. XIII.4. Прошивной стан с индивидуальным приводом рабочих валков
Рис. XIII.5. Рабочая клеч^ прошивною стана
мещаться вверх или вниз. Траверсу приводит в движение спе-
циальный механизм 10, состоящий из двух установочных винтов,
прикрепленных к траверсе и проходящих через гайки, вмонтиро-
ванные в червячное колесо редукторов.
Большинство прошивных станов имеет групповой привод,
в состав которого входят электродвигатель постоянного или пере-
менного тока, главный шпиндель, шестеренная клеть и уни-
575
3
f>
Рис. ХШ.6. Шарнирная муфта универсального шпинделя на подшипниках качения:
/ — полумуфта: 2 — крестовина: <3 — уплотнение: 4 — радиальный двухрядный сфери-
ческий подшипник; 5 — подпятник; 6 — упорный шарикоподшипник: 7 — клиновое
устройство: 8 — полумуфта; 9 — фланец
версальпые шпиндели. Прошивные станы прежних конструкций
были рассчитаны на небольшую производительность, электро-
двигатели их главных приводов имели сравнительно малую
мощность, установка углов подачи в них не превышала 10—12°*
Поэтому в таких станах было оправдано применение группового
привода.
В современных станах с мощными электродвигателями все
большее применение находят индивидуальные приводы. В на-
стоящее время применяют индивидуальные приводы с редукто-
рами и без них.
При групповом приводе вращение от электродвигателя через
главный шпиндель передается зубчатым колесам шестеренной
клети и далее через универсальные шпиндели рабочим валкам
стана. В наиболее тяжелых условиях работают шпиндели.
Большое распространение на прошивных станах получили
универсальные шпиндели на подшипниках качения. Они выгодно
отличаются от известных (шпиндели с шарниром трения сколь-
жения) но своим эксплуатационным характеристикам.
Шпиндельное устройство состоит из двух шарнирных муфт
(рис. XIII.6), промежуточного вала и двух фланцев, один из
которых соединяется с валом рабочего валка, а второй — с валом
шестеренной клети.
676
Рис. XIII.7. Схема осевой выдачи гильз из прошивного стана
Оборудование входной стороны прошивного стана включает
в себя столы, регулируемые по высоте различными механизмами
(клиновые, червячные, эксцентриковые и т. д.), и задающие
устройства пневматического типа.
Известны два способа выдачи гильз из стана. На станах преж-
них конструкций применялась схема боковой выдачи гильз,
существенным недостатком которой являются большие потери
времени на вспомогательные операции по извлечению стержня
из гильзы и последующей установке его в исходное положение.
Быстродействующая универсальная конструкция выходной
стороны с осевой выдачей гильз (рис. XIII.7) включает механизм
перехвата переднего конца стержня /, центрователи 2, выдающие
ролики 3 и упорно-регулировочный механизм 5.
Принцип действия выходной стороны заключается в следу-
ющем. В момент окончания прошивки срабатывает замок упорно-
регулировочного механизма 5, освобождая упорную головку.
Одновременно первая пара постоянно вращающихся роликов 3
выдающего устройства сводится на гильзу и перемещает ее за
пределы механизма переднего перехвата 1 стержня 4. Рычаги
механизма перехвата замыкаются на стержень, удерживая его
от осевого перемещения. В это время происходит поворот упорной
головки и сведение остальных роликов 3 устройства, которыми
гильза без остановки на высокой скорости транспортируется на
рольганг на выходную сторону стана. По мере выдачи гильзы
за пределы первого центрователя 2 он зажимает стержень, поз-
воляя раскрыть рычаги механизма перехвата стержня.
Конструкция трехрычажного центрователя стержня и трубы
представлена на рис. XIII.8. Основанием центрователя является
жесткая литая станина 1 коробчатого типа. В расточках станины
на двухрядных конических подшипниках качения смонтированы
опорные оси, на которых насажены рычаги 2—4. Одни концы этих
рычагов скреплены с корпусами, несущими на осях ролики.
Другие концы рычагов шарнирно соединены между собой с по-
мощью дв} х одинаковых тяг 5. Приводом центрователя служит
пневмоцилпндр 6, установленный на стойке 7 и шарнирно соеди-
ненный с одним из рычагов центрователя.
На рис. XIII.9 показано устройство для выдачи гильз из
стана. Оно состоит из фрикционных роликов /, механизма кача-
19 Заказ 224 1-77
Рис. XIII.8. Трехрычажный ценгрователь стержня и трубы
пия роликов и привода. Механизм качания роликов’имеет рычаги
2 и 3, оси качания 4, рычажную шарнирную систему, включающую
два рычага 5 и 6, жестко соединенные с осями 4, и тягу 7. Система
рычагов 5 и 6 и тяги 7 выбирается и устанавливается так, что ось
гильз при их выбрасывании роликами практически не смещается
от оси прокатки (независимо от размера гильз). Оси качания
роликов находятся в неразъемных корпусах 8, которые при-
креплены к специальным боковым площадкам 9 центрователя.
Пневмоцилиндр 10 качания роликов установлеггна специальной
площадке на цеитрователе. Шток пиевмоцилиндра шарнирно
соединен с рычагом 11, жестко связанным с однощиз осей качания
4 роликов. Привод роликов индивидуальный. Он включает элек-
Рис. XIII.9. Устройство для выдачи гильз из стана
578
57)
A-А
Рнс. XIII. 10. Упорно-регулировочный механизм
тродвпгатель 12, установленный на раме 13 и соединенным с ро-
лнком 1 через четырехшарнирный кардан /4.
Упорно-регулировочный механизм (рис. XIII. 10) выполняет
две задачи: восприятие осевого усилия металла на оправку и
регулирование положения последней в очаге деформации.
В конструкции этого механизма осевые усилия прокатки вос-
принимают нажимные винты 1 с упорными гайками 2. Осевое
регулирование каретки 4 с упорной головкой 5 также осуще-
ствляется через нажимные винты специальным механизмом, кото-
рый перемещает каретку в направляющих станины 3. Механизм
перемещения каретки с упорной головкой установлен на хвостовой
части станины и состоит из электродвигателя 6 и двух глобоадных
редукторов 7, через зубчатые колеса 8 которых проходят нажим-
ные винты. Крутящий момент от колес к винтам передается через
шлицевые соединения. Каретка прижата к торцам нажимных
винтов с помощью тяг 9, пят 10, пружин //и упорных под-
шипников 12.
Каретка в упорно-регулировочном
механизме предназначена для пере-
мещения вдоль оси прокатки упор-
ной головки с механизмом отпира-
ния Ги запирания. Она выполнена
литой и имеет жесткую конструкцию
коробчатого типа. К станине ка-
ретка прижимается через направля-
ющие специальными планками 13.
Упорная головка соединена с карет-
кой через ось 14 посредством двух
подшипников качения 15. Разъем
подшипникового узла выполнен так,
что усилия прокатки не воздейству-
ют на болты 16 и крышку 17.
2. АВТОМАТИЧЕСКИЕ СТАНЫ
Одним из наиболее распространен-
ных способов раскатки гильз, полу-
ченных на прошивном стане-, явля-
ется продольная прокатка на авто-
матическом стане. Схема прокатки
гильз на автоматическом стане пред-
ставлена] на рис. XIII.И. Гильза
прокатывается в черновую трубу
в круглом калибре на неподвижной
короткой оправке (/ и II) за два
(реже три) прохода. После каждого
прохода раскатанную гильзу воз-
вращают на передний стол автомат-
стана с помощью роликов обратной
Рис. XIII. 11. Схема прокатки гильз
па автоматическом стане:
1 — рабочие валки; 2 — ролики
обратной передачи; 3 — гильза;
4 — стержень; б — оправка
581
передачи (/// и IV). Оправку после прокатки снимают и перед
следующим проходом устанавливают новую оправку другого
диаметра. Перед каждым проходом трубу кантуют на 90°.
Основы процесса прокатки на автоматическом стане
Окружная скорость валков по ширине ручья калибра имеет мини-
мальное значение в вершине калибра и максимальное в местах
разъема валков. Средняя окружная скорость валка определяется
по формуле (см. рис. ХШ.12)
«ср гк), (Х1П.19)
где п — частота’’вращения валка; D, — идеальный диаметр валка,
равный расстоянию между осями валков; гк — радиус калибра,
условно принятого в виде круга диаметра dK.
Скорость трубы при выходе из валков равна
vK = JtZ)K/z/60, (X 111.20)
где DK — диаметр валка в сечении калибра, в котором скорости
валка и трубы совпадают.
Диаметр Z)K называется катающим и с достаточной степенью
точности определяется по формуле DK = Di — 0,75d1{.
Таким образом, в части калибра, имеющей диаметр, меньший
DK, труба опережает валки в направлении прокатки, а в остальной
части отстает от них, т. е. весь очаг деформации можно разделить
на зону опережения и зону отставания.
В очаге деформации (см. рис. ХШ.12) автоматстана имеются
два характерных участка. На первом участке длиной /, осуще-
ствляется редуцирование (уменьшение диаметра) гильзы (трубы)
без изменения толщины стенки; на втором участке длиной /2 проис-
ходит обжатие стенки валками на оправке.
Усилие прокатки определяют раздельно для каждого из этих
участков и затем находят полное усилие
Р = PiPi + Р^к (ХШ.21)
где Ру иГр2—-давление соответственно на участках редуцирова-
ния /х и обжатия /2 стенки; F1 и F2 —"'горизонтальные проекции
площадей контактных поверхностей па этих же участках.
Для упрощения расчетов принимаем, что на участках Zt и /2
ширина контактной поверхности одинакова и примерно равна
ширине калибра. Тогда формула (ХШ.21) принимает вид
Р = b (pJi + p2l2) (XIII.22)
где b — средняя .ширина контактной поверхности.
Давление рг для зоны редуцирования определяют по формуле
В. П. Анисифорова:
582
где ог. ф — сопротивление дефор-
мации металла при температуре
прокатки; определяется с учетом
скорости деформации на участке
Zx; dcp — средний диаметр гильзы
на участке Zx по высоте калибра;
sr — толщина стенки гильзы перед
проходом; т] — коэффициент, учи-
тывающий увеличение среднего
удельного давления вследствие
влияния внешних зон;
-п = 1 0,9 (Х1П.24)
*1 “ “ср
Давление р2 на участке /2 об-
жатия стенки определяют по
висит от величины б, определяемой
б = 2pt/2/As,
Рис. ХШ.12. Очаг деформации авто-
матического стана
А. И. Целикова. Оно за-
из выражения
(XIII.25)
нохмограмме
(здесь р — коэффициент трения между металлом и валком; As —
обжатие гильзы по стенке), и относительного обжатия
(As/sr) IOO//0.
Сопротивление деформации от. ф определяют с учетом скорости
деформации на участке Z2.
Общая длина Zo очага деформации (по вершине калибра) равна
(рис. ХШ.12):
d? — du l/~ 47?tnin
2 V dr — dK
(XIII.26)
где dK — диаметр калибра (диаметр трубы).
Длина участка Z2 обжатия определяется по формуле
Z2 COS ф J (-Z?rnin Т $г) (-Z^min Ig ф)2 COS“ ф —
- 0,5 (Pmln sK - Z4 tg ф) sin 2ф, (XIII.27)
где sK — толщина кольцевого зазора между оправкой и калибром
(толщина стенки трубы).
Тогда Zx = /0 — Z2. (XIII.28)
Экспериментально установлено, что при прокатке тонкостен-
ных труб величина осевого усилия металла на оправку Q =
= (0,4 4-0,5) Р, а толстостенных труб Q = (0,15ч-0,20) Р.
Полагая, что равнодействующие усилия на участках редуци-
рования 1 и обжатия стенки 2 трубы приложены в серединах
соответствующих этим участкам дуг захвата, крутящий момент
для одного валка с учетом осевого усилия Q можно определить
по формуле
М — P\Rm[r} Sin 2 j- (Zo'j -1_ P2/?rnln Sin -y- 4-
+ 0,5Q(flra„1 + ^). (XnL29)
583
Анализ формулы (XIII.29) показывает, что на величину крутя-
щего момента при прокатке на автоматическом стане наибольшее
влияние оказывает осевое усилие.
Конструкции автоматических станов
Автоматический стан имеет в своем составе рабочую двухвалковую
клеть, главный привод, передний и задний столы. Рабочая клеть
(рис. XIII. 13) состоит из двух станин 1 закрытого или открытого
типа, связанных между собой стяжными болтами и общей съемной
крышкой. Рабочие валки 2 стана малых агрегатов установлены
на роликовых подшипниках, а средних и больших — на текстоли-
товых вкладышах, размещенных в стальных подушках.
Регулирование положения верхнего валка по высоте осуще-
ствляется механизмом 3, включающим два нажимных винта,
цилиндрический редуктор, червячные передачи и электродвига-
тель. Нижний валок устанавливается по высоте продольными
клиньями или нижними нажимными винтами. На этих станах
применяется пружинное 4 или грузовое уравновешивание верх-
него валка.
Рабочая клеть оборудована механизмом перевалки валков
цепного типа, предназначенного для замены комплекта 10 верх-
него и нижнего валков. Кроме этого, в клети имеется приспособле-
ние для перевалки клинового механизма 11.
После первого и второго прохода черновая труба возвра-
щается па передний стол роликами обратной передачи (см.
рис. XIII.11). Перед возвратом трубы верхний валок несколько
приподнимается, а нижний ролик обратной передачи прижимает
трубу к верхнему и последняя передается через увеличенный по
высоте калибр на передний стол. Ролики приводятся от электро-
двигателя 5 через универсальные шпиндели 6 и цилиндрический
редуктор 7.
Для ускоренного подъема и опускания верхнего рабочего валка
применяют клиновой механизм 8, состоящий из сдвоенного клипа,
установленного между нажимным винтом и подушкой и переме-
щаемого вдоль оси валков с помощью горизонтального пневмо-
цилиндра 9, укрепленного на кронштейне станины.
Рабочие валки 2 приводятся во вращение от электродвигателя
постоянного тока с регулируемым числом оборотов. При прокатке
труб диаметром до 150 мм мощность двигателя составляет 600—
900 кВт, при прокатке труб диаметром до 250 мм 900— 1500 кВт,
при прокатке труб диаметром до 400 мм 1100 -1900 кВт.
Вращение валкам передается от электродвигателя через зуб-
чатую муфту одноступенчатым цилиндрическим редуктором, на
ведущем валу которого установлен маховик От редуктора к ше-
стеренной клети вращение передается через предохранительный
шпиндель и соединительные муфты. На современных станах ше-
стеренная клеть и рабочие валки соединены универсальными
Рис. XIII. 13. Рабочая клеть автоматического стана
шпинделями, прежде использовали менее совершенные трефовые
муфты и шпиндели.
Передний стол служит для подачи гильзы в валки и кантовки
ее после каждого прохода. Он выполнен в виде рамы, которую
можно перемещать на катках вдоль рабочих валков. На столе
установлен вводной желоб, который при перемещении стола
может быть установлен перед требуемым калибром. Подача
гильзы-трубы в калибр осуществляется с помощью пневматического
толкателя с длинноходовым цилиндром и большим ходом штока.
Перемещение стола вдоль рабочих валков при переходе на
прокатку труб другого размера осуществляется от электропривода
с помощью реечно-зубчатой передачи. Предусмотрено регулирова-
ние уровня вводного желоба с помощью отдельною подъемного
механизма. Выдача прокатанных труб из желоба автоматического
стана производится круговым выбрасывателем.
На заднем столе автоматстаиа установлены трубчатые про-
водки и упор для закрепления стержня с оправкой. Проводки
служат для направления движения трубы при выходе из валков
и ограничения продольного изгиба стержня.
3. НЕПРЕРЫВНЫЕ ТРУБОПРОКАТНЫЕ СТАНЫ
Прокатка на непрерывном многоклетевом стане является одним из
наиболее перспективных высокопроизводительных способов про-
изводства труб. Согласно схеме, приведенной на рис. XIII. 14,
гильзу 1 раскатывают на длинной цилиндрической оправке 2
в семи или девяти двухвалковых клетях в черновую трубу 3,
длина которой примерно в два раза больше, чем на автоматиче-
ском стане. Кинематические и деформационные условия непре-
рывной прокатки имеют много общего с прокаткой в автоматиче-
ском стане.
Основы процесса непрерывной прокатки труб
По аналогии с автоматическим станом в очаге деформации одной
из клетей непрерывного стана различают зону редуцирования
и зону обжатия стенки. Длину зоны обжатия 12 определяют^из
Рис. XIII.14. Схема расположения валков в клетях непрерывных трубопрокатных длин-
нооправочиых станов:
1 — гильза; 2 — оправка; 3 — труба
586
/vttto-i —0 которое после преобразования
уравнения (XIII.2/) при ч — о,
принимает следующий вид:
__________________________: (ХШ.ЗО)
D I (Sf_i — Sf) (2^mm + S'-1 1 5*'’
~ „л-ш-пш стенки трубы до и после
где Sj.i п Si — соответственно толщины cie и
прокатки в z-тои клети. я в первой клети меньше
Протяженность зоны /, реду коэффпциент вытяжки
по сравнению с автоматическим станом и i w МА|1ПаПыпнлгл
не превышает 1,30-1,35. В последующих клетях непрерывного
стана по всей длине очага деформации происходит °о,ко i пе- с:те '
В процессе непрерывной прокатки в зависимости от настрош
клетей могут возникать натяжение пли подпор. -
условием нормального протекания процесса является соблгоде,
постоянства секундных объемов:
F^t = const.
(XIII 31)
где Fi — площадь сечения убы при выходе из валков /-той клети,
vt — скорость трубы на выходе из /-той клети.
Для оценки меры отклонения процесса непрерывной прокатки
от свободной, при которой расчетные секундные объемы во всех
клетях одинаковы, служит коэффициент кинематического натя-
жения Ci'.
Ci D£+1^14.1. (Z)|HjXj+i) ,
(XIII.32)
где Di и Di+1 — катающие диаметры валков предыдущей и по-
следующей клетей; nt и ni+1 —- число оборотов валков в минуту
/-той и (/ + 1)-й клетей; л/+1 — коэффициент вытяжки в (/ +1)-й
клети.
Анализ уравнения (XI 11.32) показывает, что при Сг- > 1
возникает межклетевое натяжение, а при Q < 1 наблюдается
подпор. Когда межклетевое натяжение достигает критических
величин, происходит разрыв трубы; при чрезмерном подпоре
возможно образование так называемой «гармошки».
Экспериментальными исследованиями установлено, что натя-
жение и подпор оказывают значительное влияние па параметры
процесса и в первую очередь на геометрические размеры труб. Это
объясняется тем, что при действии на трубу указанных факторов
изменяются характер уширения металла й степень заполнения
калибра. На практике процесс осуществляется при С- = 0 99 —
ч-1,02. J
Методика расчета усилий непрерывной прокатки принци-
пиально не отличается от принятой для автоматических станов.
Считывая меньшую протяженность зоны редуцирования при
непрерывной прокатке относительно тонкостенных труб, когда
усилия в этой зоне невелики, в качестве исходных данных для
расчета величины Р принимают горизонтальную проекцию пот-
ной контактной поверхности F металла с валком и давление р,
587
для зоны оожатия стенки, определяемое по номограммам А. И. Це-
ликова: Р = p2F.
Влиянием натяжения или подпора на давление р2 обычно
пренебрегают, поскольку коэффициент кинематического натя-
жения близок к единице.
Установлено, что в зависимости от вытяжки при прочих рав-
ных условиях (температура прокатки, химический состав металла,
натяжение или подпор и др.) давление меняется от 100 до 250 ЛШа.
Максимальное усилие при прокатке труб из углеродистых сталей
отмечается в средних наиболее нагруженных клетях 1000—1600 кН,
а в первых клетях оно составляет 600—1000 кН.
Расчет крутящего момента проводят с учетом специфических
особенностей процесса непрерывной прокатки труб. Влиянием
зоны редуцирования из-за ее малой протяженности пренебрегают
и полагают, что равнодействующая усилия Р приложена в сере-
дине дуги захвата. Тогда суммарный момент на одном валке лю-
бой клети стана можно определить по формуле
М = PRmin sin (а0/2) ± (73 - 7П) /?к ± QRK. (ХШ.ЗЗ)
где Ти и Тя — усилия переднего и заднего натяжения («плюс»)
или подпора («минус»); Q — осевое усилие, возникающее в рас-
сматриваемой клети вследствие движения оправки относительно
трубы; Rt. — катающий радиус валка; 7?min — радиус валка
по дну калибра; ос0 — угол захвата.
Когда прокатка происходит одновременно в двух или более
клетях, то в одних — труба по всей контактной поверхности опе-
режает оправку, а в других — отстает от нее. Это необходимо
учитывать выбором соответствующего знака перед Q в формуле
(ХШ.ЗЗ). Величина Q зависит от усилия Р, коэффициента тре-
ния f между трубой и оправкой и коэффициента /гпр, характери-
зующего плотность прилегания трубы к оправке:
Q = knpfP, (XIII.34)
где f = 0,08-нО, 10 (определяется видом технологической смазки
оправки); /?ир = 0,75н-0,80.
Исследования показали, что момент в значительной степени
зависит от натяжения и воздействия оправки.
Конструкции непрерывных станов
Современный непрерывный стаи состоит из семи—девяти двух-
валковых рабочих клетей с индивидуальными приводами каждой
из них и оборудования входной и выходной сторон. Для исключе-
ния операции кантовки трубы клети располагают под углом 90
относительно друг друга, благодаря чему металл поочередно
деформируется различными участками калибра.
Известны две схемы взаимного расположения рабочих клетей.
По первой схеме рабочие валки поочередно располагают в гори-
588
Рис. XIII. 15. Непрерывный стан с наклонным расположением двигателей
зонталыюм и вертикальном положениях. По второй схеме клети
устанавливают под углом 45° к горизонту, а оси соседних пар
валков — под углом 90° (рис. XIII.14, XIII.15). Вторая схема
получила наибольшее распространение. Как видно на рис. XIII.15,
вращение рабочим валкам 1 передается через комбинированную
шестеренную клеть 2 и шпиндельные соединения 3. Для повы-
шения надежности и долговечности стана вместо коническо-
цилиндрических редукторов применены цилиндрические пере-
дачи 4. В этом случае главные двигатели 5 стана располагают на-
клонно (рис. XIII.15).
Один из непрерывных станов имеет девять клетей. Мощность
двигателей первой, восьмой и девятой клетей составляет 450 кВт,
а остальных — по 1200 кВт.
Все девять клетей аналогичны по конструкции. В станине смон-
тированы рабочие валки на конических четырехрядных ролико-
вых подшипниках, установленных в подушках. Редукторы глав-
ного привода соединены с валками с помощью шпинделей и зуб-
чатых муфт. По мере износа рабочих валков производят пере-
валку клетями, предварительно подготовленными на стенде.
На входной стороне стана по оси прокатки установлен прием-
ный желоб, оборудованный двумя парами фрикционных роликов
для зарядки оправки в гильзу и задачи гильзы с оправкой в стан
Выходная сторона выполнена в виде желоба, конструкция кото-
рого обеспечивает боковое смещение прокатанной трубы с оси
прокатки.
589
4. ПИЛИГРИМОВЫЕ СТАНЫ
Особенность вилигрпмовой прокатки состоит в том, что в от-
личие от непрерывного и автоматического станов деформация осу-
ществляется в ручьях валков переменного радиуса на цилиндри-
ческом дорне. Этот способ характеризуется высокими единичными
обжатиями и значительными суммарными вытяжками (более 16),
благодаря чему можно получать трубы высокого качества не-
посредственно из слитков.
Основы процесса пилигримовой прокатки
Очаг деформации пилигримового стана образуется двумя непре-
рывно вращающимися валками (один — по часовой стрелке,
второй — против), как в обычном двухвалковом стане продольной
прокатки. Отличие состоит в том, что валки имеют не цилиндри-
ческую форму, а круглый калибр переменного радиуса и пере-
менной ширины (рис. XIII. 16).
По контуру ручья калибра имеется четыре последовательно
расположенных участка:
1) передний гребень /, на котором благодаря увеличиваю-
щемуся радиусу происходят захват и интенсивная деформация
гильзы по диаметру и толщине стенки; 2) полирующий участок //
с постоянным радиусом, на котором раскатывается объем металла,
смещенный первым участком; 3) участок продольного выпуска III,
предназначенный для плавного отделения валка от трубы; 4) хо-
лостой участок IV, на котором калибр, образованный двумя
валками, больше наружного диаметра гильзы. Это позволяет
при помощи подающего аппарата задавать гильзу в валки на
величину подачи (20—35 мм) и одновременно поворачивать ее
вместе с дорном на 90°, благодаря чему обеспечивается равномер-
ное обжатие гильзы по всему сечению и всей ее длине.
При непрерывном вращении валков калибр между ними будет
непрерывно изменяться: сначала он будет небольшим (на участке
гребня), затем постепенно уменьшится (происходят раскатка
гильзы и полировка трубы), а затем начнет увеличиваться (хо-
лостой участок, происходят подача и поворот гильзы). Это повто-
ряется при каждом обороте вал-
ков, поэтому такой способ про-
катки называется периодическим
(пили гримовым).
Основные стадии процесса
показаны на рис. XIII. 17. Они
осуществляются в следующей по-
следовательности . Когда калибр
валков по диаметру становится
Рис. XIII. 16. Элементы калибра валка
пилигримового стана:
— диаметр бочки валка; D„—
идеальный диаметр валка
максимальным, гильза своим пе-
редним концом (вместе с дорном)
быстро задается в валки подато-
590
щим аппаратом При вращении валков их передние захваты-
вающие гребни сбпижаются, захватывают металл в точке и
(рис. XIII.17, а) и начинается обжатие по диаметру и толщине
стенки, в течение которого гильза с дорном перемещается вправо,
а захваченный участок металла раскатывается на дорне влево.
При дальнейшем повороте валков происходит сглаживание не-
ровностей на поверхности образованной трубы на полирующем
участке (рис. XIII. 17, б, в). Затем раствор калибра валков ста-
новится максимальным и в этот момент подающий аппарат снова
подает гильзу с дорном вперед и одновременно поворачивает их
на 90° (рис. XIII. 17, г). С начала процесса прокатки величина
подачи гильзы постепенно увеличивается и становится постоянной
в установившемся режиме прокатки. Обычно подача составляет
20—35 мм (для обжатия) и дополнительно 60—200 мм, соответ-
ствующие отходу гильзы с дорном назад за предыдущий пропуск.
------- . ппппй пр.
В результате многоцикловой пе-
риодической деформации из гильзы
получают трубу, у заднего торца
которой остается утолщение,
Qitmlv
1 и. подача
возолт-
гипьзы
Рис. XIII.17. Последовательность перемещения
рис. Aiii.!/. 1 юследовательность перемещения и
деформирования гильзы при пилигримовой про-
катке:
а — начальный момент—захват гильзы; б — де-
формация гильзы в переднем конусе; в — деформа-
ция гильзы в полирующем участке; г — возврат
•: подача гильзы; рп — начальный радиус (р0 =
текущий радиус калибра: рп — радиус калибрующего участка валков; 0 — центральный
угол холостого участка
Рис. XIII.18. Форма и размеры кон-
тактной поверхности при пилигрп -
мовой прокатке труб (пунктиром
показана вертикальная проекция
контактной поверхности)
Pi — rry, р3 — радиус захвата; р
591
называемое пилпгримовой головкой. Рассмотрим методику оп-
ределения усилий и момента пилигримовой прокатки.
На рис. XIII. 18 показаны вертикальные разрезы мгновенных
очагов деформации и горизонтальные проекции контактной по-
верхности, полученные расчетно-графическим методом. Как видно
из рисунка, задняя граница очага деформации не находится
в плоскости, проходящей через оси валков. Передняя граница
очага деформации представляет собой сложную пространствен-
ную кривую, а контактная поверхность имеет характерную язы-
кообразную форму.
Горизонтальная проекция контактной поверхности может быть
определена по формуле
^гор = П'4р1 2pxAsx, (XIII.35)
где Asx — обжатие стенки гильзы в расчетном сечении; dcp —
средний диаметр калибра в очаге деформации; рх — радиус валка
по вершине калибра для расчетного сечения; — коэффициент
формы контактной поверхности, учитывающий площади «языков»
контактной поверхности и отклонение задней границы очага
деформации от линии центров.
При горячей пилигримовой прокатке тонкостенных труб ij =
= 0,96-4-1,13. В практических расчетах можно принять i] = 1,05.
Усилие прокатки определяют по известной горизонтальной
проекции соприкосновения и среднему давлению:
Р Рср^'гор*
Теоретически определить среднее давление при пилигримовой
прокатке труб весьма трудно, поэтому большинство предлагаемых
формул является эмпирическими.
Формулу Кольмана—Виноградова с поправкой П. Т. Емель-
яненко применяют для расчета рср при прокате труб с толщиной
стенки до 12 мм:
рср = (огв/3)[15-। 0,283 (/ — 600)] (4,1 - 0,3sT), (XIII.36)
где ов — временное сопротивление металла в холодном состоя-
нии, МПа; t — температура металла, °C; $т — толщина стенки
трубы, мм.
Крутящий момент на шпинделях нилигримового стана М
складывается из момента прокатки Л4пр и момента сил трения Мтр
в подшипниках валков. Для одного шпинделя
-И = ,Ипр + ;Итр. (XIII. 37)
Момент сил трения в подшипниках валков определяется по
формуле
А1тр = PfdJ2, (XI 11.38)
где Р— усилие прокатки; f—коэффициент трения в подшип-
никах; dm— диаметр шейки валка. Величина Мтр в пплигримо-
вых установках составляет 10—12 % от полного момента.
592
Рис. XIII.19. Изменение коэф-
фициента подлине пилигри-
мовой головки
Момент прокатки расходуется на
преодоление момента от вертикальной
составляющей усилия прокатки и
момента на преодоление осевого уси-
лия со стороны подающего аппарата.
Для одного валка
Л1пр = Pb + 0.5QS, (XIII.39)
где b — плечо приложения вертикаль-
ной составляющей усилия; S — плечо
приложения горизонтальной составля-
ющей полного усилия, обычно принимаемое равным величине
катающего радиуса /?к; Q — полное осевое усилие от действия
подающего аппарата и сил инерции.
Расчеты показывают, что величина 0.5QS на большей части
ручья изменяется мало и может быть принята для больших уста-
новок (8—16") 0,04 Мп-м для средних и малых установок (6—
12") 0,03 МН-м.
Измерение крутящего момента показывает неравномерное его
распределение по длине ручья.
Величина крутящего момента достигает максимального значе-
ния при угле поворота валков 25—35°. Затем момент прокатки
быстро уменьшается.
При пилигримовой прокатке давление распределяется по дуге
захвата неравномерно, что приводит к смещению точки приложе-
ния равнодействующей от входного сечения к выходному по мере
поворота валков. Величину этого смещения оценивают коэффи-
циентом фсм (рис. XIII. 19);
Феи = М,
где I — длина дуги захвата.
Конструкции пилигримового стана
В состав пилигримового стана входят рабочая клеть (рис. XIII.20),
главный привод и подающий аппарат.
Рабочая клеть состоит из двух массивных станин 1 закрытого
типа, в проемах которых установлены подушки 2 рабочих вал-
ков 3. Валки вращаются в текстолитовых вкладышах, размещен-
ных в подушках. Установка верхнего валка по высоте осуществ-
ляется при помощи нажимного устройства 4, включающего два
винта с гайками, червячные редукторы и электродвигатель.
Винты 5 упираются в предохранительные стаканы, установлен-
ные па подушках верхнего валка. Нижний валок регулируется
по высоте прокладками, размещаемыми под подушками. Для
уравновешивания и плотного прижатия подушек верхнего валка
к нажимным винтам предусмотрен гидравлический цилиндр.
Привод пилигримового стана обычно включает шестеренную
клеть, шпиндельное устройство с механизмом уравновешивания.
593
маховик и электродвигатель постоянного тока с регулируемым
числом оборотов. Маховик служит для защиты двигателя от пи-
ковых нагрузок, возникающих в процессе прокатки, и для накоп-
ления энергии при холостом ходе.
На входной стороне стана по оси прокатки размещен подающий
аппарат, служащий для подачи гильзы в стан и одновременной
кантовки ее на некоторый угол. На пилигримовых станах приме-
няют подающие аппараты различных конструкций. В настоящее
время все более широкое применение находят аппараты с пневма-
тическим приводом и гидравлическим торможением (рис. XIII.21).
Он состоит из корпуса 12, в котором имеются водяная камера 6
и воздушная камера 3. В расточке корпуса вставлена тормозная
втулка 4, взаимодействующая с кольцом 5. С корпусом 12 соеди-
нена коробка храпового колеса 9, в которой закрепляются за-
щелки 10. Для регулирования рабочего объема воздушной ка-
меры служит камера 3 со сжатым воздухом. К переднему концу
плунжера (поршня) 1, уложенного в направляющие 16, уста-
навливается замок 15 дорна 17, а на заднем конце устанавливается
дрель 2 со спиральными плитами, взаимодействующими с храпо-
вым колесом. Торможение плунжера и соединенного с ним дорна
и гильзы при движении
вправо (после окончания
прокатки) и разгон при дви-
жении влево (к рабочим вал-
кам) происходят под дей-
ствием сжатого воздуха, а
торможение в крайнем левом
положении под действием
давления жидкости, которая
вытесняется поршнем 1 в
кольцевую щель между ним
и тормозной втулкой 4, снаб-
женной клапанами 7. При
движении влево гильза с
дорном поворачивается на
угол, равный углу поворота
Рис. XIII.20. Рабочая клеть пилигримского стана
594
Рис. ХШ.21. Подающий аппарат пилигримового стана
храпового колеса^*. Подающий аппарат установлен на корпусе ка-
ретки 12, оборудованной цилиндром 8 для подачи и специальным
устройством, позволяющим регулировать положение аппарата по
высоте. Это устройство Состоит из двух клиньев 14, связанных
между собой винтом 11 с правой и левой резьбой. При вращении
винта 11 с помощью маховичка 13 клинья перемещаются и под-
нимают (или опускают) корпус аппарата относительно каретки.
Использование этого аппарата позволяет: J) строго согласо-
вать его движение с вращением рабочих валков; 2) обеспечить
подачу гильз на требуемую величину и поворот ее на определен-
ный угол; 3) предусмотреть быстрое и плавное торможение по-
движных масс аппарата до остановки в переднем положении.
5. РАСКАТНЫЕ СТАНЫ
Способ винтовой прокатки применяют не только для прошивки
сплошных заготовок, но и раскатки гильзы. Процесс раскатки
осуществляется в двух- или трехвалковых станах на длинной
(плавающей) или на короткой (неподвижной) оправке. Этот способ
используют также и для калибрования толстостенных труб без
оправки. Основным преимуществом раскатки гильз в трехвалко-
вых станах является получение труб со значительно меньшей
разностенностью по сравнению со способами’ горячей прокатки
труб в круглых калибрах. Раскатку (риллингование) в двухвал-
ковых станах применяют для уменьшения разностенности и
улучшения поверхности тонкостенных труб.
Основы процесса раскатки
По кинематике раскатные станы винтовой прокатки в основном
аналогичны валковым прошивным станам, рассмотренным ранее.
В трехвалковом стане каждый из трех равноудаленных друг
от друга и от оси прокатки валков вращается в одну сторону и
повернут на угол подачи р. Благодаря этому гильза получает
вращательно-поступательное (винтовое) движение. Оси валков
наклонены также к оси прокатки и образуют угол 6, называемый
595
Рис. ХШ.22. Схема
очага деформации трех-
валкового раскатного-
стана при уменьшающем-
ся (о) и увеличивающемся
(б)в направлении про-
катки расстоянии ме-
жду осью валка и осью
прокатки
углом раскатки. При положительном значении угла 6 расстояние
от осей валков до оси прокатки в направлении движения деформи-
руемого металла непрерывно возрастает, а при отрицательном
уменьшается. Принимая во внимание, что угол 6 обычно мал
(до 7"), расчет составляющих скоростей прокатки с достаточной
степенью точности можно проводить по уравнениям (XIII.1)
и (XIII.2), используемым для анализа кинематики процесса про-
шивки. Истинные скорости прокатки определяют с учетом осе-
вого и тангенциального скольжения в очаге деформации раскат-
ного стана. Коэффициент осевой скорости изменяется в пределах
0,8—1,2, а коэффициент тангенциальной скорости близок к еди-
нице.
Специфической особенностью раскатного стана является нали-
чие па валках деформирующего гребня, на котором происходит
основная деформация трубы, составляющая 60—80 % от суммар-
ной. Наличие гребня позволяет осуществлять деформацию трубы
без существенного увеличения ее периметра.
Очаг деформации металла в трехвалковом раскатном стане
для раскатки гильз и трубы на длинной подвижной оправке
(рис. ХШ.22) обычно состоит из нескольких участков: конуса
захвата 7, гребня 2, раскатного или калибрующего конуса 3
и выходного конуса 4.
После осуществления захвата гильзы происходит уменьшение
ее диаметра — редуцирование, а при дальнейшем продвижении
металла — обжатие стенки гильзы. Основная деформация стенки
осуществляется гребнем валков.
На раскатном участке очага деформации выравнивается тол-
щина стенки, а па калибровочном уменьшается овализация и
п р о и сх од ит ск р у гл е н и е пр офи л я.
Таким образом, в очаге деформации существуют две зоны:
зона винтовой прокатки полого тела без оправки (редуцирования)
и зона винтовой прокатки на оправке.
Условия деформации металла в этих зонах приближаются
к условиям в аналогичных зонах прошивного стана. Можно до-
пустить, что при редуцировании толстостенных труб схема де-
формации сходна со схемой прошивки сплошной заготовки.
На трехвалковых раскатных станах можно прокатывать только
относительно толстостенные трубы с отношением D/s 10-4-12.
Дальнейшее увеличение этого отношения приводит к образованию
характерных треугольных раструбов и защемлению труб в вал-
ках, т. е. к нарушению процесса прокатки.
596
Расчет усилий на валки раскатного стана производят но той
же методике, что и для прошивных станов, по форму, е .
определяют площадь контактной поверхности металла с валками,
принимая е 1.03 : 1,05. Среднее давление при раскатке можно
определить*по формуле (XIII.9). Экспериментально устаповлепо,
что среднее давление при раскатке составляет а.
а при прокачке тонкостенных труб в рпллипг-станах оно досш-
гает 200—250 МПа. Усилие на валки при раскатке тру о диа-
метром до 200 мм составляет 0.2—0.5 МН.
Конструкции раскатных станов
В состав трехвалкового раскатного стана входят раоочая клеть,
главный привод, состоящий из шестеренной клети, шпинделей,
электродвигателя постоянного тока, и оборудование входной и вы-
ходной сторон.
Исследованиями МИСиС и ПО «Электростальтяжмаш» пока-
зано, что при повышенной жесткости конструкции и возможности
плавной регулировки углов подачи в широких пределах можно
исключить механизмы подрегулировки углов раскатки, которыми
оборудованы все раскатные клети существовавших конструкций.
Это позволило создать простую и надежную в работе рабочую'
клеть (рис. ХШ.23). Она состоят из узла станины 3, в которой
устанавливают барабаны 5 с рабочими валками. Барабан одно-
временно является и кассетой, обеспечивая тем самым жесткость
очага деформации.
Радиальное перемещение рабочих валков относительно оси
прокатки осуществляется с помощью нажимного устройства 2,
включающего винт, червячный редуктор и электродвигатель.
Предусмотрено пружинное уравновешивание 1 рабочих валков.
Установка валков на угол подачи осуществляется реечным меха-
низмом 4 Для ускорения перевалки крышка станины отбрасы-
вается в сторону с помощью гидропривода.
На входной стороне стана размещено устройство для ввода
оправки в гильзу и последующей совместной подачи гильзы с оп-
равкой в валки. Для приема гильзы и оправки служат два после-
довательно расположенных по осп прокатки стола, которые регу-
лируются по высоте в зависимости от диаметра прокатываемых
труб. Подача оправки в гильзу и гильзы в валки стана осуществ-
ляется двумя тележками, перемещаемыми с разными скоростями,
причем скорость движения оправки должна быть примерно вдвое
больше скорости подачи гильзы, так как оправка должна пройти
больший путь. Чтобы исключить осевое смещение гильзы во время
введения оправки в гильзу, последнюю прижимают к желобу
пневматическим устройством. Оправку вводят в гильзу толкающей
тележкой, рижпм освобождает гильзу и последняя задается
в валки; другая тележка в это время продолжает перемещать
оправку к валкам. Как только гильза захватывается валками
тележки отводят в исходное положение.
597
Рис. XIII.23. Рабо«^я клеть трехвалковего раскатного стана:
/ — уравновешивающее устройство; 2 — нажимное устройство; 3 — скншна; 4 — меха-
низм поворота барабана; 5 — механизм стопорения барабана; 6 — барабан с рабочим
валком: 7 — механизм подстройки валков; й — фундаментная плита
Выходная сторона раскатного стана оборудована трехролнко-
выми цептрователями, обеспечивающими центрирование трубы
с оправкой в процессе прокатки, и устройством для осевого пере-
мещения трубы с оправкой после прокатки. Конструкции цен-
трователей и устройств для выдачи гильз и труб аналогичны со-
ответствующим механизмам прошивного стана.
6. редукционные и калибровочные станы
Редуцирование труб применяют почти на всех трубопрокатных
агрегатах, а также при изготовлении труб сваркой. Этот способ
прокатки рассчитан на получение труб малых размеров, производ-
598
ство которых другими известными способами экономически и
целесообразно, а в некоторых случаях практически неосущест-
вимо.
Редуцирование труб проводят на многоклетевых станах без
применения оправки. Известно два способа редуцирования, с мсж-
клетевым натяжением и без натяжения. Широкое распространение
получил первый способ, так как он позволяет наряду с уменьше-
нием диаметра одновременно утонять стенку трубы, т. е. расши-
рить сортамент готовой продукции. Второй способ (свободное
редуцирование) используют при производстве относительно тол-
стостенных труб и труб среднего сортамента (диаметром более
70 мм), когда уменьшить толщину стенки за счет натяжения cia-
н ов ится затруд11 ительпым.
Основы процесса редуцирования
По данным теоретических и экспериментальных исследований
стенка трубы с отношением s D < 0,1 при любой степени свобод-
ного редуцирования всегда утолщается, а с отношением s'D >
> 0,35 всегда утоняется. Изменение толщины стенки труб с от-
ношением s/D = 0,1~г0,35 зависит от степени редуцирования и
при определенных условиях деформации толщина стенки может
сохраниться неизменной.
Натяжение при редуцировании оказывает значительное влия-
ние на характер изменения толщины стенки. Степень натяжения
количественно оценивается коэффициентом пластического натя-
жения г:
z = сг//г: /г = 1,15оу,
где о — осевое напряжение в металле; от — предел текучести,
металла при температуре прокатки.
Зависимость изменения толщины стенки от степени редуциро-
вания с натяжением можно установить по формуле
s/so = (Dro Z)T)°, (XI11.40)
где a = 0,5’[l —- (3г/j 4 —3г2)]; DT0 и DT — диаметр трубы до
и после редуцирования; s0 ns — толщины стенки трубы до и
после редуцирования.
Анализ формулы II 1.40) показывает, что ври коэффициенте
пластического натяжения z = 0.57 толщина стенки остается не-
изменной. При z < 0,57 происходит утолщение стенки. В предель-
ном случае (z 0. прокатка без натяжения) стенка утолщается
в наибольшей с епенп. При z >> 0.57 стенка утоняется, причем
величину z выбирают по более 0,75—0,80, чтсбы предотвратить
разрыв труоы.
Для определения производительности стана необходимо зна-
ние коэффициентов вытяжки. По закону постоянства секундных
599
свобо того редуцирования можно записать
объемов в случае
(XIII.41)
где /гг- и /2z_j — число оборотов валков в минуту в /-той и (/—1)-й
клетях соответственно; Dt и D-^ — катающие диаметры тех же
клетей; — вытяжка в /-той клети.
С появлением натяжения величина катающих диаметров изме-
няется из-за возникающей пробуксовки, которую учитывают
коэффициентом Е:
"I _ Dj-xK
,li-i Dih
(XI11.42)
Давление при свободном редуцировании определяют по при-
веденной ранее формуле (XIII.23), в которую входит коэффи-
циент т|:
П = 1 4- 0,5 ]/ -g-, (X111.43)
где /д = j /?1П1П Д£>тг-— длина очага деформации в /-той клети;
\Dri — обжатие трубы но диаметру в Z-той клети.
Для определения усилия Р при свободном редуцировании
наряду с давлением одним из известных способов необходимо
найти площадь F контактной поверхности, например, по формуле
F = (0,90-2-0,95) /ДПТ. ср sin (л'я), (XIII.44)
где а — число валков в клети; £>т. ср — средний диаметр трубы.
Тогда усилие равно Р ~ pF.
Давление при редуцировании с натяжением можно определить
но формуле
/,=,1/г1ддг[1-Д2"+40]’ <Х111-45’
где гп и z3 — коэффициент переднего и заднего натяжения.
Анализ формулы показывает, что при редуцировании с ма-
ксимальным натяжением давление может снизиться примерло
в три раза.
Расчет редукционных клетей па прочность следует проводить
для случая свободного редуцирования, когда усилия, действу-
ющие па валки, максимальны.
Крутящий момент в каждой клети при отсутствии натяжения
определяют по формуле
/И = Р/ф, (XIII.46)
где ф — коэффициент, учитывающий положение точки прило-
жения равнодействующей (при свободном редуцировании ф —
= 0,5).
•600
При наличии натяжения появляются осевые усилия, „которые
необходимо учитывать при подсчете момента. Суммарный крутя-
щий момент может быть рассчитан по формулам
для двухвалкового стана
= “t1 -2smOK)l; (хш.47)
для тргхвалкового стана
M = PDTipi 3 [-щт-- 20к) — — 2 sin 0^], (XIII.48)
где 0K — угол, характеризующий катающий диаметр; р коэф-
фициент трения- Du — идеальный диаметр валка (расстояние
между осями сведенных валков)
Конструкции калибровочных и редукционных станов
Калибровочные станы имеют в своем составе от трех до двенад-
цати рабочих клетей обычно двухвалкового типа. Клети уста-
навливают под углом 45 к горизонту и под углом 90 друг отно-
сительно друга, что улучшает условия деформации труб.
Современные калибровочные станы оборудованы, как пра-
вило, индивидуальным приводом валков (рис. XIII.24). В этом
случае стан состоит из рабочих клетей 1, вращение валков в ко-
торых передается от электродвигателя 2 через комбинированный
редуктор 3 и зубчатые шпиндельные соединения 4. Рабочие клети
выполняются со станинами закрытого типа. В них рабочие валки
размещены на подшипниках качения.
Число клетей в редукционных станах достигает 29. Существует
несколько типов редукционных станов, отличающихся системой
привода валков (групповой или индивидуальный), числом рабочих
валков в клети (двух-, трех- и четырехвалковые) (рис. XI 11.25)
7
Рис. XIИ.21. Калибровочный (редукционный) стан трубопрокатного агрегата 140
601
Рис. XIII.2". Схемы расположения валков в клетях редукционных станов:
« — двухвалковых; б — трехвалковых; в — чстырехвалковых
II расположением клетей (горизонтально-вертикальное или наклон-
ное — под углом 90° друг к другу и под углом 45е к горизонту).
Известно консольное и двухопорное крепление валков в клети.
Рабочая клеть редукционного стана с двухопорпым крепле-
нием валков (рис. XIII.26) представляет собой круглую станину 1
закрытого типа, в расточках которой установлены подшипники 2
валков 3.
602
Р''с. XIII.27. Схема дифференциально-группового привода редукционного стана
Схема индивидуального привода редукционных станов ана-
логична приводу калибровочного стана, но групповой привод не
применяется, поскольку он крайне затрудняет ведение процесса
прокатки труб с натяжением.
Широкое применение находят также редукционные станы
с дифференциально-групповым или дифференциально-гидравли-
ческим приводом. При дифференциально-групповом приводе
(рис. XIII.27) используют два двигателя: главный и вспомога-
тельный. Каждые две смежные клети имеют один дифференциаль-
ный редуктор. Вращение от главного двигателя передается кони-
ческим шестерням 1 и 2, промежуточному валу с цилиндриче-
ской шестерней 5, затем шестерне 4, находящейся на одном валу
с ведущей шестерней 6 дифференциала последующей клети. Ше-
стерня 4 вращает шестерню 5, которая закреплена на валу веду-
щей шестерни 7 дифференциала предыдущей клети. Ведущие
шестерни 6 и 7 через сателлитные шестерни 8 и 9 передают враще-
ние ведомым шестерням 10 и 11 дифференциалов и рабочим вал-
кам обеих клетей.
Для увеличения числа оборотов ведомых шестерен исполь-
зуется вспомогательный двигатель, вращающий коническую
пару 12 н 13, цилиндрические шестерни 14—17 и затем водила
дифференциалов двух клетей. Описанная схема привода обеспе-
чивает число оборотов в каждой клети как сумму оборотов глав-
ного и вспомогательного двигателей.
Смену (перевалку) валков редукционного стана осуществляют
при помощи клетей, предварительно подготовленных в стендовых
условиях. Для предотвращения поломок деталей и узлов в глав-
ной линии стана устанавливают муфты предельного момента.
7. ТРУБОПРОКАТНЫЕ АГРЕГАТЫ С АВТОМАТИЧЕСКИМ СТАНОМ
Трубопрокатные агрегаты (ТПА) с автоматическим станом пред-
назначены для прокатки бесшовных труб из углеродистых, леги-
рованных и коррозпонностойких сталей диаметром от 38 до 426 мм
603
толщиной стенки от 3,5 до 40 мм и длиной до 15 м. Такие трубы
предназначены для трубопроводов, котельных и паропроводных
установок нефтяной промышленности и бурения, машинострое-
ния и т. и.
Эти агрегаты получили широкое распространение благодаря
большой маневренности и универсальности в отношении сорта-
мента прокатываемых труб, а также высокой производительности.
Отечественные и зарубежные агрегаты с автоматическим ста-
ном можно условно разделить в зависимости от сортамента прока-
тываемых труб на малые (типа ТПА-140), средние (тина ТПА-250)
и большие (типа ТПА-400). Схема расположения оборудования
агрегата с автоматическим станом показана на рис. ХШ.28.
Технологический процесс на агрегате осуществляется в сле-
дующей последовательности. Заготовки передают на приемный
рольганг загрузочной машины 1 и загружают в кольцевую нагре-
вательную печь 2 для нагрева до 1180—1240 °C. Нагретую заго-
товку выгружают из печи и по рольгангу подают к пневматиче-
скому зацентровщику 5, который ударом бойка на переднем ее
торце наносит центровочное отверстие. Затем центрованная за-
готовка поступает в приемный желоб прошивного стана 7 и от-
туда пневматическим вталкивателем задается в валки стана, где
она прошивается в гильзу. По наклонной решетке полученная
гильза поступает на передний стол автоматического стана 14.
После промежуточного подогрева в печи до 1100 С гильзу
прокатывают на короткой оправке в автоматическом стане в два
(иногда три) прохода с кантовкой на 90е после первого прохода.
После прокатки на автоматическом стане черновая труба роликами
обратной передачи (см. рис. XIII. 11) возвращается на передний
стол, откуда по наклонной решетке поступает к одному из обкат-
ных станов 17. Конструкция рабочей клети этого стана анало-
гична прошивному стану.
Для окончательной калибровки и получения заданного наруж-
ного диаметра после обкатных станов трубу направляют в кали-
бровочный стан 20 и далее на правильный стаи и охладительные
стеллажи.
Трубы, предназначенные для прокатки в редукционном стане,
сбрасывают на наклонную решетку и, минуя калибровочный
стаи, они поступают в печь для подогрева, а затем — па редуци-
рование и далее на отделку.
Годовая производительность малых агрегатов с автоматиче-
ским станом составляет 100—120, средних 200—250, больших
400 тыс. т.
В последние годы введены в эксплуатацию трубопрокатные
агрегаты 140 с принципиально новыми технологическими схемами
и конструкциями основного оборудования. В отличие от ТПА
с традиционным автоматическим станом в новом агрегате ТПА-140
(рис. XIII.29) применены следующие технологические л конструк-
тивные решения: 1) прошивной стан выполнен с двухопорными
604
грибовидными валками с ис-
пользованием водоохлаждаемой
несменяемой оправки; 2) авто-
матический стан заменен двумя
последовательно расположен-
ными двухвалковыми клетями
с одним калибром; 3) попереч-
ная раскатка труб осуществля-
ется на трехвалковых станах,
что обеспечивает уменьшение
поперечной разностешюсти
труб; 4) в составе агрегата
параллельно калибровочному
стану установлен редукционно-
растяжной стан; 5) подогрев
труб перед редуцированием и
к ал ибр ов кой осу ществл я ется
в проходных индукционных пе-
чах, что уменьшает образование
окалины и улучшает качество
наружной поверхности труб.
Для управления технологи-
ческим процессом на агрегате
в цехе предусмотрены автома-
тизированные системы с ис-
пользованием ЭВМ. Произво-
дительность указанного агре-
гата существенно превышает
производительность ТПА с ав-
томатическим станом.
8. ТРУБОПРОКАТНЫЕ АГРЕГАТЫ
С НЕПРЕРЫВНЫМ СТАНОМ
Прокатка труб на непрерывных
станах является одним из наи-
более прогрессивных методов,
позволяющим осуществить ком-
плексную автоматизацию всех
поточных технологических опе-
раций, достичь высокой про-
изводительности оборудования,
получить трубы высокого ка-
чества.
Современные агрегаты с не-
прерывным станом предназна-
чены для массового выпуска
горячекатаных бесшовных труо
606
Рис. XIII.30. Схема расположения ТПА 30-102 с непрерывным станом:
1 — загрузочные решетки; 2 — рольганги; 3 — нагревательные секционные печи, 4
делительные ножницы; 5 — прошивной стаи; 6 — непрерывный девяти клетевой стан,
7 — извлекатель оправок; 8 — ваина для охлаждения оправок; 9 — машина для смазки
оправок; 10 — дисковые пилы для обрезки концов труб; 11 — петлевое устройство,
12 — индукционные нагреватели; 13 — одиннадцатиклетевой калибровочный стан, 14
д евятнадцатнклетевой реакционный стан; 15 — летучая дисковая пила; 16 холодиль-
ник
диаметром 30—168 мм, получаемых из круглой заготовки.
ТПА 30-102 (рис. XII 1.30) с непрерывным станом конструк-
ции ВНИИметмаша и ПО «Электростальтяжмаш» предназначен
для горячей прокатки труб из низкоуглеродистой стали диаме-
тром 30—102 мм с толщиной стенки 3—8 мм.
Для производства труб всего сортамента применяют исходную
круглую заготовку только одного диаметра (140 мм). Благодаря
этому уменьшается количество технологического инструмента
(валков, оправок, проводок и т. п.) и сокращается время, затра-
чиваемое на настройку стана. Производительность агрегата весьма
высокая и достигает 650 тыс. т в год.
Круглые штанги длиной 9—12 м проходят в три нитки по ро-
ликам в каждой из двух секционных печей 3 высокоскоростного
пагрева, где они нагреваются до 1200—1250 DC. На делительных
ножницах 4 нагретые заготовки режут на мерные длины 1,5—
3,0 м. Из каждой печи заготовки подают к ножницам попеременно
из трех ниток нагрева.
Наряду с секционными печами для нагрева заготовок приме-
няют кольцевые печи с вращающимся подом. В этом случае рас-
крой металла осуществляется в холодном состоянии.
Далее заготовка зацентровывается с переднего торца ударом
бойка пневматического зацентровщика и поступает по наклонным
решеткам в приемный желоб прошивного стана 5.
Прошивной стан имеет следующую техническую характе-
ристику: диаметр валков максимальный 950 мм, минимальный
750 мм; угол подачи 5—18°; частота вращения валков 95—
190 об/мин; окружная скорость валков 4—8 м/с; скорость прошивки
607
0,6—1,4 м/с; мощность главного двигателя постоянного тока
3600 кВт.
Заготовки прошивают на водоохлаждаемой сферической
оправке в гильзу только одного (постоянного) диаметра 141 мм
при толщине стенки 14—19,5 мм и направляют на девятиклетевой
непрерывный стаи 6.
В непрерывном стане гильзы прокатывают на длинной плава-
ющей оправке в черновые трубы диаметром 115 мм с толщиной
стенки 3,0—8,0 мм. Скорость валков в последней клети 3,9—
6,0 м/с. На участке оправкоизвлекателя оправку извлекают из
черновой трубы и передают в ванну для охлаждения и повтор-
ного использования для прокатки.
После обрезки заднего конца черновая труба поступает либо
к одиннадцатиклетевому калибровочному стану 13, либо к девят-
надцатиклетевому редукционному стану 14.
Оси валков одиннадцатиклетевого калибровочного стана рас-
положены под углом 120' друг к другу. Каждая последующая
клеть расположена под углом 60' к предыдущей. Стан снабжен
дифференциально-групповым приводом, включающим два элек-
тродвигателя.
Перед калибровочным станом черновая труба подогревается
в проходной индукционной высокочастотной печи до 900—950 СС.
После прокатки на стане длина трубы достигает 40 м, наружный
ее диаметр 68—108 и толщина стенки 3,0—8,0 мм. Расположен-
ная за станом летучая дисковая пила режет трубы пополам и
далее они передаются на холодильник.
Девятнадцатиклетевой редукционный стан по конструкции
аналогичен калибровочному и отличается только числом клетей.
Он предназначен для редуцирования труб с большим натяжением.
Таким образом, на этом стане уменьшается не только диаметр
трубы, но и толщина ее стенки.
Перед редукционным станом черновую трубу подогревают
в проходной индукционной высокочастотной печи до 900—950 °C.
Стан оборудован дифференциально-групповым приводом, вклю-
чающим два электродвигателя постоянного тока мощностью
2900 кВт.
Из редукционного стана прокатанная труба выходит со ско-
ростью 6—12 м/с; ее диаметр составляет 45—73 мм при толщине
стенки 3,0—6,0 мм, а максимальная длина 135 м.
Расположенные за станом летучие ножницы режут трубу без
ее остановки на части длиной 16—24 м. Далее трубы поступают
па холодильник и затем в пролет отделки.
На этом участке трубы подвергают правке на трубоправиль-
ных машинах, разрезают на мерные длины и проводят гидравличе-
ские испытания и дефектоскопию; часть труб направляют на
термообработку.
ТПА с непрерывным станом имеет ряд преимуществ перед
другими агрегатами: для всего сортамента готовых труб в преде-
G08
лах 30—102 мм применяют заготовку, гильзу п черновую трубу
постоянных диаметров, что значительно повышает производитель
ность агрегата. ОбщаяГ вытяжка на агрегате достигает 100.
9. ТРУБОПРОКАТНЫЕ АГРЕГАТЫ С ПИЛИГРИМОВЫМ СТАНОМ
ТПА с пилигримовым станом (рис. XIII.31) применяют для про-
изводства труб из слитков (реже •— из катаной заготовки) много-
гранного сечения.
Агрегаты условно делят на малые, средние и большие. Послед-
ние две группы агрегатов получили наибольшее распространение.
Благодаря использованию в качестве исходных заготовок слит-
ков себестоимость труб сравнительно низкая, хотя по произво-
дительности эти агрегаты несколько уступают ТПА с автоматиче-
ским станом.
Рассмотрим технологический процесс производства труб на
современном агрегате (см. рис. XIII.31). Подготовленные к про-
катке слитки с волнистой поверхностью нагревают в одной из
двух кольцевых печей до 1240—1280 °C и прошивают на гори-
зонтальном прессе в толстостенные гильзы с донышком (стаканы),
имеющим толщину не более 100 мм. ПрошитьГй стакан в кольце-
вой подогревательной печи нагревается до 1220—1260 С и за-
тем подается в приемный желоб элонгатора, представляющего
собой стан винтовой прокатки. Калибр стана образуется двумя
рабочими валками и двумя профилированными линейкамиJПро-
7 8
г/-2 20 Заказ 224
Рис. XIII.31. Схема располо-
жения ТПА с пилигри.мовым
станом 4 — 10":
/ — кольцевые печи; 2 — гори-
зонтальный гидравлический про-
шивной пресс; 3 — кольцевая
печь для подогрева стаканов;
4 — стан—элонгатор; 5 — по-
дающий механизм; 6 — устрой-
ство для охлаждения и внестано-
вой зарядки дорнов; 7— клеть
пилигримового стана; 8 — ус-
тройство для огневой резки
труб; 9 — секционная подогре-
редукционный стан; 11 — ссмнадца-
13 — правильные
вательная печь; 10 — одиннадцатиклетевой
тиклетевой редукционный стан; 12 — охладительный стог
машины ‘ ’
609
цесс прокатки стакана осуществляется на короткой оправке и
в конце прокатки донышко стакана прошивается.
После выхода из элонгатора гильза поступает к установке для
внестановой зарядки дорна, расположенной перед каждой из
двух пилигримовых клетей.
На пилигриммовом стане осуществляется раскатка гильзы
в трубу. После раскатки дорн извлекают из трубы и она посту-
пает в секционную подогревательную печь перед калибровочным
или редукционным станом, в которой нагревается до 1000—
1150 °C. В составе ТПА с пилигримовым станом 4—10" (см.
рис. XIII.31) имеются семнадцатиклетевой и одипнадцатиклетевой
редукционные станы. Много клетевые двухвалковые редукцион-
ные сганы, имеющиеся в составе ТПА с пилигримовым станом,
по своей конструкции аналогичны рассмотренным ранее.
Далее трубы поступают на охладительный стол, а затем они
правятся на семивалковых правильных машинах Трубы из ле-
гированных сталей правят после термообработки.
10. ТРУБОПРОКАТНЫЕ АГРЕГАТЫ С РАСКАТНЫМ СТАНОМ
Особенность трубопрокатных агрегатов с трехвалковым раскат-
ным станом состоит в том, что на всех переделах деформация
металла осуществляется винтовой прокаткой. Применение трех-
валковых раскатных станов дает возможность получать толсто-
стенные трубы с точными размерами. Допуски на толщину стенки
примерно в 2—2.5 раза меньше, чем для труб, полученных дру-
гими известными способами горячей прокатки, и составляют
±6 %.
Агрегаты с раскатным станом используют для производства
подшипниковых труб высокой точности, что позволяет при меха-
нической обработке уменьшить отходы металла при изготовлении
подшипниковых колец.
На этих агрегатах изготовляют трубы диаметром 40—200 мм
и длиной до 10 м с толщиной стенки 4—50 мм.
Схема расположения ТПА с трехвалковым раскатным станом
представлена на рис. XIII.32. Подготовка металла к прокатке,
нагрев в кольцевой печи и прошивка заготовок ничем не отли-
чаются от соответствующих операций на других агрегатах.
После прошивки гильза поступает на трехвалковый раскатной
стан 7, где раскатывается в черновую трубу на длинной плава-
ющей оправке. Затем труба поступает на двух- или трехвалковый
калибровочный стан винтовой прокатки 10.
Поскольку величина деформации при калибровке труб сравни-
тельно невелика, мощность привода на этих станах значительно
ниже, чем на прошивных и раскатных.
Трехвалковый калибровочный стан винтовой прокатки вы-
годно отличается от многоклетевого стана продольной прокатки
с двумя калиброванными валками в каждой клети тем, что на
610
неvi при переходе jia прокатку труб другого диаметра достаточно
просто свести или развести рабочие валки.
Производительность агрегата с трехвалковым раскатным ста-
ном при прокатке шарикоподшипниковых труб составляет от Ю
до 20 т/ч в зависимости от диаметра трубы.
На Волжском трубном заводе установлен ТПА для производ-
ства подшипниковых труб, существенно усовершенствованный по
сравнению с аналогичным ТПА 50-200 завода им. К. Либкнехта
(г. Днепропетровск).
Технологический процесс на этом агрегате осуществляется по
следующей схеме.
Заготовки нагревают до 1250 С в двух кольцевых печах,
центруют пневматическим зацентровщиком и прошивают в двух-
валковом прошивном стане. Далее гичьза направляется к трех-
валковому раскатному стану. В цехе предусмотрена установка
двух линий раскатных станов.
Раскатанная на длинной оправке труба поступает в печь с ша-
гающими балками, где подогревается до 1000 °C. Трубы диа-
метром 70—140 мм проходят через двенадцатиклетевой редук-
ционно-калибровочный стан для уменьшения диаметра трубы без
натяжения. После редуцирования трубы подогревают в проходной
индукционной печи до 960—1040 °C и подвергают калибровке
по наружному диаметру в трехвалковом калибровочном стане.
Толстостенные трубы диаметром более 140 мм транспортируют
через печи с шагающими балками без промежуточного подогрева
и редуцирования к трехвалковому калибровочному стану.
В составе отделения холодной прокагки установлено шесть
станов ХПТ-90 и один стан XПТ-55, а также трубоотрезные и
труборазрезные станки, инспекционный с гол и машины для про-
масливания труб.
11. АГРЕГАТЫ ДЛЯ ПРЕССОВАНИЯ ТРУБ
Способ прессования нашел широкое применение при производ-
стве труб из цветных металлов. Достоинством этого способа яв-
ляется возможность получения труб самой разнообразной конфи-
гурации из легированных и труднодеформируемых сталей и
сплавов, которые нельзя или весьма трудно получить обычными
методами прокатки. Более того, прессованием получают биметал-
лические трубы. Недостатком способа являются его относительно
небольшая производительность, повышенная разностенность труб
и низкая стойкость рабочего инструмента, работающего в условиях
высоких температур и значительных давлений.
Прессование стальных труб проводят на механических (кри-
вошипных) вертикальных прессах и гидравлических прессах
горизонтального и вертикального исполнения.
Механические прессы обычно используют для производства
труб из углеродистой стали круглого сечения или несложных
профилей.
612
4,45 2,25
500 500
300 300
3180 2775
850 850
150—280 110—200
17,7—31,5 16
500 500
300 300
2270 1975
700 700
270 190
145 100
315 220
18—32 18—32
речных сталей ди а-
Гидравлические прессы по конструкции сложнее »
однако они имеют большие преимущества перед последними.
Максимальная скорость прессования до ги ает очень
значительно выше, чем на механических пре х, ,
важно, она сохраняется неизменной в течение всего ра
цикла. Это позволяет получать труоы из труднодеформируемь
сталей и сплавов, что в сочетании с использованием стеклянных
смазок обеспечивает высокое качество поверхности тру . ределы
регулирования усилий прессования, величины рабочего хода и
скорости прессования значительно шире по сравнению с меха-
ническими прессами, что дает возможность использовать более
массивные исходные заготовки и получать трубы ооль юи длины,
последние годы наметилась тенденция к увеличению усилий
гидравлических прессов. Широко используют прессы с усилием
20, 31 и даже 55 МН. Масса исходной заготовки достигает 1000 кг.
Известны также гидравлические прессы для получения труб
больших сечений усилием 100 и 300 AIH, на которых прессуют
заготовки массой 5—13,6 т.
Приведем данные о гидравлических прессах, используемых
в промышленности для производства труб:
Прошивной пресс
Номинальное усилие цилиндра, МН........... 4,45 2,25
Наибольшая скорость хода, мм/с:
холостого ...................................... 500 500
рабочего................................ 300 300
Наибольший ход, мм........................ 3180 2775
Длина контейнера, мм...................... 850 850
Внутренний диаметр втулок контейнера, мм .... 150—280 НО—200
Пресс для выдавливания
Номинальное усилие главного цилиндра, МН . . . 17,7—31,5 16
Наибольшая скорость хода главного цилиндра, мм/с:
холостого ..................................... 500 500
рабочего..................................... 300 300
Наибольший ход, мм............................ 2270 1975
Наибольшая длина слитка, мм ................... 700 700
Диаметр слитка, мм:
наибольший .................................... 270 190
наименьший .................................. 145 юо
Максимальная масса слитка, кг............... 315 220
Давление рабочей жидкости от насосно-аккумулятор-
ной станции, МПа.............................. 18__32 18__32
Агрегат для прессования труб из жаропрочных сталей диа-
метром 60—150 мм с толщиной стенки 2,5—8,0 мм и длиной до
10 м состоит из двух гидравлических прессов: вертикального
усилием 9000 кН для прошивки отверстия в круглой нагретой
стальной заготовке диаметром до 270, длиной 700 мм и массой до
300 кг, горизонтального усилием 31 500 кН для прессования (вы-
давливания) трубы через очко матрицы.
После нагрева в индукционной печи заготовки смазывают жид-
ким стеклом и прошивают в полую гильзу па первом вертикаль-
ном прессе (операция /, рис. XIII.33). Затем гильзы подогревают
20 Заказ 224 613
Рис. ХИ 1.33. Последовательность операции при прессовании труб:
I — прошивка заготовки в гильзу па вертикальном прессе; II—VII — прессование трубы
из гильзы на горизонтальном прессе; 1 — контейнер; 2 — матрица; 3 — матрицедержа-
тель; 4 — игла; 5 — штемпель; 6 — пресс-шайба; 7 — гильза; 8 — дисковая пила; .9 —
труба; 10 — пресс-остаток; 11 — гидрозажим; 12 — стол пресса
в соляной ванне, чтобы исключить образование окалины, покры-
вают порошковым пли волокнистым стеклом и поочередно подают
к горизонтальному гидравлическому прессу. Операции прессова-
ния гильзы в трубу осуществляются в последовательности, пока-
занной на рис. XIII.33.
Прессованные трубы поступают на многоклетевой трехвалко-
вый редукционный стан, обеспечивающий прокатку труб с меж-
клетевым натяжением, равным 3—4,5 %. После редуцирования
и правки трубы транспортируют на участок окончательной от-
делки.
12. СТАНЫ ДЛЯ ХОЛОДНОЙ ПРОКАТКИ И ВОЛОЧЕНИЯ ТРУБ
Сганы ХПТ и ХПТР
Холодную прокатку труб осуществляют на станах периодической
прокатки валкового (ХПТ) и роликового (ХПТР) типов.
По своей конструкции стан ХПТ представляет собой двух-
валковый стан периодического действия, в котором рабочая клеть
в процессе прокатки совершает возвратно-поступательное движе-
ние при помощи кривошипно-шатунного механизма.
Установленные на опорах клети рабочие валки посредством
шестерен, насаженных па их шейки и входящих в зацепление
с зубчатыми рейками на боковых стенках станины, совершают
возвратно-поступательное движение и одновременно синхронно.
614
поворачиваются на некоторый
угол вокруг своих осей. Пере-
менный по ширине и глубине
калибр валков формирует трубу
на неподвижной конической
оправке (рис. XIII.34). Подача
и поворот заготовки осущест-
вляются поворотно-подающим
механизмом.
Станы ХПТ классифициру-
ются в основном по максималь-
ному диаметру прокатываемых
труб: XПТ-32, XПТ-55, ХПТ-75,
ХПТ-90, ХПТ-90П, ХПТ-120,
ХПТ-120П, ХПТ-250И ХПТ-450.
Рис. XI 11.34. Схема периодической холод-
ной прокатки труб:
1 — фиксатор; 2 — валок; 3 — рабочий ка-
либр; 4 — труба; 5 — коническая оправка
Цифры означают диаметры
трубы; па станах ХПТ-90П
и ХПТ-120П прокатывают
трубы переменного сечения.
В составе станов ХПТ имеются следующие основные узлы:
привод, рабочая клеть, кривошипно-шатунный механизм, распрс-
делительно-подающий механизм, механизм отвода гильзы, прием-
ный стол и стол выдачи проката.
Основные технические данные сгаиов ХПТ следующие:
Тип стана X ПТ-32-2 ХПТ-55-2 ХПТ-75-2
Мощность двигателя главного привода, кВт 72 100 92
Число двойных ходов клети в минуту До 120 До 90 49—69
Диаметр рабочих валков, мм 300 364 431,8
Ход клети, мм 432 625 663,1
Длина рабочей части калибра (по веду- щей шестерне), мм 391,5 528 564
Угол разворота, град 185 213 187
Максимальная длина заготовки, мм 5000 5000 4800
Максимальный наружный диаметр заго- товки, мм 46 73 96
Минимальный и максимальный диаметры готовых труб, мм 16 -32 25—55 32—80
Максимальная длина го овой трубы после порезки, мм 10 000 10 000 25 000
Масса рабочей клети (без калибров), т 1,9 4,1 7,7
Масса стана, т 57,15 65,85 75,55
Основы процесса холодной прокатки труб
Процесс холодной прокатки труб близок к процессу пплигримовой
прокатки. Основное отличие состоит в том, что деформация ме-
талла осуществляется в данном случае при неподвижной заго-
товке п возвратно-поступательном движении рабочей клети.
Формоизменение заготовки при холодной прокатке труб
происходит следующим образом.
заготовки (диаметром D3 и с толщиной стенки S3) и рабочий
конус 1 перемещается в направлении прокатки на расстояние tn
(рис. XIII.35, а), при этом внутренняя поверхность рабочего
конуса отходит от поверхности оправки 2, образуя зазор А.
Для свободного осуществления подачи и поворота трубы в край-
нем заднем и переднем положениях клети калибровкой преду-
смотрены холостые участки с большой глубиной ручья — так на-
зываемые зевы.
При движении клети вперед происходит редуцирование рабо-
чего конуса по диаметру до соприкосновения внутренней поверх-
ности его с оправкой, после чего обжатие по диаметру сопровож-
дается обжатием по стенке.
По мере движения клети вперед и поворота валков с рабочим
ручьем переменного постепенно уменьшающего сечения происхо-
дит деформация металла и участок рабочего конуса, расположен-
ный впереди калибров, движется в направлении перемещения
клети (рис. XIII.35, б).
При этом увеличивается зазор между внутренней поверх-
ностью рабочего конуса и оправкой на участках, расположен-
ных перед калибрами.
Угол захвата 03 можно разделить на два угла: угол редуциро-
вания 0р и угол обжатия 0о.
В крайнем переднем положении рабочей клети (рис. XIII.35, в).
происходит поворот прокатываемой заготовки вместе с оправкой
на 60—90° и клсгь начинает двигаться обратно.
В исходном положении рабочей клети (рис. XIII.35, а) закан-
чивается прокатка участка трубы (диаметром DT и толщиной
стенки Sr), получаемого за цикл работы стана.
За время одного цикла прокатки (суммарное время подачи,
прямого и обратного ходов клети и поворота трубы) за пределы
616
очага деформации выходит уча-
сток готовой трубы, длина кото-
рого (линейное смещение) со-
ставляет
ДАТ /72?мСуМ,
где т—величина подачи; Хсум —
суммарный коэффициент вытяжки
за один цикл, равный отношению
площади поперечного сечения за-
готовки F3 к площади попереч-
ного сечения готовой трубы F г.
Усилие прокатки можно опре-
делить по формуле
Pz = PcpFK, (XIII.49)
где рср — среднее давление; —
горизонтальная проекция контакт-
ной поверхности металла с валком.
Различают полную поверхность
соприкосновения металла с рабо-
чей поверхностью валка и поверх-
ность контакта металла с валком
на участке обжатия толщины
стенки трубы (рис. ХШ.36).
Рис. XIII.36. Схема очага деформа-
ции и контактной поверхности при хо-
лодной прокатке труб (ABCDE - го-
ризонтальная проекция полной поверх-
ности контакта металла с валком;
KLMNG — горизонтальная проекция
контактной поверхности в зоне обжа-
тия стенки трубы)
Обжатию по стенке (угол 0f) предшествует уменьшение
трубы
по диаметру (разность 0() — 0f). Установлено, что по периметру
ручья соприкосновение рабочей поверхности валка и трубы во
времени не совпадает. Сначала встречаются сечения, расположен-
ные ближе к боковой поверхности ручья (точки В, D и L, N),
и значительно позже центральные сечения (точки С и М).
С достаточной степенью точности горизонтальную проекцию
контактной поверхности можно определить по формулам 1О. Ф. Ше-
вакипа:
горизонтальная проекция полной поверхности контакта
Fк. поли — Лз-^.-v 1 2/^х Агх,
(XIII.50)
горизонтальная проекция контактной поверхности для обжа-
тия стенки трубы
Л.-, обж = 4A |2/?xAsx,
(XIII.51)
где i]3 = 1,26-ч—1,30 — коэффициент формы контактной поверх-
ности при двухвалковой схеме; Вх, Dx -— ширина и диаметр
ручья врассматриваемом сечении; Дгх, Д$х—соответственно
полное оожатие и обжатие по толщине стенки трубы; Rx — ра-
диус гребня ручья (см. рис. ХШ.36); Rx = Rc — гх (здесь R. —
радиус бочки валка).
617
Редуцирование трубы происходит при меньших усилиях, чем
обжатие во стейке трубы. Поэтому выражение (X 11.49) для верти-
кальной составляющей усилия представляют в виде
7Д Робя;^к. обж 4“ А’ред (J?к. поли ^к. обж)> (XI 11.52)
где робж — давление при обжатии стенки; /?рсл — давление при
редуцировании.
Первое слагаемое уравнения (XIII.52) значительно превосхо-
дит второе вследствие небольшой степени редуцирования, поэтому
для расчетов можно пользоваться только первым слагаемым.
С учетом упругого сжатия инструмента горизонтальную проек-
цию контактной поверхности можно определить по формуле
Ю. Ф Шевакина:
FrK = ЧЛ/2/?х 4sx + 3,9<jbDx [0,393/?б - (£>х/6)] ЮЛ (XIII.53)
где ов — временное сопротивление материала трубы при данной
степени деформации.
Давление металла можно определить по эмпирическим форму-
лам Ю. Ф Шевакина:
при прямом ходе клети
Pc\i — °в
1,15
s3 | \ / Ry \ Asnp
sx / \ Rill / sx
(XIII.54)
при обратном ходе клети
Рер = сгв[1,15 ' (2,0 и- 2,5) и - 1) Asoc ],
(XIII.55)
где s;3 — толщина стенки заготовки, sx — толщина стенки рабочего
конуса в рассматриваемом сечении; р, — коэффициент внешнего
трения (для стали р = 0,084-0,12); Rlu— начальный радиус ве-
дущей валковой шестерни; Asnp, Aso6 — обжатие трубы в мгно-
венном очаге деформации по толщине стенки соответственно при
прямом и обратном ходах клети.
Во время обратного хода силы трения со стороны оправки
и валков препятствуют течению металла, что учтено в формуле
(XIII.55) коэффициентом 2,0—2,5.
Величины обжатий Asnp и А$об можно принимать равными
Asnp = (0,7 4-0,8) Asz; ) (XII 1.56)
Aso6 = (0,2 4- 0,3) 4sv, J
где Asv — суммарное обжатие трубы по стенке. Asx = Asnp Ч-
+ ^so6 (s3 — s0 (здесь sT — толщина стенки трубы).
В процессе холодной прокатки па заготовку со стороны ка-
либров действует значительное осевое усилие, величину которого
можно определить по приближенной формуле
Qcp^^qP^ (X III.57)
613
Рис XIII 37. Схема расположения оборудования стана холодной прокатки труб ХПТ-7 .
/ мехтничм установки и отвода стержня; 2 — аккумулятор гидроуправления; 3 —
™вт”3 ”, огра woo; < - гкдроц^.п.лр: 5 -
механизм; 6 - главный привод; 7 - приемный стол. 3 - прпвод!ЮЙ_ механизм’ У
рабочая клеть; 10 •— смазочная станция, 11 стол вида i 1У А
где — коэффициент, зависящий от скоростных условий про-
цесса, равный 0,08—0,10.
Полный момент прокатки (для двух валков), необходимый для
деформации металла, можно определить по формулам:
при прямом ходе клети
пр = Рх^расч (^Q "F Лз I 1 >4 ДхСр//?расч)» (XIII.58)
при обратном ходе клети
об = ®>85р^/?расч (т]3 0,6 AsCp//?pac4 пц)> (XIII.59)
где 7?расч — расчетный радиус валка:
R^ = Rc,- (X11I.60)
(здесь Ra — радиус заготовки; R? — наружный радиус трубы),
Дзср — среднее обжагие на цикл:
Ascp = Д$2/пд; (XI 11.61)
здесь /гд — коэффициент дробности деформации:
Яд ~ 3/Об;к//И (I 2р,х),
где /обж —длина обжимной части ручья.
Рассмотрим устройство и принцип работы одного из наиболее
распространенных станов для холодной прокатки труб — стала
ХПТ-75. Схема расположения оборудования этого стана пред-
ставлена на рис. XIII.37. Из исходных труб длиной 1,5—5 м,
диаметром 90—92 мм и максимальной толщиной стенки 20 мм на
нем прокатывают трубы диаметром 36—76 мм с минимальной
толщиной стенки 0,75 мм и длиной 10—20 м.
Стан состоит из рабочей клети с приводным механизмом;
главного привода с цилиндрическим редуктором; распредели-
тель но-подающего механизма; механизма отвода патрона; меха-
низма установки и перемещения стержня оправки; гидравличе-
ского управления механизмами стана.
619
Рис. XIII.38. Общий вид рабочей клети стана холодной прокатки труб ХПТ-75
Рабочая клеть (рис. XIII.38) имеет жесткую стальную ста-
нину 10 рамного типа с нижними приливами, в которых на под-
шипниках смонтированы катки 3, опирающиеся на брусья 2,
закрепленные в пазах нижней опорной рамы 1. Опорная рама
укреплена на фундаменте с помощью болтов.
К двум боковым приливам на станине шарнирно присоединены
шатуны кривошипно-шатунного механизма, с помощью которого
рабочая клеть совершает возвратно-поступательное движение
по брусьям 2 на катках 3. Два рабочих валка 4 установлены на
четырехрядных роликовых подшипниках. Оба валка по концам
связаны между собой двумя парами одинаковых зубчатых (ве-
домых) колес 8. На шейках нижнего валка закреплены зубчатые
шестерни 5, находящиеся в зацеплении с зубчатыми рейками 6,
которые неподвижно закреплены в приливах 7 направляющей
рамы клети. Такое соединение обеспечивает синхронный поворот
валков, поэтому положение калибров валков будет всегда вполне
определенным и зависящим только от величины перемещения
рабочей клети. Во избежание перекоса клети при движении
к направляющей раме прикреплены шлифованные планки 12,
620
Рис. Х1П-39. Схема дефорииромния металла
на конической оправке при холодной пр
трубы (за один ход): .
т — исходное положение; II - установивший-
ся процесс прокатки; III - окончание процес-
са
Рис. XIII.40. Схема определения длины хода
рабочей клети стана ХПТ
которые соприкасаются с парал-
лельными направляющими плоско-
стями по бокам станины рабочей
клети. Рабочие калибры И валков
закрепляют в пазах бочки при по-
мощи клиньев. Рабочие валки уста-
новлены на Подшипниках качения
9. Главный двигатель постоянного тока мощностью 118 кВт,
750—1340 об/мин позволяет регулировать скорость клети от 60
до 120 двойных ходов в минуту; длина хода рабочей клети 705 мм;
максимальный крутящий момент на каждом валке 26,4 кН-м,
диаметр валков 434 мм, масса рабочей клети около 7,8 т, общая
масса стана 100 т.
Рассмотрим основные стадии процесса прокатки труб на стане
ХПТ (рис. XIII.39).
Стержень с конической оправкой, закрепленной на конце,
вводится в заготовку и вместе с ней подается в калибр валков на
величину подачи т. При движении рабочей клети вперед проис-
ходит (на рис. XIII.39 — вправо) редуцирование поданного уча-
стка заготовки по диаметру и обжатие по стенке в кольцевой
постепенно уменьшающейся щели, образуемой ручьем калибров
и оправкой. В процессе прокатки задний конец заготовки зажат
и неподвижен в осевом направлении.
По длине очаг деформации можно разделить на четыре участка.
Первый — обжимной 1, на котором происходит уменьшение диа-
метра (редуцирование) и толщины стенки; второй — черновой 2,
на котором происходит несколько меньшее обжатие стенки трубы;
третий — предотделочный 3, на котором стенка обжимается незна-
чительно (0,05 0,10 мм); четвертый — калибровочный 4, па ко-
тором труба приобретает цилиндрический профиль. Рабочие
валки и коническая оправка калибруются в соответствии с опи-
санными условиями деформирования. При крайнем правом поло-
жении клети валки уже не соприкасаются с трубой и в этот мо-
мент труба поворачивается на 60°, что необходимо для равномер-
ного обжатия по ее окружности и более равномерного износа
621
оправки. При обратном ходе рабочей клети происходит вырав-
нивание поверхности и толщины стенки трубы. Когда рабочая
клеть находится в крайнем положении и в валки на определен-
ную величину ’(2—25 мм) подается труба, валки также не сопри-
касаются с ней. Таким образом, оправка находится в неподвижном
состоянии в осевом направлении, а труба совершает периодиче-
ское поступательное движение на величину подачи при каждом
ходе клети и поворачивается на определенный угол. Внутреннюю
поверхность трубы смазывают смесью масла с графитом. Наруж-
ную поверхность валков охлаждают и смазывают масляной эмуль-
сией.
Длина хода рабочей клети (рис. XIII.40) определяется по
формуле:
Ткл = ^тах ^mln’ (XIII.62)
где х111ах — расстояние рабочей клети от оси Окр кривошипа до
ее крайнего правого положения; xmln — расстояние рабочей
клети от оси О((р кривошипа до ее крайнего левого положения
ГДе X|]iax ’ ^кр) » -^mln I (4и Скр) ДЛИПЭ
шатуна; г,.р— радиус кривошипа; е — дезаксиал.
Длину £нл можно представить как сумму:
^кл = ^раб "Мн. з I ^з.з» (XIII.63)
где Lpa6 — пр0 — при полудисковых калибрах, когда ручей
охватывает половину бочки валка; рб — радиус бочки калибра
(длина ручья); /п. 3 и /3.3— длина выпусков. Если калибр
охватывает бочку валка по дуге, не равной 180°, то Lpa6 — рбу,
где у — угол ручья калибра в радианах.
Длину хода клети рекомендуется выбирать из следующей
зависимости: Екл = (d3 — ^т)/уср, где и dr — соответственно
диаметры заготовки и готовой трубы; уср — средняя конусность
рабочего участка, уср 0,05-4-0,06.
Поскольку станина клети имеет сложную конфигурацию,
она не поддается точному расчету. Поэтому проводят приближен-
ный расчет станины на максимальное усилие, действующее на
шейку валка и передающееся на станину через подушки. Гори-
зонтальные усилия от шатунов, действующие на станину, незна-
чительны по сравнению с вертикальными и ими пренебрегают.
Станину рассчитывают как раму с жесткими углами.
При возвратно-поступательном движении массивной рабочей
клети возникают большие динамические нагрузки. Силы инерции
зависят от массы клети и ускорения н определяются по формуле
F = та. (XIII.64)
Ускорение а рабочей клети определяется по следующему
выражению:
а = (0%,, (cosep ' -0$2(р -L -Д sin , (XIII.65)
622
где k = ZJU'rKn — коэффициент, зависящий от соотношения пара-
метров рабочей клети; со — угловое ускорение, <р тек ще
значение угла поворота кривошипа.
Деформация производится калибрами, закрепленными в бочке
валков различными способами. Исключение составляют так назы-
ваемые плавающие валки, у которых профильный ручей выполнен
в бочке. Бочки изготавливают из стали 40ХН, 40Х и ЗОХГСА
и подвергаются объемной закалке до твердости НВ 350 320.
Диаметр шестерен, насаживаемых на шейки валков, принимают
равным среднему катающему диаметру калибра и определяют по
приближенной формуле:
Рш«рб-0,7/?.г.ср> (XI1I.66)
где рш — радиус начальной окружности шестерни; Д.г. ср —
усредненный по сортаменту стана и размерам заготовки радиус
трубы.
Диаметр бочки валка Dt) определяют по эмпирической формуле:
= О.ЗДаТю-.' . (ХШ-67)
где srmin— минимальная толщина стенки трубы; f— коэффи-
циент скольжения; от — предел текучести материала бочки валка.
Коэффициент скольжения при прокатке в стане ХПТ зависит
от условий захвата:
«ек = 2(/?.-7ц 100%. (XIII.68)
где До — радиус валка; Дт — радиус трубы.
Для расчета усилия прокатки и крутящих моментов нужно
определить среднее давление и площадь контактной поверхности
металла с валками.
Среднее давление прокатки рекомендуется определять по сле-
дующей формуле:
РсР = ав[1 —-Ц^2/0 (77)], (XIII.69)
где s3 и $т — толщина стенки заготовки и трубы; До — радиус
валка.
Площадь контактной поверхности металла с валками:
К До (XIII 70)
где 1]3 1,26ч-1,3; Dx диаметр ручья калибра в искомом
сечении; As — обжатие.
При холодной прокатке труб происходит сплющивание ка-
либра, что увеличивает площадь контакта на величину подсчи-
тываемую по формуле
Fcn — 3,9-10 [(лД0'4) — (2ДХ/3)], (ХШ 71)
где Rx — радиус ручья калибра.
G23
Рис. XIII.41. Схема пружинного урав-
новешивания клети стана ХПТ
Рис. XI 11.42. Схема пневмогидравли-
ческого уравновешивания клети стана
ХПТ
Таким образом, общая площадь равна FK — Fcu 4- Fn и усилие
металла на валки составляет = pc-pFK.
Момент прокатки на валке определяют по формуле
М = 0,7Р (XIII.72)
где s3 — толщина стенки заготовки, мм.
Полученные расчетным и экспериментальным путем величины
усилий прокатки и крутящих моментов являются исходными
при расчете валков на прочность.
Для уменьшения динамических нагрузок на отдельные меха-
низмы станы ХПТ оборудуют уравновешивающими устройствами.
Различают грузовое, пневматическое, пневмогидравлическое, тор-
сионное и пружинное уравновешивание.
Известны так называемые уравновешиватели клети, которые
позволяют разгрузить узлы соединения шатунов с рабочей клетью.
К примеру, при пружинном уравновешивателе кинетическая
энергия движущейся клети переходит в потенциальную энергию
сжатой пружины (рис. XI 11.41). Большие величины ходов, труд-
ность регулирования и быстрый износ пружин делают этот спо-
соб уравновешивания малоэффективным.
Пневмогидравлический уравновешиватель клети (рис. XIII.42)
состоит из гидроцилиндра J, штока 2 с поршнем газовых аккуму-
ляторов 4 и 5 на полостях цилиндра. Шток 2 соединяют с рабочей
клетью 3 и он выходит с задней стороны цилиндра. При движении
клети в крайнее положение ее кинетическая энергия переходит
в энергию сжатого газа в одном из аккумуляторов, которая при
возврате клети переходит в кинетическую энергию поступательно
движущейся массы.
Успешная работа стана ХПТ во многом зависит от работо-
способности поворотно-подающих механизмов, которые осуще-
ствляют подачу трубной заготовки в зону очага деформации и ее
поворот.
На станах ХПТ применяются механизмы подачи и поворота
самых разнообразных конструкций. Известны поворотно-пода-
ющие механизмы рычажного типа, в котором подача и поворот
заготовки осуществляются вращающимся кулачком через си-
стему рычагов с большим числом шарнирных соединений и ролико-
храповичными муфтами. Эти механизмы имеют ряд конструктив-
ных недостатков и в настоящее время не выпускаются. На совре-
624
менных станах ХПТ нашли применение более совершенные ме-
ханизмы редукторного типа.
Операции подачи заготовки в очаг деформации и поворота
ее выполняются с помощью патронов подачи, а также передних
и промежуточных патронов. Привод всех патронов осуществляется
от распределительно-подающих механизмов.
Производительность стана определяют по формуле
А - 60/«7в/?/г, (ХШ 73>
где т — подача трубы за один ход клети, м; Ав — коэффициент
вытяжки (Хв =; 74-8); п — число двойных ходов клети в минуту;
k — коэффициент использования стана (k — 0,7—0,75).
Особенности конструкций роликовых станов
холодной прокатки труб
Стан ХПТР периодического действия предназначен для холодной
прокатки труб с тонкими и особо тонкими стенками диаметром
4—120 мм. Техническая характеристика станов ХПТР приведена
в табл. XIII.1.
Главная линия стана ХПТР (рис. XIII.43) состоит из рабочей
клети 1, приводного механизма 2, механизмов 3 подачи и пово-
Т абл и ца XIII.1. Характеристики роликовых станов
Параметр Типы станов
8—15 15 — 30 30-60 60 — 120
Минимальный и макси- мальный диаметр, мм-
заготовки ..... 17—9 35—17 68—33 127—64
трубы ролика (по дну калнб- 8—15 30—15 60—30 120—60
ра) Ход клети (каретки), мм 30—26 69—60 101—83 150—180 180—210
450 450 600 755
Ход сепаратора с роли-
ками, мм Максимальная длина, 261—274 260—275 350—370 430—510
мм: 1 *
заготовки 4000 5000 5000—2500 5000—2000
готовой трубы . . . 8000 8000 8000 10 000
Минимальная толщина стенки трубы, мм . . Подача трубы за двои- 0,10—0,15 0,15—0,30 0,3—0,5
1,2—0,6
ной ход клети, мм . . Суммарная вытяжка за 1,3—8 2—12 2,5—15 2—15
проход Число двойных ходов 3—5 3—6 3—6 3—6
клети в минуту . . . 70—140 65—130 60—120 60—120
625
Рис. XIII.43. Главная линия стана ХПТР
рота трубы, стола 4 для заготовок с механизмами их загрузки,
смазочного оборудования, электрооборудования и др.
В конструкциях станов ХПТР и XIIT много общего. В стаи
ХПТР входят рабочая клеть, приводной механизм, механизмы
подачи и поворота трубы, механизм зажима патрона заготовки,
механизм ускоренного отвода патрона заготовки.
Рабочая клеть стана ХПТР (рис. XIII.44) состоит из толсто-
стенной втулки 1 с вмонтированными в ней опорными планками 2,
по которым перекатываются рабочие ролики 3, удерживаемые
сепаратором 4 со шпинделем 5. Шпиндель 5 закреплен в пол-
зуне 6, скользящем вдоль направляющих втулки 1.
Втулка 1 вмонтирована в сварную каретку с опорными кат-
ками, которая соединена с кривошипно-шатунным механизмом,
сообщающим ей возвратно-поступательное движение. К рабочей
клети присоединен двуплечий рычаг 7 с тягами 8, шарнирно
прикрепленный к станине. Во время движения клети рычаг по-
лучает качателыюе движение и с помощью тяг обеспечивает пере-
мещение ползуна и сепаратора с роликами внутри рабочей втулки.
Снижение инерционных сил, возникающих при возвратис-
поступателыюм перемещении рабочей клети, можно обеспечить
за счет уменьшения длины втулки, ползуна и шпинделя.
Рабочая клеть перемещается от электродвигателя через редук-
тор, ременную передачу и кривошипно-шатунный механизм.
От главного привода стана передача движения па расиредсли-
телыю-подающий механизм осуществляется через цилиндриче-
ские и конические зубчатые колеса и трансмиссионный вал.
В распределителыю-подающем механизме вращательное дви-
жение главного привода передается на мальтийский крест и пре-
образуется в прерывистое, а через систему зубчатых колес пере-
дается на вал поворота и винт подачи. Винт подачи находится
в зацеплении с гайкой, закрепленной в патроне зажима заготовки.
При вращении винт перемещает гайку и вместе с ней патрон
заготовки и осуществляет подачу. Одновременно вал поворота
приводит во вращение шестерни патрона заготовки, поворачивая
заготовку на определенный угол. Ускоренное перемещение па-
трона заготовки осуществляется от отдельного двигателя через
вмонтированную в корпусе распределительно-подающего меха-
низма пару цилиндрических зубчатых колес, кулачковую муфту
626
Рис. XIII.44. Рабочая клеть стана ХПТР
переключения и винт подачи. Зажим заготовки патроном осуще-
ствляется от электродвигателя через червячный редуктор, вал
зажима и шестерни патрона зажима заготовки. При этом шпин-
дель патрона сдвигается и клиновидными кулачками удерживает
заготрвку. За распредслительно-подающим механизмом распола-
гается патрон стержня оправки, синхронно поворачиваемый с па-
троном заготовки от вала поворота.
В отличие от станов ХПТ в станс ХПТР в качестве деформи-
рующего инструмента применяют три ролика с калибром постоян-
ного сечения. Цапфы этих роликов опираются на наклонные на-
правляющие планки 2, смонтированные внутри толстостенной
втулки 1. При возвратно-поступательном движении каретки ро-
лики перемещаются, то сближаясь между собой, то удаляясь
(см. рис. XII 1.44). При этом калибр то уменьшается, то увеличи-
вается. Во время перемещения каретки вперед ролики, катясь
по наклонным направляющим планкам, сближаются и обжимают
конец трубы, находящийся в калибре. При ходе каретки назад
труба поворачивается на 45—60°, подается вперед на величину
подачи 5—10 мм и далее цикл повторяется.
Станы ХПТР имеют следующие преимущества перед станами
ХПТ: 1) значительно меныпие диаметры рабочих валков, что
приводит к снижению усилий прокатки, а следовательно, и упру-
гой деформации рабочей клети и валков; 2) простой рабочий ин-
струмент (валки и направляющие планки) и небольшая его масса;
3) отсутствие тяжелонагружеппых подшипников рабочих валков;
4) значительно меньшая масса рабочей каретки, что позволяет
увеличить число ее ходов в минуту; 5) минимальное скольжение
металла в валках; 6) более полный охват деформируемого мате-
риала тремя роликами, что дает возможность прокатывать труд-
нодеформируемые высоколегированные стали и сплавы; 7) воз-
можность прокатки особотонкостенных труб с толщиной стенки,
равной 1/100—1/500 наружного диаметра готовой трубы.
Недостаток — небольшая степень редуцирования труб по на-
ружному и внутреннему диаметру, а также малая пропзводи-
627
телыюсть. I Lx целесообразно применять для максимально возмож-
ного утонения стенки трубы и получения труб повышенной точ-
ности.
13. ТРУБОВОЛОЧИЛЬНЫЕ СТАНЫ
Способ волочения труб получил широкое распространение бла-
годаря высокой производительности, простоте оборудования и хо-
рошему качеству получаемых труб. Холодному волочению под-
вергают бесшовные трубы (в некоторых случаях и сварные трубы)
для уменьшения их диаметра и толщины стенки, а иногда только
для уменьшения диаметра. Реже этот способ используют для
увеличения диаметра (раздача трубы).
Деформирующим инструментом при волочении является во-
лока, которую закрепляют неподвижно в упоре волочильного
стана.
Известны пять способов волочения: без оправки, на длинной
(подвижной) оправке, на короткой (неподвижной) оправке, на
плавающей (самоустапавливающейся) оправке и с раздачей трубы
на оправке. Некоторые из них схематично представлены па
рис. XIII.45.
Безоправочным волочением уменьшают только диаметр трубы
без изменения толщины стенки. Вытяжка за один проход 1,1 —
1,5 (рис. XIII.45, а).
Уменьшение диаметра и толщины стенки трубы достигают во-
лочением на короткой (неподвижной) оправке путем протяжки
трубы через кольцевую щель между оправкой и волокон. Вытяжка
за один проход 1,2—1,7; минимальный диаметр протягиваемых
труб ограничен размерами оправки и равен 8—10 мм
(рис. XIII.45, б).
Способом волочения на длинной (подвижной) оправке также
достигают одновременное уменьшение диаметра и толщины стенки.
Для этого труба вместе с длинной оправкой внутри протягивается
через волоку. Вытяжка за один проход 1,4—2,1 (рис. XIII 45, в).
Рис. XIII.45. Способы
холодного волочения
труб:
1 — труба; 2 — волока;
3 — люнет; 4 — стер-
жень; 3 — оправка; 6 —
устройство для закреп-
ления трубы при раздаче
628
Г а б л [1 ц а XII 1.2. Характеристики волочильных станов
Тип стана (тяговое усилие. кН)
Параметры 30 80 150 300 500 750 1000 1200
Скорость волоченья, м/мин ...... 30 -60 30—60 15—60 15—50 12— 10—20 До 12 До 12
30
Число одновремен- но протягиваемых труб (число ниток) Скорость возврата 1 -3 1—3 1—3 1—3 1,0— 1—3 1 —2 0,5 - 1 0,25— 1 0,25—
тележки, м/с .... 1,5— 1,5— 1,0— 1 — 2
2,0 2,0 2,0 2,0 1,0 1,0 1,0
Для изготовления труб большой длины применяют волочение
на плавающей (самоустапавливающейся) оправке с уменьшением
диаметра и толщины стенки. Оправка удерживается в очаге
деформации силами, действующими на нес. Вытяжка за один
проход 1,2—1,8 (рис. XIII.45, а).
При изготовлении особотопкостенных труб применяют способ
раздачи путем протягивания оправки большего диаметра через
неподвижную трубу. Наружный диаметр трубы при этом увели-
чивается всего на 15—20 % в основном за счет некоторого сокра-
щения длины трубы (рис. XIII.45, д).
Операции волочения выполняются на волочильных станах
различных конструкций (табл. XIII.2). Наибольшее распростра-
нение получили цепные станы, которые классифицируются по
величине тягового усилия.
Интенсификация процесса волочения труб достигается как
за счет увеличения скорости волочения, так и увеличения числа
одновременно протягиваемых труб (чи-
сло ниток) при высоком уровне авто-
матизации и механизации всех основных
и вспомогательных операций. На рис.
XI 11.46 показана конструкция воло-
Г-1 IS1
Р“С^ХП1.46. ВоЛпчнлЬ11Ь1Й стан с ТЯГ()НЫМ усилием
629
чилыюго стана с тяговым усилием 1500 кН. По направляющим
станины 1 перемещается тележка 2 Между направляющими дви-
жется «бесконечная» цепь 3, приводимая в движение от дви-
гателя 4 через редукторы 5 и ведущие звездочки. На стане име-
ются устройство для сброса протянутой трубы и упор (люнет),
в котором крепится волока. Перед люнетом располагают пе-
редний стол (на рис. XIII.46 не показан), в задней части ко-
торого крепят стержень с помощью специального устройства.
Перед волочением передний конец трубы подвергают забивке
на быстроходном пневматическом молоте или на специальной ро-
тационно-ковочной машине. Затем трубы подвергают травлению
для удаления окалины и последующей промывке в воде и омедне-
нию в ваннах с раствором медного купороса. Далее трубы про-
мывают в воде или известковом растворе. Применяют и другие
виды покрытия труб, которые также уменьшают трение при во-
лочении. Кроме этого, используют смазку, наносимую между
волокой и трубой.
Труба, надетая на стержень с оправкой, предварительно под-
готовленным концом задается в волоку и захватывается клещами
тележки, которая крюком входит в зацепление с «бесконечной»
цепью и движется вместе с пей, протягивая трубу через волоку.
Готовая труба сбрасывается в карман, тележка отключается
и с большой скоростью с помощью специального механизма воз-
вращается в исходное положение. Далее цикл повторяется
В последнее время находят широкое применение станы для
бухтового волочения труб. Для этой цели используют механизи-
рованные вертикальные или горизонтальные волочильные ба-
рабаны диаметром 2500, 1800, 1500 и 1370 мм. Волочение на
барабанах проводят только на плавающих оправках.
Получили также развитие непрерывные волочильные станы,
производительность которых примерно в четыре раза выше, чем
у сравнимого с ним цепного стана. На основе непрерывного
стана возможно создание автоматической высокопроизводительной
линии безоправочпого волочения и отделки труб.
В процессе холодного волочения металл упрочняется, поэтому
после двух—четырех проходов трубы подвергают термообработке.
Глава XIV
АГРЕГАТЫ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА СВАРНЫХ ТРУБ
Более 60 % общего объема производства стальных труб состав-
ляют сварные трубы, причем производство сварных труб раз-
вивается более быстрыми темпами, чем бесшовных. Стальные
сварные трубы широко применяют во многих отраслях народного
хозяйства: нефтяной и газовой промышленности, стропгелыюй
630
стве и т. д. Современные методы про-
изводства сварных труб позволяют получать трубы, отличаю-
щиеся большой точностью ио толщине стенки и диаметру, низ-
кой себестоимостью, малым расходом металла. Сварные трубы
изготавливают размерами 6—1620 мм по наружному диаметру
и толщиной стенки 0,15—26 мм.
Существуют также трубоэлектросварочные агрегаты для произ-
водства труб большего диаметра.
К настоящему времени известно много способов производства
сварных труб, которые отличаются друг от друга как применяе-
мыми методами сварки, так и способами формовки листового
материала в трубную заготовку.
На рис. XIV.1 представлена классификация способов произ-
водства сварных труб. 1
1. НЕПРЕРЫВНЫЕ АГРЕГАТЫ ПЕЧНОЙ СВАРКИ ТРУБ
Назначение и конструкция
На агрегатах непрерывной печной сварки изготовляют трубы диа-
метром 1/8—4" (9—114 мм) с толщиной стенки 2—4 мм из низко-
углеродистой стали марок МСт1, МСт2 с содержанием углерода не
более 0,2 %.
Схема процесса печной сварки труб встык на непрерывных
станах показана на рис. XIV.2. Горячекатаный шрипс /, проходя
через печь, нагревается до 1300—1340 °C; при этом температура
кромок штрипса на 40—80 °C выше температуры основного ме-
талла. По выходе из печи кромки штрипса обдувают воздухом,
подаваемым через сопла 2, в результате чего за счет протекания
химических реакций, сопровождающихся выделением тепла тем-
631
Рис. XIV.2. Схема процесса печной сварки
труб встык на непрерывных станах
пература кромок повышается
до 1390—1480 °C. Струя воз-
духа не только повышает тем-
пературу кромок штрипса, но и
сдувает с них окалину. Штрипс
сворачивается (формуется) в
первой паре вертикальных вал-
ков 3, называемых формовоч-
ными. Сварка давлением, к ко-
торой относится печная сварка
труб, осуществляется сжатием
кромок, нагретых до пластического состояния. Перед сжатием
в следующей паре горизонтальных валков 4 кромки штрипса для
разогрева их до температуры 1500—1520 °C (т. е. температуры
сварки) подвергают вторичной обдувке через сварочное сопло 5.
Плоская часть этого сопла служит одновременно для направле-
ния штрипса в валки. На некоторых установках для более ин-
тенсивного разогрева кромок через сварочное сопло подают воз-
дух, обогащенный кислородом.
Таким образом, сварка труб осуществляется при прохождении
нагретого штрипса через сварочную клеть, состоящую из свароч-
ного сопла и двух горизонтальных валков, расположенных за
формовочными валками.
Последующие попарно расположенные валки (от четырех до
десяти пар) служат для создания усилия, необходимого для про-
таскивания штрипса через печь и формовочные валки, а также для
дополнительного сжатия (редуцирования), повышающего качество
сварного шва.
Процесс деформации трубы 7 в сварочном калибре 6 и последу-
ющих редуцирующих калибрах непрерывного стана печной сварки
встык аналогичен процессу прокатки труб в круглых и овальных
калибрах.
Особенность деформации металла в сварочном калибре заклю-
чается в том, что на некотором участке начиная от точки сопри-
косновения штрипса с валками происходит свертка (деформовка
штрипса) и уже далее — обжатие трубы в калибре.
Печную сварку труб проводят на непрерывных полностью
механизированных и максимально автоматизированных агрега-
тах.
На рис. XIV.3 представлена схема непрерывного агрегата
1/2 — 2" печной сварки труб конструкции ВНИИметмаша и ПО
«Электростальтяжмаш». На этом агрегате выпускают сварные
трубы диаметром 21—60 и толщиной стенки 2,75—4,0 мм из
штрипса шириной 320 и 400 мм в рулонах диаметром до 1500 мм
и массой до 3,8 т.
Рассмотрим технологический процесс производства труб на
этом агрегате. По транспортеру 1 рулон штрипса поступает на
один из двух разматывателей 2. Конец штрипса отгибают при
632
Рис. XIV.3. Схема непрерывного агрегата 1/2 — 2" для печной сварки труб
помощи отгибателя и тянущими роликами задают в девятивал-
ковую правильную машину 3. После обрезки на гильотинных нож-
ницах 4 концы предыдущего и последующего рулонов сваривают
на стыкосварочной машине 5 и получают штрипс «бесконечной»
длины. При помощи гратоснимателя 6, снабженного ножами тре-
угольной формы, удаляется образуемый в процессе сварки грат.
Протаскивание полосы через стыкосварочную машину и грато-
сниматель осуществляется тянущими роликами 7. Во время сварки
концов штрипс останавливается, но процесс на остальных ма-
шинах агрегата продолжается благодаря запасу штрипса в петле-
вых горизонтальных 8 и вертикальных 9 устройствах.
Далее штрипс проходит по направляющим водоохлаждаемым
трубам через туннельную печь 10 длиной 50 м для нагрева под
сварку. За печью расположен формовочно-сварочный стан 11,
состоящий из шести клетей с вертикальными и горизонтальными
роликами (рис. XIV.4). Рабочие клети расположены на общей
раме под углом 90° друг к другу и каждая из ни£ приводится от
отдельного электродвигателя мощностью 50 кВт. Оси рабочих
Рис. XIV.4. Шестиклетевой непрерывный формовочно-сварочный стан:
1 — клеть с вертикальными роликами; 2 — с горизонтальными
633
Рис. XIV.5. Летучая
двухдисковая пила
для резки труб
роликов установлены на подшипниках качения. Блоки всех кле-
тей с механизмами настройки являются взаимозаменяемыми.
Рабочие ролики диаметром 350 мм укреплены на консольных ва-
лах при помощи разрезных конусных втулок и гаек.
Станины рабочих клетей открытого типа. Регулировка роли-
ков, смонтированных в подушках на конических двухрядных под-
шипниках, осуществляется с помощью нажимных винтов, причем
нижние горизонтальные и левые по ходу трубы вертикальные
ролики установлены стационарно и регулировке не подвергаются.
Перемещение их относительно оси прокатки производится с по-
мощью специального рычага. Предусмотрено пружинное уравно-
вешивание верхних роликов.
В первой (формовочной) клети полоса сворачивается роли-
ками в трубную заготовку с углом 220—270° кромками вниз с це-
лью удаления окалины из трубы. Во второй клети заканчивается
формирование круглой трубы, кромки сдавливаются роликами
и свариваются. В последующих клетях происходит обжатие трубы
на 4—8 % ио диаметру.
После формовочно-сварочного стана труба проходит через
охладительное душирующее устройство /2 (см. рис. XIV.3),
где температура трубы понижается до 1100—1200 °C, и затем по-
ступает в непрерывный редукционный стан 14. В этом стане че-
тырнадцать клетей: семь вертикальных и семь горизонтальных,
установленных последовательно. Труба прокатывается с натяже-
нием, ее диаметр уменьшается па 40—75 %, а толщина стенки
на 25—30 %.
После душирующсго устройства 13, где температура трубы
понижается до 800—900 °C, она поступает в трехклетевой калиб-
ровочный стан 15, состоящий из двух горизонтальных и одной
вертикальной клетей, где калибруется по диаметру. Калибры
первой клети выполнены овальной формы с целью создания не-
большого изгиба сечения трубы и разрушения окалины. Ка-
либры остальных двух клетей круглые, полировочные. Копструк-
634
ция всех клетей редукционного и калибровочного станов анало! и-
чна конструкции клетей формовочно-сварочного стана.
«Бесконечная» труба, выходящая из калибровочного стана,
разрезается летучей пилой 16 (см. рис. XIV.3) на трубы мерной
длины (8—12 м), которые поступают на стеллаж охлаждения 17.
Летучая двухдисковая пила для резки труб (рис. XIV.5)
состоит из главного привода вращения стола 2 и устройств 1
для синхронизации скорости пилы со скоростью выхода трубы из
калибровочного стана (80—420 м/мин). Основной частью меха-
низма является стол 3, непрерывно вращающийся в горизонталь-
ной плоскости. На столе находится планетарный редуктор 6,
коронная (солнечная) шестерня которого неподвижна. На верти-
кальных валах двух периферийных шестерен-сателлитов на столе
смонтированы две каретки 4, перемещающиеся параллельно-по-
ступательно при вращении стола. Режущий диск 5 каретки диа-
метром 600 м и толщиной 3 мм снабжен приводом от электродвига-
теля переменного тока. При подходе диска к рольгангу движу-
щаяся труба приподнимается специальным механизмом 7 и про-
исходит резание. Все механизмы стола динамически уравнове-
шены, что обеспечивает устойчивую работу цилы при больших
скоростях.
Разрезанные на мерные длины трубы поступают на холодиль-
ник с интервалом 1—3 с. Поштучное разделение трубы и направ-
ление их на холодильник осуществляются с помощью барабанного
сбрасывателя с косорасположенными роликами (рис. XIV.6).
Сбрасыватель представляет собой непрерывно вращающийся
цилиндр 1 с продольными ребрами, расположенными ниже уровня
роликов рольганга 2. Труба со скоростью до 8 м/с косорасполо-
женными роликами при-
жимается к направля-
ющей линейке 3, на-
правляется ею по оси
барабана и попадает в
ячейку между двумя ре-
брами барабана. За пе-
риод выхода одной
трубы с рольганга
/ л
рольганга и сбра-
Рис. XIV.6. Барабанный сбрасыватель для поштучной приемки труб с
сывапия их на винтовой холодильник
635
барабан поворачивается по часовой стрелке на один шаг между
ребрами, принимая последовательно в каждую ячейку по одной
трубе. Из ячеек труба подается на винтовой холодильник 4.
Охлажденные трубы автоматически разделяются на четыре
потока: в каждой поточной линии расположены станки для под-
резки торцов труб, нарезки резьбы, навертывания муфт, промас-
ливания и покраски. Часть труб после гидроиспытания направля-
ется в непрерывный агрегат для оцинкования; некоторая часть
газопроводных труб, предназначенных для укладки в земляные
траншеи, поступает на агрегат для нанесения покрытия из жидкого
битума и оберточной ленты из изоляционного стекловолокна.
Конструкция агрегата печной сварки труб диаметром 1—4"
аналогична описанной выше конструкции агрегата 1/2—2". Об-
щая масса механического оборудования каждого агрегата (без
оборудования трубоотделки) составляет около 11 000 т. Общая
мощность установленных электродвигателей около 5000 кВт.
Средняя годовая производительность агрегата 300 тыс. т/год.
Основы процесса непрерывной горячей формовки
При непрерывной печной сварке труб деформация штрипса начи-
нается на некотором расстоянии /ф (рис. XIV.7) от оси формовоч-
ных валков, величина которого зависит от ширины В и толщины s
штрипса, а также от диаметра б/ф формовочного калибра. Про-
цесс пластической деформации в этом случае можно рассматри-
вать как круговой пластический изгиб без упрочнения.
Тогда работа изгиба трубной заготовки в формовочном ка-
либре
(XIV.1)
Мощность, расходуемая на формовку штрипса,
(XIV.2)
где тф — время прохождения материальной точкой расстояния
/ф; 1’ф — ^Аф — скорость движения металла в формовочной клети.
Для получения полной мощности, расходуемой в клети, необ-
ходимо добавить потери па трепне в калибре и шейках валков,
вычисляемые по обычным формулам для продольной прокатки.
Крутящий момент в клети без учета потерь на трение
+iH'n(1+i)-1J7p (XIV-3)
636
где <р — угол поворота валка
за время прохождения уча-
стка длиной /ф.
2. НЕПРЕРЫВНЫЕ АГРЕГАТЫ
ЭЛЕКТРОСВАРКИ ТРУБ
Конструкции агрегатов
К числу способов непрерыв-
ной электрической стыковой
сварки кромок полосы при
производстве прямошовных
электросварных труб отно-
сятся: 1) электросварка со-
противлением токами промы-
шленной и повышенной часто-
Рис. XIV.7. Схема формовки штрипса при не-
прерывной печной сварке (йф — высота про-
филя)
ты; 2) сварка токами высокой частоты; 3) сварка постоянным (вы-
прямленным) током; 4) дуговая электросварка в среде инертных
газов. Перечисленные процессы сварки при производстве электро-
сварных труб применяют в сочетании с процессом «бесконечной»
формовки на непрерывных валково-роликовых станах. Состав
и расположение оборудования всех этих агрегатов аналогичны
и не зависят от способа сварки и типоразмера агрегата.
На рис. XIV.8 приведена схема непрерывного агрегата для
производства труб электросваркой.
Рис. XIV.8. Схема непрерывного агрегата для производства труб электросваркой:
1 — разматыватель; 2 — правильная машина; 3 — гильотинные ножницы; 4 — электро-
стыкосварочная машина; 5 — тянущие ролики; 6 — петлевой накопитель; 7 — дисковые
ножницы для обрезки кромок; 8 — непрерывный формовочный стан; 9 — электросвароч-
ная машина; 10 — калибровочный стан; 11 — летучая дисковая пила; 12 — нагреватель-
ная проходная печь; 13 — непрерывный стан горячего редуцирования трубы (с натяже-
нием): 14 — стай горячей калибровки. 15 — холодильник
637
Рис. XIV.9. Трубоэлектросварочный
1 — формовочный стан; 2 — трубосварочная машина; 3 — установка локальной термо-
головки
Все оборудование трубоэлектросварочиой установки по ха-
рактеру технологических операций можно разделить на три груп-
пы: оборудование подготовительной линии; оборудование участка
формовки, сварки и калибровки; оборудование участка отделки
труб. Выпрямленная лента по рольгангу поступает к ножницам
поперечной резки. На ножницах обрезают передний и задний
концы рулона. Обрезанный конец полосы подается по рольгангу
к стыкосварочпой машине.
Тянущие ролики, установленные за петлевым устройством,
подают лепту в дисковые ножницы продольной резки для обрезки
кромок в потоке агрегата, если в этой операции есть необходи-
мость.
Формовочные станы. Формовка полосы имеет важное значение
для получения качественного шва при всех способах непре-
рывной электросварки труб.
В общем случае конструкция формовочного стана должна быть
такой, чтобы условия формовки в нем трубной заготовки обеспе-
чивали минимальную неравномерность деформации ее продольных
волокон. На процесс формовки влияют тип рабочего инструмента
(валки, ролики, профилированные воронки и др.), его калибровка,
число рабочих клетей стана и расстояние между ними, качество
настройки стана и некоторые другие факторы.
Формовочный стан типовой конструкции представляет собой
ряд последовательно расположенных валковых клетей. В состав
формовочных станов различных типоразмеров обычно входят
6—12 горизонтальных (оси валков расположены в горизонтальной
плоскости) приводных клетей и чередующихся с ними вертикаль-
ных неприводных клетей.
Рабочие клети станов всех типоразмеров открытого типа,
двухвалковые. В двух—трех клетях станов больших тппоразме-
638
агрегат (ТЭСЛ) 203-530
обработки шва; 4 — гладильная клеть; 5 — калибровочный стан; 6 — правильные
ров калибр для уменьшения габаритов валков образуется четырьмя
валками: двумя приводными горизонтальными и двумя холостыми
вертикальными.
Частота вращения всех нижних валков одинакова. В связи
с тем, что диаметры верхних валков ряда клетей формовочного
стана больше диаметра нижних валков, шестеренные редукторы
клетей имеют различные передаточные числа. Исключение состав-
ляют две—три последние пары формующих валков, которые
имеют одинаковые диаметры.
Перед первой формовочной клетью располагается кромко-
строгальное устройство или ролики с трапецеидальными канав-
ками, в которых закатываются заусенцы на кромках штрипса,
получившихся при обрезке его на дисковых ножницах.
На рис. XIV.9 показан трубоэлектросварочный агрегат
(ТЭСА) 203—530 конструкции ПО «Электростальтяжмаш», а на
рис. XIV. 10 различные типы конструкций клетей этого агрегата.
Во всех клетях горизонтальные валки приводятся ог индиви-
дуального электродвигателя через шестеренную клеть и шпиндели.
В составе трубоформовочных станов некоторых крупных агре-
гатов имеется шовнаправляющая клеть, которая служит для
правильного направления заготовки в сварочный узел. Клеть
имеет поворотную обойму, где под углом 120° установлены три
валка, образующие закрытый калибр. В верхнем валке установ-
лена шовнаправляющая шайба. Валки шовнаправляющей клети
не имеют привода.
В ряде современных конструкций трубоформовочных станов
число горизонтальных приводных клетей сокращено до 5—7,
а вертикальные клети последовательно смонтированы на станине
в виде двух—трех клетевой группы. При такой схеме формовки в
этих клетях, как и в горизонтальных, производится гибка профиля.
639
745J
б
Рис. XIV. 10. Рабочие клети
ТЭСА 203-530:
а — клеть с закрытым про-
филем калибра (/ — стани-
на; 2 — нижний валок; 3 —
верхний валок; 4 — нажим-
ной механизм; 5 — неприво-
дные валки); б — шовежима-
ющая клеть (/ — станина;
2 — плита; 3 — холостые
валки; 4 — механизм попе-
речного перемещения плит;
5 — механизм вертикально-
го перемещения плит); в —
калибровочная клеть (/ —
станина; 2 — холостые вал-
ки; 3 — приводные валки;
4 — нажимной механизм)
Все клети формовочного стана настраивают по осевой линии,
согласно которой устанавливают нижние валки всех клетей (диа-
метр которых по дну калибра одинаков). Остальные валки уста-
навливают симметрично относительно нижних валков.
Калибровочные станы. Труба, выходящая из сварочного стана,
имеет поперечное сечение овальной формы. Для придания ей
точной формы и размеров служит калибровочный стан. Кроме
того, калибровочный стаи при соответствующей настройке его
клетей обеспечивает предварительную правку труб.
В калибровочном стане приводными являются только горизон-
тальные рабочие валки. Рабочие клети калибровочных станов по
конструкции совершенно аналогичны клетям формовочных станов.
Непосредственно за калибровочным станом установлена роли-
ковая правильно-калибровочная головка, основное назначение
640
Рис. XIV. 11. Вращающаяся головка с дис-
ковыми ножами («) и резцами (б) для отрез-
ки труб
которой—окончательная правка
трубы и придание ей чистовых
размеров по наружному диа-
метру- Правильно-калибровоч-
ная головка обычно представ-
ляет собой двух- или четырех-
роликовую кассету с холостыми
роликами, образующими круг-
лый калибр. На некоторых ста-
нах устанавливают две кассеты.
В ряде случаев непосред-
ственно в линии трубоэлектросварочного агрегата производят
профильные трубы овального, прямоугольного и других сечений.
Профилирование осуществляется в клетях калибровочного
стана и правильной головке с заменой в них валков с круглой
калибровкой на валки с соответствующим профильным калибром.
В этом случае для разрезки профильных труб в линии стана при-
меняются дисковые пилы. Отделку профильных труб проводят на
специализированных станках вне общего потока стана.
Механизмы, необходимые для разрезки электросварных труб,
можно разбить на три группы: ножницы, пилы-и резцовые отрез-
ные устройства.
Ножницы, обычно гильотинного типа применяют для резки на
ходу труб диаметром до 50 мм. Пилы используют для резки на
ходу труб диаметром до 100 мм. Наибольшее распространение
в производстве электросварных труб получили резцовые отрезные
устройства. Отрезные устройства с вращающейся головкой
(рис. XIV. 11) дают высокое качество резания и используются при
скорости движения трубы до 60—70 м/мин.
Как уже отмечалось ранее к процессам электросварки труб
сопротивлением относится и процесс сварки постоянным (выпрям-
ленным) током. На этих агрегатах производят конструкционные
углеродистые трубы ответственного назначения для: бензо- и
маслоприводов, гидравлических систем автомобилей, тракторов,
комбайнов, холодильных установок, трубчатых электронагрева-
телей и др.
Технология производства указанных труб и состав оборудо-
вания агрегатов существенно отличаются от описанных ранее тех-
нологических схем производства и рассмотрены на примере агре-
гата 6—30 фирмы «Wean—Damiron» (Франция). Схема располо-
жения оборудования ТЭСА 6—30 этой фирмы представлена на
рис. XIV. 12.
Лента с агрегата продольной резки поступает на два двойных
загрузочных рычага. Каждый рычаг состоит из подошвы сварной
металлоконструкции, на которую опирается посредством оси с ша-
рикоподшипником. Загрузочное устройство 1 оснащено гидропри-
водом, при помощи которого осуществляется поворот на 180°.
Две загрузочные тележки предназначены для приема рулона
611
Рис. XIV. 12. Схема расположения оборудования ТЭСЛ 6 — 30 фирмы «Wean—Oamiroi»
(Франция) для сварки труб выпрямленным током:
1 — загрузочное устройство; 2 — сварочная машина, 3 — спиральный накопитель ленты;
4 — формовочный стан; 5 — сварочный стан; 6 — редукционно-калибровочный стаи;
7 — выходной стол
с двойного загрузочного рычага и подачи его на барабан размагы-
вателя, два двойных поворотных разматывателя—для приема
рулона с загрузочной тележки и установки его по оси подготови-
тельной линии агрегата. От разматывателя лента последовательно
поступает в две роликовые правильные машины, где правится
и передается к сварочной машине. Сварочная машина 2 со встроен-
ными специальными ножницами предназначается для разрезки
лент под прямым углом к продольным кромкам и автоматической
стыковки их дуговой сваркой неплавящимся электродом в ней-
тральной среде. Состыкованная лента при помощи тянущих задаю-
щих роликов под заданным углом подается в спиральный накопи-
тель 3.
Спиральный накопитель (рис.XIV 13) создает запас ленты с це-
лью обеспечения непрерывной работы стана на период выполне-
ния подготовительных операций по стыковке ленты. Максималь-
ный диаметр накопителя 3500, минимальный 1500 мм, диаметр
центрального ролика 150, диаметр дефлекторного ролика 400 мм.
В состав накопителя входят: приводной вращающийся диск 1
с наружной щекой, направляющий ленту; центральная втулка 2
состоящая из набора холостых роликов 3 с вертикальными осями
642
Рис. XIV.1'1. Приводная горизонтальная клеть формовочного стана
холостой дефлекторный ролик 4 с вертикальной осью; набор
реек для поддержания витков ленты в вертикальном положении
и привод накопителя. Из спирального накопителя лента через
S образное натяжное устройство, которое предназначено для
создания и регулировки петли перед формовочным станом с це-
лью исключения влияния неустойчивого натяжения со стороны
подготовительной линии стана, подается в формовочный стан 4
(см. рис. XIV. 12).
Формовочный стан предназначен для непрерывной формовки
лепты в трубную заготовку и имеет в своем составе шесть гори-
зонтальных приводных клетей (рис. XIV. 14) и четыре клети с вер-
тикальными неприводными валками (рис. XIV. 15). Диаметр прц-
водных горизонтальных валов 50 мм, вертикальный ход нижних
приводных валов при настройке ±15 мм. Валы клетей выполнены
из хромоникелевой закаленной цементированной стали с твердо- ’
стыо HRC 60. Валы оснащены коническими роликоподшипниками
качения.
Приспособление для вертикальной настройки верхнего вала
состоит (для каждого подшипника) из домкрата с винтом и гай-
613
кой отдельного ручного управления и микрометрического но-
ниуса, градуированной рейки и индикатора. Приспособление для
вертикальной настройки нижнего вала аналогично, но без микро-
метрического нониуса.
Холостая вертикальная клеть состоит из станины сварной
металлоконструкции и двух вертикальных осей, оснащенных ко-
ническими подшипниками качения. Оси закреплены на двух
ползунах, синхронизированных микрометрическим винтом руч-
ного управления. В верхней части оси удерживаются от смещения
С-образной скобой.
Формовочный стан оснащен съемной передвижной плитой, поз-
воляющей производить сборку, установку и предварительную
настройку клетей вне линии стана.
Из формовочного стана заготовка поступает в сварочный стан 5
(см. рис. XIV. 12), который предназначен для сварки выпрямлен-
ным током предварительно сформованной трубной заготовки.
Сваренная труба через трубчатый холодильник поступает
в восьмиклетевой редукционно-калибровочный стан 6 (см.
рис. XIV. 12), предназначенный для редуцирования труб по
диаметру и обеспечения требуемых допусков по их геометрическим
размерам. Конструкция горизонтальных клетей редукционно-
калибровочного стана аналогична клетям формовочного стана,
а вертикальные клети (рис. XIV. 16) приводные и имеют жесткое
крепление вертикальных осей рабочих валков.
Далее трубу летучим отрезным устройством режут на мерные
длины и она поступает на выходной стол 7 (см. рис. XIV. 12), а
затем на склад в карманы готовой продукции.
G44
Рис. XIV. 16. Приводная вертикальная клеть редукционно-калибровочного стана
В настоящее время отечественная промышленность имеет более
70 ТЭСА с непрерывными валковыми формовочными станами с го-
довой производительностью 5—8 млн. м труб каждый. Мини-
мально допустимая длина (а следовательно, и минимально допу-
стимое число клетей) формовочного стана ограничена и составляет
(40—50) Ртах, где Рп1ах — максимальный диаметр трубы в сор-
таменте данного агрегата.
Это ограничение связано с неизбежностью (при существующем
способе формовки) возникновения продольных деформаций и не-
равномерностью их распределения по ширине формуемого про-
филя. Последнее обстоятельство в свою очередь приводит к боль-
шому расходу технологического инструмента (валков), малому
к. п. д. профилирования и практической невозможности удовлет-
ворительной фопмовки тонкостенных труб (с отношением
D!s 50).
Однако основным преимуществом агрегатов этого типа является
их высокая производительность, особенно в сочетании со сваркой
т. в. ч., и возможность ведения процесса по «бесконечной» схеме.
В МИСпСе совместное УралНИТИ разработаны и реализованы
на ряде отечественных агрегатов новые схемы формовки и уни-
фицированной калибровки валков, позволяющие в четырех—
пяти горизонтальных приводных клетях формовать трубы как
обычного сортамента, так и тонкостенные. В основу разработок
положен способ формовки с ниспадающей (по ходу) траекторией
оси формовки и применением роликовой проводки перед первой
формовочной клетью с открытым калибром.
645
Рис. XIV. 17. Роликовая проводка, вмонтиро-
ванная в рабочую клеть
На рис. XIV. 17 показан
один из вариантов ролико-
вой проводки, вмонтирован-
ной в рабочую клеть фор-
мовочного стана.
Под действием верхнего
холостого валка и пяти пар
нижних холостых валков
роликовой проводки созда-
ется монотонный очаг дефор-
мации, сглаживаются пики
напряжений растяжения в
кромках, что предупреждает
их остаточную деформацию
в первой формовочной клети. Роликовая проводка, таким
образом, позволяет увеличить угол подгибки в первой
клети до 120—180° практически без вытяжки кромок.
Данная схема формовки предусматривает максимальную уни-
версальность технологического инструмента формовочного стана.
Так, роликовая проводка рассчитана на трубы всего сортамента
агрегата, комплект калибров открытых горизонтальных и верти-
кальных клетей пригоден для целой группы размеров труб (прак-
тически не более трех групп размеров труб на сортамент агрегата)
и лишь валки чистовых формовочных клетей с закрытыми калиб-
рами рассчитаны на свой типоразмер трубы по диаметру. Это поз-
волило в 2—2,5 раза сократить потребность в парке технологиче-
ского инструмента формовочных станов и резко снизить затраты,
Рис. XIV.18. Принципиальная схема (с) и калибровка рабочего инструмента (б) формо-
вочного стана агрегата 102-220:
Д , — радиусы формовки центрального участка полосы; Ц2 — радиусы формовки перифе-
рийных участков; гТр — радиус готовой трубы
646
связанные с их изготовлением, перевалкой, настройкой, эксплу-
атацией и др.
Принципиальная схема такого формовочного стана и калиб-
ровка его рабочего инструмента агрегата 102—220 представлены
на рис. XIV.18.
Основы процесса непрерывной холодной формовки
Процесс формовки заготовки в непрерывном стане является про-
цессом пластического изгиба криволинейного бруса бесконечной
длины. Изгиб полосы производится в калиброванных формовоч-
ных валках (рис. XIV. 19). Деформация начинается в сечении I—/,
когда полоса соприкасается одновременно с нижним валком (в
двух точках) и с верхним валком (в одной точке). Далее полоса,
Рис. XIV. 19. Очаг деформации при гибке полосы в валковом формовочном стане;
и /?и — радиусы по реборде верхнего и нижнего валков соответственно; /?в и —
радиусы по дну калибров верхнего и нижнего валков: гв и - ( — радиусы кривизны калиб-
ров верхнего и нижнего валков
647
продвигаясь между валками, постепенно деформируется (сечение
II—II) и на осевой линии полностью заполняет зазор между вал-
ками и принимает форму, соответствующую форме калибра (се-
чение III—III).
Приравнивая изгибающий момент действующих сил моменту
внутренних сил, находим:
усилие формовки
Рф= 12От4|/^Л_; (XIV. 1)
крутящий момент
и,,,, = 12от (XIV.5)
12Гц -|- Кв)
где s — толщина полосы; от — предел текучести материала.
Для закрытых калибров непрерывного стана усилие фор-
мовки и крутящий момент можно определять по обычным формулам
для продольной прокатки.
Среднее давление в закрытом калибре
Рс„ = 1,15ат 3-Л^Гк [1 - , (XIV.6)
где Д; — диаметр закрытого калибра; dK_x—диаметр предыду-
щего калибра непрерывного стана.
Величину усилия на сварочном валке можно определить как
сумму усилий на доформовку заготовки Рл на длине внекоптакт-
ной деформации и на сварку Рсв заготовки на длине очага сварки:
р — р _|_ р
* в г д I г св-
При доформовке заготовки в сварочной клети (рис. XIV.20),
где на длине внеконтактной деформации имеются участки с упругой
и пластической деформациями гиба, общее уравнение для усилия
доформовки имеет вид:
Zyn Znn
6(У‘«« + 4’ — [ (XIV.6а)
' " г о 1!П
где 1Х — текущая длина; /уп и /пл — участки внеконтактной де-
формации соответственно при упругой и пластической деформа-
циях; Оф — фактическое напряжение в кромках.
Для решения уравнения изменение зазора между кромками
от длины внеконтактной деформации примем по прямолинейной
зависимости, в связи с чем длины участков определяем по фор-
мулам /уп = (4л/??/§т6) (от/£) /ф, /Пл = /ф — /уп» где /ф — уча-
сток внеконтактной деформации доформовки.
Подставляя в уравнение (XIV.6а) полученные значения /уп
и /пл, имеем:
2
= *4F (1 + б-0^ О Ё") “я7/,1Л’
648
Рис. XIV.20. Расчетная схема для определе-
ния усилии в сварочной клети — ра-
диус сварочных валков)
где бр— зазор между кромками
заготовки после ее распружинива-
ния. Это уравнение рекомендует-
ся при расчете усилий для фор-
мовки ленты с от > 700 МПа и
отношением DT/st 70. При
формовке ленты из низкоугле-
родистых сталей с отношением
DT/sr С 50 длина участка /уц =
= /ф и тогда полученное уравне-
ние принимает вид: Рд = (1/6) X
Хот $//?т) /ф/гр, где kp = 1,2 —
коэффициент, учитывающий рас-
тяжение кромок
Усилие па сварку заготовки Рсв можно определить с исполь-
зованием арочного коэффициента (/?а), учитывая особенности пла-
стической деформации заготовки:
2»ЗсГф/св8т/го/k
где
ka = 250kake/(2QQkake -h 1); ke = оф/от> ka = (i/3)sT/PT.
3. АГРЕГАТЫ ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА ТРУБ
ДУГОВОЙ СВАРКОЙ ПОД СЛОЕМ ФЛЮСА
Дуговой автоматической сваркой под слоем флюса производят
главным образом трубы большого диаметра, предназначенные
для магистральных трубопроводов газа, нефти и нефтепродуктов,
а также для сооружения водопроводов, паропроводов низкого
давления и др. Этим способом изготовляют трубы одношовные
с прямым швом диаметром 426—820 мм и двухшовные с прямым
швом диаметром 1020—1620 мм, с толщиной стенки 6—26 мм и
длиной 6—12 m^i, а также трубы со спиральным швом диаметром
до 2500 мм, с толщиной стенки до 32 мм и длиной до 18 м.
Материалом для изготовления труб служит горячекатаный
лист из низколегированных или углеродистых марок сталей
(табл. XIV.1) со следующими механическими свойствами: предел
текучести от = 350—450 МПа, временное сопротивление ов =
= 5004-580 МПа, относительное удлинение б = 204-26 %, удар-
ная вязкость аи = 504-55 Н-м/см2.
Для сварки труб общей технологической операцией является
автоматическая электродуговая сварка под слоем флюса.
По видам наложения сварных швов на трубную заготовку
можно различить две группы труб: прямошовные и спирально-
шовные.
21 Зак. 22-1
649
Таблица XIV. 1. Химический состав сталей для производства труб
большого диаметра, %
Марка стали С Мп Si Ni Cr
14ГН 0,11—0,16 0,75—1,10 0,2—0,4 0,4—0,8 0,4
16ГН 0,13—0,19 0,9—1,3 0,3—0,6 0,4—0,8 0,4
17ГС 0,15—0,20 1,0—1,5 0,4—0,6 0,3 0,3
10Г2СД (М) 0,12 1,3—1,65 0,9—1,2 0,30 0,30
09Г2С (М) 0,12 1,3—1,7 0,5—0,8 0,30 0.30
15Г2С 0,13—0,17 1,3—1,65 0,9—1,2 0,30 0,30
14ХГС 0,11—0,16 1,0—1,3 0,4—0,7 0,30 0,5—0,8
Примечи в и е. Во всех сталях содержание S, Р и Си не должноУпревышать
0,04 %.
Прямошовные разделяют на трубы с одним и двумя продоль-
нымн сварными швами (в зависимости от ширины листа).
Электросварные прямошовные трубы с одним продольным
сварным швом изготовляют из одного листа. Формовка листов
в трубную заготовку осуществляется на специальных прессах или
на трех-, четырехвалковых пирамидальных вальцах. Сварку
продольного шва можно выполнять как односторонней, так и
двусторонней (т. е. наружный и внутренний швы) в зависимости
от назначения труб и применяемого оборудования. Сварные трубы
испытывают гидравлическим давлением.
Двухшовные трубы изготовляют из узкого листа. Существуют
два способа изготовления двухшовпых труб: формовка узких
листов в полуцилиндры на прессах или непрерывных валково-
роликовых станах с последующей их сборкой и сваркой; предва-
рительная сварка узких листов в карты с последующей формов-
кой на вальцах и сваркой в трубосварочных станах. После сварки
трубные заготовки проходят экспаидирование или горячую правку
и гидравлическое испытание.
Основы процесса производства труб с прямым швом
В комплекс подготовки листов перед формовкой входят различные
операции. Различны и конструкции машин для их выполнения.
Однако в общем случае подготовка листов заключается в их правке,
строжке или обрезке по ширине и длине, очистке кромок или всей
поверхности листа от ржавчины, окалины и других загрязнений.
Со склада металла пакет листов подают мостовым краном на
стеллажи листоукладчика, расположенные по обеим сторонам при-
емного рольганга (такое расположение стеллажей позволяет во
время разгрузки одного из них укладывать листы па другой).
Магниты листоукладчика снимают со стеллажей из стопы по
одному листу и опускают его на ролики рольганга, который задает
лист в правильную машину.
650
В процессе правки достига-
ется значительное снижение
волнистости и коробоватости
листов, а на их поверхности
частично взламывается окалина.
Пятивалковая машина имеет
а в
Рис. XIV.21. Схема формовки трубкой заго-
товки на трехвалковых («) и четырехвал-
ковых (б) гибочных вальцах
пару тянущих приводных роли-
ков, подающих лист в машину,
пять правящих роликов (из ко-
торых только три нижних при-
водные) и пару тянущих роли-
ков, выводящих лист из машины (приводной только иижнии ролик).
При гибке в вальцах (рис. XIV.21) лист изгибается между
тремя или четырьмя валками; опираясь на боковые валки, лист
прогибается под действием верхнего среднего валка.
В трехвалковых вальцах верхний валок имеет больший
(в 1,5 раза) диаметр, чем нижние валки Его установкой относи-
тельно нижних валков регулируют диаметр формуемой заготовки,
диаметр верхнего валка определяет минимальный диаметр фор-
муемой заготовки.
Лист изгибается в вальцах последовательно несколько раз
до получения требуемой формы. Скорость движения листа при
формовке в вальцах составляет 3,5—5 м/мин.
При формовке в трехвалковых вальцах практически невоз-
можно получать заготовку строго цилиндрической формы, так как
края листа на участке, равном расстоянию между точками каса-
ния листа с верхним и нижним валками, остаются песформовап-
ными. При формовке в четырех валковых вальцах за счет соответ-
ствующей установки крайних холостых валков получают заго-
товку более правильной формы.
Для улучшения геометрической формы трубной заготовки при-
меняют предварительную формовку краев заготовки па валковом
кромкогибочном стане, прессе или, наоборот, последующую до-
формовку плоских участков на валковом стане.
Формовка заготовок при производстве сварных труб большого
диаметра на мощных гидравлических прессах нашла широкое рас-
Рис. XIV.22. Схема процесса формовки:
° ~ подгибка кромок; б - предварительная формовка; в ~ окончательная формовка
21*
651
Рис. XIV.24. Зависимость усилия Рот хода штам-
па х при операции предварительной формовки
Рис. XIV.25. Схема для определе-
ния хт
пространение в последние годы. Преимуществами прессов явля-
ются возможность формовки заготовок большой длины (до 12 м)
и высокая производительность.
В прессах подгибка кромок осуществляется одновременно по
всей длине листа с обеих сторон при помощи штампов. Усилие та-
ких прессов в зависимости от стадии формовки (предварительная
или окончательная подгибка), принятого сортамента выпускае-
мых труб и прочностных свойств листовой -стали составляет
5 :-200 МН.
Наибольшее распространение в СССР и за рубежом получила
технология формовки, состоящая из трех операций: подгибки
кромок листов (рис. XIV.22, а), предварительной формовки
U-образпой заготовки (рис. XIV.22, б) и окончательной фор-
мовки заготовки правильной цилиндрической формы
(рис. XIV. 22, в).
По такой же технологической схеме осуществляют формовку
листа в полуцилиндр при производстве двухшовных труб диамет-
ром до 1220 мм (рис. XIV.23).
При операции предварительной формовки усилие возрастает
от момента соприкосновения верхнего штампа с листом и до полу-
чения U образной формы листа (хт), а затем надает при дальней-
шем движении штампа до упора (хк) (рис. XIV.24, XIV.25).
Восходящая ветвь зависимости усилия Р от хода штампа х
аппроксимируется выражением вида
Р/Р шах = (У Ун) > (XI /.7)
где п — показатель степени, зависящий от материала изгибае-
мого листа (отношения истинного напряжения сгу в момент макси-
мума усилия при испытании на растяжение к пределу текучести
от) и коэффициента трения р инструмента о лист. Значения коэф-
фициента /? следующие:
Отношение щ/оу.................. 1,2 1,4 1,6 1,8 2 0 2 2
Значение п при коэффициенте трения ц;
..............................‘.............................• 0,299 0,311 0,322 0,331 0,341 0,349
..... 0,326 0,340 0,352 0,361 0,371 0,380
°’3 . 0,338 0,354 0,366 0,376 0,386 0,396
653
Максимальная величина усилия Ртах соответствует моменту
окончания формовочной операции. Поэтому ход штампа можно
определить как (рис. XIV.25)
хт = s + г + R, (XIV.8)
где г — радиус опорных роликов; s — толщина листа; R — ра-
диус штампа.
Максимальная величина усилия Ртах определяется из рас-
смотрения механической работы Аа, затрачиваемой на изгиб
листа:
Лш=£ Pdx~ A,sr№, (XIV.9)
О
где Лизг — средняя удельная работа, затрачиваемая на изгиб;
W — объем изгибаемой части листа.
После интегрирования и преобразований получим:
Р max
л£52(Ут (П -{- 1)
2 КЗ (s 4- г + 7?) ’
(XIV.10)
где L — длина листа; от — предел текучести материала листа.
Для приближенного определения максимального усилия, созда-
ваемого прессом окончательной формовки, можно пользоваться
формулой
Ртах = 2/eoTsL, (XIV И)
где k — коэффициент, показывающий, насколько напряжения
в формуемой заготовке превышают предел текучести (обычно
/г = 1,05).
Правку и калибровку, а также упрочнение труб на наиболее
современных станах проводят экспандированием на прессах-
расширителях. Пресс-расширитель (экспандер) предназначен для
калибровки сварных труб методом раздачи внутренним гидравли-
ческим давлением и последующего гидравлического испытания.
Экспандер полностью заменяет применявшиеся ранее прессы
для калибровки концов труб и для их испытания. Кроме того,
в отличие от калибровочных прессов он производит калибровку
трубы по всей длине с одновременным упрочнением и правкой.
Экспандер состоит из двух силовых головок усилием 10 .МН
каждая, связанных между собой четырьмя колоннами; две верх-
ние колонны подвешены к ферме, две нижние опираются на ос-
новные штампы. Штампы пресса закреплены шарнирно, раскры-
вают я закрывают их гидравлические цилиндры. Для зажима штам-
пов в закрытом состоянии применяют специальные замки.-
Процесс гидравлической раздачи состоит из следующих опе-
раций. Внутрь трубы вводят специальные конусы, предназначен-
ные для калибровки концов и уплотнения перед наполнением
трубы водой. Раздача остальной части трубы совершается водой
651
под высоким давлением. При этом труба, увеличиваясь по диа-
метру, сокращается по длиие^ сданга.
С помощью сп ц . . ' диаметру, компенсируя тем
ются в процессе раздачи труоы по диа ;
самым ее укорочение. Одновременно (или после калибровки кон
цов) вся труба закрывается разъемными полуштампами ^-Утрен-
ний диаметр которых в закрытом состоянии равен РУ У
наружному диаметру готовой трубы.
Давление раздачи зависит от марки стали, диаметра и толщины
стенки трубы, заданной степени деформации и составляет 7
15 МПа.
В процессе расширения труба прилегает к полуштампам,
в результате чего осуществляются ее калибровка и правка. Ис-
ходная овальность при раздаче на 1 % уменьшается на 60 ,
а при раздаче на 2 % — до 80 %.
Наклеп металла трубы, образующейся при раздаче па прессе,
повышает прочность последней, что очень важно при использов<-
нии труб в газопроводах.
Трубу выдерживают под давлением раздачи в течение 30 с.
После этого давление снимают до расчетного испытательного, рас-
крывают полуштампы и трубы подвергают гидравлическому испы-
танию в течение 30 с. Во время выдержки трубу обстукивают по
длине механическими молоточками.
Трубы считают выдержавшими испытания, если при этом не
будет обнаружено течи, потения или остаточных деформаций,
выводящих размеры труб за пределы допусков.
Давление гидроиспытания газопроводных труб 6,5—8,5 МПа.
Трубы, не выдержавшие гидравлического испытания, подвер-
гают ремонту и повторному испытанию.
Рассмотрим технологическую схему и особенности оборудо-
вания трубосварочного цеха для производства прямошовных труб
большого диаметра, который в настоящее время эксплуатируется
па Харцызском трубном заводе.
Сортамент цеха — трубы диаметром 1220, 1420 и 1620 мм с тол-
щиной стенки 8—20,5 мм. Исходная заготовка — лист. Ши-
рина листа — половина периметра трубы соответствующего диа-
метра, предел прочности металла листа 750 МПа. Объем произ-
водства в проектном сортаменте 1,5 млн. т труб в год. Цех пол-
ностью рассчитан для производства труб на рабочее давление
7,5 МПа.
В основу технологии в цехе, как уже отмечалось, положен
способ производства прямошовных труб из листов конечной длины.
Листы со склада поступают на участок селекции по длинам. Здесь
же при помощи ЭВМ для каждого листа подбирают парный ему
лист одинаковой длины. До настоящего времени такую операцию
не применяли, в связи с чем поставщик листа вынужден быт
обрезать все листы до трех мерных длин: 12,1; 11,8 и 11,5 м.
Однако и в этом случае не исключалась возможность стыковки
655
Рис. XIV.26. Рабочая клеть формовочного стана ТЭСЛ 1220—1620 конструкции ПО
«Электросталыяжмаш»
двух полуцилиндров разной длины, в результате чего более длин-
ный полуцилиндр необходимо обрезать до длины более корот-
кого! Установка для селекции листов по длинам позволяет исклю-
чить обрезь листов как на заводе — изготовителе листа, который
может поставлять листы любой длины в интервале 11,5—12,1 м,
так и в трубосварочном цехе. Часть листов (выборочно) на специа-
алыюй установке подвергают ультразвуковому контролю (УЗК).
656
Цель контроля — проверка достоверности и тщательности ультра-
звукового контроля листов на заводе изготовителе листовой
стали.
Листы последовательно проходят правку Jb случае пеооходн-
мостп) и строжку кромок, в результате чего ооеспсчивается задан-
ная ширина листов и снимаются фаски на кромках, подлежащих
сварке. Далее листы поступают в семнклетевой валково-ролико-
вый стаи непрерывной формовки, где приобретают форму полу-
цилиндров. Рабочая клеть формовочного стана агрегата 1220—
1620 конструкции ПО «Электростальтяжмаш» показана на
рис. XIV.26, опорные узлы валков рабочей клети — па
рис. XIV. 27.
Каждая пара одинаковых по длине полуцилиндров поступает
в сборочное устройство, где их собирают в цилиндрическую за-
готовку и подают в стан для наложения технологического шва.
Таких станов в цехе предусмотрено два: один для сварки кромок
токами высокой частоты, другой для дуговой сварки в среде СО.,.
Такое решение принято в связи с тем, что из числа сварочных
агрегатов наиболее длительной настройки требуют станы для
сварки технологических швов, поэтому во избежание задержки
при перевалках нужны два стана, один из которых заранее го-
товится к производству труб другого диаметра, а другой работает
в линии. Одновременно было признано целесообразным опробовать
два способа сварки: ВЧ и в
После сварки технологичес-
кого шва трубы поступают на уча-
сток приварки выводных техно-
логических планок и затем на
станы внутренней и наружной
дуговой сварки. Впервые оба вида
Рис. XIV.27. Опорные узлы валков рабочей
клети формовочного стана:
а — верхнего холостого валка; б — нижнего со
стороны привода с двумя однорядными кони-
ческими роликовыми подшипниками; в — ниж-
него с двухрядным коническим роликовым
подшипником
среде СО2.
657
Рис. XIV.28. Схема стана для производства труб из двух полос конструкции МИСиС—
Урал НИТИ:
1 — направляющие ролики; 2 — задающие ролики; 3 — роликовая проводка; 4 — оп-
равка роликовой проводки; 5, 6 — валки формовочной клети с открытыми калибрами;
7—Ю — валки формовочной клети с закрытыми калибрами; 11 —Увалки сварочной клети
сварочных станов практически полностью унифицированы между
собой и предусматривают гибкую регулировку режимов за счет
использования приема сварки «па спуск», который значительно
улучшает формирование усиления шва. Сваренные трубы под-
вергаются 100 %-пому УЗК- По результатам этого контроля осу-
ществляют ремонт труб, а участки, подвергнутые ремонту, пов-
торно проверяют па рентгеновских установках. После ремонта
осуществляют обрезку концов труб, гидромеханическое экспан-
дирование, гидроиспытание, снятие фасок и сдаточный
100 %-ный УЗК- Концы труб просвечиваются дополнительно.
В отделочных операциях, контроль качества сварных соеди-
нений призван обеспечить высокую надежность выпускаемых труб
на повышенное (до 7,5 МПа) рабочее давление. Гидромеханический
экспандер обеспечивает высокую точность труб и достаточную
производительность при минимальной массе оборудования. В кон-
струкции гидроиспытательпых прессов предусмотрена торцовая
задача труб. Это дало возможность вводить внутрь трубы специ-
альный сердечник, резко уменьшающий объем, заполняемый
жидкостью.
Некоторыми недостатками такой технологической схемы' и
оборудования Харцызского завода являются разделение трубо-
формовочного стана и стана сварочного для наложения техноло-
гического шва, а также большое число клетей собственно формо-
вочного стана. Первое затрудняет наложение качественного тех-
658
10 11
язв
РЛС. XIV.29. Схем» расположения сЮорудомнпя стана 300 для произ.одства труО на
двух рулонов
пологического шва (отсюда нестабильность качества Р^очих
швов), второе приводит к усложнению настройки и \доро?
стоимости формовочного стана за счет большого парка валкового
инструмента.
МИСиСом совместно с УРАЛНИТИ разработана технология
производства тонкостенных труб из двух рулоиированых полос.
Трубы предназначены для оросительных систем.
Принятый способ с криволинейной осью формовки полосы
в очаге сворачивания позволяет существенно изменить соотно-
шение продольных напряжений по ширине полосы и создать очаг
деформации, близкий к естественному.
Формовочный стан состоит из двух горизонтальных клетей
(рис. XIV. 28). Перед первой валковой клетью устанавливают
роликовые проводки 3. Роликовые проводки и валки первой клети
5, 6 образуют единый монотонный очаг деформации полосы, что
предотвращает вытяжку кромок. В таком очаге не наблюдается
характерных пиков деформации и вытяжки кромок формуемой
полосы.
Этот способ позволил формовать трубную заготовку из двух
полос в двух клетях 5—10. Значительную часть работы формо-
изменения выполняет при этом сварочная клеть И.
Длина стана 300 м от начала очага сворачивания до оси сва-
рочной клети 2,6 м. Угол схождения кромок составляет 10—12°.
Функции шовпаправляющей клети выполняет вторая формовоч-
ная клеть с закрытым калибром.
Сварочная клеть 11 шестивалковая, калибр образован двумя
горизонтальными валками и четырьмя боковыми валками, рас-
положенными в зоне кромок. Угол охвата трубной заготовки бо-
ковым валком составляет 15—20°, что позволяет вестц настройку
положения свариваемых кромок в широких пределах и тем самым
повысить качество электросварных труб. Схема расположения
оборудования стана 300 для производства труб из двух рулонов
показана на рис. XIV.29.
Технологический процесс производства двухшовных труб осу-
ществляется следующим образом. Рулоны с помощью консольно-
поворотного или мостового крапа устанавливают в разматыватель
1. Концы полос тянущими роликами задаются в правильную ма-
шину 2, где происходит правка разматываемых полос. Обрезку
передних и задних концов, а также вырезку бракованных мест
659
Рнс. XIV.31. Схемы формовки спиралыюшовных
труб
сы в формующее устрой-
ство из-за серновидпости.
Однако при этом проис-
ходит более быстрое изме-
нение диаметра трубы,
уменьшается производи-
тельность при одной и
той же скорости сварки,
увеличивается расходный
коэффициент металла,
уменьшается составляю-
щая усилия, действующего
по оси трубы.
Оптимальные углы фор-
мовки находятся в диапа-
зоне 40—60°, т. е. при
отношениях B/DT—2,25 4-
4-1,25 (£)т — диаметр тру-
бы). Этот диапазон изме-
нения угла формовки и
принят в отечественных
станах при производстве
спиралыюшовных труб.
При производстве труб со спиральным швом применяют две
схемы формовки: с верхней (рис. XIV.31, а) и нижней
(рис. XIV.31, б) задачей полосы. Формовка с верхней задачей
полосы осуществляется в формовочной машине валково-опра-
вочного типа; формовка с нижней задачей производится в фор-
мовочных машинах нескольких типов отличающихся конструкцией
гибочных элементов. Подача полосы снизу, как показала практика,
имеет ряд технологических и эксплуатационных преимуществ,
вследствие чего такая схема получила наибольшее распространение.
Процесс формовки полосы в цилиндрическую заготовку диа-
метром £)т осуществляется усилием (см. рис. XIV.30), развивае-
мым подающей машиной.
Усилия формовки можно рассчитать по следующей формуле:
= (X1V.14)
ф Зр sin а \ 2р j
где а — угол формовки; р — (Рт — s)/2s — относительный ра-
диус; /?п = njo-t: — относительный модуль упрочнения, завися-
щий от механических свойств деформируемого материала и харак-
теризующий интенсивность его упрочнения (здесь П1 — модуль
упрочнения, определяемый по диаграмме истинных напряжений
при растяжении); С — постоянная учитывающая влияние коэф-
фициента трения между металлом и рабочей поверхностью ин-
струмента:
С = 11 + (нл/4)]/[1 — (нл/4)].
662
Рис. XIV.32. Схем, расположении оборудован»» стана 1020 для произволе™ спираль.
“-“раматшательГг - тянущие ролики; 3 - правильная ~„“""noloS”
меточного стана
При р = 0,1; 0,2 и 0,3 значения С равны 1,27; 1,62 и 2,33 соот-
ветственно.
Формула выведена для случая формовки полосы в формующем
устройстве полувтулочного типа. При использовании формую-
щего устройства другого типа усилие формовки будет меньше.
На усилие формовки Р$ большое влияние оказывают факторы,
вызывающие изменение угла формовки. Так, значительная серпо-
видность полосы приводит к переполнению формующего устрой-
ства, увеличивает диаметр трубы и, как следствие, повышает
давление па формующее устройство. Поэтому для определения
поминального усилия формовки расчетное значение по формуле
необходимо увеличить примерно в 1,5 раза.
Технологический процесс производства спиральношовных труб
может осуществляться по двум схемам: по непрерывной схеме,
когда передний конец последующей полосы приваривают к зад-
нему концу предыдущей полосы без остановок процесса сварки,
и по прерывистой схеме, когда стыковку концов двух полос
производят при остановке стана. •
При работе по первой схеме в линии стана устанавливают пет-
леобразователь, что усложняет конструкцию. Однако при этом
производительность стана примерно па 20 % выше, чем у стана,
работающего по второй схеме. На станах отечественной конструк-
ции процесс осуществляют по первой схеме.
Технологический процесс и оборудование для производетва
труб со спиральным швом рассмотрим на примере стана 1020
(рис. XIV.32).
При двухсторонней схеме сварки труб диаметром 1020 мм со
стенкой толщиной 12 мм скорость сварки 0,8—1,1 м/мип, при этом
не устраняется возможность возникновения горячих трещин во
внутреннем шве. На стане 1020 применена трехслойпая схема
сварки спирального шва под флюсом.
663
осуществляют ножницами 3. Для сварки концов рулонов установ-
лено стыкосварочное устройство 4. Процесс полунепрерывный,
стыковка осуществляется автоматической сваркой в СО2 при по-
становке стана. Через направляющее устройство полосы посту-
пают в формовочный стаи 5, где формируются в два «бесконечных»
полуцилиндра, образуя «бесконечную» трубную заготовку. Перед
вхождением в сварочную клеть 6 к роликам с помощью скользя-
щих контактов от двух высокочастотных индукторов подается
ток, который, проходя через V-образные щели между кромками,
нагревает их до температуры сварки. Валками сварочной клети
трубная заготовка обжимается и кромки свариваются. Образую-
щийся при сварке грат удаляется с наружной стороны грато-
снимателем 7.
Труба, охлаждаясь в холодильнике 8, поступает в калибро-
вочный стаи 9, где ей придают правильную геометрию и прямоли-
нейность. Качество сварных швов контролируется двумя ферро-
зондовыми дефектоскопами 10. Бесконечную трубу разрезают на
мерные длины плазменной или газовой струей трубообрезпого
устройства 11, установленного на тележке.
Мерная труба ускорительным рольгангом подается на сбрасы-
ватель и передаточную решетку, с которой годные трубы отгру-
жают или складируют в накопители, а бракованные отправляют
на ремонтную площадку.
Проведенные выборочные гидравлические испытания труб
300X4 мм из СтЗ до разрушения показали результаты, близкие
к расчетным (9,8—10,2 МПа).
Основы процесса производства труб со спиральным швом
За последние годы все большее распространение получает способ
производства труб большого диаметра путем свертывания под
углом рулонной полосы в цилиндрическую трубную заготовку
с одновременным наложением сварного спирально расположенного
шва.‘-Технология производства труб со спиральным швом выгодно
отличается от прямошовной тем, что при изготовлении труб одного
и того же диаметра применяют менее широкий рулонный лист.
Кроме того, спиральный шов при одинаковом рабочем давле-
нии в трубопроводе имеет меньшую удельную нагрузку, чем пря-
мой, а труба в целом имеет большую продольную жесткость.
Наличие спирального шва за счет повышения конструктивной
прочности трубы позволяет применять относительно меньшую тол-
щину стенки при равных эксплуатационных условиях.
Трубы со спиральным швом производят диаметром 159—
2500 мм и толщиной стенки 4—25 мм при длине до 18 м из углеро-
дистых и низколегированных хорошо свариваемых сталей -(до
0,4 % С и до 1,65 % Мп). Спиральной сваркой могут быть изго-
товлены трубы с отношением DT/s = 100 и более.
660
К недостаткам этого метода сл ДУ
отнести большую, чем У прямошов!
труб, протяженность сварного шва и i
сколько меньшие скорости сварки.
Для сварки спирального шва приме-
няют токи высокой (радиотехнической)
частоты.
Сварка токами высокой частоты оола-
дает рядом преимуществ перед дуговой
сваркой под флюсом. Главными из этих
преимуществ являются: более высокие
скорости сварки и, следовательно, более
высокая производи гельность установок,
отсутствие сварочных материалов (флюс
и электродная проволока); лучшие усло-
вия труда при отсутствии выделений вред-
ных газов от флюса.
Способ производства труб большого
Рис. XIV.30. Схема для оп-
ределения размеров трубы и
исходной заготовки
диаметра со спиральным швом, сва-
ренных токами высокой частоты, весьма перспективен.
Технологический процесс производства спиральношовных труб
автоматической дуговой сваркой под слоем флюса состоит из
следующих операций: разматывание рулона, правка полосы,
обрезка концов рулонов, стыковка концов рулонов, образование
петли для обеспечения непрерывности процесса, обрезка кромок,
очистка кромок, снятие фасок па кромках полосы, формовка труб-
ной заготовки, сварка наружного и внутреннего швов, разрезка
«бесконечной» трубы на заданные длины с последующей отделкой.
Формовку трубной заготовки осуществляют путем пластиче-
ского изгиба полосы в плоскости, расположенной под некоторым
углом сс к продольной оси листа.
Ширина полосы в зависимости от диаметра цилиндрической
заготовки (рис. XIV.30):
В == лР cos а = L cos со, (XIV. 12)
где L — длина окружности (периметр) трубы.
Учитывая, что при спиральной сварке длина сварного шва
равна длине полосы, можно легко определить выход труб в метрах
при данной длине полосы в рулоне из выражения
Lt~ Z,mBcosa = jLjjCoscx
(XIV. 13)
где Luns — длина шва; £п — длина полосы.
Выбор угла формовки при производстве спиралыюшовпых
труб оказывает существенное влияние на прочностные свойства
трубы и технико-экономические показателю
Увеличение угла формовки снижает напряжение в сварном
шве, что позволяет допускать более высокое внутреннее давление
в спиральношовных трубах, а также уменьшает перемещение сва-
рочных головок в процессе сварки при изменении угла входа поло-
661
В местах схождения кромок полосы и первого сформованного
витка трубы накладывается первый внутренний технологический
шов, через полвитка спирали шва — наружный рабочий, а затем
через шаг спирали от первого внутреннего — второй внутренний
рабочий шов. Назначение технологического шва — обеспечение
соединения сходящихся при формовке кромок и устранение воз-
можности их взаимного перемещения при наложении рабочих
швов.
При сварке со скоростью выше допустимой ванна с расплав-
ленным металлом не успевает затвердевать, в результате чего
металл стекает. Поэтому применение трех головок позволяет по-
высить скорость сварки.
В связи с интенсивным плавлением основного металла шов
состоит главным образом из основного металла (70—85 %);
доля металла электродной проволоки составляет 15—30 %.
Установка трех сварочных головок обеспечивает сравнительно
высокую скорость сварки: 1,8—2 м/мин.
Скорость выхода трубы, м/ч:
vT = 6ОВусв/(зг/)т) (XIV. 15)
где усв — скорость сварки, м/мин.
Внутренние швы накладывают сварочным аппаратом, пред-
ставляющим собой самоходную тележку, на длинной штанге
которой смонтированы две внутренние сварочные головки. На
тележке установлены бункер для флюса, флюсоаппараты и ка-
тушки с электродной проволокой. Тележка перемещается на кат-
ках по направляющим кронштейна поворотной рамы стана.
Передвижением тележки внутренние сварочные головки за-
водят внутрь формовочной машины и устанавливают там в ра-
бочем положении. Подача флюса к головкам осуществляется рас-
положенными внутри штанги ленточными транспортерами.
Наружный шов выполняют сварочным аппаратом, установ-
ленным на стойке и закрепленным на поворотной раме стана.
Выходящая из формовочной машины труба совершает враща-
тельно-поступательное движение и понадает на цилиндрические
ролики отводящего рольганга, оси которых развернуты под уг-
лом, обеспечивающим перекатывание трубы по ним без скольже-
ния.
Непрерывно выходящую из стана трубу разрезают на мерные
длины (12—18 м) летучим отрезным устройством газо-кислород-
ной либо плазменной резки.
По окончании процесса отрезки трубы включаются электро-
приводы роликов отводящего рольганга, боковые поддерживающие
ролики опускают, после чего рольганг начинает работать как
«косой», сбрасывая трубу па передаточную решетку. По решетке
труба перекатывается однопиточпым шлеппером на транспортный
рольганг, который передает ее в отделение отделки, где проводят
следующие операции: удаление флюса из труб, отрезку концов
664
, гиягпел фаски, осмотр и ремонт дефектных швов, гидрав-
лическое испытание, поштучное взвешивание н передачу на склад
rOTOH^'Ufl™vio.™x станах спиральной сварки общий расходный
На действ},ювI включая потери на оорезь кромки и кон-
цов^" составляет примерно 1,1. Выход годного с учетом
TfoZa™ Производительность одного стана 1020 составляет
75°Птя производства спиральношовных труб из высоколегиро-
ванных коррозноииостойкнх сталей применяют
сварку. Этим способом изготавливают труоы ДпаметР°\
500 мм с толщиной стенки 0,8—5 мм из материала с врем
сопротивлением до 800 МПа. шях-
В ряде отраслей промышленности и сельского хозяйства (в шш
твой вентиляции, в оросительных и дождевальных системах)
при невысоких внутренних давлениях применяют тонкостенные
трубы со спиральным замковым швом. Эти труоы наиоолее целе-
сообразно изготовлять па стационарных и передвижных порта-
тивных установках из оцинкованной или плакированной пласт
массовой узкой полосы или путем радиочастотной сварки вна-
хлестку с последующей изоляцией их пластмассой методом на-
пыления.
Глава XV
ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ПРОКАТНЫХ
И ТРУБНЫХ СТАНОВ
Проблема снижения трудовых и материальных затрат по производ-
ству проката должна прежде всего решаться в направлении эко-
номии металла в результате улучшения его физических и механи-
ческих свойств и производства таких видов проката, когорые да-
вали бы возможность снижать конструкционную и технологиче-
скую металлоемкость машин, строительных конструкций и других
металлопотребляющпх объектов.
Эта генеральная линия развития черной металлургии, состоя-
щая в коренном улучшении качества производимого металла и
потребительских свойств металлопродукции, не является времен-
ной, актуальность ее будет возрастать с каждым годом в следую-
щих направлениях:
1. Повышение точности размеров прокатываемых профилей и
труб, т. е. снижение поля допусков на размеры профиля. 2. При-
дание профилю проката и труб формы, обеспечивающей наилуч-
шее использование металла как в самой конструкции, так и
в процессе ее изготовления. 3. Повышение качества металла тер-
665
мическим пли термомеханическим упрочнением. 4. Нанесение спе-
циальных покрытий для придания поверхности требуемых физико-
химических свойств и главным образом для защиты их от коррозии.
Одновременно с проблемой повышения качества металла дол-
жна решаться проблема повышения производительности труда и
снижения удельных капитальных затрат. Одно из направлений,
дающее несомненный экономический эффект, состоит в повышении
единичной производительности агрегата.
Рост производительности металлургических агрегатов дости-
гается увеличением размеров агрегата, интенсификацией техно-
логического процесса и переходом на работу агрегата по принци-
пиально новой технологии.
В прокатных, станах — это повышение скорости прокатки,
снижение продолжительности пауз между выходом предыдущего
и входом последующего слитка или заготовки и времени, затрачи-
ваемого на смену прокатных валков.
Интенсивность процесса прокатки зависит также и от длины
или от массы прокатываемой заготовки. Чем больше длина заго-
товки, тем меньше будет потерь времени на ее заправку, разгон
и торможение стана. Поэтому одновременно с применением более
высоких скоростей прокатки, необходимо также осуществить
переход на прокатку более тяжелого слитка, сляба пли рулона.
Представляется целесообразным создание отечественных станов
со следующими скоростями: широкополосных станов горячей
прокатки до 25—30; широкополосных станов холодной прокатки
до 30—40; станов для холодной прокатки жести до 40—50; мелко-
сортных станов до 20—25; проволочных станов до 80—100 м/с.
Дальнейшим этапом в интенсификации прокатки будет введе-
ние беспаузного или бесконечного режима. В этом случае отпадает
необходимость частого снижения скорости для заправки полосы.
Такой бесконечный режим практически осуществляется или сов-
мещением прокатного стана с машиной для непрерывного литья
заготовки, пли применением стыковой сварки заготовок перед
подачей их в валки.
В первом случае этот режим работы является следствием са-
мого процесса совмещения непрерывного литься с прокаткой, а
во втором он может быть получен при введении дополнительных
операций стыковой сварки и снятия грата и соответствующего обо-
рудования.
Стыковая сварка получила широкое применение при произ-
водстве сварных труб, на профилегпбочиых станах, в травильных
агрегатах, в проходных термических печах и в агрегатах для на-
несения защитных покрытий.
Благодаря стыковой сварке отпадает необходимость в заправоч-
ных операция.х при иодаче полосы, из следующего рулона и в то
же время обеспечиваются полная непрерывность и, следовательно,
большая устойчивость технологического процесса. Сам процесс
сварки большей частью осуществляется стационарно установлеп-
666
ними машинами; на время сварки предусмотрен запас полосы
в виде одной или нескольких петель.
Пои сварке толстых полос или заготовок, когда ооразование
петли становится затруднительным, применяются .летучие стыко-
сварочные машины, как, например, на труооспирально-сварочных
станах Волжского трубного завода.
В трубосварочных станах - это интенсификация самого про-
цесса сварки с целью повышения скорости выхода труоы, а также
при производстве труб малых диаметров применение в потоке
за трубосварочным станом последующей прокатки — редуциро-
Примером первого направления служит так называемая радио
частотная или высокочастотная сварка.
Второе направление эффективно при производстве труб малых
диаметров (до 100 мм) с толщиной стенки не менее 1,5—1,75 мм.
Повышение производительности станов при изготовлении такого
рода труб достигается путем увеличения ширины свариваемой
полосы и последующего редуцирования трубы с натяжением.
Указанный процесс сварки труб и последующего редуцирова-
ния оказался эффективным при совмещении, (ио предложению
ВНИИметмаша) этих процессов в один. Труба при выходе из
сварочного стана непрерывно поступает в редукционный стан,
после чего летучими пилами режется на мерные длины.
Этот процесс применен, например, при производстве труб ме-
тодом печной сварки па стане, разработанном ВНИИметмашем
и ПО «Электростальтяжмаш». На стане достигнута общая вы-
тяжка труб при ее горячем редуцировании с натяжением, рав-
ная 14, и соответственно скорость выхода трубы диаметром 10 мм
20 м/с, что в 2,5 раза выше, чем на других станах этого назна-
чения.
Эффективность процесса непрерывного литья слябов, блюмов
или другой заготовки для ее последующей прокатки общеизвестна.
Но эта эффективность еще более возрастает при объединении про-
цесса литья с прокаткой в одном агрегате. Применение такого тех-
нологического процесса для получения проката непрерывным
методом из жидкого металла открывает большие перспективы
в деле повышения эффективности металлургического производства.
При такой технологии удается использовать первичную теп-
лоту слитка для его деформации, исключить промежуточный склад
металла и достичь полной непрерывности в процессах литья и
прокатки, что обеспечит резкое повышение производительноегп
труда.
Из известных способов совмещения прокатки с непрерывным
литьем можно отметить следующие:
1) жидкий металл непосредственно поступает в межвалковое
пространство; 2) начало процесса кристаллизации отделено от
процесса деформации, но деформация, г. е. прокатка, начинается,
когда сердцевина слитка находится еще в жидком состоянии'
667
Рис. XV. 1. Схемы бесслитковой прокатки алюминиевой полосы с горизонтальным (а)
и вертикальным (б) кристаллизаторами
3) прокатку непрерывно образующегося слитка осуществляют
после окончания кристаллизации. Первый способ был предложен
еще Г. Бессемером и назван бесслитковой прокаткой.
Процесс бесслитковой прокатки был успешно разработан в двух
вариантах (рис. XV. 1): а) жидкий алюминий поступает через
распределительную коробку в межвалковое пространство, обра-
зованное двумя горизонтальными валками, расположенными один
над другим. Жидкий алюминий, соприкасаясь с валками, кристал-
лизуется; затем образующаяся при этом полоса выходит непре-
рывно из валков стана; б) способ бесслитковой прокатки отлича-
ется от описанного выше тем, что оба валка в этом случае распо-
ложены в одной горизонтальной плоскости, а жидкий алюминий
в межвалковое пространство подается снизу вверх. Так же, как
и в предыдущем случае, алюминий к валкам подается через рас-
пределительную коробку, однако она расположена вертикально.
Второй способ характеризуется частичным разделением про-
цессов кристаллизации и деформации, но деформация, т. с. про-
катка, начинается тогда, когда сердцевина слитка находится еще
в жидком состоянии (рис. XV.2), поэтому валки располагают близ
кристаллизатора.
За последние годы не появлялось сообщений о широком рас-
пространении этого способа. Для большинства сталей применение
его не обеспечивает высокое качество проката.
Третий способ состоит в прокатке непрерывного образующегося
слитка после окончания кристаллизации. Этот способ по сравнению
с предыдущими обеспечивает паи лучшее качество металла. Во
всяком случае в результате прокатки не снижается однородность
непрерывнолитого металла, улучшаются его механические свой-
ства и расширяется возможный сортамент.
В СССР первый литейно-прокатный агрегат с машиной ротор-
ного типа, где были совмещены процессы непрерывного литья и
прокатки, был разработан ВНИИметмашем совместно с Запорож-
ским алюминиевым заводом для производства алюминиевой про-
668
волоки (рис. XV.3). Кристаллизатор
сделан в виде обода колеса, обтя }
того снаружи стальной лентой.
Благодаря полной непрерывности
технологического процесса, при ко-
тором проволока прокатывается
неразрывным потоком (плавильная
печь—миксер—кристаллизатор -про-
Рис. XV. 2. Схема совмещенного
процесса непрерывного литья и по-
следующей прокатки металла в
двухфазном состоянии:
1 — кристаллизатор; 2 — ролико-
вая зопа вторичного охлаждения;
3 — валки первой клети непрерыв-
ного прокатного стана
катный стан), резко повысилась про-
изводительность труда и практически
достигнута полная автоматизация
производства.
В дальнейшем ВНИИметмашем
был создан более производительный
агрегат для непрерывного литья и
прокатки алюминиевой проволоки,
который прошел испытания в про-
мышленных условиях на Иркутском
алюминиевом заводе. Его произво-
дител ьность 4,5—5 т/ч, скорость
выхода проволоки из валков стана более 7 м/с. Литейно-
прокатные агрегаты с машинами роторного типа применяют
также для непрерывного литья меди с последующей ее
прокаткой в проволоку. Агрегат такого рода была создай ВНИИ-
метмашем и эксплуатируется на Алмалыкском горно-металлурги-
ческом комбинате. Производительность агрегата для медной про-
волоки составляет около 10 т/ч.
К числу многих преимуществ производства проволоки мето-
дом совмещения непрерывного литья и прокатки следует отнести
большую массу бунта, достигающую для алюминия до 1,5—2 т,
а для меди до 3—5 т, т. е. в 10—20 раз больше, чем у обычных ста-
нов. Это весьма упрощает дальнейшую обработку проволоки,
особенно при волочении.
ВНИИметмашем совместно со Всесоюзным научно-исследо-
вательским институтом легких сплавов создана опытно-промыш-
ленная машина подобного типа для непрерывного литья алюминие-
Рпс. XV.3. Схема литейно-прокатного агрегата для производства алюминиевой проволоки:
1 — промежуточная ванна; 2 — дозатор; 3 — кристаллизатор; 4 — поперечное сечение
пРпп^хЛ?^Т°ра’ 5 ~ летУчие ножницы (аварийные); 6 — схема расположения валков
в двух смежных клетях, / — трехвалковый непрерывный стан; 8 — моталка
669
вой полосы шириной до 1000 мм, испытание которой дало положи-
тельные результаты. Скорость выхода полосы толщиной 10—
15 мм можно довести до 5—10 м/мин. При такой скорости стано-
вится рентабельной установка прокатного стана за этой машиной
для непрерывного литья.
При создании станов для объединенных процессов непрерыв-
ного литья и прокатки стали возникает больше технических труд-
ностей, чем для цветных металлов, но в то же время решение этой
проблемы по ее экономическим преимуществам более актуально.
Главная из этих трудностей заключается в низкой скорости
(0,6—5 м/мин) выхода слитка из кристаллизаторов у существую-
щих Л1Г1ЛЗ, что определяет недоиспользование производительно-
сти прокатного стана в случае его расположения в потоке за кри-
сталлизатором. Принципиально возможны два пути решения этой
задачи.
Первый наиболее простой путь состоит в применении несколь-
ких кристаллизаторов, установленных в потоке с одним прокатным
станом. В этом случае предусмотрена отрезка от выходящего из
кристаллизатора слитка возможно более длинных кусков, т.е.
слябов, блюмов или заготовок, которые должны поступать пооче-
редно в прокатный стан. Для выравнивания температуры слитков
перед входом в валки стана требуется их подогрев в печах.
Второй путь состоит в таком соединении МНЛЗ с прокатным
станом специальной конструкции, при котором слиток из кристал-
лизатора поступает в валки прокатного стана непрерывно без
разрезки (в частности, в валки станов периодического действия:
планетарный и др.). Предназначенный для осуществления этого
процесса агрегат создан ВНИИметмашем для одного из отечествен-
ных металлургических заводов. Агрегат состоит из одноручьевой
МНЛЗ, планетарного стана с двусторонним обжатием и непрерыв-
ного стапа для прокатки катанки диаметром от 5 до 12 мм
(рис. XV.4).
За последние годы в США и Западной Европе применению ли-
тейно-прокатных станов уделяют большое внимание.
Наиболее производительным из них является агрегат, пущен-
ный на заводе фирмы «United States Steel» (США), в котором одно-
ручьевая литейная машина установлена в потоке с подогреватель-
ной проходной печью и прокатным станом, состоящим из трех
рабочих клетей с горизонтальными валками и четырех клетей
с вертикальными валками. В машине осуществляется непрерывное
литье слябов двух сечений: 235x1400 и 235x1930 мм, которые
при выходе из кристаллизатора подогреваются и в одном потоке
прокатываются в слябы разных сечений; при этом минимальное
сечение сляба составляет 150x810 мм.
Повышение точности размеров проката является источником
значительной экономии металла.
Современные конструкции и системы регулирования прокат-
ных станов позволяют значительно повысить точность прокатывае-
G70
Рис. XV.4. Схема совмещенного агрегата непрерывного литья и прокатки стальной про'
попоки конструкции ВНИНыетмаша. _
/ - машина непрерывного лптья заг^овоку -
зачистная машина; 4 — индукционный ншрва гппичочтальпая клеть; 9 — черновая
^Р?.-жницы летучие барабанные;
12 — моталки сортовые; 13 — устройство для уборки бунто
мых изделий, т. е. уменьшить поле допусков по сравнению с дей-
ствующими стандартами.
Основными способами повышения точности размеров проката
являются: 1) применение возможно более стабильного темпера-
турного режима прокатки; 2) повышение жесткости рабочих
клетей с целью снижения упругой деформации клетей в резуль-
тате неизбежного изменения усилий, действующих па валки при
прокатке; 3) применение систем автоматического регулирования
межвалкового расстояния в зависимости от показаний измерителя
профиля или усилий на валки; 4) автоматическое регулирование
натяжения металла в процессе прокатки, сильно влияющего па
уширение и усилие прокатки.
Одним из самых главных требований, предъявляемых к кон-
струкции прокатных станов, является повышенная жесткость
рабочих клетей, необходимая для того, чтобы неизбежное изме-
нение нагрузки на валки при прокатке вызывало минимальную
дополнительную деформацию и у наименьшего числа деталей.
С этой точки зрения самой простой схемой рабочей клети, обе-
спечивающей максимальную точность прокатки, следует признать
клеть, у которой валки прижаты один к другому ребордами или
другими нерабочими поверхностями усилием, превышающим уси-
лие прокатки. Наиболее совершенными являются клети с гидрав-
лическим и ци л и ндр ами.
Новая двухвалковая клеть бесстапиипого типа (рис. XV.5)
представляет собой блок, состоящий из двух узлов' прокатных
валков с подушками, предварительно напряженными с помощью
стяжных болтов и гидравлических гаек. В данной конструкция
клети полностью исключены традиционные нажимные устройства,
характеризующиеся малой жесткостью и сложностью настройки
и управления. Вместо этих устройств в верхних подушках уста-
новлены эксцентриковые втулки, выполняющие одновременно
роль червячных передач, синхронный поворот которых на задан-
ный эксцентриситет обеспечивает точную установку и регулиро-
671
Рис. XV.5. Конструкция бссстапинной предварительно напряженной рабо-
чей двухвалковой клети конструкции ВНИИметмаша и Череповецкого ме-
таллургического комбината
ванне межвалкового зазора. Рассмотренный узел клети выполняет
функцию нажимного устройства, характеризующегося высокой
жесткостью. В нижней подушке с фиксированной стороны уста-
новлен механизм регулировки валов.
При разработке новых отечественных предварительно напря-
женных клетей бесстапипного типа впервые в мировой практике
в конструкции клетей проволочных и сортовых станов для вос-
приятия радиальных нагрузок применены несамоустанавливаю-
щисся ПЖТ, а для восприятия осевых нагрузок — гидростатиче-
ские упорные подшипники двустороннего действия оригинальной
конструкции.
Радиальная жесткость новых клетей по сравнению с обычными
стапипыми увеличена в 8 раз (1,61 иО,19МН мм), а осевая — в 12 раз
(0,37 и 0,03 МН/мм), что обеспечило в 2—3 раза повышение точности
прокатываемых профилей па проволочном стане 250, мелкосорт-
ном стане 250 и среднесортном стане 350 Череповецкого металлур-
гического комбината.
При прокатке полосового металла эффективные результаты
дают системы автоматического регулирования межвалкового рас-
стояния в зависимости от показаний измерителя размеров прока-
тываемого профиля. Примером этого направления повышения
точности прокатки является система автоматического регулиро-
вания толщины листов (САРТ) у непрерывных станов для холод-
ной прокатки. Применение этой системы регулирования резко
672
РИС XV.6. Схема стана дан для
стральных K’"XYk“\«" «на X - ..ОЖ.ШЦь. «л» отрез..,, кош,он, 4 _
«й 7 - ?ю-
TTiZ“".J",ы” >• - формо“чв“я Лши.ш; 13. 14- с.арочпые
;Граты <™УтреЗ. « ,“ружяМ|»; 13 - отрезная машина; И - „ояорач.шающнЯея
рольганг
снизило продольную разпотолщипность, в результате чего факти-
ческая точность размеров проката повысилась в 4—5 раз по
сравнению с регламентируемой действующими стандартами.
Рост выпуска труб опережает производство других видов ме-
таллических изделий, в частности проката. Значительные успехи
в развитии производства труб в основном достигаются на трубных
станах, созданных отечественным машиностроением.
Из различных способов производства труб газопроводных и
другого назначения наибольшего внимания заслуживают те спо-
собы, при которых в качестве исходного материала используют
рулонную полосу.
ВНИИметмашем предложено изготавливать трубы из рулонной
полосы двухслойными дуговой спиральной сваркой. В этом слу-
чае в формовочную машину 12 одновременно подают две полосы 9,
наложенные одна па другую со смещением (рис. XV.6).
Этот метод изготовления труб диаметром до 2520 мм реализо-
ван на опытно-промышленном стане Новомосковского трубного
завода.
Из всех освоенных способов производства труб заслуживает
внимание спиральная сварка двухслойных труб. В этом случае
в качестве исходного материала может быть использована более
тонкая рулонная полоса, которая не только дешевле по сравнению
с отдельными листами, но и отличается более высокой прочностью,
так как при прочих равных условиях прочность топких листов
всегда выше, чем толстых.
В МИСиСе совместно с УралНИТИ разработаны и внедрены
способ и^ оборудование для производства двухтонных прямошов-
ных труб диаметром 300 мм с толщиной стенки 3—4 мм из рулон-
ного металла сваркой токами высокой частоты по «бесконечной»
схеме.
Собственно трубоэлектросварочный агрегат для работы по
предлагаемой схеме состоит из двух формовочных, одной свароч-
ной и двух калибровочных клетей. Для производства труб диа-
G73
метром от 150 до 1000 мм получил распространение способ, раз-
работанный ВНИИметмашем, с использованием радиочастотной
сварки кромок с раздавливанием шва.
Исходным материалом для труб с толщиной стенки менее
1,5 2,5 мм служит холоднокатаная полоса, а более 2,5—3,5 мм—
горячекатаный штрипс.
Трубопрокатные станы применяют для производства многих
видов стальных труб, которые не удается или менее выгодно де-
лать сварными.
Из трубопрокатных станов, созданных за последние годы, мо-
жно отметить два типа: 1) длипнооправочный непрерывный;
2) короткооправочный тандем.
Длиннооправочные станы в основном предназначаются для
прокатки крупных партий тонкостенных труб.
Короткооправочные станы тандем системы ВНИИметмаша
и ИО «Электростальтяжмаш» могут оказаться выгоднее непрерыв-
ных станов для производства бесшовных труб при большом коли-
честве заказов разного сортамента.
Особенности принципиально нового процесса холодной про-
катки труб роликами (ХПТР), обеспечившие решение сложной
технической проблемы, заключаются в том, что в качестве рабо-
чего инструмента используют валки (ролики) малого диаметра
без подшипниковых опор, раскатывающие металл трубной заго-
товки на гладкой цилиндрической оправке. Создание и широкое
внедрение уникального отечественного оборудования, не имею-
щего зарубежных аналогов, в значительной степени ускорили
технический прогресс в производстве холоднодеформироваипых
труб.
Нанесение различных покрытий на прокат и трубы для прида-
ния поверхности требуемых физико-механических свойств и глав-
ным образом для защиты от коррозии с каждым годом получает
все большее распространение.
За последние годы на металлургических заводах начали ши-
роко применять предварительную окраску и лакирование проката,
в том числе и сортового, что предохраняет металл от коррозии при
перевозке и строительстве и весьма облегчает окончательную
отделку готовой конструкции.
В связи с большой эффективностью применения во многих
отраслях народного хозяйства проката с нанесенными защитными
покрытиями в СССР на ближайшие годы намечено развитие про-
изводства этого вида проката более ускоренными темпами по
сравнению с металлопродукцией других видов. При этом большое
внимание будет уделено развитию производства проката с поли-
мерными и различными новыми видами покрытий как металличе-
скими, так и неметаллическими.
В конструировании агрегатов нанесения покрытий следует
отметить два основных направления.
Первое — дальнейшее развитие принципа непрерывности вы-
674
„„„пения технологии нанесепигфюкрышй и вытекающее отсюда
стоемпение к объединению всех операции как по подготовительной
обработке проката, так и по напесепию па него покрытии и по-
следующей отделке в одну общую технологическую непрерывную
пинию бесконечного действия.
R-mnoe — усовершенствование качества покрытии, расшире-
ние их'видов и разработка новых методов нанесения.
Целесообразно использовать прокатку не только для изго-
товления профильных металлических изделии, в том числе и труо,
но и многих других изделий и особенно заготовок для разных де-
талей машин.
В связи с дальнейшим развитием в машиностроении массового
производства однотипных изделий и необходимости, как это отме-
чалось выше, снижения расхода металла применение станов на-
значения с каждым годом расширяется.
Одновременно с увеличением номенклатуры изделий, которые
выгодно производить прокаткой, разрабатывают новые схемы
прокатки и конструкции прокатных станов соответственно форме
изделий.
Особенно большое распространение получают станы для фор-
мообразования и обработки изделий, близких к телам вращения.
Оказалось, что для значительной части изделий использование
методов винтовой прокатки и поперечной прокатки весьма эф-
фективно.
За последние годы созданы и получили широкое распростра-
нение многочисленные системы деталепрокатных станов.
Важное значение имеет снижение материалоемкости металлур-
гических машин и агрегатов. Особое место занимает эксплуатаци-
онная металлоемкость, обусловленная необходимостью частой
замены металлоемких деталей и технологического инструмента
вследствие их износа новыми (прокатные валки, оправки трубо-
прокатных станов и др.).
Высокоэффективными современными способами снижения эксп-
луатационной металлоемкости, повышения надежности деталей и
технологического инструмента прокатных станов являются плаз-
менная п лазерная обработка рабочих поверхностей г.
На металлургических заводах достаточно широко применяют
плазменную наплавку в качестве операции восстановления из-
ношенных деталей и повышения их изностостой кости ч Получает
распространение плазменная термообработка рабочих поверхно-
стей деталей и технологического инструмента.
Особого внимания заслуживает применение мощных техноло-
гических лазеров в прокатном производстве.
Лазерная закалка поверхности детален и инструмента обладает
следующими преимуществами по сравнению с традиционной:
Н. С. Бунина, В. Б. Владимиров. Применение плазмы, лазерного, элек-
тронного п других видов излучения в черной металлургии за рубежом. Бюл.
ин-та « 1ерметинформация», Черная металлургия, 1986, № 6, с. 20—40.
675
высокой концентрацией энергии, возможностью локального упроч-
нения и обработки труднодоступных мест, отсутствием коробле-
ния и тепловой деформации деталей, возможностью передачи энер-
гии лазерного луча на большие расстояния, устранением необхо-
димости применения закалочных сред. При лазерной закалке луч
лазера быстро нагревает поверхностный слой до температуры
аустенизации. Быстрое охлаждение, необходимое для закалки,
происходит за счет большой массы холодного металла, находяще-
гося под нагретым слоем. В результате такого процесса «само-
охлаждения» образуется мелкоигольчатая мартенситная структура
с высокой твердостью, обусловливающая повышение износостой-
кости детали.
Разрабатывают и внедряют также технологии лазерного пере-
плава и лазерного легирования, при которых поверхностные слои
детали расплавляют с последующим быстрым затвердеванием
расплава в результате отвода тепла в основной металл. При этом
поверхностные слои получают необходимые эксплуатационные
свойства, в них могут возникать метастабильпые фазы и аморфные
структуры, обладающие чрезвычайно высокой твердостью и обу-
словливающие высокую износостойкость поверхности детали.
Указанные виды лазерной термообработки позволяют полу-
чать значительно более высокую твердость обработанной поверх-
ности по сравнению, например, с индукционной закалкой. Опытно-
промышленная проверка технологии лазерной закалки валков
многовалкового стана, разработанной в МИСиСе, показала увели-
чение эксплуатационной стойкости валков в 1,5—2 раза.
Повышение износостойкости деталей и технологического ин-
струмента может быть достигнуто применением лазерной наплавки,
осуществляемой, например, путем инжектирования струей инерт-
ного газа порошков карбидов вольфрама или титана в расплав-
ленный лазерным лучом участок поверхностного слоя.
В результате лазерной наплавки порошковыми материалами
(осуществленной в /МИСиСе) прошивных и калибровочных опра-
вок трубных станов, проводок и линеек сортопрокатных станов
увеличилась их стойкость в 3—5 раз, а также появилась возмож-
ность замены высоколегированных сталей и специальных сплавов
углеродистыми сталями.
В последние годы интенсивно проводятся работы по расшире-
нию области применения технологических лазеров в прокатном
производстве: для матирования поверхности прокатных валков,
обработки резанием высокотвердой поверхности закаленных де-
талей и валков, обдирки и зачистки слитков и заготовок, порезки
проката на мерные длины, обработки концевых участков труб
и фасонных профилей, стыковой сварки полосы, улучшения ка-
чества листов из электротехнической стали, поверхностного ле-
гирования толстых листов и др.
Лазерная обработка металлов в настоящее время является до-
рогостоящей, прежде всего вследствие большой энергоемкости.
676
Пппяко пи одна ИЗ конкурирующих технологии не может обеспе-
чь такой же гибкости и универсальности, как лазерная техно-
пгня гле один и тот же лазер можно использовать для выпол-
нения’ разнообразных операций (термическое упрочнение на-
плавка поверхностное легирование, резка, сварка и др.) при
обработке большого количества деталей и металла.
Следует также отметить, что во многих случаях повышение
износостойкости деталей достигается не сплошной обработкой по-
верхности износа лучом лазера, а избирательной в местах наи-
большего износа, нанесением «узора» в виде сетки, отдельных по-
лос и др. Это — важное обстоятельство с точки зрения удешевле-
ния лазерной упрочняющей обработки и обеспечения се высокой
производительности.
Необходимым условием успешного внедрения мощных лазе-
ров в металлургии является механизация и автоматизация про-
цессов лазерной технологии на основе применения средств робото-
техники, что обеспечит стабильность промышленных технологий
и высокую их производительность, расширение областей эффектив-
ного применения лазеров, безопасное выполнение работ и улуч-
шение условий труда.
Одно из важных направлений научно-технического прогресса
в прокатном производстве — механизация и автоматизация тех-
нологических операций и ремонтных работ па основе широкого
внедрения средств робототехники.
Внедрение промышленных роботов в прокатное производство 1
осуществляется в трех основных направлениях:
1) роботизация технологических процессов в ремонтно-меха-
нических цехах и па участка,х ремонта оборудования; 2) роботиза-
ция операций отделки, транспортирования, складирования и от-
грузка проката; 3) роботизация отдельных операций, связанных
с обслуживанием основной технологической линии прокатного
стана.
1 Э. П. Бобриков, Е. В. Зайцева. Особенности и структура роботизирован-
ного технологического комплекса процесса прокатки. — Изв. вуз. Черная метал-
лургия, 1986, № 2, с. 41—44.
РЕКОМЕНДАТЕЛЬНЫЙ БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
Боровик Л. If., Добронравов А. И. Технология подготовки и эксплуатации
валков тонколистовых станов. ЛЕ: Металлургия, 1984. 104 с.
Вердеревскии В. А., Глеибер А. 3., Никитин А. С. Трубопрокатные станы.
ЛЕ: Металлургия. 1983. 253 с.
Г'ребенок В. 44., Цапко В. /<. Надежность металлургического оборудования.
Справочное издание. ЛЕ: Металлургия, 1980. 343 с.
Иванченко Ф. 1\., Красношапка В. А. Динамика металлургических машин.
М : Мегаллургия, 1983. 295 с.
Когос А. 41. Механическое оборудование волочильных и лентопрокатных
цехов. ЛЕ: Л1еталлургия. 1980. 310 с.
Коновалов Л. В. Нагруженность, усталость, надежность деталей металлурги-
ческого оборудования. ЛЕ: Металлургия, 1981. 280 с.
Коновалов IO. В., Остапенко А. Л., Пономарев В. И. Расчет параметров листо-
вой прокатки: Справочник. ЛЕ: Металлургия, 1986. 430 с.
Королев А А. Конструкция и расчет машин и механизмов прокатных станов.
Учебное пособие для вузов. ЛЕ: Металлургия, 1985. 376 с.
Королев А. А. ЛТеханичсскос оборудование прокатных и трубных цехов;
Учебник для вузов. ЛЕ: Металлургия, 1987. 480 с.
Новые процессы деформации металлов и сплавов Учебное пособие для вузов/
Коликов А. П., Полухин П. И., Крупин А. В. и др. ЛЕ: Высшая школа, 1986.
351 с.
Организация технического обслуживания металлургического оборудова-
ния/Седут В. Я-> Сопилкин Г. В., Вдовин В. 3. и др. Киев: Техника, 1986. 124 с.
Плахтин В. Д. Надежность, ремонт и монтаж металлургических машин:
Учебник для вузов. ЛЕ: Металлургия. 1983. 415 с.
Прокатка на многовалковых станах/Полухин П. И., Полухин В. П., Пиме-
нов А. Ф. и др. ЛЕ: Металлургия, 1981. 248 с.
Прокатное производство: Учебник для вузов./Полухин П. И., Федосов Н. М.,.
Королев А. А., Матвеев Ю. М. М.: Металлургия. 1982. 696 с.
Прокатка толстых листов/Полухин П. И., Клименко В. 41., Полухин В. П.
и др. ЛЕ: ЛТеталлургия, 1984. 288 с.
Робертс. В Холодная прокатка стали: Пер. с англ. ЛЕ: Металлургия. 1982.
544 с.
Седут В. Я. Надежность, ремонт и монтаж металлургических машин. Киев—
Донецк: Вшца школа. 1981. 264 с.
Теория прокатки: Справочник/Целиков А. И., Томленое А. Д., Зюзин В. И.
и др. ЛЕ: Металлургия. 1982. 335 с.
Цеков В. И. Основы восстановления деталей металлургического оборудова-
ния. М . Металлургия. 1984. 328 с.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
Агрегат:
зачиегки 498, 501
комбинированный 513
литейно-прокатный 669
лужения жести 538
плакирования 541
профилегибочный 167, 169
подготовки рулонов 514
резки и правки 509, 511
термической обработки 543.
550, 555, 559
травления 526
546,
трубопрокатный 603. 608, 609, 610
шлифовки 505
А электросварки 637
Автоколебания 85
Автоматическое регулирование про-
филя и формы полосы (САРПФ) 316
Балка 133, 508
Валки прокатные 14, 190, 198
давление 205, 207
напряжение 216
опорные 198, 199, 250, 251, 282
678
прогиб 201 ’ 211 2|з
₽^°4А 248
уравновешивание 23а, 248
Губкина формула 61
Давление межвалковое 205
двухвалковая система 201
Деформация 33
сжатия 271
“₽2Н0С MS, 268.
тт J Г'Г'О'ТИГГРГК'ПЙ Т-ГЯ
Диаграммы ------------
Динамический модуль жесткости
Долговечность 89
Жесткость 74, 75, 255
Жесть 156, 159
283
68
274
2TZ,
Диаграммы "статической нагрузки
Динамический модуль жесткости
Долговечность 89
Зубчатое зацепление 332
Изгиб полосы 454
момент 458
пластический 456
Кантователь 105, 368, 372, 373
Клеть 17, 253
деформация 283, 286
двухвалковая 17
жесткость 274, 308
рабочая 253, 268, 297, 585
расчет 268, 297
трехвалковая 20
универсальная 22
черновая группа 264
четырехвалковая 20, 275, 284
шестеренная 331, 337, 341, 461
Коэффициент
динамичности 78, 81
надреза 388
наклепа 50
напряженного состояния 54, 60
Кривые пластичности 301
Лазерная обработка 676
Лист 511, 519, 559
толстый 353, 368, 379, 459, 502,
519
тонкий 422, 465
Манипуляторы 368
Машины
зачистки 498 , 499 , 501, 502
непрерывного литья заготовок
(МНЛЗ) 672
обвязки 516, 518, 521
пакетирования 516, 518, 521
правильные 452, 459, 468, 471, 475
расчет 474
резки 497
свертывающие 494
Манипулятор 373
Моталки 479
Муфта 372, 576
Ножницы:
дисковые 440
конструкция 399, 400, 415, 427, 444
кривошипно-рычажные 419, 430
летучие 152, 429
маятниковые 439
планетарные 113, 434
эксцентриковые 105
Опережение 30
Оптимизация 290
Очаг деформации 26
Пилы дисковые 447
Плазменная обработка 676
Подшипники 221, 272, 275, 284
Полоса 313
алюминирование 533
изгиб 454
плакирование 541
травление 528
цинкование 533
Полухина В. П. методика 211
Прессование труб 612
Прессы 452, 472, 477, 559, 613
Проводки 259
Прокат 11, 308, 344, 471, 569
разнотолщинность 304, 313, 315
точность размеров 299
Прокатка 65
«бесконечная» 143, 158
винтовая 569
контролируемая 126
момент 65
пилигримовая 590
поперечно-винтовая 171
Профили 12, 13
высокой точности 179
сортовые 564
Прочность циклическая 213
Разматыватель 489
Редуктор 331, 337
Редуцирование 599
Роботизация 678
Рольганг 347, 563
Стан
автоматический 581, 603
балочный 130, 134
волочильный 180, 183, Г86
горячей прокатки 24, 119
листовой 25, 26, 116, 196, 259,
277
заготовочный 101, НО
калибровочный 180, 184, 598, 640
крупносортный 25, 137, 194, 373
линейный 22
мелкосортный 25, 137, 194
многовалковый 160
непрерывный 24, 140, 141, 145,
148, 150, 304, 606
трубопрокатный 586
679