Обработка металлов давлением - Суворов И.К.

Автор: Суворов И.К.
Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления отдельные машиностроительные и металлообрабатывающие процессы и производства металлургия обработка металлов металлы издательство высшая школа обработка металлов давлением
Год: 1980
Похожие
Обработка металлов давлением
Технологические процессы обработки металлов давлением с локальным нагружением заготовки
Технологические основы литья, сварки и обработки металлов давлением: Учебное пособие
Математическое моделирование процессов обработки металлов давлением
Текст
                    И. К. Суворов
ОБРА БО ТБ А
МЕТАЛЛОВ
ДАВЛЕНИЕМ
И. К. Суворов
ОБРАБОТКА
МЕТАЛЛОВ
ДАВЛЕНИЕМ
Издание третье,
переработанное
и дополненное
Допущено Министерством высшего
и среднего специального обраеования СССР
в качестве учебника
для студентов металлургических
специальностей вуеов
Москва «Высшая школа» 1980
ББК 34.62
С 89
УДК 621.7
Рецензенты: кафедра обработки металлов давленном Сибир-
ского металлургического института (заведующий кафедрой — докт.
техн, наук, проф. Н. А. Челышев) и кафедра обработки металлов
давлением Донецкого политехнического института (заведующий ка-
федрой— докт. техн, наук, проф. В. М. Клименко).
Суворов И. К.
С89 Обработка металлов давлением: Учебник для вузов.—
3-е изд., перераб. и доп.— М.: Высш, школа, 1980. 364 с., ил.
В пер.: 1 р. 10 к.
Учебник составлен в полном соответствии с утвержденной программой.
В нем изложены основные положения теории обработки металлов давлением;
вопросы прокатного производства, включая основы теории прокатки, техноло-
гию н применяемое основное и вспомогательное оборудование; рассматриваются
теоретические основы н способы получения изделий прессованием и волоче-
нием черных и цветных металлов, вопросы пластической обработки металлов
в условиях кузиечно-штамповочного производства, а также применяемые техно-
логические операции ковки, горячей и холодной объемной и листовой штамповок.
Настоящее издание переработано с учетом происшедших изменений в науке
и производстве: введен новый материал по термомеханической обработке, шире
рассматриваются вопросы пластических свойств металла и сопротивление
деформированию и др.
Предназначается для студентов, специализирующихся в области производ-
ства чугуна, стали, обслуживания нагревательных устройств, механического
оборудования металлургических заводов, а также экономики и организации
металлургического производства.
ПОЮ—031
С СО! (01)—80 74—80
2704030000
6П4.2
ББК 34.62
© Издательство «Высшая школа», 1980
ПРЕДИСЛОВИЕ
В книге рассмотрен широкий круг вопросов,
связанных с теоретическими основами, техноло-
гией и оборудованием процессов обработки ме-
таллов давлением. Особое внимание обращено на
выяснение физической природы явлений, проис-
ходящих при пластическом деформировании ме-
таллов.
При подготовке настоящего издания (второе
издание вышло в 1973 г.) учтены происшедшие
изменения в теории, технологии и оборудовании
процессов и внесены соответствующие измене-
ния и дополнения. Так, например, шире рас-
смотрены вопросы пластических свойств метал-
ла и сопротивления деформированию, введены
понятие количественного определения сопро-
тивления деформированию, новый материал о
термомеханической обработке, а также матери-
ал, отражающий пути развития технологии про-
цессов обработки металлов давлением.
Принимая во внимание назначение данного
учебника, в нем даются примеры расчетов неко-
торых технологических параметров в условиях
горячей и холодной прокатки, а также при полу-
чении изделий ковкой и штамповкой.
Автор считает своим приятным долгом выра-
зить благодарность докт. техн, наук, проф.
Н. А. Челышеву, докт. техн, наук, проф.
В. М. Клименко, канд. техн, наук, доц. Л. Н. Ле-
сину за большой труд по рецензированию руко-
писи, ценные советы, замечания и пожелания
по улучшению содержания книги. Все их заме-
чания приняты с глубокой признательностью
и использованы при окончательной подготовке
рукописи к изданию. Автор выражает благо-
дарность канд. техн, наук, доц. Б. П. Звороно
за просмотр § 5, 6, 7 и 8 и ценные советы.
Автор
ВВЕДЕНИЕ
Развитие народного хозяйства страны в значительной мере опреде-
ляется ростом объема производства- металлов, расширением сортамен-
та изделий из металлов и сплавов и повышением их качественных по-
казателей, что в значительной мере зависит от условий пластической
обработки. Знание закономерностей обработки металлов давлением
помогает выбирать наиболее оптимальные режимы технологических
процессов, требуемое основное и вспомогательное оборудование и тех-
нически грамотно его эксплуатировать.
Металлы наряду Со способностью деформироваться обладают также
высокими прочностью и вязкостью, хорошими тепло- и электропро-
водностью. При сплавлении металлов в зависимости от свойств со-
ставляющих компонентов создаются материалы с высокой жаростой-
костью и кислотоупорностью, магнитными и другими полезными свой-
ствами.
Использование металлов человеком началось в глубокой древности
(более пяти тысячелетий до н. э.). Вначале находили применение цвет-
ные металлы (медь, сплавы меди, золото, серебро, олово, свинец и др.),
позднее начали применять черные — железо и сплавы на его основе.
Длительное время производство металлов носило примитивный
характер и по объему было весьма незначительным. Однако в конце
XIX в. мировая выплавка стали резко возрасла с 0,5 млн. т в 1870 г.
до 28 млн. т в 1900 г. Еще в большем объеме растет металлургическая
промышленность в XX столетии. Наряду с увеличением выплавки
стали появилась необходимость организовать в больших масштабах
получение меди, цинка, вольфрама, молибдена, алюминия, магния,
титана, бериллия, лития и других металлов.
Металлургическое производство подразделяется на две основные
стадии. В первой получают металл заданного химического состава из
исходных материалов. Во второй стадии металлу в пластическом со-
стоянии придают ту или иную необходимую форму при практически
неизменном химическом составе обрабатываемого материала.
Способность металлов принимать значительную пластическую де-
формацию в горячем и холодном состоянии широко используется в тех-
нике. При этом изменение формы тела осуществляется преимущест-
венно с помощью давящего на металл инструмента. Поэтому получе-
ние изделий таким способом называют обработкой металлов давлением
или пластической обработкой.
Обработка металлов давлением представляет собой важный тех-
нологический процесс металлургического производства. При этом
4
обеспечивается не только придание слитку или заготовке необходимой
формы и размеров, но совместно с другими видами обработки сущест-
венно улучшаются механические и другие свойства металлов.
Рис. 1. Схема продольной
прокатки
Рис. 2. Схема попе-
речной прокатки
Прокатка, волочение, прессование, ковка, штамповка представля-
ют собой различные виды обработки металлов давлением в пластиче-
ском состоянии.
Прокатка металлов является таким видом пластической обработки,
когда исходная заготовка обжимается вращающимися валками про-
катного стана в целях уменьшения
поперечного сечения заготовки и при-
дания ей заданной формы. Существует
три основных способа прокатки : про-
дольная, поперечная и поперечно-
винтовая (или косая).
При продольной прокатке (рис.
1) деформирование заготовки 2 осу-
ществляется между вращающимися 1
в разные стороны валками 1 и 3. Из
простейшей схемы поперечной про-
катки (рис. 2) видно, что оси прокат-
ных валков 1 и 3 и обрабатываемой
Рис. 3. Схема косой (винтовой)
прокатки (вцд сверху):
* — правый валок; 2 — заготовка; 3 —
левый валок; 4 — гильза; 5 — оправ-
ка; 6 — штанга (стержень)
заготовки 2 параллельны (или пере-
секаются под небольшим углом).
Оба валка вращаются в одном на-
правлении, а заготовка круглого се-
чения — в противоположном. В про-
цессе поперечной прокатки обрабатываемая заготовка удерживается
в валках с помощью специального приспособления. Обжатие за-
готовки по диаметру и придание ей требуемой формы сечения обеспе-
чиваются соответствующей профилировкой валков и изменением рас-
стояния между ними. Данным способом производят изделия, пред-
ставляющие собой тела вращения (шары, оси, шестерни и пр.).
5
Поперечно-винтовая или косая прокатка выполняется во вращаю-
щихся в одном направлении валках, установленных в прокатной клетн
под некоторым углом друг к другу (рис. 3). Станы косой прокатки ис-
пользуют при производстве труб, главным образом для прошивки
слитка или заготовки в гильзу. В момент соприкосновения металла с
вращающимися валками, имеющими наклон к оси обрабатываемой за-
готовки, возникают силы, направленные вдоль оси заготовки, и силы,
направленные по касательной к ее поперечному сечению. Совместное
Рис. 4. Схема процесса во-
лочения
4
Рис. 5. Схема процесса прессования
действие этих сил обеспечивает вращение, втягивание обрабатываемой
заготовки в суживающуюся щель и деформирование.
Волочение металла (рис. 4) — это протягивание изделия 2 кругло-
го или фасонного профиля через отверстие волочильного очка 1 (во-
локу), площадь выходного сечения которого меньше площади сечения
исходного изделия. Волочение выполняется тяговым усилием, прило-
женным к переднему концу обрабатываемой заготовки. Данным спосо-
бом получают проволоку всех видов, прутки с высокой точностью по-
перечных размеров и трубы разнообразных сечений.
Прессование металла (рис. 5) — это вытеснение с помощью пуан-
сона 5 металла исходной заготовки 4 (чаще всего цилиндрической фор-
мы), помещенной в контейнер /, через отверстие матрицы 2. При этом
выходящий конец 3 заготовки получает сечение, соответствующее кон-
туру отверстия в матрице. Прессованием получают разнообразный
сортамент профилей — прутки и трубы из цветных и черных металлов.
Ковка и штамповка металла включает такие процессы получения
изделий, как ковка, объемная горячая штамповка и штамповка листо-
вого и пруткового материала в холодном состоянии.
При ковке (рис. 6) деформирование заготовки 2 осуществляется
с помощью универсального подкладного инструмента или бойков 1
и 3. Бойки чаще всего бывают плоскими, однако применяют вырезные
и закругленные бойки. Нижний боек обычно неподвижен, верхний
совершает возвратно-поступательное движение. В результате много-
кратного и непрерывного воздействия инструмента заготовка посте-
пенно приобретает необходимую форму и размеры.
При объемной штамповке придание заготовке заданной формы и
размеров осуществляется путем заполнения металлом рабочей плоско-
сти штампа (рис. 7).
6
и ленты в больших количествах
Рис. 6. Схема процесса
ковки
Листовая штамповка является таким видом пластической обработ-
ки металла, когда для получения деталей типа колпачков (рис. 8),
втулок и других в качестве исходного материала используют лист или
ленту. При этом обработка выполняется без значительного изменения
толщины заготовки.
Среди различных методов пластической обработки прокатка зани-
мает особое положение, поскольку данным способом производят изде-
лия, пригодные для непосредственного (в состоянии поставки) исполь-
зования в строительстве и машиностроении (шпунт, рельсы, профили
сельскохозяйственного машиностроения и пр.). Прокаткой получают
также разнообразные виды заготовок, ко-
торые являются исходным материалом для
других способов обработки. Так, горяче-
катаная и холоднокатаная листовая сталь,
полосы
идут для листовой штамповки. При ковке в
штампах в качестве исходного продукта
используют преимущественно катаную за-
готовку. Исходным материалом при воло-
чении является катанка, получаемая на
проволочных станах. Огромное значение
прокатного производства в народном хо-
зяйстве подтверждается ежегодным увели-
чением выпуска проката. Через валки
прокатных станов проходит 75. . .80%
всего выплавляемого металла.
Развитие прокатного производства ос-
новывается на применении принципа не-
прерывности самого процесса и всех технологических операций (про-
катка, термическая обработка, отделка и пр.). В данном случае
большую роль играет внедрение достижений вычислительной техни-
ки и автоматизации на этой основе технологических процессов.
Наряду с непрерывным ростом прокатного производства расши-
ряется сортамент, увеличивается выпуск эффективных металлоизде-
лий, таких, как холоднокатаный лист, гнутые профили, прокат с уп-
рочняющей термической обработкой, высокопрочные трубы, в том чис-
ле с защитными покрытиями, расширяется выпуск медной катанки,
алюминиевой ленты, фольги и др. Широкое развитие получает комп-
лекс мероприятий по улучшению потребительских свойств проката:
прочности, пластичности, жаростойкости и хладостойкости, надеж-
ности и долговечности и других путем легирования, термической обра-
ботки, лужения, цинкования, нанесения неорганических и органиче-
ских покрытий и пр.
Увеличение производства изделий, получаемых волочением, дости-
гается усовершенствованием отдельных операций изготовления и всего
технологического процесса, применением скоростного автоматизиро-
ванного оборудования, выбором соответствующего волочильного ин-
струмента и методов подвода и качества смазки.
Огромное развитие получают процессы прессования, позволяющие
изготовлять профили практически с неограниченными возможностями
по форме их сечения» особенно при обработке труднодеформируемых
металлов и сплавов.
Область применения ковки и штамповки в современном массовом
и крупносерийном производстве непрерывно расширяется и имеет
тенденцию к внедрению специальных инструментов и штампов» меха-
низации кузнечных и транспортных операций, специализации кузнеч-
ных цехов на выпуск однотипных изделий, что дает возможность осу-
ществлять автоматизацию процессов, создавать поточные и автомати-
ческие линии производства поковок в сочетании с автоматизацией внут-
рицехового транспорта. В кузнечном и штамповочном производстве
Рис. 7. Схема штамповки:
/ — верхняя часть штампа; 2 — нижняя
часть штампа; 3 — изделие; 4 — облой (зау-
сенец)
Рис. 8. Схема листовой
штамповки колпачка:
I — пуансон; 2 — прижим; 3 —*
матрица; 4 — изделие
продолжают совершенствоваться способы нагрева металла путем при-
менения электронагрева — индукционного и контактного.
Значительно возрастает производство изделий листовой штампов-
кой, особенно в сочетании со сваркой, клепкой, закаткой, что при со-
кращении трудоемкости сборочных работ снижает массу машин без
уменьшения их прочности. Получают дальнейшее развитие холодная
высадка, холодная объемная штамповка, калибровка, выдавливание
И др.
Высокая производительность процессов обработки металлов давле-
нием, сравнительно низкая их энергоемкость, а также незначительные
потери металла при производстве изделий выгодно отличают их по
сравнению, например, с обработкой металла резанием, когда требуе-
мую форму изделия получают удалением значительной части заготов-
ки в стружку. Существенным достоинством пластической обработки
является значительное улучшение свойств металла в процессе дефор-
мирования.
Динамичный и пропорциональный рост черной и цветной металлур-
гии, производство изделий из металлов и сплавов пластической обра-
боткой основываются на дальнейшем развитии теории обработки ме-
таллов давлением, являющейся научной базой разработки технологи-
ческих операций получения изделий из металлов и сплавов. Теория
8
пластической обработки металлов позволяет оценить экономическую
целесообразность принятого способа деформации, выявить влияние
условий обработки на свойства получаемых изделий, определить си-
ловые и энергетические параметры процесса и указать пути их рацио-
нального изменения, дает возможность управлять процессом обработ-
ки с точки зрения улучшения способности металлов пластически де-
формироваться. Знание закономерностей обработки металлов давле-
нием помогает выбирать наиболее оптимальные режимы технологиче-
ских процессов, требуемое основное и вспомогательное оборудование
и технически грамотно его эксплуатировать.
Глава I
ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ССЧСВЫ
ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛА
ДАВЛЕНИЕМ
Теория обработки металла давлением, созданная трудами многих
отечественных и зарубежных ученых, являясь прикладной инженер-
ной дисциплиной, непрерывно развивается в соответствии с растущи-
ми требованиями эффективности производства и качества изделий, по-
лучаемых пластической обработкой, при непрерывном увеличении их
выпуска.
Теория пластической деформации металла развивается в трех вза-
имосвязанных направлениях: 1) физическое направление эксперимен-
тально и теоретически изучает механизм и физическую природу плас-
тического формоизменения металла, определяет условия, при которых
появляется пластическая деформация, рассматривает роль трения, ус-
танавливает влияние температуры, скорости деформации, условий на-
пряженного состояния на поведение металла при пластическом дефор-
мировании; 2) физико-химическое направление изучает связь химиче-
ского состава металла и его фазового состояния с поведением металла
при пластической обработке; 3) математическое направление решает
вопросы напряженного и деформированного состояния в пластически
обрабатываемом теле, определяет математические условия перехода
тела в пластическое состояние.
§ 1. Величины, характеризующие
пластическую деформацию
Та или иная форма тела при пластической обработке получается
благодаря перемещению частиц металла в новое положение их устой- -
чивого равновесия при постоянстве массы. Однако объем деформируе-
мого тела в отдельных случаях пластической обработки может заметно
изменяться. Это прежде всего относится к начальным стадиям деформи-
рования слитка, когда происходит увеличение плотности металла
из-за устранения пустот, возникающих вследствие несовершенства
процесса кристаллизации из жидкой фазы. Например, прокатка слит-
ка кипящей стали на блюминге в первых четырех-пяти проходах при-
водит к увеличению плотности с 6,90 до 7,85 г/см3. Дальнейшее де-
формирование в горячем состоянии происходит практически без изме-
нения объема, если не учитывать потери металла в окалину.
Деформирование металла в холодном состоянии вследствие внутр и-
зеренного скольжения, механического дробления кристаллов на части
и образования обломков приводит к появлению микропустот в струк-
туре: плотность металла может уменьшаться на 0,1...0,2%. При после-
дующей рекристаллизации холоднодеформированному металлу обыч-
но возвращается прежняя плотность. Аналогичное падение плотности
металла наблюдается и при горячей обработке. Однако диффузионные
10
процессы и миграция границ зерен, сопутствующие горячей обработке,
восстанавливают плотность деформируемого металла.
Если не принимать во внимание некоторое изменение объема метал-
ла благодаря упругой деформации межатомных расстояний, возмож-
ной в условиях пластической обработки, а также пренебречь незна-
чительными изменениями плотности при холодной деформации и все
относить к уже в достаточной мере продеформированному телу, то до-
пустимо считать объем деформируемого металла сохраняющимся неиз-
менным. Данное положение, которое при обработке металла давлени-
ем называют условием постоянства объема, имеет
важное значение при расчетах технологических операций и анализе
процессов деформирования, так как позволяет связать между собой
размеры тела до пластической обработки, в момент обработки и после.
Для прямоугольного параллелепипеда, который в процессе дефор-
мирования сохраняет свою форму и имеет размеры до обработки Я,
Bi, £i и после обработки Л, В2, £s» условие постоянства объема можно
записать следующим образом:
Н ВЛЬГ = hBJL2 или H/h == (B2/Bj) (LJLJ.	(1.1)
Величины выражения (1.1) Н/й, BJBi и являются показателями,
характеризующими геометрические размеры тела при деформировании,
и имеют соответствующий смысл и наименование. Отношение £2/£<
характеризует изменение продольных размеров и называется продоль-
ной деформацией или вытяжкой. Вытяжка обозначается р. Для пря-
моугольного сечения
р = £2/ £i й/£1/(й£2)==
где со! и со 2 — площадь сечения параллелепипеда до и после деформи-
рования.
Соотношение размеров тела по высоте до и после обработки H/h
называют высотной деформацией, а изменение размеров в поперечном
направлении BJBi — поперечной деформацией.
Уравнение постоянства объема (1.1) можно представить в виде
(/7/Л)(В1/В2)(£1/£2)—1; прологарифмировав его, получим
ln4+ln^+ln^=0’
или, если обозначить In-г- через 6Н, 1п-~- через 6В, 1п^ через 6
П	£>2	ь2
будем иметь
0.
(1.2)
Логарифмические степени деформации бн, 6В, представляют со-
бой интегралы бесконечно малых изменений размеров тела в опреде-
ленном направлении, относящихся к этому размеру в каждый момент
обработки. Например, логарифмическая степень высотной деформации
определяется так:
h
с Г dh \ и н \ Н
II
(знак минус перед интегралом означает уменьшение размеров по вы-
соте).
Если все члены уравнения (1.2) умножить на объем деформируе-
мого тела V, то получим
VCH+VCB+V6L = O.
(1.3)
Каждая составляющая этого уравнения представляет собой сме-
щенный объем деформируемого тела в направлении соответствующей
оси. Уравнение (1.3) позволяет по-другому сформулировать условие
постоянства объема: сумма смещенных объемов пластически деформи-
руемого тела по трем взаимно перпендикулярным направлениям равна
нулю. При этом максимальный по своему значению смещенный объем
Убн имеет знак, противоположный другим, а по абсолютной величине
равен их сумме.
В ряде случаев пластической обработки для характеристики неко-
торых условий процесса используют абсолютные значения: абсолют-
ное обжатие Н—h=&h9 абсолютное уширение В2—Вх=ДВ и др., а
также относительные значения разности исходных и конечных разме-
ров изделия:
АЛ . АЛ , кВ
Н * h ’ Вг
АВ в (Ох—со2 е сох—б)2
’	’ сох ’	(0-2
И Т. Д.
Обычно принято абсолютные разности относить к исходному значе-
нию, но на практике часто возникает необходимость относить их к ко-
нечной величине, что определяется главным образом удобствами вы-
числения. Наиболее правильно оценивается относительная деформа-
ция показателем логарифмического вида (например, In который
учитывает последовательность изменения размеров обрабатываемого
тела.
Изделия из металлов чаще всего получают пластической обработ-
кой за несколько операций. Условие постоянства объема позволяет оп-
ределить необходимое число операций, если известны средняя вытяж-
ка рср за всю обработку, площади исходного и конечного сечения
обрабатываемого изделия соп.
Пусть после первой, второй и последующих операций площадь сече-
ния изделия будет tolf со2, со3, . . wn. Тогда вытяжки на отдель-
ных операциях составят:
Рх==	==	Рз ^2/^3» •  • » Рл ^л*“1/^Л’
ИЛИ
(д0 = Рх^1»	Р2^2» • • • » ®л—1 Рп^и*
Тогда
= Р1Р2 • " ' Рл^л ИЛИ (Оо/(ОП = РхР2 • - - рл-
Так как суммарная вытяжка Ре=(о</соп, то, следовательно,
Р-2 = HiHaHs • • •	(I 4)
Получили весьма важное следствие: суммарная вытяжка за все опе-
рации пластической обработки равна произведению частных вытяжек
каждой операции.
12
Если принять частные вытяжки равными между собой и равными
средней вытяжке рср, т. е.	. • =Ч1п ^Мср» то получим
рх = Р1Р2Р3 ••• Рп = Рср»	(1’5)
где п — число операций.
Решая уравнение (1.5) относительно и, будем иметь
п= Igpx/lgPcpMlg^o—lgwn)/lgpcp-	(1.6)
Выражение (1.6) широко используется в практических целях для
предварительного определения числа операций (проходов и пр.)» если
известны средняя вытяжка, начальная и конечная площади сечения
деформируемого тела,
В ряде случаев пластической обработки (при волочений, прессова-
нии, некоторых видах объемной штамповки и пр.) заданными являют-
ся высотная и поперечная деформации, в других же (при прокатке
прямоугольной полосы в цилиндрических валках, ковке и пр.) задан-
ной величиной может быть лишь высотная деформация H/h. Условия
постоянства объема в данном случае удобнее всего записать в следую-
щем виде:	где левая часть равенства H/h является
заданной величиной, правая определяется условиями обработки: при
некоторой величине высотной деформации могут иметь место разные
соотношения изменения размеров изделия в продольном и поперечном
направлениях. Вытяжка pi в данном случае может быть найдена впол-
не определенно лишь при известной величине поперечной деформации
Если В2/В1=1 (6в=0), что встречается, например, при прокатке
листов, то H/h^=LJLi—^
§ 2. Механизм пластического
деформирования металла
Способность металла в твердом состоянии при некоторых условиях
силового воздействия, независимо от его происхождения, устойчиво
изменять свою форму без нарушения сплошности, используется с дав-
них времен. Несмотря на это, механизм пластической деформации из-
за сложности происходящих при этом явлений не может считаться
полностью изученным.
Как известно, в практической деятельности термин «металличе-
ский» используется для характеристики вполне определенных предме-
тов (слиток, прокат или другое изделие), т. е. применяется при рас-
смотрении массового скопления атомов, объединенных металлической
связью. Именно этот групповой комплекс атомов обладает физически-
ми и механическими свойствами, характерными для металла. Термин
«металлический» в полной мере может отвечать и сплавам, т. е. атом-
ным агрегатам, состоящим из двух компонентов или более.
Групповой комплекс атомов металла в твердом состоянии имеет
кристаллическое строение с закономерным расположением атомов в трех
измерениях, т. е. составляющие металл атомы располагаются в опре-
деленном порядке относительно друг друга.
13
Кинетическая энергия атомов твердого металла по сравнению с
жидким состоянием заметно уменьшена, их движение представляет
собой беспорядочное колебание лишь около вполне определенных то-
чек пространства. Это дает основание описывать кристаллы в виде ре-
шетки, представляющей собой пространственное расположение точек,
около которых в идеальном кристалле совершается колебание атомов.
Соединив мысленно эти точки, являющиеся центрами зафиксирован-
ного положения атомов твердого металла, прямыми отрезками, полу-
чим пространственную модель кристаллической решетки.
Рис. 9. Типы пространственных решеток некоторых металлов
Каждому металлу при данных температуре и давлении свойственно
вполне определенное строение кристаллической решетки (рис. 9).
Объемно-центрированную кубическую (ОЦК) решетку (рис. 9, а) име-
ют a-железо, хром, молибден, ванадий, вольфрам, тантал, литий и др.
Гранецентрированную кубическую (ГЦК) решетку (рис. 9, б) имеют
алюминий, у-железо, никель, свинец, р-кобальт, медь, серебро, золо-
то, платина и др. Гексагональную плотно упакованную решетку с от-
ношением высоты шестигранной призмы к стороне основания, равным
1,633 (рис. 9, я), имеют цинк, магний, титан, бериллий, кадмий и др.
Изображение кристаллической структуры металла вместо реаль-
ных атомов безразмерными точками и пренебрежение при ее построе-
нии влиянием колебаний атомов и наличием местных дефектов, всегда
имеющихся в реальных кристаллах, существенно отличают изображае-
мую структуру от действительно существующей. Однако идеализиро-
ванное изображение строения какого-либо металла в виде объемной
геометрической абстракции имеет определенный смысл, так как оно
отвечает некоторому эталону при описании и установлении элементов
симметрии фактических кристаллов.
Когда металл находится в жидком состоянии, его атомы довольно
свободно перемещаются относительно друг друга. Понижение темпе-
ратуры снижает кинетическую энергию атомов, и при некоторой тем-
пературе их подвижность становится настолько незначительной, что
случайно возникшие группы атомов с определенной симметрией стано-
вятся устойчивыми. С этого момента они являются центрами, к кото-
рым в процессе затвердевания расплавленного металла притягиваются
соседние атомы. Дальнейший отвод теплоты превращает их в устойчи-
вые центры кристаллизации, которые свободно растут вследствие при-
14
соединения атомов из жидкой фазы. Образующийся при этом кристалл
отвечает вполне определенному геометрическому строению, т. е. в про-
цессе роста кристалла новые атомы всегда присоединяются так же, как
предыдущие. Рост кристаллов приводит к их сближению, и последние
атомы из жидкой фазы присоединяются к какому-либо из случайных
кристаллов в произвольном месте. Поэтому затвердевший металл со-
стоит из кристаллов в виде грубо очерченных неправильных полиэд-
ров, внешняя форма которых не отражает закономерную внутреннюю
симметрию его строения. Эти полиэдры принято называть зернами или
кристаллитами.
Структуры промышленных металлов обычно представляют собой не
монокристаллы, а поликристаллы (агрегаты), т. е. огромное скопление
монокристаллов.
Приложение системы внешних или внутренних сил к металличе-
скому телу вначале вызывает в нем упругую деформацию, которая мо-
жет быть весьма ощутимой. Например, при всестороннем сжатии на-
пряжением в 1000 МПа * для стали она составляет примерно 0,6%,
для меди — 1,3%, а для цезия при сжатии напряжением в 1500 МПа *
обратимое изменение объема составляет 30%. Упругая деформация ме-
талла вызывает нарушение строения кристаллической решетки, ис-
кривление линий и плоскостей, проходящих через центры атомов.
Аморфные тела, атомы которых расположены хаотически, обладают
изотропностью, т. е. механические и другие свойства таких тел оди-
наковы во всех направлениях. У кристаллических тел, к которым от-
носятся металлы, расстояния между атомами зависят от выбранного
направления. Следовательно, свойства кристалла определяются этим
направлением — кристалл характеризуется анизотропностью свойств.
Если рассматривать поликристаллическое тело, состоящее из мно-
жества анизотропных кристаллов, то его свойства отражают анизо-
тропность отдельных зерен только в зависимости от степени общего
совпадения их различных ориентировок. Например, ярко выраженная
анизотропность поликристаллического тела может быть получена зна-
чительной холодной деформацией (прокатка, волочение и пр.), когда
в силу геометрического фактора пластической обработки зерна прини-
мают определенную направленность. При беспорядочном, случайном
расположении зерен в металле (например, соответствующим образом
термически обработанном) его механические и другие свойства во всех
направлениях одинаковы и определяются некоторыми средними значе-
ниями. В данном случае металл ведет себя как изотропное тело с ус-
редненными свойствами, хотя каждое зерно анизотропно. Поэтому
металлические тела еще называют квазиизотропными (условно-изо-
тропными) или псевдоизотропными (мнимоизотропными).
Рассматривая механизм пластической деформации, следует иметь
в виду, что в любом случае взаимодействие зерен в поликристалличе-
ском теле накладывает определенный отпечаток на поведение металла
при деформировании. Существенное влияние на механизм деформации
поликристалла оказывает также наличие границ зерен.
* 1 кгс/мм2 ~ 10 МПа,
Механизм пластической деформации проявляется в наиболее чи-
стом виде в бездефектном монокристалле. По этой причине вначале рас-
смотрим пластическую деформацию монокристалла.
Как известно, отсутствие сдвиговых напряжений при всестороннем
равномерном сжатии (например, гидростатическом) и растяжении не
создает условий проявления пластической деформации, а только упру-
гой. Необратимое смещение атомов относительно друг друга вызы-
вается сдвиговыми напряжениями. При этом скольжение атомных сло-
ев происходит не произвольно, а по вполне определенным плоскостям
решетки и направлениям этих плоскостей. Скольжение атомов совер-
шается в первую очередь в плоскостях с наиболее плотной упаковкой
атомов, совпадая с направлением минимального между ними расстоя-
ния, так как при этом возникают минимальные нарушения закономер-
ности расположения атомов, а само их смещение может быть осуществ-
лено при наименьших сдвигающих напряжениях и с наименьшей за-
тратой энергии.
Применяя это правило к основным типам кристаллических решеток,
можно установить, что скольжение в плотно упакованных гексагональ-
ных кристаллах совершается в плоскостях, параллельных основанию
шестигранной призмы основной ячейки. В самой плоскости скольже-
ния имеется три направления минимального расстояния между ато-
мами. Следовательно, в данном случае имеется три возможных системы
скольжения, если не принимать во внимание обратные направления.
При рассмотрении гранецентрированного кубического (ГЦК) кри-
сталла можно заметить, что внутри подобной элементарной ячейки
имеется четыре октаэдрических плоскости с наиболее плотной упаков-
кой, одна из которых показана на рис. 9, б. В каждой из этих плоско-
стей имеются три направления плотной упаковки. На рисунке они по-
казаны стрелками. Всего в кристалле с ГЦК имеется 12 наиболее ве-
роятных систем скольжения. При действии поля сил на кристалл с
ГЦК-структурой одна или несколько систем скольжения всегда ока-
жутся благоприятно ориентированными для сдвига атомов относитель-
но друг друга. Поэтому металлы с ГЦК-структурой относятся к высо-
копластичным материалам.
В металлах с объемно-центрированной кубической структурой на-
правление плотной упаковки совпадает с направлением диагональной
плоскости, а само скольжение — с направлением диагонали в этой
плоскости. Очевидно, в ОЦК-структуре скольжение может выпол-
няться и по другим плоскостям, хотя и с менее плотной упаковкой ато-
мов, если напряжения сдвига в этих плоскостях достигнут соответст-
вующего уровня.
Таким образом, при действии поля сил на монокристалл любой
пространственной решетки возникают условия, когда касательные
напряжения в одной или нескольких плоскостях скольжений достиг-
нут значения, достаточного для выполнения сдвига атомов на расстоя-
ния, превышающие межатомные. Эти условия характеризуют начало
пластической деформации. Считается, что скольжение начинается
резким смещением атомов по одной из возможных плоскостей на вели-
чину примерно 1000 атомных расстояний. После этого на данной пло-
16
скости скольжение прекращается, но появляется на другой, отстоящей
от первой примерно на 100 межатомных расстояний.
При незначительной пластической деформации между пачками
скольжения 1 остаются участки 2, в которых скольжение не началось
(рис. 10). По мере развития деформации, что обычно вызывается
дальнейшим увеличением внешней нагрузки, скольжение несколько
расширяется, происходит появление других пачек скольжения с охва-
том более широких областей: отдельные участки делятся на блоки,
поворачиваются, скольжение становится беспорядочным.
Рис. 10. Схема пластического	Рис. И. Схема скольжения атомов в упро-
скольжения при деформации моио- щенной модели кристаллической решетки:
Кристалла	а — расстояние между атомными радами; Ъ — рас-
стояние между атомами в раду
Перемещение атомов в плоскости скольжения может произойти
лишь тогда, когда касательное напряжение в этом направлении достиг-
нет вполне определенного критического значения. Для идеального
кристалла сдвиг на одно межатомное расстояние требует весьма значи-
тельных напряжений. Найдем эти напряжения.
Пусть имеется упрощенная модель идеальной невозмущенной кри-
сталлической решетки с параметрами, указанными на рис. 11. Найдем
приблизительное значение касательного напряжения т в плоскости
скольжения, необходимое для перемещения атомов одного ряда отно-
сительно другого. При сдвиге верхнего слоя на величину х относитель-
но нижнего на каждый атом, пока %<7;/2, будет действовать сила F,
которая стремится вернуть атом в устойчивое первоначальное положе-
ние. При х^Ы2 сила F равна нулю, но равновесие в данном случае
неустойчивое. При х>Ь/2 верхний ряд атомов стремится занять сме-
щенное на величину Ь новое устойчивое положение. Очевидно, сила F
является периодической функцией с периодом, равным Ь. Следова-
тельно, силу F можно разложить в ряд Фурье, а ограничившись пер-
вым членом, получим
F = Лпах sin 2лх/Ь,
где Fmax — максимальная сила, которую необходимо преодолеть
при сдвиге на одно межатомное расстояние.
При малых углах сдвига допустимо принять F^Fmz* (2л.Ь)х.
17
С другой стороны, F=xb\ а х=ау,
где у — угол сдвига.
Тогда
&ia/b*) у.
Используя закон Гука при сдвиге т=уС, где G — модуль сдвига, полу-
чаем
Лпах = №3/(2М]С.
Наибольшее (критическое) значение касательного напряжения при
сдвиге атомов на одно межатомное расстояние определяется следую-
щей за bi 1 с имостью:
скольжения
Рис. 12. Схема атомной решетки с краевой
дислокацией
— ^tnax^2 — 6б/(2зш).
Если принять параметры
решетки а и b равными, то
Tmax = 0,160.
Более строгие расчеты,
основанные на учете реальной
зависимости сил взаимодей-
ствия между атомами, пока-
зали, что ттах =0,033 С.
Полученное значение каса-
тельного напряжения при
сдвиге и в этом случае в не-
сколько сотен раз, а иногда и в тысячу раз превышает опытные значе-
ния сопротивления сдвигу. Так, для железа расчетное значение на-
пряжения сдвига составляет 2300 МПа, а опытная — 29 МПа, для
меди соответственно 1540 МПа и 1 МПа, а для алюминия —
900 МПа и 1, 2. . .2,4 МПа.
Значительное расхождение между теоретическими и опытными зна-
чениями сопротивления сдвигу объясняется тем фактом, что классиче-
ский механизм скольжения, согласно которому одна атомная плос-
кость движется как цельное по другой, рядом расположенной, недо-
статочно правильно передает действительную картину процесса. Веро-
ятнее всего предположить, что скольжение осуществляется не путем
одновременного перемещения всех атомов, расположенных в плоско-
сти скольжения, а как некоторый механизм, обеспечивающий в данный
момент смещение атомов на расстояния, меньшие периода решетки
Тогда процесс пластической деформации должен выполняться при зна-
чительно меньшей величине сдвигающего напряжения.
Наиболее логичное и последовательное объяснение механизма пла-
стической деформации дает теория дислокаций, согласно которой
скольжение атомов относительно друг друга рассматривается как ре-
зультат перемещения дислокаций (краевых, винтовых) в плоскости
сдвига. Под дислокацией понимается линейное несовершенство, обра-
зующееся внутри кристалла.
Для более наглядного представления краевой дислокации рас-
смотрим сечение кристалла плоскостью чертежа (рис. 12), между
18
Рис. 13. Схема перемеще-
ния краевой дислокации
АВ в результате частич-
ного сдвига в положение
А’В'
соседними рядами атомов которого от точки А вверх до В имеется лиш-
ний внедренный атомный слой. Край внедренной плоскости (экстра-
плоскость) А является центром, или ядром, линейной краевой дисло-
кации. Атомный слой АВ вызывает в верхней части кристалла уплот-
нение, а в нижней, т. е. под внедренной плоскостью АВ, атомы будут
раздвинуты. Относительно экстраплоскости решетка получит симмет-
ричное искажение, но по высоте оно имеет различный характер: по ме-
ре удаления от края экстра плоскости иска-
жение затухает.
Лишний атомный слой может оказаться и
в нижней части кристалла. Условно принято
называть дислокацию положительной, если
экстраплоскость внедрена сверху кристалла
(плоскость АВ), т. е. находится над плоско-
стью х — хи обозначается значком и от-
рицательной, если экстра плоскость А^ на-
ходится ниже плоскости х—х и обозначается
значком Знак дислокации имеет практиче-
ское значение при рассмотрении взаимодейст-
вия дислокаций. В условиях краевой дисло-
кации экстраплоскость расположена пер-
пендикулярно плоскости скольжения и век-
тору сдвигающего напряжения.
Дислокация в плоскости скольжения при
действии сдвигающего напряжения (даже не-
значительного) становится легкоподвижной.
Это объясняется тем, что в данном случае перемещение дислокации на
целое межатомное расстояние совершается благодаря незначительной
перестановке атомов в направлении сдвига, а гораздо большая часть
атомов кристалла остается на своих местах. Перемещение дислокаций
происходит не путем скольжения групп атомов через весь кристалл,
а путем последовательной эстафетной смены положения экстраплоско-
сти, т. е. движения краевой дислокации из положения АВ в положение
А'В' (рис. 13). Такое смещение атомов не устраняет дислокацию, но
изменяет ее положение, пока она не выйдет на поверхность кристалла
или не будет заклинена внутри. Если скольжение дислокации продол-
жается через весь кристалл, то часть кристалла окажется сдвинутой
относительно другой на величину периода решетки, что представляет
собой законченный элементарный акт пластической деформации.
В случае винтовой дислокации дефект кристаллической решетки
выражается сдвигом только некоторой части решетки на один период
по направлению движения дислокации (рис. 14). Благодаря этому во-
круг оси дислокации образуется винтовая поверхность, которая мо-
жет иметь направление перемещения по горизонтальной атомной пло-
скости по часовой или против часовой стрелки, являясь правой или
левой дислокацией. На рис. 14 видно, что ось дислокации и вектор
сдвигающего напряжения параллельны, т. е. перемещение атомов в
случае винтовой дислокации происходит по направлению действия
сдвигающего напряжения перпендикулярно движению дислокации.
19
Перемещаясь по горизонтальной плоскости вокруг оси дислокации по
стрелке, атомы после каждого оборота смещаются на один период ре-
шетки. В конечном итоге сдвиг распространится по всей плоскости
скольжения. Одна часть кристалла окажется сдвинутой на одно меж-
атомное расстояние по отношению к другой, что представляет собой
единичный сдвиг, т. е. пластическую деформацию кристалла на период
решетки.
Сравнение энергии краевой и винтовой дислокаций показало, что
энергия краевой дислокации в 1/(1—р) раз больше винтовой (где р —
коэффициент Пуассона). По этой причине можно ожидать преимущест-
венного развития в кристаллах винтовых дислокаций. Но, вероятнее
Рис. 14. Схема перемещения винтовой дислокации
Ж*""”

всего, наибольшее число дислокаций будет смешанной ориентации,
т. е. частично винтовые и частично краевые.
Из анализа механизма пластической деформации вытекает, что в
каждом кристалле под действием сдвигающего напряжения дислока-
ции перемещаются и последовательно могут удаляться за пределы кри-
сталла. При этом можно предположить, что по мере развития деформа-
ции внутренняя структура кристалла, освобождаясь от дислокаций,
становится все более совершенной, а сопротивление скольжению при-
ближается к теоретическому значению. Однако экспериментально уста-
новлено, что в процессе пластической деформации происходит не толь-
ко выход дислокаций на поверхность, но и их зарождение и накопле-
ние, 1. е. увеличение плотности дислокаций в объеме кристалла.
Рассмотренный механизм перемещения дислокаций относится к ус-
ловиям с однородным напряженным полем при отсутствии на пути пе-
ремещения дислокации препятствий в виде трещин, включений чуже-
20
родных атомов, однородных дислокаций и пр. Однако в реальных кри-
сталлах такие условия мало вероятны. Встретив на своем пути препят-
ствие, дислокация может закрепиться в точке встречи. В то же время
другие ее точки, сохраняя свободу движения, начнут искривляться,
поворачиваться вокруг закрепленной точки. Дислокация может за-
крепиться и в двух точках. Тогда перемещающиеся под действием
сдвигающего напряжения свободные участки дислокации вызывают
образование новых дислокаций, на что впервые указали Франк и Рид.
Рис. 15. Схема роста дислокации по Франку — Риду
На рис. 15 представлен механизм действия источника образования
дислокаций Франка — Рида. Точки А и В (рис. 15, а) являются ме-
стами закрепления дислокаций. Между ними сдвигающие напряжения
перемещают дислокацию в направлении стрелок. Следовательно, ли-
ния АВ будет изгибаться и в какой-то момент примет форму полуок-
ружности (рис. 15, б). Перемещение линии дислокации встретит в
кристалле сопротивление, которое возрастает с увеличением скорости.
Очевидно, с этого момента середина дуги будет двигаться медленнее,
а концы — быстрее: кривая превратится в две соединенные полуспи-
рали (рис. 15, в, г). Последующее перемещение линии дислокации
приведет к их касанию с образованием замкнутой кривой и криволи-
нейной дислокации, соединяющей точки А и В (рис. 15, д). Под дейст-
вием сдвигающего напряжения замкнутая кривая примет форму ок-
ружности (рис. 15, е) и будет расширяться, а дислокация, соединяю-
щая точки А и В, выпрямится и снова начнет выгибаться. Весь процесс
повторяется с образованием новых дислокационных петель.
Помимо источника Франка — Рида дислокации могут вызываться
скоплениями вакансий. Мощным источником образования дислокаций
являются границы зерен, очертания которых не сохраняют свое на-
правление в пространстве при деформации.
21
Таким образом, пластическая деформация вызывает рост числа
дислокаций. Установлено, что плотность дислокаций для отожженно-
го металла составляет 10е... 108 см~2, а для сильно деформирован-
ного, когда упрочнение достигает насыщения, —10u...1012 см~2.
При этом под плотностью дислокаций понимается отношение суммар-
ной длины L дислокации к объему рассматриваемого кристалла V,
т. е. р—L/V, выраженное в см/см3=см~2.
Sb
Sb
Теоретическая
Плотность дислокаций, р
Рис. 16. Зависимость сопротивления
деформированию от плотности дисло-
каций
Экспериментальные данные от-
рицательно отвечают на вопрос,
происходит ли с увеличением плот-
ности дислокаций уменьшение необ-
ходимого напряжения для сдвига
атомов в новое положение. Это объ-
ясняется тем, что внедрение экстра-
плоскости в кристаллическую ре-
шетку приводит к появлению си-
лового поля вокруг дислокации.
При сближении двух дислокаций
начинается их взаимодействие —
дислокации одного знака, располо-
женные в одной плоскости скольже-
ния, взаимно отталкиваются, т. е.
возникают препятствия их переме-
щению. Чем выше плотность дисло-
каций, тем больше таких препятст-
вий, а следовательно, требуется
более высокое напряжение для
деформирования.
Влияние плотности дислокаций
на сопротивление деформированию
можно представить графически
(рис. 16). При низкой плотности дис-
локаций наблюдается высокое сопротивление деформированию. От-
сутствие дислокаций и других дефектов кристаллической решетки при-
ближает механические свойства материала к теоретическим свойствам
идеального кристалла. Так, например, в процессе получения нитевид-
ных монокристаллов («усов») толщиной 10~4...10~3 см происходит
образование лишь одной винтовой дислокации. «Усы», являясь высо-
кочистым материалом, отличаются отсутствием следов дефектов ре-
шетки. Поэтому они по механическим и другим характеристикам близ-
ки к идеальному кристаллу и их прочность близка к теоретическойт
обусловленной силами межатомного взаимодействия. На диаграмме
они располагаются в верхней части левой ветви кривой т=/(р). Уве-
личение плотности дислокаций уменьшает сопротивление деформиро-
ванию только до критического значения ркр. После этого начинает
преобладать взаимодействие однозначных дислокаций, что увеличивает
сопротивление деформированию, т. е. начинает появляться упрочне-
ние материала (наклеп).
Теперь, когда подробно рассмотрена пластическая деформация, осу-
22
Рис. 17. Схема двойникования моно-
кристалла:
а — до деформации; б — после деформа-
ции
ществляемая при перемещении отдельных атомов кристалла, следует
остановиться на характеристике механизма сдвиговой дефор-
мации, которая выполняется перемещением атомных плоскостей.
Сдвиговой деформацией является двойникование, т. е. симметричная
переориентировка областей кристаллической решетки. Чаще всего это
наблюдается в металлах, имеющих гексагональную и ОЦК-структуру.
Схему двойникования можно понять из рис. 17. При двойникова-
нии наблюдается перемещение атомов в определенной ограниченной
части кристалла со ступенчатым
переходом из одной плоскости двой-
никования в рядом расположенную
параллельную плоскость. В дан-
ном случае одна часть кристалла
оказывается как бы повернутой по
отношению к остальной его части и
становится в симметричное к ней
положение. При этом атомы каждо-
го слоя перемещаются на одно и то
же расстояние по отношению к ле-
жащему под ним слою.
В отличие от обычного двойни-
ковый сдвиг атомного слоя совер-
шается только один раз. Значитель-
ные перемещения при двойникова-
нии требуют возникновения сдвига на новом атомном слое. Вместе с
тем считается, что это не имеет существенного значения, так как вслед
за двойникованием появляется обычное скольжение, поскольку про-
исходит переориентировка атомов кристалла, создаются благоприят-
ные условия пластической деформации скольжения. Так, например,
высокая пластичность меди, а-латуни, аустенита, серебра и многих
других металлов, имеющих ГЦК-структуру, в известной мере объяс-
няется также наличием двойников в микроструктуре деформирован-
ных кристаллов. В металлах с плотно упакованной гексагональной
структурой (например, Zn, Mg и др.) двойникование весьма важно
именно потому, что оно является как бы возбудителем более значитель-
ной деформации, осуществляемой обычным скольжением.
В условиях, когда помимо внешних сил на деформируемое тело
действует температура, т. е. в условиях горячей обработки, механизм
пластического деформирования представляется более сложным явле-
нием. Как указывает академик А. А. Бочвар, кроме сдвигового меха-
низма деформации в данном случае наблюдаются: диффузионный и дис-
локационно-диффузионный механизм; межфазовое перемещение через
растворение и осаждение (растворно-осадительный механизм); меж-
зереиное перемещение при наличии рекристаллизации (пограничный
процесс — относительное перемещение зерен, относительное переме-
щение блоков, полигонизация). Преобладание одного из этих механиз-
мов деформации зависит от химического состава и структуры металла,
температурных условий обработки и характера напряженного состоя-
ния, определяемого действием внешних и внутренних сил.
23
Пластическая деформация металла при высоких температурах со-
провождается диффузией. С одной стороны, это может оказывать влия-
ние на перемещение дислокаций в направлении, перпендикулярном
плоскости скольжения, г. е. обеспечивать переход дислокаций на дру-
гую плоскость скольжения, параллельную предыдущей, путем пере-
ползания; одновременно с этим диффузия заметно проявляется в осво-
бождении дислокаций, задержанных различными препятствиями в
кристалле. С другой стороны, диффузия может играть существенную
роль при перемещении атомов в преобладающем направлении дли-
тельного действия напряжений. Данное явление вызывает остаточную
деформацию, называемую ползучестью.
Рассматривая процесс пластического деформирования поликри-
сталла, следует помнить, что применяемые в технике металлы пред-
ставляют собой сплавы, кристаллы которых содержат атомы различ-
ных компонентов, а отдельные кристаллы или группы их имеют слу-
чайную произвольную ориентировку в пространстве. Поэтому прило-
женное поле сил вызывает первоначальную пластическую деформацию
в тех кристаллах, плоскости скольжения которых наиболее благопри-
ятно ориентированы относительно действующих сил. Хотя склонность
различных зерен принимать пластическую деформацию различна, все
они вынуждены в той или иной мере подчиняться общим условиям об-
работки данного тела, которые характеризуются заданным обжатием
или вытяжкой. Когда часть зерен, плоскости скольжения которых бо-
лее благоприятно ориентированы к направлению действующего поля
сил, начнут пластически деформироваться, то возникает принудитель-
ное воздействие их на менее благоприятно расположенные. При этом
могут появиться дополнительные силы взаимодействия, которые вызы-
вают поворачивающее действие. Это означает, что под влиянием сосед-
них данное зерно, выйдя из нейтрального положения, т. е. из неблаго-
приятного расположения относительно действующего поля сил, нач-
нет пластически деформироваться. Увеличение нагрузки вызовет по-
явление пластической деформации во все большем количестве зерен,
а при некоторой общей степени деформации необратимое изменение
размеров получат все зерна обрабатываемого тела. При этом можно
наблюдать изменение ориентировки зерен с появлением их определен-
ной направленности, т. е. кристаллографические оси отдельных зерен
по мере развития деформации стремятся занять положение, совпадаю-
щее с направлением наибольшей вытяжки деформируемого тела. Это
приводит к тому, что неупорядоченно ориентированная структура до
деформации постепенно превращается в упорядоченную структуру, в
результате чего создается вполне определенная ориентировка зерен,
которая образует текстуру металла. Механические и другие свойства
также получают направленность, которая на материалах, подвергну-
тых обработке с большими степенями деформации, полностью не устра-
няется даже отжигом при высоких температурах.
На процесс деформирования поликристаллического тела оказы-
вают существенное влияние пограничные участки зерен. Искажение
решетки в пограничных зонах возникает в процессе кристаллизации,
когда ветви одного дендрита врастают в междуосные пространства
24
другого на расстояния, равные одному-двум атомным. Кроме того,
встреча двух растущих зерен при кристаллизации, как правило, про-
исходит при их повороте на некоторый угол относительно друг друга.
В момент срастания атомные плоскости не проходят через весь кри-
сталл, а заканчиваются на границе зерен, что приводит к появлению
несовершенств кристаллической решетки по краю этих плоскостей:
границы практически становятся областью разупорядоченного распо-
ложения атомов. По этой причине они могут служить препятствием
для прохождения дислокаций из одного зерна в другое и тем самым
вызывать скопление дислокаций с одной стороны границы. Энергия
границы при этом может настолько возрасти, что возникнут условия,
которые обеспечат зарождение дислокаций в соседнем зерне, даже если
его решетка была совершенной: создадутся условия «эстафетной» пере-
дачи деформации от одного зерна к соседнему.
Процессы внутризеренной деформации являются основными, но не
единственными. В определенных условиях появляется смещение зе-
рен относительно друг друга — межзеренная деформация. Пластиче-
ский сдвиг на этих участках требует повышенной величины напряже-
ния по сравнению с напряжением при сдвиге атомов в самом зерне.
Поэтому межзеренная деформация в первый период весьма ограни-
чена и появляется на более поздних этапах обработки. Следует заме-
тить, что повышение температуры металла увеличивает склонность
к межзеренной деформации.
Рассмотренное поведение металла при пластической обработке
дает основание в общем виде характеризовать механизм деформации
как результат перемещения элементарных частиц металлического тела
(атомов или их групп) в новое положение устойчивого равновесия, что
обеспечивает придание телу необходимой формы и размеров.
§ 3. Наклеп и рекристаллизация
При пластической обработке металлов исходные размеры дефор-
мируемого тела принимают новую форму и размеры. При этом сущест-
венно возрастает плотность дислокаций и других дефектов кристалли-
тов, меняются их форма, размеры и кристаллографическая простран-
ственная ориентировка. Например, при прокатке все зерна могут вы-
тянуться в такой мере, что структура металла приобретет волокнистый
характер.
В условиях холодной обработки, которая выполняется ниже
0,3 7"пл металла, исключается возможность переползания дислока-
ций, связанных с развитием самодиффузии. Поэтому исключается сня-
тие внутренних напряжений и наблюдается устойчивый рост твердости
металлов, предела текучести и прочности, а также уменьшение плас-
тичности. В результате рассеяния проводящих электронов дислока-
циями заметно возрастают электрическое сопротивление и коэрцитив-
ная сила, падает магнитная проницаемость, меняется теплопровод-
ность и пр. Совокупность изменения свойств металлов в процессе пла-
стической обработки называют общим термином наклеп или у п-
рочнение.
25
Различные металлы по-разному воспринимают наклеп. Вместе с тем
установлено, что поликристаллы упрочняются более интенсивно,
чем монокристаллы; металлы с мелкозернистой структурой упрочня-
ются интенсивнее, чем крупнозернистые; твердые растворы — более
интенсивно.
В процессе производства изделий пластической обработкой упроч-
нение учитывается, во-первых, как фактор технологический, опреде-
ляющий возможность получения изделий данным способом, во-вторых,
как метод придания металлу изделия необходимых свойств, особенно
в сочетании с соответствующей термической обработкой. Наклеп вы-
зывает понижение пластических свойств и всегда появляется потенци-
альная опасность образования трещин, расслоений и других дефектов
при значительной холодной обработке металлов, а в некоторых слу-
чаях и горячей. Так, например, в низколегированной стали относи-
тельное удлинение, являющееся одним из показателей пластических
свойств, при значительной холодной обработке уменьшается с 6—
=30...35% до 6=5...6%, т. е. в 5...6 раз. Одновременно с этим наклеп
в широких пределах изменяет и другие свойства металла изделия. Хо-
лодной пластической обработкой (прокаткой, волочением и др.) мож-
но в 2...3 раза увеличить предел прочности и еще в большей мере под-
нять предел текучести.
Искажение кристаллической решетки тела в процессе пластиче-
ского деформирования вызывает появление термодинамической неус-
тойчивости структуры металла. Атомы в такой решетке имеют тенден-
цию к перестройке с уменьшением внутренней энергии. В силу этого
холоднодеформированный металл даже после некоторого «вылежива-
ния» в той или иной мере восстанавливает свои свойства: твердость
и прочность уменьшаются, улучшается пластичность, меняются другие
свойства. Нагрев до температуры (0,25...0,3) Тпл, повышая подвиж-
ность атомов, обеспечивает активное развитие восстановительных
процессов, уменьшающих свободную энергию наклепанного металла.
Заметного изменения размеров зерна или видимой микроструктуры
в данном случае не наблюдается, но имеет место устранение локальных
искажений кристаллического строения и снятие макро- и микроско-
пических напряжений, что является причиной возвращения некоторых
свойств металлов. Совокупность указанных изменений в холодноде-
формированном металле называют возвратом первого рода
или отдыхом.
Если внутри деформированных кристаллов путем перераспределе-
ния дислокаций формируются субзерна, разделенные малоугловыми
границами, то этот процесс называют возвратом второго
рода или полигонизацией. При этом субзерна в пределах
кристаллографической ориентировки исходных деформированных зе-
рен могут вырасти до весьма больших размеров. Однако их границы
все время остаются малоугловыми — угол разориентировки сосед-
них субзерен чаще всего не превышает 1°. Скорость полигонизации
определяется природой и чистотой металла, степенью пластической
деформации и другими факторами.
Повышение температуры металла увеличивает амплитуду тепловых
26
колебаний его атомов, а это меняет как поведение отдельных атомов,
так и взаимодействие их друг с другом, увеличивая скорость пере-
ползания дислокаций и диффузионных процессов. Начиная с некоторой
температуры создаются благоприятные условия для роста зерна —
объединение зерен в более крупные образования отвечает меньшей
свободной энергии поликристалла. С этого момента нагрев холодно-
деформированного металла обеспечивает значительные изменения мик-
роструктуры, а сам процесс называется общим термином рекри-
сталлизация.
Характерной особенностью рекристаллизации является рост новых
зерен, которые отделяются от деформированной матрицы не малоугло-
выми, как субзерна, а высокоугловыми границами, способными к силь-
ной миграции. Их атомы легко могут переходить к соседним, «поедая»
деформированную матрицу, обеспечивая рост зерен и сильную пере-
ориентировку кристаллической решетки. Если такой процесс обес-
печивает появление и рост зерен за счет исходных деформированных
зерен той же фазы, то он называется первичной рекристал-
лизацией. По окончании первичной рекристаллизации структура
металла остается нестабильной из-за неуравновешенности поверхност-
ного натяжения на границах зерен. Это обеспечивает миграцию гра-
ниц, а следовательно, и рост одного зерна за счет другого. Подобного
рода рекристаллизацию называют собирательной рекри-
сталлизацией. При этом зерна укрупняются более или менее
равномерно и металл после собирательной рекристаллизации может
быть охарактеризован одним средним размером зерна.
Увеличение времени выдержки и температуры обработки может
привести к неравномерному росту зерен. Отдельные зерна вырастают
до очень больших размеров за счет окружающих их мелких зерен.
В данном случае процесс называют вторичной рекристал-
лизацией.
Наблюдая за рекристаллизацией, можно прийти к вполне опреде-
ленным выводам относительно возможности процесса и его результа-
тов. Температура, при которой происходит рекристаллизация, опре-
деляется чистотой металла, степенью наклепа и продолжительностью
процесса. Для каждого металла имеется своя температура, ниже кото-
рой рекристаллизация обычно не происходит или для этого требуется
весьма значительное время. Температура начала рекристаллизации
Тр для металлов обычной технической чистоты составляет 0,4 Т
В производственных условиях рекристаллизационный отжиг некото-
рых металлов производят при следующих температурах, °C: железо —
600...700; сталь — 600...700; медь — 450.. .500; алюминий — 250...
...300; молибден— 1400...1600,
Из типовой диаграммы изменения механических характеристик
стальных образцов наклепанного металла в зависимости от темпера-
туры нагрева при рекристаллизации (рис. 18) видно, что интенсивность
рекристаллизации определяется предварительным наклепом: чем выше
наклеп (сильнее искажена решетка), тем интенсивнее происходит ре-
кристаллизация при одной и той же температуре нагрева.
Известно также, что размер зерна в значительной мере определяет
27
Z
Температура рекристаллизации Тр°С
Рис. 18. Диаграмма изменения механиче-
ских свойств металла с увеличением тем-
пературы рекристаллизации:
наклепанного металла;
наклепанного металла
1 — более
2 — менее
1
у пень РЕфСрМсЩиЦ
Тл___1__1___г - t
Z7 10 20 30 40 50 60 70
Степень Веформвциц
Рис. 19. Диаграмма рекристаллизации

свойства металла. Поэтому
большую практическую цен-
ность имеют наши знания за-
висимости размера зерна от
температуры рекристаллизации
и степени деформации. Обычно
эта зависимость представляется
объемными диаграммами рек-
ристаллизации. На рис. 19
дается часть такой типовой ди-
аграммы, общий вид которой
практически не зависит от при-
роды металла. Характерным
для этой диаграммы является
наличие некоторого порога
рекристаллизации, отвечающего
сравнительно малым степеням
деформации — чаще всего
которые называют кри-
тическими. При этих тем-
пературах наблюдается наиболь-
ший рост зерна. Малые степени
деформации создают сравнитель-
но низкую насыщенность дефек-
тами. Поэтому первичная рек-
ристаллизация осуществляется
в ограниченных объемах, а
рост зерен при вторичной рек-
ристаллизации практически от-
сутствует. При критических
степенях деформации возникает
заметное проявление в объемной
энергии неодинаково деформи-
рованных соседних зерен и не создаются условия для появления цент-
ров первичной рекристаллизации. Все это приводит к значительному
укрупнению одних слабо деформированных зерен за счет других.
По мере развития деформации растет общая плотность дислокаций,
что обеспечивает при отжиге образование большого числа центров ре-
кристаллизации, а следовательно, и получение структуры с мелким
зерном. Поэтому сочетание холодной деформации (прокатка, волоче-
ние и др.) и рекристаллизации позволяют получать изделия с необ-
ходимыми размерами зерна, с требуемыми механическими и другими
свойствами.
Выбирая режимы пластического деформирования в холодном со-
стоянии и рекристаллизации, необходимо помнить следующие основ-
ные закономерности: 1) степень деформации е является определяющим
фактором размеров зерна после отжига; 2) увеличение в уменьшает
необходимую температуру рекристаллизации; 3) увеличение времени
отжига равноценно увеличению температуры рекристаллизации;
4) выдержка при температуре рекристаллизации вызывает непрерывное
увеличение размеров зерна.
Выявление влияния процессов холодного пластического деформи-
рования н последующего нагрева на изменение структурного состоя-
ния металлов позволяют перейти к теплой и горячей обработке. Де-
формацию металлов при температурах 71деф=(0,3...0,6)71пл относят
к теплой обработке. При этом в процессе деформации наблюдается
перестройка тонкой структуры посредством переползания дислокаций
без заметной миграции границ.
Деформацию металлов при температурах выше 0,6 Тпл относят
к горячей обработке, важной особенностью которой является отсутст-
вие в определенных условиях деформационного упрочнения. По-ви-
димому, это можно объяснить интенсивной перестройкой дислокаци-
онной структуры и миграцией границ, т. е. возникновением динамиче-
ского разупрочнения — динамической полигонизации и динамической
рекристаллизации, которые представляют собой процессы разупроч-
нения при температурах обработки одновременно с деформационным
упрочнением.
Теория динамического возврата при горячей обработке предпола-
гает, что пластическая деформация увеличивает скорость перестройки
дислокаций. При этом дислокации могут выходить на поверхность
металла, взаимно уничтожаться или распадаться и, наконец, пере-
страиваться с образованием субграниц, обеспечивая разупрочнение
металла.
В определенной стадии горячей обработки, когда наблюдаются
большие деформации при практически постоянном напряжении, появ-
ляется динамическое равновесие между процессами упрочнения и од-
новременно протекающего разупрочнения. При этом разупрочнение
может происходить как за счет динамической полигонизации, когда
под влиянием температуры и рабочих напряжений дислокации сравни-
тельно легко выходят из своих плоскостей скольжения и формируют
субграницы, а также за счет динамической рекристаллизации, которая
наиболее ярко проявляется на участках металла, получивших состоя-
ние сильного горячего наклепа. Можно также утверждать, что при
горячей обработке чаще всего имеет место смешанный процесс проте-
кающего разупрочнения: в объемах со значительной степенью горячего
наклепа можно наблюдать динамическую рекристаллизацию, а в объ-
емах с умеренным наклепом — коагуляцию субзерен, т. е. динамиче-
скую гомогенизацию. Поэтому обнаружить динамическую рекристал-
лизацию в чистом виде при обычных микроскопических исследованиях
весьма сложно.
Горячая пластическая обработка металлов по объему производства
находит более широкое практическое применение, чем холодная, не-
смотря на высокую стоимость и дополнительные трудности, связан-
ные с нагревом и управлением процесса при высоких температурах.
Применение горячей обработки объясняется повышением пластично-
сти металлов и всегда заметным снижением усилий на деформацию,
а в связи с этим падением требуемой на деформацию мощности, т. е.
в конечном итоге повышением экономических показателей пластиче-
29
ской обработки. Перечисленные достоинства позволяют применять
горячую обработку, когда требуются значительные абсолютные обжа-
тия, т. е. при изготовлении изделий сравнительно больших размеров
поперечного сечения. Холодная деформация используется главным
образом на конечных стадиях изготовления изделий, когда необходимо
получить точные размеры, высокое качество поверхности и в сочета-
нии с термической обработкой требуемые механические и физические
свойства.
§ 4. Термомеханическая обработка
металла
Успехи машиностроения, строительства и других отраслей промыш-
ленности в значительной мере определяются достижениями в области
металлургического производства. Повышение прочности в сочетании
с достаточной пластичностью металлов и сплавов позволяют умень-
шить массу, а следовательно, и стоимость сооружений и машин при
их эксплуатации и во многих случаях при изготовлении. Поэтому
непрерывно стремятся улучшить механические характеристики ме-
талла как в состоянии поставки, так и при последующей обработке.
Известно, что пластическое деформирование и термическая обра-
ботка меняют свойства металлов. Объединение этих операций, макси-
мальное их сближение и создание единого процесса термомеханиче-
ской обработки обеспечивают заметное повышение механических
характеристик, что позволяет экономить до 15...40% металла и более
или увеличить долговечность изделий.
Длительное время пластическую обработку рассматривали в ос-
новном как операцию формирования, хотя известно, что 10...20%
энергии, затрачиваемой на деформацию, идет на увеличение внутрен-
ней энергии дефектов кристаллической решетки. Перед окончательной
термической обработкой от этой накопленной энергии освобождались
и только после этого выполняли термические операции, приводившие
металл к метастабильному состоянию с высокой прочностью и вяз-
костью. Между тем совмещение пластической деформации и фазовых
(структурных) превращений или их сочетание в определенной после-
довательности вызывает повышение плотности дислокаций, изменяет
наличие вакансий и дефектов упаковки и может быть использовано
для создания оптимальной структуры металла и формирования важ-
нейших свойств — прочности и вязкости. Это совмещение пластиче-
ской деформации и термического воздействия, целью которого являет-
ся формирование требуемой структуры обрабатываемого тела, называ-
ют термомеханической обработкой (ТМО).
Плотность дислокаций и других дефектов кристаллической решет-
ки, их распределение и взаимодействие определяются степенью сов-
местного влияния пластического деформирования и термической об-
работки. Поэтому к условиям ТМО следует отнести определяющие
факторы пластической и термической обработок, такие, как скорость
и степень деформации (как за данную операцию, так и суммарную),
температуру начала и конца пластической обработки, температуру
30
начала и конца интенсивного охлаждения металла, последовательность
выполнения пластической и термической обработки и ее режим,
химический состав металла и др.
При ТМО оба процесса — пластическая деформация и термиче-
ская обработка — могут совмещаться в одной технологической опера-
ции, но могут проводиться с разрывом по времени. Однако фазовые
превращения при этом должны выполняться в условиях повышенной
плотности дефектов решетки, возникающих благодаря пластической
деформации металла. В условиях ТМО сочетание пластической
Рис. 20. Схемы термомеханической обработки:
1 — нагрев металла; 2 — выдержка (аустенизация); 3 — пластическая деформация; 4 — охлаж-
дение; 5 — отпуск
и термической обработок для разных материалов определяется исход-
ным структурным состоянием, чувствительностью к этим воздействиям
и последствиям воздействия.
ТМО стали выполняется главным образом по трем схемам: высоко-
температурная (ВТМО), низкотемпературная (НТМО) и предваритель-
ная термомеханическая обработка (ПТМО).
ВТМО (рис. 20, а) — термообработка с деформационного нагрева
с последующим низким отпуском. При ВТМО углеродистых, низко-
и среднелегированных сталей обеспечивается получение следующих
механических характеристик: ов=(220...260)-10 МПа, от=(190...
...220) 10 МПа, 6=7...8%, ф=25...40%. Контролируемая прокатка,
являясь разновидностью ВТМО, представляет собой эффективный спо-
соб повышения прочности, пластичности и вязкости низколегирован-
ных сталей. Основная идея этого вида обработки заключается в под-
боре режимов прокатки и охлаждения после прокатки до температур
ниже	а-превращений, что обеспечивает получение мелкого и од-
нородного зерна в готовом прокате. Наиболее успешно это дости-
гается понижением температуры прокатки в последних трех — пяти
проходах до 78О...85О°С при увеличении степени деформации до
15...20% и выше за проход.
НТМО (рис. 20, б) заключается в нагреве стали до 1ООО...11ОО°С,
быстром охлаждении до температуры метастабильного состояния ау-
стенита (400...600°С) и высокой степени (до 90% и выше) деформации
при этой температуре. После этого выполняется закалка на мартенсит
и отпуск при 1ОО...4ООСС. Этот способ применим к легированным ста-
лям, обладающим значительной устойчивостью переохлажденного
31
аустенита, и обеспечивает повышение ив конструкционных легирован-
ных сталей до (280...330)-10 МПа при 6=5...7%.
ПТМО характерна простотой выполнения технологического про-
цесса: холодная пластическая деформация (повышает плотность дис-
локаций), дорекристаллизационный нагрев (обеспечивает полигони-
зацию структуры феррита), закалка со скоростного нагрева, отпуск.
При этом перерыв между холодной деформацией и нагревом под за-
калку не регламентируется, что значительно упрощает технологиче-
ский процесс ПТМО.
Важнейшим фактором упрочнения стали в условиях ВТМО и
НТМО является накопление дефектов в аустените в процессе его пла-
стической обработки и сохранение этих дефектов при мартенситном
Рис. 21. Схемы термомеханической обработки ста-
реющих сплавов
(зубчатые линии — пластическая деформация)
превращении и после отпуска мартенсита. Дефекты у-решетки, полу-
ченные при пластической деформации, независимо от условий нагрева
под закалку сохраняются в той или иной мере и создают дополнитель-
ное упрочнение металлу.
Операция ускоренного охлаждения после прокатки или другого
вида пластической деформации также представляет собой термомеха-
ническую обработку. Поэтому эта операция приобретает в ряде слу-
чаев важное значение как с точки зрения улучшения структуры ме-
талла, а следовательно, и механических свойств, так и влияния на
понижение окалинообразования и обезуглероживания.
Термомеханическая обработка стареющих сплавов, т. е. сплавов,
не имеющих полиморфного превращения (алюминиевых, титановых,
никелевых и др.), выполняется по различным режимам (рис. 21):
1. НТМО, при которой после обычной закалки перед старением произ-
водится холодная деформация. Это обеспечивает повышение пределов
прочности и текучести, хотя несколько падают показатели пластич-
ности. 2. ВТМО, когда закалка выполняется с деформационного на-
грева с последующим старением. При этом необходимо, чтобы к концу
горячей деформации имелась перекристаллизованная структура и не-
обходимая для старения степень пересыщенности твердого раствора,
32
а также исключалась возможность рекристаллизации после горячей
деформации. В данном случае плотность дислокаций повышается бла-
годаря наличию горячего наклепа. 3. Комбинация ВТМО
и НТМО — высоко- и низкотемпературная обработка (ВНТМО), ко-
торая обеспечивается закалкой с деформационного нагрева. Затем
выполняются холодная пластическая обработка и старение. 4. ПТМО,
которая отличается от ВТМО тем, что операция горячей пластической
обработки и нагрев под закалку выполняются раздельно. Этот способ
наиболее часто применим при обработке полуфабрикатов алюминие-
вых сплавов, поскольку старение перекристаллизованного металла
дает большое упрочнение, а пластичность выше у сплавов в рекристал-
лизованном состоянии. ПТМО увеличивает пределы прочности и те-
кучести у стареющих алюминиевых сплавов до 40% и широко исполь-
зуется в крупнотоннажном массовом производстве полуфабрикатов.
§ 5. Напряженное состояние
в точке тела
Пластическое деформирование как способ придания необходимой
формы обрабатываемому изделию осуществляется путем приложения
к нему внешних сил с помощью какого-либо механизма или устрой-
ства. Такие силы принято называть активными. На деформи-
руемое тело действуют также реакции связей. К ним относятся, на-
пример, силы на поверхностях инструмента, ограничивающих пласти-
ческое течение. Все это является причиной появления в теле внутрен-
них сил, интенсивность которых называется напряжением*.
Очевидно, напряжение о на ориентированной площадке, выделенной
внутри или на поверхности тела, может быть выражено как предел
отношения:
о= lim &p/AF9	(1.7)
AF->0
где AF — элементарная площадка; Ар — результирующая внутрен-
них сил, действующих на площадке.
В деформируемом теле и по поверхностям контакта с инструментом
напряжения заметно различаются и в общем случае распределяются
неравномерно. Их определение представляет собой одну из важней-
ших задач теории обработки металла давлением.
Напряжения на произвольных площадках. Напряженное состояние
в некоторой точке тела считается вполне определенным, если известны
напряжения на любой площадке, проходящей через данную точку.
Для изучения напряженного состояния в какой-либо точке деформи-
руемого тела выделим в ее окрестностях находящийся в равновесии
бесконечно малый параллелепипед, ребра которого ориентированы по
* Твердое моно- и по л икр металлическое тело вполне допустимо при исследовании
напряжений и деформаций рассматривать как материальный континуум. Такое допу-
щение представляет собой лишь рабочую гипотезу, которая диктуется принятым
математическим методом анализа явлений, но не затрагивает и не отрицает результа-
ты исследования тех областей физики, которые изучают строение твердых тел.
7 Суворов И. К.
33
координатным осям (рис. 22). Напряжения на соответствующих его
гранях могут рассматриваться как напряжения в исследуемой точке.
Полное напряжение на каждой грани параллелепипеда может быть
разложено на три составляющие: одну по нормали к грани и две в пло-
скости самой грани. Тогда составляющими напряжений SX9 Sy, Sz
на гранях соответственно будут ох, тхг, о^, Ту2, ТуХ, oz, т25С.
Отметим, что первый индекс в обозначении касательного напряжения
указывает площадку, к которой приложено напряжение, и нормаль
к площадке; второй —направ-
Рис. 22. Схема напряжений на гранях
элементарного параллелепипеда
ленпе касательного напряже-
ния по соответствующей оси
координат.
Из условия, что моменты
сил относительно осей х, у, z
должны быть равны нулю, по-
лучим равенство касательных
напряжений:
^3CZ ^ZX,
Z zy -
Из этих равенств следует
свойство парности касательных
напряжений, и оно справедливо
как при упругом, так и при
пластическом состоянии парал-
лелепипеда. Следовательно, на
начает, что напряженное состояние
гранях выделенного параллеле-
пипеда имеется не девять, а
лишь шесть независимых ком-
понентов напряжений. Это оз-
в любой точке деформируемого
тела вполне определяется шестью компонентами — тремя нормаль-
ными ол, Оу, gz и тремя касательными тху, тхг, туг.
Эти шесть составляющих напряжений на трех взаимно перпенди-
кулярных площадках позволяют определить напряжения на любой
площадке, проходящей через данную точку. Для доказательства дан-
ного положения выделим в деформируемом теле в окрестностях иссле-
дуемой точки элементарный тетраэдр (рис. 23), три грани которого сов-
падают с координатными плоскостями, а четвертая пересекает все три
оси координат. Ориентация наклоненной грани АВС по отношению
к осям координат х, у, z определяется направляющими косинусами
нормали /V, т. е. величинами Z, т, п.
Вектор полного напряжения S на площадке АВС спроецируем на
оси х, у, z и обозначим его проекции Sx, Sy, Sz. Если величины Sx,
Sy, Sz определены, то по ним всегда можно найти нормальную и каса-
тельные составляющие на площадке АВС. Пусть площадь треуголь-
ника АВС будет F, тогда площади треугольников BOC=FX, AOC=Fy
и ABO=FZ. Так как /, т, и являются направляющими косинусами
нормали /V, то, очевидно,
Fx — Fl, Fy = Fm, Fz = Fn.
(1.8)
Поскольку тетраэдр находится в равновесии, то проекции дейст-
вующих на него сил на соответствующие оси координат (с учетом свой-
ства парности касательных напряжений) равны:
Используя соотношение (L8) и сокращая на F, имеем:
(1.9)

Таким образом, из выражения (1.9) следует, что для любой пло-
щадки, положение которой в пространстве определяется направляю-
щими косинусами /, т, п, проекции
напряжений	Sz> а следова-
тельно, и само напряжение, дейст-
вующее на этой площадке, выра-
жаются шестью компонентами
напряжений: ож, о^, ог, тад, тхг,
Совокупность этих величин,
образующих симметричную матри-
цу, определяет тензор 2-го ранга,
который называется тензором на-
пряжений. Он может быть запи-
сан следующим образом:
^ху ^xz \
Ь (1.10)
Тг(, °* /
Рис. 23. Схема напряжений на гранях
элементарного тетраэдра
хуз
Тензор напряжений определя-
ется заданием шести скалярных ве-
личин (Оде,
тами тензора. Каждый столбец тензора напряжений Т\Г)} в пря-
моугольной системе координат х, у* г определяют его компоненты, па-
раллельные соответствующей оси. При этом нормальные напряжения
считаются положительными, если они вызывают растяжение, и отри-
цательными — сжатие. Знак касательного напряжения принимается
х2, ryz)f которые называются компонен-
положительным, если напряжение совпадает с положительным направ-
лением оси координат при условии, что внешняя нормаль к этой пло-
щадке также совпадает с положительным направлением оси. Если внеш-
няя нормаль совпадает с отрицательным направлением оси координат,
касательное напряжение принимается положительным при условии,
что оно совпадает с отрицательным напряжением оси. Рис. 22 дает
представление о знаке напряжений по соответствующим координатным
осям. При замене исходной системы координат х, у, г на какую-либо
другую систему меняются только компоненты тензора (ок, иу9 uZf
^хуз тЛ/г), сам же тензор напряжений сохраняется неизменным.
35
Найдем теперь величины полного S, нормального Sn и касатель-
ного т напряжений на некоторой площадке тетраэдра.
По правилу параллелепипеда находим напряжение:
С2__,02 I 02 I 02
(Ill)
Нормальное напряжение Sn представляет собой сумму проекций
Sx. Sy9 Sz на нормаль /V:
(1.12)
а используя уравнение (1.9), получаем
Sn = ох12+иут2+<хл2+2т^/т + 2т,уг тп + 2тгхн/.	(1.13)
Касательное напряжение т найдем по правилу параллелограмма:
(1.14)
Таким образом, если известны напряжения на координатных пло-
щадках, то можно найти напряжения в любой наклонной площадке.
Главные напряжения, инварианты тензора напряжений. Исследуя
напряженное состояние в произвольных площадках, всегда можно
подобрать такую, в которой действуют лишь нормальные напряжения,
а касательные отсутствуют. Такая площадка называется главной,
а нормальные напряжения на этой площадке называются главны-
ми напряжениями. Найдем величины главных напряжений
по заданным компонентам напряженного состояния в произвольных
координатах х, у, г. Помня, что полное напряжение S на главной пло-
щадке совпадает с направлением нормали 2V, имеем:
Sx = Sl, Sy=Sm, S^ — Sn.
Тогда соотношения (1.9) запишутся так:
5/ —- Gxl	Хх^Т1
Sn = tzxl tz m+czn.
Отсюда получим систему линейных однородных уравнений относитель-
но неизвестных /, т, п9 определяющих положение главной площадки
в заданной системе координат:
(cl.—S) 14- т\.„т +	= 0;
—$) m + T^n = 0;
+ K—S) n = 0.
(1-15)
Поскольку направляющие косинусы нормали к главной площадке /,
т, п в силу равенства /2+^24-и2=1 не могут быть все одновременно
равны нулю, то, следовательно, определитель этой системы должен
обратиться в нуль:
Tzx
(1.16)
36
Раскрыв определитель, получим кубическое уравнение относительно
главного напряжения S:
S»—S2 (ох 4-	+ Oz)+s (pxov 4- О;/Ог
ИЛИ
~t~ ^'Xy^yz'^ZX CXXyZ ^y^ZX
(1.17)
(1.17')
где A = oJff+o?/+oi?,
S3 _ J & _j_ J S _ J Q
Л-		45	о	9
(1.18)
Решая уравнение (1.17), получаем три корня, которые представля-
ют собой главные напряжения. Обозначим их Of, <J2, о8 и примем, что
^1><72>о3. Если поочередно подставить значения сгъ о2, Оз в уравне-
ние (1-15), учитывая при этом, что /2+т2+и2=1, найдем три взаимно
перпендикулярные главные площадки. Направления нор-
мали к этим площадкам называют главными направле-
ниями. Если координатные оси параллельны главным направле-
ниям, то их называют главными координатными о с я-
м и. Тензор напряжений в главных координатных осях запишется
так:
/о, О О
7(О) = [ 0 ст2 О
\ О 0 сг3
(1-19)
При всем многообразии условий обработки металлов давлением
в любом частном случае могут возникнуть те или иные схемы напря-
женного состояния. Их может быть четыре объемных (0ь 02, Оч, 04),
три плоских (/71, /72, /73) и две линейных (Лъ Л2) (рис. 24); правила,
согласно которому Oi^o2^o3, в данном случае не придерживаемся.
Стрелки на рис. 24, направленные к грани куба, соответствуют на-
пряжению сжатия, а идущие от грани — напряжению растяжения.
Изображенные десять схем напряженного состояния охватывают
бесчисленное количество разнообразных видов и условий пластиче-
ской обработки металла, т. е. любая деформация отвечает какой-либо
из перечисленных схем напряженного состояния. Вместе с тем необ-
ходимо отметить, что величины главных напряжений на отдельных
участках пластически деформируемого тела различаются между собой,
г. е. условия обработки отдельных участков деформируемого тела
могут соответствовать различным схемам напряженного состояния.
Главные напряжения в любой точке тела не зависят от способа их
нахождения, т. е. они инвариантны по отношению к преобразованию
координат. Коэффициенты уравнения (1.17') A, J2, А, составленные
из компонентов тензора напряжений, не изменяют свою величину при
перемене системы координат и являются его инвариантами.
37
Первый инвариант J\ представляет собой сумму диагональных
членов в тензоре напряжений:
«Z £о^ |~ Gy ~G 2const ,
или в главных осях координат
(1.20)
/7/ 6г=0 flz 6^=0 П3 бг=0
A	Л% 6z-63-0
Рис. 24. Возможные схемы напряженного состояния элементарного ку-
ба в главных осях
Второй инвариант квадратичный:

Тед— Т*2—	== COnSt
или в главных осях координат
2 == ^1^2 Ч” ®2®3 “Н	•
(1.21)
Третий инвариант Js кубический:
==	2 +	— О/Г* — O„T£v-------G^xv
о л у Z 1 JGy yZ ZX X У* у	Ж лу
const,
или в главных осях
«7а — 01П2о8.
(1.22)
38
Главные касательные напряжения. В теории обработки металлов
давлением касательные напряжения играют весьма важную роль. По-
этому целесообразно выяснить, на каких площадках касательные на-
пряжения принимают экстремальные значения, если тензор напряже-
ний задан в главных осях. Из уравнения (1.14) следует
т2 — of/2 -|- сфи2 -J- а2п2
(ох/а+о2т2 +о3п2)2.
(1.23)
Поскольку речь идет об отыскании экстремума функции т2 в зави-
симости от направляющих косинусов /, т, п, используем известное ус-
ловие /2+m2+n2= 1 и исключим один из направляющих косинусов,
например п. Подставив п2=1—/2—т2 в выражение (1.23), получим
т2 = (of
СТ«) /2 + И— <Г|) /П2 + СТ2— |(СТ]
о8) Is + (ст2
(1.24)
Чтобы найти максимум и минимум т2 как функцию переменных
I и приравняем нулю частные производные от т2 по I и т:
I [(Gj — о8) /2 + (о2—ст8) m2— 72 (стх—ст8)] — О, (1.25)
т[(ст,—ств) /2 + (о2—о8)/л2—72 (ст2—ст8)] = 0.	(1.26)
Используя равенство /2+т2+н2=1, найдем при Z=m=0 значение
Если принять 1=п—0, то т=±1, а при т=п=0 1=±1. Ре-
шая уравнения (1.25) и (1.26) при поочередном равенстве нулю I и т,
получим т==±]/1/2 и /=±У1/2. Аналогичным путем, исключив из
уравнения (1.23) сперва т, а затем /, найдем значения п.
Найденные значения косинусов углов определяют площадки с эк-
стремальными значениями касательных напряжений. Их можно пред-
ставить в виде табл. 1.
Таблица 1
I
tn
п
Первые три графы таблицы отвечают площадкам, совпадающим с
координатными плоскостями. Касательные напряжения на этих пло-
щадках имеют нулевые значения. Три следующие графы отвечают пло-
щадкам, на которых касательные напряжения имеют максимальные
значения. Характерно, что эти площадки располагаются перпендику-
лярно одной из координатных плоскостей, а прямой угол между двумя
другими плоскостями делится пополам. Касательные напряжения,
действующие на данных площадках, называются главными ка-
сательными напряжениями. На рис. 25 изображены
положения максимальных (по модулю) касательных напряжений.
Подставляя значения косинусов, отвечающие трем последним гра-
фам табл. 1, в уравнение (1.23), найдем значения максимальных каса-
39
тельных напряжений, действующих на площадках, изображенных на
рис. 25, а, бУ в:
т12 = ±д/2 (о, —о2); [/ = ±1/1/2, лг=±И1/2. п=0],
т28 = ±1/2(о2—о3); [/ = 0, m=±1/1/2, п=±ИТ/2], (1-27)
т81 = ±д/2(ав—<*i); Р = ±У1/2, т=0, п=±]/Т/2].
Выше было принято, что o'I>o2>o's- Следовательно, наибольшее
главное касательное напряжение	—а3).
Можно показать, что
на площадках касатель-
ных напряжений имеют-
ся также и нормальные
напряжения. Подставив
в уравнение (1-13) по-
очередно значения коси-
нусов трех последних
граф табл. 1, получим:
Рис. 25. Площадки максимальных касательных
напряжений
т. е. на площадках глав-
ных касательных напря-
жений действуют нор-
мальные на пр яжен ия,
равные по значению по-
лусумме главных напря-
жений.
Октаэдрические на-
пряжения. В теории
пластической деформа-
ции металлов одновре-
менно с главными пло-
скостями и плоскостями
главных касательных на-
пряжений важное значе-
ние имеют октаэдриче-
ские плоскости, харак-
терные тем, что они пере-
секают главные оси под
одинаковыми углами. Восемь таких площадок, расположенных по
одной в каждом октанте системы координат, как это видно на рис. 26,
образуют октаэдр. Эти площадки называют октаэдрически-
м и. Так же называют и напряжения, действующие на этих площад-
ках.
Очевидно, направляющие косинусы нормали к грани октаэдра
/^т==и= 1/И 3.
40
Тогда проекции полного напряжения на главные оси равны:
Хд.=а1/ = о1/1/3, Sv = а./п=а8//3,	=a3n = as/j/3,
а полное напряжение на грани октаэдра определяется выражением
п2___ Q2 | 02 I 02_______1 / /—2 1 <т2 I гт2\
Ч	/з (<*1-Г<*« + <%)•
(1.29)
Нормальное октаэдрическое напряжение найдем, используя уравне-
ние (1.12):
= Sxl + Sym+Szn	+o2m2+osna=х/з К +o2 + a3),	(1.30)
t. e. нормальное напряжение на окта-
эдрической площадке, которое также
называют гидростатическим
напряжением, представляет со-
бой среднее арифметическое трех глав-
ных нормальных напряжений. Поэтому
оно часто называется средним нор-
мальным напряжением для
данной точки.
Сравнивая нормальное октаэдриче-
ское напряжение и первый инвариант
тензора напряжений, получаем
гг — J
'-'©КТ 'З^Г
Рис. 26. Октаэдр
Найдем теперь значение касательного напряжения, используя при
этом уравнения (1.29) и (1.30):
Тогда
^ОКТ--- /з (Щ
<*2)2 + (<^2—о3)2 + (О3—а,)2,
(1.31)
или в произвольных осях координат
%кт = Ч — Оу)2 + (Оу — О2)2 4- (О2
Здесь токт называется октаэдрическим касательным
напряжением или интенсивностью касательных напряже-
ний rf.
При исследовании процессов деформации наряду с интенсивностью
касательных напряжений введена другая величина — которую на-
зывают приведенным напряжением или интенсив-
ностью напряжений. Величина отличается от интенсив-
ности касательных напряжений tz числовым множителем, который вы-
бирается таким, чтобы при линейной схеме напряженного состояния
интенсивность напряжений соответствовала нормальному напряже-
нию, т. е. при о2—о8—0 <jj—G1- Тогда множитель при тг равен 3/|/2,
41
т. е. crf=s/F7Tf. Следовательно,
Oi = ’/vT V (О,—о.,)2+(а2—а3)2 + (о3—oj2.
(1.32)
В произвольной системе координат интенсивность напряжений за-
писывается следующим образом:
(ох—СуУ + (?v—vj8 + (ол—oj1+6 (т2„+т®2+т2х).
Принятое новое понятие — интенсивность напряжений, или при-
веденное напряжение — весьма упрощает определение эквивалент-
ности двух напряженных состояний, имеющих различные значения
компонентов напр яжений.
Нормальные октаэдрические напряжения оказывают на октаэдр
всестороннее сжатие (или растяжение), что приводит к изменению
объема, но форма октаэдра не изменяется. Одновременно с этим каса-
тельные напряжения, изменяя форму, практически не вызывают изме-
нения объема тела.
Пусть к деформируемому телу дополнительно приложено внешнее
гидростатическое давление р. Тогда главные напряжения а1э 02,
и среднее нормальное напряжение оср изменяются на величину р»
т. е.
01 0£ р, 02 '—Р*	Pt ^ср^^ср Р*
Но значение октаэдрического касательного напряжения при этом ос-
тается неизменным» т. е. т'кт =токт, так как
01	02 = 0i 02, Og Оз== ^2	°з,	^1= Оз Ор
Таким образом, приложенное к телу дополнительное гидростати-
ческое давление не приводит к изменению значения касательных
напряжений.
Рассмотрим раздельно компоненты тензора напряжений, которые
вызывают изменение объема тела, и компоненты, имеющие отношение
к изменению формы. Подобное разделение тензора напряжений на ча-
сти необходимо также и для более наглядного описания законов де-
формации при сложном напряженном состоянии тела.
Октаэдрическое, или среднее нормальное, напряжение, как пока-
зано выше, определяется так:
^окт
<^ср	/з (@х	“Ь /з*^1 •
Выделим это среднее напряжение из тензора напряжений следую-
щим образом:
Т(О) — Тш -р De *
где Тш — шаровой тензор напряжений,
О
^ср
о
(1.83)
42
и Do — девиатор напряжений,
— см. рис. 27.
Легко заметить, что первый инвариант шарового тензора напряже-
ний совпадает с первым инвариантом общего тензора напряжений;
Рис. 27. Графическое представление разложения тензора напряжений (а) на шаровую
(б) н девиатор ну ю (в) части в произвольных осях
Первый инвариант девиатора напряжений по определению девиа-
торов должен быть равен нулю, что действительно имеет место, т. е.
= (ок—Су) 4- (Су—сг) + (сг—сх) = 0.
Путем преобразования уравнения (1.31) можно выразить окта-
эдрическое напряжение через инварианты Л и тензора напряжений:
^кт== r/e [(«1—O2)S 4- (os—GS)S 4- (ca—О,)2] =
и _и	= */» (2 (Oj -|- + os)« 6	4~®2®з 4_®з®'1)1»
т^т=1/.(2Л-6Л).	(1.35)
Если в уравнении (1.35) принять инварианты Л и J2 тензора на-
пряжений, записанного через компоненты, действующие по произ-
вольным координатным осям х, у9 г, то имеем
2 JI — 6 Js = 2о2 4- 2а| + 2<т| + 4cxcv 4- 4ovcz + 4сгох—6схОу — (xsycz —
— Gczcx + 6 (т2у 4- t2z + т2х) = (сх—о )2 + (о — Oj)2 4-
следовательно,
%кт = х/3	СуУ + (Су—аг)2 + (ог—ох)2+6 (T2J, + т22 4- т2х). (1.36)
Путем аналогичных преобразований можно показать, что
t2kt=-7s/?.	(L37)
Проведя сравнение значений октаэдрического касательного напря-
жения и максимального главного касательного напряжения, А. А. Иль-
43
юшин получил следующее соотношение:
или 0,941 >-^>0,816.
Тщах
(1.38)
Это указывает на тот факт, что октаэдрическое и максимальное каса-
тельные напряжения близки по своим значениям.
Дифференциальные уравнения равновесия. Выше было показано,
что при переходе от одной точки тела к другой напряжения могут
Рис. 28. Напряжения на гранях бесконечно малого параллелепипеда
изменяться, оставаясь непрерывными функциями координат. Это поз-
воляет составлять дифференциальные уравнения равновесия для про-
извольно выбранного элементарного объема, интегрирование которых
позволит найти закономерность распределения напряжений и дефор-
мирующие усилия.
Выделим в обрабатываемом теле методом сечений элементарный
параллелепипед с ребрами dx, elf/, dz. Действие отброшенных частей
заменим соответствующими силами (рис. 28). Тогда напряжения на
параллельных гранях отличаются друг от друга на бесконечно малые
величины, которые являются частными дифференциалами от компо-
нентов тензора напряжений. Поскольку тело находится в равновесии,
то для выделенного элемента должны удовлетворяться условия равно-
весия: 2Х-0, 2У=0, SZ=0.
Пренебрегая объемными силами, заметим, что на каждой грани
параллелепипеда действует сила, которая равна произведению на-
пряжения на площадь грани. Приравняв сумму проекций сил на ось х
44
нулю, получим
дх J
dyj dx dz—тух dx dz +
dy dz—axdy dz-J-
dxdy—r^dx dy=»O.
Приравняв сумму проекций на оси у и z нулю, раскрыв скобки и
сократив на dxdydz, получим дифференциальные уравнения равно-
весия:
(L39)
Хотя равенства гху^ТуХ1 xxz—%ZX9 xyz=xzy сокращают число неиз-
вестных функций до шести, дифференциальных уравнений имеется
только три. Поэтому для определе-
ния неизвестных величин принима-
ют дополнительные условия.
Для многих случаев пластиче-
ской обработки с достаточной точ-
ностью можно рассматривать весь
процесс деформации, происходящий
в одной плоскости, например в пло-
скости хОу. Тогда условия в парал-
лельных плоскостях принимаются
одинаковыми. Так, наприцер, в
некоторых случаях листовой штам-
повки напряжение по одной из
осей бывает настолько мало, что
его можно не принимать во вни-
Рис. 29. Диаграмма напряжений
(круг Мора)
мание.
Таким образом, упрощая анализ процесса пластической обработки,
можно рассматривать условия: 1) когда одно нормальное напряжение
равно нулю, что отвечает плоскому напряженному состоянию; 2) когда
нормальное напряжение постоянно по величине и равно полусумме
двух других нормальных напряжений, что отвечает плоскому дефор-
мированному состоянию.
В условиях плоского напряженного состояния и плоскодеформи-
рованной схемы отыскание значения и знака напряжений в деформи-
руемом теле существенно упрощается. Так как все производные от
напряжений по одной из осей, например по оси z, равны нулю, то
дифференциальные уравнения равновесия для плоского деформиро-
ванного состояния имеют вид
(140)
В условиях плоской задачи компонентами тензора напряжений
являются лишь Оде, Gy и тху. Если известны главные нормальные на-
45
пряжения Ci и о2, то, используя круг Мора (рис. 29), можно опреде-
лить:
СХ = Г(°1 + «и/2 + (°1—о2)/2] COS 2<р;	(1.41)
cv = 1(°1 +о2)/2—(ох—o2)/2]cos 2<р;	(1.42)
тл,.	|(а1—о2)/2] sin 2<р,	(1.43)
где ф — угол между осью х и главной осью /.
При анализе процессов осадки цилиндрического или конического
тела, волочения и прессования круглых прутков из цилиндрической
заготовки удобнее пользоваться цилиндрической системой координат.
Дифференциальные уравнения равновесия для случая осесимметрич-
ного напряженного состояния тела имеют вид

(1-44)
где г, 6, z — цилиндрические координаты точки.
§ 6. Деформированное состояние
в точке тела
Металлические тела, обладая способностью сохранять сплош-
ность, при определенных условиях силового на них воздействия могут
изменять свою форму и размеры — частицы тела от исходного состоя-
ния перемещаются в новые положения пространства. В этом случае
говорят, что тело принимает (или испытывает) деформацию.
Анализ изменения положения частиц деформируемого тела в про-
странстве при его пластической обработке имеет важное теоретическое
и практическое значение. Для возможности использования математи-
ческого аппарата поликристаллическое тело рассматривают как не-
прерывную среду и используют понятие «деформированное состояние
в точке тела».
Перемещения в координатных осях, компоненты деформации. Де-
формация всякого тела определяется изменением формы и размеров
его элементарных объемов. При этом каждый из них может принимать
изменения, отличающиеся от других. Для характеристики деформа-
ции в окрестностях заданной точки тела примем такие величины, ко-
торые могли бы определять изменения длины любого физического от-
резка, проходящего через эту точку, а также определять изменение
угла между двумя произвольными прямыми, выходящими из этой
точки.
Пусть точки пластически обрабатываемого тела меняют свое перво-
начальное положение, смещаясь благодаря деформации. Тогда, на-
пример, точка А с координатами х, у, г в некоторый момент деформа-
ции, близкий к начальному, перемещается в положение с коорди-
натами Xi, уи Zi (рис. 30). Вектор ЛА1 указывает перемещение точки А
в принятый момент деформации тела. Его проекции на координатные
оси х, у, г, обозначенные соответственно через нх, являются ком-
понентами перемещения. В общем случае деформации они представ-
46
ляюг собой функции координат точки:
(1.45)
Поскольку при деформировании тела его сплошность не нарушает-
ся, то указанные функции компонентов перемещений являются непре-
рывными. Следовательно» элемен-
тарный параллелепипед с ребра-
ми dx, d#, dz, взятый в обраба-
тываемом теле в окрестностях
точки Л, при деформировании
изменит свое положение и фо-
рму, т. е. ребра параллелепипеда
изменят длину, а углы между
ними не будут прямыми. Это оз-
начает, что ребра получают линей-
ную деформацию, а углы между
ребрами — угловую (или сдвиго-
вую). Деформация любого элемен-
тарного объема тела всегда может
быть разложена на ряд отдельных
простейших деформаций. Так, де-
формация элементарного параллеле-
Рис. 30. Компоненты перемещения
при деформации тела
пипеда может быть разложена на шесть составляющих: три линейные»
характеризующие изменения размеров ребер, и три угловые. Если
стягивать ребра параллелепипеда, то в пределе эти шесть составляю-
щих будут характеризовать полную деформацию в точке. Найдем эти
составляющие.
На рис. 31, a abdc представляет собой проекцию грани параллеле-
пипеда до деформации, a arbrd±Ci — после деформации. Относительное
удлинение ребра ас, параллельного до деформации оси Ох, составляет
_____	(дих/дх)dx+ dx—ux]—dx дих
etc	dx	дх 9
а ребра аЬ, параллельного до деформации оси Оу,—
=as a^—ab __	+ {диу!ду) dy—uy\ — dy _ duy
V=SS ab	dy	dy *
Угол поворота ребра ас в плоскости хОу
ja сс ==	+ (диу!дх) dx иу] __ диу!дх
*	«1С£	(дих!дх) dx—ux\dx \\-дих/дх '
Величину дих1дх в знаменателе, как весьма малую по сравнению с еди-
ницей, можно отбросить. Тогда получим
tga	du. Vdx.
< (V
Определяя угол поворота ребра ab в плоскости хОу, получаем
$ = dux/dy.
47
Тогда полное уменьшение прямого угла Ьас, т. е. относительный сдвиг»
« = уХу = а+₽ = дих/ду + диу/дк.
По аналогии можно записать относительные удлинения и выраже-
ния для углов сдвига и в других координатных плоскостях. Очевидно,
все дифференциальные зависимости можно представить следующим
образом:
гх^=дих/дх, ьу~диу!ду, zz^duz/dz.	(1-46)
Относительные сдвиги:
. ^иу	диу . ди-	duz . дих гг
^ХУ~~ ду + дх ’	дг + ду *	ТьГ +	'	(1в47)
Полный относительный сдвиг в рассматриваемом примере состоит
из угла поворота ребра ас, параллельного оси Ох, в направлении оси
Рис. 31 Элементарный параллелепипед до деформации (а) и его про-
екция на плоскость хОу до и после деформации (б)
Оу* и угла поворота ребра ab, параллельного оси Оу, в сторону оси Ох.
При этом совершенно не имеет значения, каковы размеры углов пово-
рота аир. Важно, чтобы их сумма оставалась постоянной, равной пол-
ному уменьшению прямого угла, т. е. равной со. Если принять пово-
рот каждого ребра на вполне определенный угол, равный половине
изменения прямого, то полный относительный сдвиг
“ /zTxy "Т" VвТух‘
Таким образом, в общем случае деформации элементарного парал-
лелепипеда длина его ребер и углы между ними изменяются.
Переходя к пространственному представлению- деформированного
состояния элементарною параллелепипеда или (при стягивании его
48
граней) деформированного состояния в точке, можно отметить, что оно
определяется совокупностью компонентов. Если их расположить в виде
таблицы, подобно тензору напряжений, получим матрицу, которую
называют тензором деформаций:
2 У Ху
'кУгу
(1.48)
Соответствующие углы поворота ребер
формации будут равны между собой, т. е.
параллелепипеда при де-
=Чт

Ч^Ууг = 'кУгу и
-- 1ъУх2'
Следовательно, тензор деформации
можно записать в виде
является симметричным и его
^КУху
*/ъУхг
*1ъУуг
(1.49)
Из этой записи видно, что деформированное состояние в точке
полностью определяется шестью компонентами деформации (ех,
?/> ^z»
Сопоставляя тензоры напряжений и деформации, можно обнару-
жить, что аналогом нормального напряжения является линейная де-
формация, а аналогом касательного напряжения — половина угла
сдвига в соответствующей плоскости.
Выражения (1.46)...(1.49) применимы для малых деформаций, т. е.
в случаях, когда удлинения и сдвиги малы по сравнению с единицей.
Главные деформации, инварианты тензора деформации. Ранее
выведенные формулы теории напряженного состояния можно исполь-
зовать для написания формул теории деформированного состояния,
подставляя в них соответствующие компоненты деформации. Так, на-
пример, в любой точке деформируемого тела можно обнаружить такие
три взаимно перпендикулярные оси, в системе которых отсутствуют
угловые деформации и имеются изменения лишь продольных разме-
ров. По аналогии с напряженным состоянием эти оси называются
главными осями деформированного состоя-
ния, а относительные удлинения вдоль этих осей
называются главными и обозначаются е1э в2, е8.
Выражение для тензора деформации в главных осях имеет вид
О
О
(1.50)
Главные деформации могут быть определены при решении кубиче-
ского уравнения
es_	+ jee_ J8 = о,	(1.51J
4»
где Jf, JI, JI — инварианты тензора деформации:
= ех + J-е2 = et 4-Ea + е3 = const,
JI=exe;/ + EyEz+Бгел—х/4 (Т^+уЪ 4- tL) =
Л = БхЕ!;Ег 4- '^УхуУугУы —	(8ж7^ 4- 8^+ Е^) = Е^Е., = COllst.
Главные удлинения обычно записывают в такой последовательности:
В плоскостях, проходящих через одно из главных направлений
и делящих пополам прямой угол между двумя другими направления-
ми, относительные сдвиги принимают экстремальные значения. Они
связаны с главными деформациями растяжения следующими соотно-
шениями:
Т12--- е1 е2» Тгз------®2	е3, Тз1----ез е1-
(1.52)
Максимальная величина сдвига определяется разностью между
максимальным и минимальным относительными удлинениями, т. е.
Tinax — е1 е3 -
Деформация в октаэдрических площадках. Нормальные удлине-
ния на октаэдрических площадках, если относительные деформации
заданы в главных осях, определяются по аналогии с теорией напряже-
ний следующей зависимостью:
Бокт = 1/8(Б14-824-ев)-
(1.53)
Относительный сдвиг на октаэдрических площадках представляет-
ся следующими уравнениями:
в главных осях
Токт = 2/з V (е1 — Е8)2 4- (б2 — 83)2 4- (б8 — 8Х)2»	(1.54)
в произвольных осях
Токт = 7з V ^)2+в J2+72 (т^+rtz+тУ.
(1.55)
Обобщенная деформация, или интенсивность деформаций, имею-
щая большое применение в теории пластичности, пропорциональна
октаэдрическому сдвигу:
Ef = {3/[2V2(1 4-и)]} Токт»
ИЛИ
Б/ = {V2/[2 (14- И)]} V (бх - е2)2 4- (е2 - е3)2 4- (е8 - ех)2, (1.56)
где
Пуассона.
р — коэффициент
ЙЙ1
Поскольку за пределом упругости, т. е. в области пластических де-
формаций, объем металлического тела практически не меняется, ко-
эффициент Пуассона допустимо принять равным 0,5. Тогда интенсив-
ность деформации
е/ = Г2/з К(е1 — Б»)2 + (б2 — Es)2 + (б8 — Е()2 .
(1.57)
Скорость деформации. При анализе деформированного состоя-
ния материальной среды до сих пор время как независимый фактор
исключалось, т. е. деформация среды определялась действующими
силами лишь в данный момент нагружения независимо от предшест-
вующих нагружений, а приобретенная телом деформация от предыду-
щего нагружения принималась неизменной, если сохранялось значе-
ние самой нагрузки. Между тем деформация материальной среды пред-
ставляет собой движение частиц тела. Рассматривая перемещение со-
седних частиц обрабатываемого тела во времени, неизбежно приходим
к понятию скорости деформации.
Совокупность скоростей линейных деформаций Wi=d&ildt и дефор-
маций сдвига	dyuJdt описывается тензором скорости дефор-
мации, который в произвольных координатных осях может быть запи-
сан так:
Ху
W
У
ZV
(1.58)
Совокупность скоростей линейных деформаций и деформаций сдви-
га, представляющую собой тензор скоростей деформаций (1.58),
можно получить, взяв производные по времени от компонентов тен-
зора деформаций (1.49).
На основании общего правила тензор скоростей деформации можно
разложить на девиатор скоростей деформации
(1.59)
и шаровой тензор скоростей деформации.
Девиатор (1.59) является весьма важной и необходимой характе-
ристикой анализа пластической деформации металла, поскольку меж-
ду скоростями деформации и напряжениями представляется возмож-
ным установить определенную зависимость. Для несжимаемой среды
девиатор (1.59) равен тензору (1.58).
§ 7. Условие пластического равновесия
Во многих практических случаях необходимо знать то минималь-
ное усилие, которое обеспечивает пластическое изменение формы тела.
Однако установить соотношения между главными напряжениями в де-
формируемом теле и физическими константами материала, при кото-
рых происходит переход тела в пластическое состояние, во многих
случаях весьма сложно. Начнем рассмотрение этого вопроса с приме-
ра, отвечающего линейной схеме напряженного состояния [Л2]»а имен-
51
5Рис. 32. Зависимость истинных
напряжений (с), напряжений
шрн линейном упрочнении метал-
ла (б) и условия идеальной пла-
стичности (в)
отвечает началу появления
но с рассмотрения диаграммы истинных напряжений при испытании
на растяжение стального образца. Отложим на оси абсцисс получен-
ные в результате экспериментов значения относительного удлинения
образца Ei, а на оси ординат — значения истинного растягивающего
напряжения и построим графическую
зависимость ch— f(ei), представленную
на рис. 32, а.
В начальной стадии растяжения на-
блюдаются упругие деформации и линия
ОА — прямая, так как соотношение
между напряжением и деформацией под-
чиняется закону Гука Oi=£ei. Превы-
шение напряжения, соответствующего
точке А, характеризует возникновение
необратимой деформации и появление
нелинейности функции Oi=/(ei). При
переходе в точку В или С и последую-
щем уменьшении нагрузки, т. е. сниже-
нии <У1, линия разгрузки на диаграмме
уже не соответствует линии О А С, а от-
вечает линиям BN и CF с тем же накло-
ном к оси абсцисс, что и линия ОА. Ко-
гда образец находился под нагрузкой,
соответствующей точке Ву значение де-
формации было равно ОК- Как только
внешнюю нагрузку сняли, значение уд-
линения образца не становится равным
нулю, а благодаря наличию пластичес-
кой деформации отвечает величине ON.
Новое растяжение образца на диаграм-
ме отмечено теми же линиями, т. е. NB
и FC, до достижения точек В и С. Даль-
нейшая нагрузка изобразится кривой
OAD. В точке D происходит разрыв
образца.
Напряжение в точке Л, соответству-
ющее начальному пределу текучести от,
пластических деформаций. Выше бы-
so показано, что холодная пластическая деформация сопровож-
дается упрочнением материала, т. е. изменением ряда физических кон-
стант, в том числе и предела текучести от. Точки В и С, как и любая
точка кривой AD, соответствуют некоторым значениям переменного
предела текучести с учетом упрочнения.-
Таким образом, анализ диаграммы растяжения образца дает осно-
вание считать, что в условиях линейной схемы напряженного состоя-
ния пластическая деформация начинается, как только нормальное на-
пряжение достигнет предела текучести, т. е. при
Ох-От-
(1.60)
^шах Tf
(1.61)
Принимая во внимание выражения (1.27), получаем
Это означает, что в условиях линейной схемы напряженного состоя-
ния пластическая деформация начинается, как только максимальное
касательное напряжение достигнет предела текучести при сдвиге.
Пр и теоретических исследованиях установленную эксперименталь-
ным путем ту или иную зависимость растягивающего напряжения от
относительного удлинения аппроксимируют. При обработке металлов
давлением часто используют аппроксимирующие функции, графики
которых показаны на рис. 32, б, в. В дальнейшем, если нет особых ука-
заний, подразумевается, что поведение деформируемого материала
описывается диаграммой, представленной на рис. 32, в, т. е. что имеет
место так называемая идеальная пластичность.
В условиях сложной схемы напряженного состояния, когда по-
мимо G1 в деформируемом теле действуют другие главные нормальные
напряжения (о2» <*з)> переход тела в пластическое состояние опреде-
ляется более сложными зависимостями между величинами, инвариант-
ными относительно принятой системы координат. Очевидно, совокуп-
ность возможных предельных соотношений главных напряжений (оъ
о2, °з) представляет некоторую поверхность, выраженную равенством
/(Oi, в2, 0з)=О, которую принято называть предельной по-
верхностью пластичности. Однако определение этой
функции для сложной системы напряженного состояния вызывает
значительные трудности. Поэтому в теории пластической обработки
металлов используют ряд гипотез предельного состояния, две из кото-
рых получили наиболее широкое применение.
1. Условие постоянства максимальных касательных напряжений
было предложено французским исследователем Треска в 1864 г. на
основании изучения условий деформации свинцовых образцов. Обраба-
тывая опыты Треска, Сен-Венан (1871) сформулировал условие плас-
тичности следующим образом: пластическая деформация в данной
точке тела возникает независимо от схемы напряженного состояния,
если наибольшее касательное напряжение в рассматриваемой точке
достигло предельной величины, характерной для данного материала.
В условиях линейной схемы напряженного состояния на площад-
ках, расположенных под углом 45° к направлению напряжения об-
наруживается максимальное значение касательного напряжения. Сле-
довательно,
*Ц1ах ” <^1/2-
Поскольку пластическая деформация начинается при достижении
растягивающим напряжением Oi значения предела текучести от, то
максимальное значение касательного напряжения при этом должно
соответствовать
^ах = от/2.	(1.62)
В условиях сложной схемы напряженного состояния наибольшее
значение касательного напряжения в главных осях соответствует
^гаах “ (^1	^а)/2-
53
Очевидно, пластическая деформация тела в данном случае начнется
при
(1.63а)
т. е. при достижении результирующим касательным напряжением не-
которого вполне определенного значения, численно равного
т=от/2.
(1.636)
2. Энергетическое условие пластичности было предложено Губером
(1904), независимо от него Мизесом (1913) и затем Генки (1921). Оно
имеет следующую формулировку: деформируемое тело переходит
в пластическое состояние, как только интенсивность касательных на-
пряжений достигнет некоторого предельного значения k:
xt=х/з V(Ot—О2)2 + (<т2—о3)2 + (<т3—о,)2 = k	(1.64)
или когда интенсивность напряжений of станет равной пределу те-
кучести материала от при линейном напряженном состоянии:
а в произвольных осях координат
К(Ож— )2 + (О^—oj2+(02—о+ 6(т2^+т2г 4- т2х). (1.66)
Само наименование «энергетическое условие пластичности» было
установлено после того, как Генки показал его физический смысл:
переход металлического тела в пластическое состояние произойдет,
если накопить в нем некоторое вполне определенное количество потен-
циальной энергии упругого изменения лишь формы, а не объема тела.
При этом важно лишь количество накопленной потенциальной энер-
гии независимо от схемы напряженного состояния. Определяя значе-
ние потенциальной энергии упругого изменения формы тела при
сложной и линейной схемах напряженного состояния и приравнивая
их друг другу, в конечном итоге получим уравнение пластичности
(1.65).
Действительно, потенциальная энергия изменения формы дефор-
мируемого тела, накопленная к моменту перехода его в пластическое
состояние, которую для единицы объема тела можно принять за удель-
ную потенциальную энергию изменения формы, может быть определе-
на как разность между полной удельной работой деформации ядеф
и удельной работой упругого изменения объеме тела аО9 т. е.
^деф
Удельная работа деформации тела
^деф---(^1е1 4“ ^2^2 4” ^зез)»
а удельная работа изменения объема
Х/6 (С1 4" °2 4" tfg) (е1 4- е2 4- ез)"
(1.67)
(1.68)
(1.69)
Так как тело находится в условиях предельного пластического рав-
новесия, т. е. на границе перехода упругих деформаций в пластиче-
ские, то в данном случае применим закон Гука*
— (1 /£) [Gi Н Ч- <*3)];
б2 == (1 /£) [о2—и (о3 4- ot)];
е3 = (1 /£) [о3—р (ot +а2)].
(1.70)
Подставляя уравнения (1.70) в формулы (1.68) и (1.69), а затем в
формулу (1.67), получаем
« = [(1 + н)/(6£) ] [К—0S)2 + (О2—Os)2 + (О3—0Х)8].	(1.71)
При переходе металла в пластическое состояние в условиях ли-
нейной схемы (при 02=О и €Fs=0) его удельная потенциальная энергия
составляет
ал^[(1+и)/(6£)]2о|.
(1.72)
Так как, по данной гипотезе, количество накопленной энергии упругой
деформации тела не зависит от схемы напряженного состояния, то,
следовательно, а=ал. Приравняв уравнения (1.71) и (1.72), получим
условия пластичности:
V (Oi—О2)2 + (аЕ—о3)2 + (а3 —а2)2 = ат	(1.73)
ИЛИ
(<Ч—2)2 + (о2—03)2 + (о3—0J2 = 2о;.
В условиях простого растяжения, когда 0i=0T, а 0s=s=03==O, зна-
чение октаэдрического касательного напряжения может быть найдено
из уравнения (1.65):
Токт = = Г2 W	(1.74)
Если имеет место чистый сдвиг (0i=tt, 02=О, о8=—тт), то
Тт = 0Т//3 = 0,577от.	(1.75)
Сравнивая уравнения (1.63, б) и (1.75), видим, что результирующее
касательное напряжение, вызывающее появление пластического сдви-
га по теории постоянства максимальных касательных напряжений,
тт==от/2, а по энергетическому условию пластичности тт~ат/]/3 (при
чистом сдвиге).
При обработке металлов давлением могут возникать различные на-
пряженные и деформированные состояния. Анализируя напряженное
и деформированное состояния, следует учитывать не только абсолют-
ное значение главных напряжений, но и их знак, т. е. рассматривать
алгебраическую величину напряжения: отрицательные напряжения
с меньшей абсолютной величиной считаются больше отрицательного
напряжения с большей абсолютной величиной, а положительные на-
пряжения будут больше вне зависимости от абсолютной величины от-
рицательного напряжения. Решая конкретную задачу обработки ме-
талла давлением, необходимо внимательно следить за правильностью
знаков и индексов напряжений. Напряжение 02, являясь средним, мо-
жет изменяться в широких пределах по своему значению, приближаясь
55
от полусуммы двух других к значению Oi илиоя. Еслио2=€Г1, условие
пластичности имеет вид
или
откуда
(°1 — <*з)В + (о* — °тГ = 2о?,
2(Oi—о8)2 = 2о|,
CFf
(1.76)
Приняв o2=os, получим то же самое выражение уравнения пластич-
ности (1.76): ог—os=oT.
Таким образом, если среднее главное напряжение равно одному
из крайних, то пластическое состояние наступает, когда разность край-
них главных нормальных напряжений равна пределу текучести дефор-
мируемого металла в данных условиях обработки, т. е. энергетическое
условие пластичности в данном случае совпадает с условием Треска —
Сен- Вена на (1.63а).
Пусть теперь среднее главное напряжение о2 равно полусумме
крайних: oE=(ai+a3)/2. Если это значение а2 ввести в одно из уравне-
ний (1.70), учтя, что в момент начала пластической деформации объем
тела не меняется, получим е2=0, т. е. будем иметь плоское деформиро-
ванное состояние. Подставляя же aE=(0i+a3)/2 в уравнение (1.73),
получаем
К — (О1+<O/2]S + Г(сг J + о3)/2—а3]2 + (а3—oj8 = 2а?.
Преобразуя, имеем 8/Е(аг—а8)®==2а?, что дает
01—а3 = 2/ггпт= 1,155от.	(1.77)
При сравнении уравнений (1.76) и (1.77) можно заметить, что для лю-
бых значений среднего главного напряжения п2 уравнение пластич-
ности может быть записано так:
—о3 ==тот,
(1.78)
где т— переменный коэффициент, который меняется от 1 до 1,155.
Максимальное значение коэффициента /и, равное 1,155, соответствует
плоскому деформированному состоянию. Во всех других случаях коэф-
фициент 1,155 и постепенно приближается к 1 по мере удаления
среднего главного напряжения (в ту или другую сторону) от полу-
суммы двух других напряжений.
Условие пластичности для плоского деформированного состояния
в произвольных координатных осях может быть получено из уравне-
ния (1.66). При этом 0z==(ax+oJ/)/2 и ^=^^=0, а подставляя их
в уравнение (1.66) и возводя в квадрат, получаем
—а,)2 + [а, - (ох + а,)/2]2 + [(ах+о,)/2—axf+6т2, = 2а?.	(1.79)
Преобразуя данное уравнение, имеем
(fix—<\)2 + 4<s/=4/з°т = 4т?.
(1.80)
Условия пластичности (1.73), (1.76), (1.79), (1.80) совместно с урав-
нениями равновесия (1.39), (1.40) широко используются при решении
Б6
практических инженерных задач, связанных с определением усилий,
развиваемых машиной-орудием при выполнении тех или иных техно-
логических операций процессов обработки металлов давлением.
Условие пластичности (1-73) неоднократно подвергалось опытной
проверке. Первым обстоятельным исследованием данного вопроса была
работа В. Лоде, который получил хорошее совпадение энергетической
теории пластичности с опытными данными при сложном нагружении
тонкостенных труб из железа, меди и никеля. В частности, В. Лоде
проверил влияние среднего главного напряжения на условие пластич-
ности и опытным путем установил, что при oe«-(Gi+o2)/2 коэффициент
/71=1,15, который по его имени называют коэффициентом
Лоде.
Впоследствии проверка условия пластичности проводилась мно-
гими исследователями, подтвердившими возможность использования
энергетического условия пластичности для инженерных расчетов при
обработке металла давлением, во всяком случае для металлов и спла-
вов с кубической пространственной решеткой.
§ 8. Соотношения между напряжениями
и деформациями
Приложенное к телу поле сил вызывает изменение его размеров
и формы. При этом чем выше интенсивность действующих сил, тем
сильнее проявляются изменения размеров и формы тела. Во всяком
случае, с определенной уверенностью можно утверждать о наличии
связи между напряжениями в теле и его деформациями (упругими или
остаточными). Если действующие - на тело силы вызывают лишь упру-
гие деформации, то связь между деформациями и соответствующими на-
пряжениями может быть установлена на основании закона Гука:
ех => (1 /Е) [о*— р (ov+oj],
(1 АЕ) р (о2 Ч'Од.)],
ег = (1 /Е) [<тг—р (их + аг)],
Уху “
У zx ’ ^zxlG-f
(1.81)
где Е — модуль упругости принятого материала; G — ыювулъ сдвига
(модуль упругости II рода); р — коэффициент Пуассона.
Уравнения (1.81) могут быть сформулированы следующим образом:
компоненты тензора деформаций в рассматриваемой точке и компонен-
ты тензора напряжений в этой же точке связары линейной зависи-
мостью.
Приняв во внимание, что
и обозначив
G = Е/[2 (1 + р)],
(1.82)
(1.83)
выразим зависимость между напряжениями и деформациями. Не при-
67
водя проделанных преобразований, запишем
(1.84)
Левая часть матрицы представляет собой девиатор напряжений
О(С), а правая — девиатор деформации О(е). Следовательно, запись
в соответствующих обозначениях имеет вид
О(о) == 2GO(e).
(1.85)
Таким образом, при упругой деформации девиатор напряжений
прямо пропорционален девиатору деформации. Помня, что компоненты
девиатора отражают изменение лишь формы деформируемого тела,
данное положение можно сформулировать следующим образом: ком-
поненты напряжений и деформаций, определяющие изменение формы
тела, связаны между собой прямой пропорциональностью. При этом
коэффициент пропорциональности всегда равен 2G.
Перейдем теперь к установлению соотношений между напряже-
ниями и деформациями при пластическом течении материала, при-
няв, что поведение последнего описывается условиями пластичности
(1.64) . . . (1.66).
Переход тела из упругого в пластическое состояние вносит неко-
торые затруднения при нахождении связи между напряжениями и
деформациями. Однако эти трудности проявляются лишь в опреде-
лении модулей пластичности ЦЕ') или II (G') рода, отвечающих ус-
ловию пластического состояния материала, так как их величина за-
висит от степени деформации, или в определении интенсивности на-
пряжений of и деформаций ег. Оказывается, при пластической обра-
ботке металла, если соблюдаются некоторые условия процесса, в
первом приближении соотношения между напряжениями и дефор-
мациями аналогичны выведенным для упругих деформаций. Такими
условиями являются: а) все внешние силы, действующие на дефор-
мируемое тело, возрастают пропорционально одному общему пара-
метру; б) направления главных осей напряжений и деформаций со-
храняются на протяжении всего процесса деформации. Тогда, при-
нимая во внимание, что объем тела при пластической обработке бли-
зок к постоянному (8СР=О), соотношения между деформациями и
напряжениями исходя из уравнений (1.81), (1.85) можно представить
в таком виде:
(1.86)
где G' — модуль пластичности при сдвиге, отвечающий рассматрива-
емой степени деформации материала;
^окт/Токт»
(1-87)
68-
при этом токт определяется по формулам (1.31), а токт — по формулам
(1.54), (1.55).
Касательное октаэдрическое напряжение и соответствующий ему
октаэдрический сдвиг можно заменить величинами, им пропорцио-
нальными. Как известно, ими являются интенсивность напряжений
п. = з/г- Тскт и интенсивность деформации =1/ггтокт- Под-
ставив в уравнения (1.86) значения оь выраженные через токт и уху9
а хух и уг?/, выраженные через о£ и получим;
аср = 2/3 (<*//*/) ех, хху = [oz/(3ez)] уХу9
су—асР = 2/s (ЫЧ)	\г=[о,/(3ef-)] yyz9	(1.88)
Gz—°Cp = 2/s	^zx =	Vzx-
Зависимость (1.87) для условий пластической деформации (р—0,5)
дает следующее соотношение между модулями пластичности:
Gf = */3E'.	(1.89)
Если зависимости (1.86) записать в главных осях, получим:
<7cp = 2G е1э e1 = [l/(2G )] (crT—ocp),
о-Ocp-2G'e2, e2 = [ 1 /(2G')J (o2—ocp),	(1.90)
o3 ocp “ 2G es, es »= [1 /(2G )] (os—ocp),
что может при соответствующем решении дать
2)/(*i—е2) = (tf2—^з)/(еЕ— es) = (os
ai)/(es ei) — 1/(2G ),
(1.91)
или
*^12/Т12------------------------^зЛ’гз---------------------------^31/Тз1 6 •
(1.92)
Подставляя в уравнение (1.87) значения токт = Г8/за/ и уокт = |/2е<
и преобразуя с учетом уравнения (1.89), получаем
oz^E'ez или E' = oz/ez.
(1.93)
Из уравнений (1.85) и (1.93) видно сходство записи зависимостей
напряжений и деформаций при упругом и пластическом состояниях
тела, если, конечно, за пределом упругости сохраняются условия «про-
стого нагружения». Однако всегда необходимо помнить, что модули
упругости по существу являются константами рассматриваемого
материала, в то время как модули пластичности зависят от степени
упрочнения материала, а при горячей обработке — от температуры
и скорости деформации. В силу такой зависимости модулей пластич-
ности, т. е. непостоянства их значений, определение деформаций по
напряжениям вызывает некоторые затруднения по сравнению с ус-
ловиями упругого состояния деформируемого тела. Вместе с тем из
уравнений (1.93) видно, что интенсивность напряжений О| является
вполне определенной функцией интенсивности деформаций е<:
о4 = Ф (ej.
(1.94)
59
Вид функции (1.94) зависит только от физических свойств дефор-
мируемого тела и не зависит от схемы напряженного состояния. Кроме
того, функция (1.94) в одинаковой мере применима в пределах и за
пределами упругости. Сама же зависимость от е, может быть по-
лучена на основании экспериментальных данных, по-видимому,
проще всего из опытов с чистым растяжением.
В более общем случае пластического течения, чем описанный выше,
используется физический закон, связывающий то или иное условие
пластичности (а следовательно, и напряжения) не с деформациями,
а с их приращениями или скоростями деформаций. Согласно этому
закону, каждому условию пластичности соответствуют определенные
соотношения между напряжениями и скоростями (приращениями)
деформаций.
§ 9. Внешнее трение
При обработке металла давлением смещаемый объем деформиру-
емого тела стремится (или имеет тенденцию) к некоторому перемеще-
нию по поверхности инструмента. При этом возникают силы трения,
затрудняющие это скольжение. Такое трение принято называть кон-
тактным или внешним.
Контактное трение препятствует перемещению металла по по-
верхности инструмента, создавая условия объемного напряженного
состояния деформируемого тела. Это мешает свободному заполнению
металлом рабочего пространства инструмента, ускоряя износ рабочих
поверхностей, что во многих случаях может оказывать заметное влия-
ние на качество продукта обработки, определяет силовые и энерге-
тические параметры процесса и пр.
Условия трения при обработке металла давлением существенным
образом отличаются от условий трения при работе трущихся поверх-
ностей различных механизмов и устройств. При нормальной работе
трущиеся машинные пары испытывают главным образом упругие
деформации, а обновление поверхностей происходит благодаря ис-
тиранию. В условиях пластической обработки также происходит
обновление контактных поверхностей, но преимущественно благодаря
выходу на поверхность глубинных частиц металла, а не вследствие
истирания. Контактные поверхности инструмента часто испытывают
более высокие удельные усилия, а горячая обработка характери-
зуется наличием окалины и высокой температурой контактирующих
поверхностей. Все это позволяет утверждать, что закономерности
внешнего трения при пластической обработке металла существенным
образом отличаются от законов машинного трения.
Как известно, существует два вида трения: трение скольжения
и трение качения. При анализе процессов обработки металлов дав-
лением сталкиваются главным образом с трением скольжения. По-
этому рассмотрим законы, относящиеся именно к этому виду трения.
Величиной, позволяющей оценить силовое воздействие двух кон-
тактирующих тел при их перемещении относительно друг друга (или
стремлении к перемещению) и находящихся под действием сжимающей
60
нагрузки, является коэффициент трения /, который в первом при-
ближении представляет собой отношение усилия смещения одного
тела по другому к нормальной нагрузке, сжимающей эти тела. Зна-
ние коэффициента трения / для анализа процессов обработки ме-
таллов давлением имеет важное значение. При прокатке коэффициент
трения определяет возможность захвата металла валками и самого
процесса, позволяет установить положение равнодействующей, найти
значения поперечной деформации и опережения. Коэффициент трения
имеет непосредственное отношение к силовым и энергетическим ус-
ловиям обработки, износу рабочей поверхности инструмента, состоя-
нию и качеству поверхности готового продукта, а также определяет
степень неравномерности деформации обрабатываемого тела и в связи
с этим неоднородность его строения и свойств после обработки.
При пластической деформации металлов можно наблюдать следу-
ющие виды контактного трения скольжения: сухое, жидкостное и
полусухое (полужидкостное).
В условиях сухого трения соприкасающиеся тела свободны от
различного рода пленок, разделяющих контактирующие поверхности,
т. е. происходит взаимодействие чистых металлических поверхностей.
Такое трение создается лишь в специальных условиях, а вследствие
схватывания коэффициент трения при этом достигает значительных
размеров.
Жидкостное трение характеризуется наличием непрерывного слоя
смазывающего вещества, препятствующего контактированию чистых
металлических поверхностей, что обеспечивает низкий коэффициент
трения.
В практических условиях обработки металлов давлением как
сухое, так и жидкостное трение в чистом виде встречается редко. Это
объясняется тем, что, с одной стороны, на сухую металлическую по-
верхность всегда попадают вещества, создающие условия трения, не
отвечающие сухому, с другой стороны, при наличии даже обильной
смазки в процессе деформирования металла происходит выдавливание
смазывающей пленки, а также разрушение и потеря ее физических
свойств, что приводит к появлению контактирующих участков, сво-
бодных от смазывающего слоя. Поэтому в практических условиях
наблюдается преимущественно полусухое трение. Коэффициент трения
при этом будет тем ниже, чем эффективнее действие смазки.
Силовое взаимодействие контактирующих поверхностей при де-
формировании металла описывается рядом закономерностей. Не
останавливаясь на рассмотрении различных теорий трения, отметим,
что наибольшее практическое значение получила механическая теория
трения, выраженная законом Амонтона
T = fP,	(1.95)
где Т — сила трения; Р — нормальное усилие на поверхности кон-
тактирующих тел.
Переходя к элементарной площадке контакта, данное положение
можно выразить следующим образом:
т =	(1.96)
61
где т — удельное усилие трения; р — нормальное удельное усилие
на принятой контактной площадке (нормальное контактное напряже-
ние).
Если тело находится в условиях пластической обработки, то удель-
слоях деформируемого тела и инструмента
ное усилие трения в тонких
Рис. 33. Схема к определению уг-
ла трения
ограничено пределом текучести при
сдвиге тт обрабатываемого металла.
Следовательно, наибольшее удель-
ное усилие трения определяется
выражением
т = тт.	(1-97)
Отсюда видно, что максималь-
ное удельное усилие трения опре-
деляется не состоянием контак-
тирующих поверхностей, а механи-
ческими свойствами обрабатываемо-
го материала. Это становится понят-
ным из того, что скольжение с предельным трением происходит как
по поверхности касания, так и по параллельной ей поверхности в
некотором слое деформируемого тела, толщина которого определяется
состоянием контактирующих поверхностей.
Помимо коэффициента трения Д характеризующего взаимодей-
ствие соприкасающихся тел, в теории обработки металла давлением
и при решении многих практических вопросов широко применяют
понятие угла трения р, смысл которого соответствует коэффи-
циенту трения. Из рис. 33 угол трения р и коэффициент трения f опре-
деляются отношением силы трения Т к силе реакции /?:
tgP=77fl=f.
При малых значениях коэффициента трения можно принять, что
угол трения (в радианах) приблизительно равен коэффициенту трения:
tgP^p^/.	(1.98)
Природу трения можно объяснить как результат взаимного за-
цепления всегда имеющихся неровностей инструмента и деформиру-
емого тела. Поэтому контактирование поверхностей осуществляется
на некоторых микроучастках, число которых зависит от величины
нагрузки и степени шероховатости. В местах контакта, даже при
сравнительно малых усилиях, происходят упругая и пластическая
деформация выступов и их срез, т. е. истирание с образованием новых
поверхностей. Увеличение сил сжатия вызывает увеличение площади
контактирующих участков и их сближение. При этом помимо меха-
нического взаимодействия выступов и впадин, когда расстояние
* между атомами контактирующих тел достигает величины в 3. . .4 мкм,
возникнут условия молекулярного взаимодействия соприкасающихся
металлов.
Установленные некоторые зависимости коэффициента контактного
трения относятся главным образом к сухому трению. Параметрами,
определяющими коэффициент трения, являются: состояние поверх-
ности инструмента и деформируемого изделия, химический состав
обрабатываемого изделия и инструмента, температура и скорость де-
формации, удельные усилия на контактной поверхности, наличие
смазки и пр.
Рассмотрим влияние этих параметров на коэффициент трения.
Состояние поверхности инструмента во многих случаях является
определяющим фактором. С уменьшением шероховатости инструмента»
т. е. повышением класса шероховатости поверхности, коэффициент
трения падает. Шероховатость поверхности инструмента при обра-
ботке металла давлением не сохраняется постоянной, а непрерывно
меняется. Соответственно изменяется и коэффициент трения.
Состояние поверхности деформируемого тела, определяемое видом
предварительной обработки (пластическая деформация в горячем
или холодном состоянии, отжиг, травление, механическая обработка)»
существенно влияет на коэффициент контактного трения. Это означает»
что коэффициент трения зависит от физико-химического состояния
поверхности деформируемого тела, наличия окисных пленок, смазки
и пр. Известно, что при тщательной очистке контактных поверхностей
металлов от окислов и загрязнений коэффициент трения возрастает»
а при значительном сжатии контактных поверхностей может про-
изойти прочное холодное сваривание. Деформация металла в усло-
виях, близких к сухому трению, также способствует привариванию
частиц деформируемого металла к инструменту, что ведет к его ин-
тенсивному износу и, как следствие, к образованию на поверхности
деформируемого тела задиров, царапин и других дефектов.
При горячей обработке давлением состояние поверхности дефор*
мируемого тела чаще всего характеризуется наличием слоя окалины»
физико-химическое состояние которой определяет коэффициент трения.
Химическое сродство деформируемого тела и металла инструмента
определяет величину коэффициента трения. Считается, что коэффи-
циент трения имеет меньшие значения, если трущиеся поверхности
относятся к разным металлам, хотя данное правило не имеет общего
значения. Вместе с тем установлено, что коэффициент трения зависит
от прочностных и упругих характеристик металла. При этом чем мягче
металл, тем выше коэффициент трения, особенно если оба металла
имеют одинаковую податливость.
Смазка контактных поверхностей определяет условия трения.
Сухого трения практически не существует. Контактные поверхности
всегда покрыты какими-либо посторонними веществами — адсорби-
рованные из воздуха молекулы газа, конденсированный пар и пр.
Это создает разделительный слой, следовательно, условия трения
близки к трению со смазкой. В практике обработки металла давле-
нием применение смазки часто является важнейшим фактором тех-
нологического процесса. Смазка, уменьшая коэффициент трения»
влечет за собой заметное падение силовых и энергетических условий
обработки. Применение смазки при холодной, теплой и горячей об-
работках улучшает условия службы инструмента, заметно увеличивает
его долговечность.
63
При сжатии соприкасающихся тел смазка, испытывая действие
высокого гидростатического давления, заполняет углубления кон-
тактных поверхностей и значительно уменьшает шероховатость.
Поэтому смазка заметно снижает коэффициент трения (обычно до
0,03<f<0.10).
Рациональный выбор смазки для того или иного технологического
процесса в некоторых случаях является определяющим фактором
выполнения пластической обработки. Смазка должна прежде всего
обеспечить сплошность разделительного слоя, прочное сцепление с
инструментом и деформируемым металлом и наибольшее понижение
коэффициента трения при данных температурно-скоростных условиях
обработки с учетом влияния теплового эффекта деформации на изме-
нение свойств смазки.
По мнению ряда исследователей весьма эффективны смазки,
содержащие хотя бы небольшие количества поверхностно-активных
веществ. Это обеспечивает образование на поверхности металла тон-
кой, но прочной пленки из ориентированных молекул. Последующий
же слой составляет остальная масса смазки, в пределах которой и
происходит скольжение трущихся поверхностей. К поверхностно-
активным веществам относятся жирные кислоты (олеиновая, стеа-
риновая, пальмитиновая и др.) и соли этих кислот, являющиеся мы-
лами, некоторые соединения глицерина (стеарин, пальмитин) и т. д.
Поэтому, например, эмульсия с пальмитиновым (кокосовым) маслом,
содержащим большое количество пальмитина, относится к числу луч-
ших смазочных материалов при холодной обработке металла дав-
лением. Помимо этого, высокими смазывающими свойствами обла-
дают жиры животного происхождения (кашалотовый жир, техниче-
ское говяжье сало), а также масло растительного происхождения (ка-
сторовое, сурепное, соевое и др.). Однако их высокая стоимость за-
ставляет изыскивать более дешевые, но достаточно эффективные
смазки минерального происхождения.
Опытным путем была установлена способность смазок минераль-
ного происхождения образовывать на металлических поверхностях
прочную адсорбционную пленку при введении в них добавок поверх-
ностно-активных веществ (например, серы, хлора и др.). Одновре-
менно с этим можно заметно повысить эффективность смазки, если
в дополнение к активизирующим присадкам добавлять инертные
порошкообразные наполнители (графит, тальк, мел), т. е. вещества,
не вносящие в масло механических и химических вредных примесей.
Наполнитель вступает во взаимодействие со смазкой, увеличивая проч-
ность масляной пленки, препятствуя тем самым выжиманию ее с по-
верхности контакта. Вместе с тем частицы наполнителя впитывают
смазку, которая выделяется на контактной поверхности при больших
удельных усилиях в тот момент, когда необходимость в смазке наи-
более велика. Порошкообразный наполнитель должен быть равно-
мерно распределен по всему объему смазочного слоя. Хорошие ре-
зультаты дают смазки с графитовым наполнителем, дополнительно
обработанным ультразвуком; они обеспечивают получение высокого
64
коллоидального состояния графита с повышенными адгезионными
свойствами.
При горячей пластической обработке применяют густые смазки
и пасты, содержащие мазут, машинное масло или технический вазе-
лин, а также поваренную соль, древесные опилки, графит и др. Не-
которые виды горячей обработки металла давлением (например, прес-
сование) позволяют применять стеклянные смазки (стеклосмазки),
которые уменьшают коэффициент контактного трения в 2. . .3 раза
по сравнению с графитовой смазкой. Несмотря на некоторые недо-
статки стеклосмазок, которые выражаются в прилипании стекла к
поверхности деформируемого металла (заметим, что увеличение тем-
пературы обработки резко снижает это прилипание), они уменьшают
нагрев инструмента по сравнению с другими смазками, обеспечивают
удобство в работе, имея в виду возможность механизированного на-
несения смазки, снижают усилие на инструмент до ~40%.
Удельное усилие на контактной поверхности при деформации ме-
талла может влиять на значение коэффициента трения. Однако вполне
однозначной зависимости коэффициента трения от удельного усилия
на контактных поверхностях получить не удалось. Такое противоречие
трудно объяснить, так как до сих пор точно не установлена законо-
мерность, управляющая изменением состояния контактной поверх-
ности, вызываемым влиянием нормального усилия. С одной стороны,
увеличение удельного усилия улучшает микрогеометрию контактных
поверхностей (стираются неровности), тем самым повышается качество
поверхности и уменьшается коэффициент трения. С другой стороны,
увеличение усилия может вести к большему диспергированию кон-
тактных поверхностей, увеличению молекулярных сил взаимодей-
ствия между контактными поверхностями, а при наличии смазки —
к разрушению смазочной пленки и взаимодействию чистых поверх-
ностей. Все эти обстоятельства могут вызывать увеличение контакт-
ного трения.
Температуры обрабатываемого изделия и инструмента оказывают
заметное влияние на коэффициент трения. Зависимость условий тре-
ния от температуры контактных поверхностей представляется весьма
сложной, так как температурные условия обработки влияют на со-
стояние контактных поверхностей деформируемого тела и инструмента,
состояние и поведение смазки, рабочее усилие деформации и пр.
В общем виде зависимость коэффициента трения f от температуры t
можно выразить вполне определенной кривой (рис. 34). По мере
роста температуры обработки коэффициент трения увеличивается и в
области температур 500. . ,800°С достигает максимального значения.
При дальнейшем росте температуры наблюдается заметное снижение
коэффициента трения. Такая зависимость указывает на влияние
нескольких факторов, относительное значение которых с изменением
температуры резко меняется. Понижение коэффициента трения после
максимума можно объяснить увеличением податливости металла
деформирующим силам при сохранении жесткости инструмента.
В данном случае облегчается смятие и отрыв металла от выступов,
образующих шероховатость его поверхности. Вместе с этим рост тем-
3 Суворов И. К.
65
пературы вызывает изменение физико-химического состояния окислов.
При температуре выше 900°С окалина некоторых сталей размягчается,
что уменьшает коэффициент трения — окалина приобретает свойства
смазки.
Следует иметь в виду, что при высоких температурах инструмента
и наличии сродства между металлами деформируемого тела и ин-
струмента может произойти сваривание, схватывание их поверхностей.
В этом случае на контактных поверхностях происходят явления,
500	300
Температура металла t^C
Рис. 34. Зависимость коэффициен-
та Прения от температуры при об-
работке металла давлением
отличающиеся от трения скольже-
ния. На поверхность инструмента
налипает пластически обрабатывае-
мый материал. Налипание, вызывая
повышенный износ инструмента, за-
висит от таких факторов, как тем-
пература металла, удельное усилие,
скорость относительного перемеще-
ния трущихся поверхностей. Под-
бирая соответствующие условия про-
цесса деформирования и смазку, на-
липание можно уменьшить или избе-
жать его полностью.
Скорость относительного смеще-
ния инструмента и деформируемого
тела оказывает существенное влияние на коэффициент трения. При
обработке металла давлением увеличение скорости контактного сколь-
жения уменьшает коэффициент трения. Поскольку скорость сме-
щения контактных поверхностей определяется скоростью действия
машины-орудия, то изменением этого показателя можно регулировать
размер контактного трения. Данное положение широко используется,
например, при прокатке, когда уменьшение частоты вращения валков
прокатного стана вызывает рост коэффициента трения, а следователь-
но, и угла захвата. Это обеспечивает увеличение обжатия за один
проход металла между валками, увеличивает производительность
стана.
При выборе коэффициента трения, решая практические задачи,
необходимо учитывать рассмотренные закономерности. Пока отсут-
ствуют универсальные зависимости совместного влияния условий
обработки на коэффициент трения. Однако для наиболее часто встре-
чающихся конкретных задач предложены формулы, позволяющие
с достаточной для практических целей точностью определять коэф-
фициент трения. Некоторые из них приводятся ниже.
1.	Формула Экелунда для горячей прокатки при температурах
более 700°С
f = k (1,05 ... 0,0005/),	(1.99)
где £=1,0 для стальных валков и £=0,8 для чугунных; / — темпера-
тура металла при прокатке, °C.
2.	Формула Бахтинова и Штернова для горячей прокатки
/=£Х£Л 0,05 ... 0,0005/),	(1.100)
66
где kj — то же, что и в формуле (1.99); k2 определяется по графику
(рис. 35) в зависимости от скорости прокатки; ks учитывает влияние
химического состава стали:
Низкоуглеродистая (например. Ст1).................... 1,0
Ледебуритная (Р18).................................   1,10
Перлитно-мартенситная (П1Х15, 4X13)................ 1,24...	1,3
Аустенитная (Х13Н4Г9)................................ 1,40
Аустенитная с избыточной фазой (Х18Н10Т)............. 1,45
Ферритная (1Х17ЮА)................................... 1,55
Аустенитная с карбидами (Х15Н60) .................... 1,60
Как видим, формула
(1.100) более универсальна,
так как она в более широ-
ком диапазоне учитывает
влияние скорости прокатки
и химического состава стали
по сравнению с формулой
(1.99).
3.	Формула Грудева для
установившегося процесса хо-
лодной прокатки
/у = Л{0,07-0, к'2/[2(1 +
+ц) + 3о2]}, (1.101)
Рис. 35. Влияние окружной скорости валков
на коэффициент k2
где v — окружная скорость валков, м/с; k — коэффициент, учитыва-
ющий качество, сказки, k может иметь следующие значения:
При прокатке на" сухих валках......................... 1,55
При прокатке со смазкой машинным маслом...............1,35
При прокатке со смазкой веретенным маслом............. 1,25
При прокатке со смазкой эмульсией (10% масла), керосином 1,0
Со смазкой хлопковым, касторовым, пальмитиновым маслом 0,9
Коэффициент трения, определяемый по формуле (1.101), с успехом
может быть использован при расчете энергосиловых условий, опе-
режения и других параметров холодной прокатки.
§ 10. Неоднородность напряжений
и деформаций
Теория напряженного и деформированного состояний пластически
обрабатываемого тела рассмотрена выше в предположении, что де-
формируемый материал отличается однородностью всех свойств,
отсутствием упругих деформаций и поведение его не зависит от дей-
ствующего всестороннего сжатия, т. е. гидростатического давления.
Если компоненты тензора деформации в этом случае сохраняются
постоянными для любой точки обрабатываемого материала, тогда
деформация равномерно распределяется по всему объему материала,
что дает основание называть ее однородной. Компоненты перемещения
или компоненты скоростей перемещения точек по осям координат в
условиях равномерной деформации будут линейными функциями ко-
67
3*
ординат. Следовательно, в этих условиях плоские сечения, проведен-
ные мысленно в материале до деформации, сохраняются плоскими
и по окончании деформации.
Однако при обработке металла давлением почти не встречается
условий, отвечающих равномерному распределению напряжений и
деформаций по объему тела, кроме отдельных частных случаев. Вместе
с тем всегда представляется возможным реальное физическое тело
мысленно разделить на такие части, что их формоизменение было бы
в пределах допустимой точности однородным. Именно так поступают
с целью упростить анализ напряженного и деформированного состоя-
ний при пластическом формоизменении реального тела. Если же
теперь вернуться к полному объему тела, то, учитывая влияние ус-
ловий процесса обработки на неоднородность деформации, можно
заранее предвидеть возможность получения необходимого изделия
и его качественные показатели, помня при этом, что степень неодно-
родности деформации в сильной мере определяет качество продукта
обработки.
Основными причинами, вызывающими неравномерное распреде-
ление напряжений и деформаций в пластически обрабатываемом теле,
можно считать неоднородность физических свойств обрабатываемого
материала, контактное трение, исходные формы тела и рабочего ин-
струмента. Перечисленные причины могут вызывать неравномерность
напряжений и деформаций, как каждая в отдельности, так и в соче-
тании с другими. Необходимо также иметь в виду, что факторы, вызы-
вающие неоднородность деформации металла, заметно изменяются
по мере развития процесса обработки. Все это накладывает отпечаток
как на- характер протекания пластической деформации, так и на ко-
нечные свойства металла изделия.
Хотя неоднородность деформации металла в пластическом состоя-
нии имеет огромное практическое значение, научная разработка
теории пластической, неоднородности коснулась лишь простейших
вопросов и предметом исследования является не микро-, а главным
образом, макронеоднородность, т. е. неоднородность деформации раз-
личных участков обрабатываемого тела.
Рассмотрим влияние основных причин, вызывающих неравномер-
ную деформацию. При этом, анализируя какой-либо фактор, для
наглядности условно исключим действие других.
Неоднородность физических свойств материала является весьма
распространенной причиной появления неравномерной деформации
в силу различной податливости его отдельных участков. Физическая
неоднородность вызывается непостоянством химического состава ма-
териала, различием структуры отдельных участков, неравномерным
нагревом обрабатываемого материала по его сечению. Ярко выражен-
ная неравномерность деформации наблюдается при обработке изделий,
составленных из разнородных материалов (например, прокатка би-
металла).
В условиях неравномерной деформации отдельные элементы тела
получают различное изменение размеров. Поскольку обрабатываемое
тело принимается сплошным с соответствующей связью его частиц,
68
го те участки, которые получают большую деформацию, оказывают
определенное воздействие на участки с меньшей деформацией, и на-
оборот. В результате этого в теле возникают взаимно уравновешенные
дополнительные напряжения, которые не определяются схемой на-
пряженного состояния, вызываемого непосредственно воздействием
внешних сил. Дополнительные напряжения могут при определенных
условиях обработки изменять схему напряженного состояния отдель-
ных частей деформируемого тела. По этой причине возможно появ-
ление в некоторых участках тела растягивающих напряжений, что
может служить причиной его разрушения, хотя общая схема напря-
женного состояния выражается всесторонним сжатием, т. е. отсутст-
вием причин, вызывающих разрушение.
Взаимно уравновешенные в пределах деформируемого тела допол-
нительные напряжения могут быть трех видов: напряжения первого
рода, или зональные, уравновешивающиеся между отдельными зо-
нами или частями тела; напряжения второго рода, уравновешивающие-
ся между отдельными зернами данного тела; напряжения третьего
рода, уравновешивающиеся в одном зерне.
Возникновение дополнительных напряжений третьего рода связы-
вают с внутренним скольжением, искажением кристаллической ре-
шетки вблизи скользящих слоев, появлением участков затрудненной
деформации у границ и искривлением самих плоскостей скольжения.
Остаточные напряжения третьего рода могут достигать больших
значений и поэтому существенно влиять на поведение материала как
при изготовлении из него изделий, так и при эксплуатации. Опреде-
ление же искажений кристаллической решетки и напряжений в мик-
рообъемах весьма затруднено, поскольку они распространяют свое
влияние в областях, состоящих лишь из нескольких элементарных
ячеек.
Дополнительные напряжения, взаимно уравновешенные в данном
объеме тела, после снятия внешней нагрузки в той или иной мере
могут сохраняться в качестве остаточных напряжений, которые также
могут быть первого, второго и третьего рода. Вполне очевидно, что
размер дополнительных напряжений, действующих на данном участке
тела, зависит от площади этого участка: на меньшей площади сечения
наблюдаются большие напряжения. Это объясняется тем, что в теле
уравновешиваются, т. е. взаимно равны между собой, не дополни-
тельные напряжения, если рассматривать микрообъемы, а силы,
создающие эти напряжения. Следовательно, напряжения на площадках
рассматриваемых зон обратно пропорциональны их площадям.
Большое влияние на появление дополнительных и остаточных
напряжений при прокатке, ковке и других видах обработки оказы-
вают внешние (жесткие) части деформируемого тела, т. е. части,
которые в данный момент обработки не находятся непосредственно
в очаге деформации. «Жесткие концы» в совокупности с влиянием
внутриметаллической связи в условиях неравномерной деформации
обеспечивают постоянство вытяжек металла рср по всей площади
поперечного сечения деформируемого тела.
Проводя прокатку полосы в цилиндрических валках в условиях
69
Рис. 36. Пример неравно-
мерного деформирования по
ширине при прокатке
металла растягивающие
неравномерной деформации, например по
ее ширине (рис. 36), можно проследить за
последствием выравнивающего действия
жестких концов на вытяжку: жесткие кон-
цы обеспечивают некоторое увеличение
вытяжки слабо обжимаемых участков те-
ла и уменьшают вытяжку сильно обжи-
маемых участков по сравнению с величи-
ной вытяжки, определяемой обжатием на
данном участке. Поэтому в зонах понижен-
ного обжатия возникают растягивающие
продольные напряжения (+)» а в зонах
повышенного обжатия — сжимающие про-
дольные напряжения (—). В результате
этого при прокатке в зонах повышенного
обжатия металл может собираться в склад-
ки, образуя гофры. В зонах пониженного
обжатия при недостаточной прочности
напряжения могут вызывать появление
периодических разрывов по длине деформируемого тела (рис. 37).
В практике прокатного производства, а также в условиях де-
формирования металла другими способами нередки случаи неравномер-
ной деформации вследствие заметного различия свойств металла по
площади сечения обрабатываемого тела. Примером таких условий де-
формации может служить прокатка неравномерно прогретого в на-
гревательных колодцах слитка. Если слиток в периферийных слоях
имеет более высокую температуру, чем в центральной зоне, а следова-
тельно, более высокую податливость металла наружных слоев и боль-
шую жесткость его средней части, то поверхностные слои при прокатке
получают большее удлинение по сравнению с серединой. Наличие же
Рис. 37. Результаты прокатки образца
с разным соотношением толстых кромок
и тонкой середины:
а— ЛР прокатки; б — после прокатки
связи между частями слитка в
совокупности с действием жест-
ких концов выравнивает вытяж-
ку, что вызывает появление в
поверхностных слоях напряже-
ний сжатия, а в средних — на-
пряжений растяжения. Если
результирующее растягивающее
напряжение превысит предел
прочности металла центральной
зоны произойдет разрыв этих
участков, нередко выходящий
наружу в виде сквозных отвер-
стий, называемых «скворечника-
ми» (рис. 38). Внутренние раз-
рывы, даже не переходящие в
«скворечники», все же в сильной
степени снижают механические
свойства металла и по существу
70
исключают возможность использовать такую заготовку для изготов-
ления изделий. Другим характерным примером неравномерной де-
(|юрмации по высоте обрабатываемого тела может служить прокатка
хорошо прогретого слитка, но получившего резкое охлаждение по-
верхностных слоев (например, вследствие потери теплоты при кон-
тактировании с холодным инструментом). При этом более жесткие
подгруженные периферийные слои стремятся получить меньшую вы-
тяжку по сравнению с общей вытяжкой. В этих слоях появляются
растягивающие напряжения, которые при определенном их значении
вызывают появление сетки тонких поверхностных трещин. Образо-
вание такого рода поверхностных дефектов можно наблюдать при
горячей прокатке латуни и других металлов на валках с интенсив-
ным охлаждением водой.
Примером неравномерной деформации, вызываемой контакт-
ным трением, может
служить появление бочкооб-
разное™ осаживаемого об-
разца между параллельными
плитами (рис. 39). В данном
случае слои металла, распо-
ложенные у контактной по-
верхности , задерживаются
силами трения. Поэтому они
получают менее развитую де-
формацию по сравнению со
слоями, находящимися ближе
к середине по высоте образ-
ца. По мере удаления от
контактных поверхностей
действие сил трения снижа-
ется.
Отметим также, что по са-
мой поверхности со-
прикосновения те-
ла и инструмента
силы трения распределяются
неравномерно, возрастая от
периферии к центральным
участкам. Каждой частице
металла, расположенной бли-
же к центру, при ее переме-
щении к периферии прихо-
дится преодолевать суммар-
ное сопротивление сил тре-
ния всех частиц, разместив-
шихся от нее на нормали
к свободной поверхности.
При определенном значении
этих сил на некоторой части
Рис. 38. Сквозное отверстие в слябе, появив-
шееся при прокатке непрогретого слитка на
блюминге
71
контактной поверхности может образоваться зона затрудненной де-
формации» представляющая собой такие объемы деформируемого те-
ла, где пластическая деформация отсутствует или принимает весьма
малые значения. В
этом случае бочкообразность возрастает еще в
Рис. 39. Влияние контактного трения на деформацию образца
между параллельными поверхностями:
а — исходное состояние образца; б — осадка между несмазанными
поверхностями; в — осадка
между хорошо смазанными поверх ко-
стями
большей мере» а увеличение
исходит вследствие перехода
шением коэффициента
Рис. 40. Схема изменения
поверхности параллелепипеда
между плоскими бойками
наи-
площади контактной поверхности про-
боковых граней на основные. С умень-
трения степень бочкообразности деформируе-
мого тела падает и при заметном умень-
шении его деформация может быть близ-
ка к равномерной (рис. 39, е).
При пластической деформации тела сме-
щаемый металл по высоте имеет возмож-
ность перемещаться в различных направ-
лениях по поверхности инструмента.
Вполне очевидно, что преимущественное
перемещение металла совпадает с направ-
лением наименьшего сопротивления сил
трения со стороны инструмента, и это по-
ложение называют законом
меньшего сопротивления. Сле-
довательно, любая частица обрабатывае-
мого тела на поверхности инструмента,
если коэффициент трения f во всех направ-
лениях является постоянной величиной,
перемещается по кратчайшему пути к
периметру контактной поверхности, т. е. по нормали. Поэтому при
деформации, например, параллелепипеда, обжимаемого плоскими
плитами, стороны основания вначале становятся выпуклыми и по
мере развития деформации поверхность соприкосновения переходит
к форме эллипса, а затем к форме круга (рис. 40), после чего сопро-
тивление перемещению металла по всем направлениям становится
полностью выравненным. Такая закономерная последовательность
смены очертаний поверхности соприкосновения металла с инструмен-
том служит основанием называть закон наименьшего сопротивления
законом
яснять, например, влияние значения подачи при ковке или диаметра
наименьшего периметра и позволяет объ-
72
валков при прокатке на изменение соотношений продольной и попе-
речной деформаций.
При вытяжке заготовки под молотом подача обычно составляет
0,4...0,7 ширины бойка. Это обеспечивает преимущественное увеличе-
ние продольных размеров обрабатываемого тела. Рассматривая ус-
ловия прокатки, можно заметить, что с уменьшением диаметра валков
при прочих равных условиях снижаются продольные размеры области
деформации. Данное обстоятельство способствует большему росту
продольных размеров полосы и уменьшению деформации в ширину,
т. е. снижается уширение металла.
Примеров неравномерной деформации, обусловленной формой
деформируемого тела и формой рабочего инструмента, при таких
способах обработки металла давлением, как прокатка, ковка и штам-
повка, можно привести достаточно много. Действительно, трудно
себе представить получение на определенном этапе прокатки таких
изделий со сложным профилем сечения, как, например, рельсы, балки,
швеллеры и др., в условиях равномерной деформации. Прокатка
данных профилей, как и многих других, протекает в условиях нерав-
номерной деформации, которая называется деформацией, не-
равномерной по ширине.
Иногда неравномерность напряжений и деформаций вызывается
ограниченным, неполным распространением пластической деформации
по сечению обрабатываемого участка тела. Примером такой неравно-
мерности деформации может служить прокатка слитка большой пло-
щадью сечения на блюминге со сравнительно небольшими обжатиями.
В данном случае пластическая деформация не проникает на всю толщу
слитка, она неравномерна по высоте и происходит лишь в поверх-
ностных слоях. Аналогичные условия деформации, неравномерной
но высоте, могут создаваться при ковке слитка на гладких (плоских)
бойках слабыми ударами.
§ 11. Пластические свойства металла
и сопротивление деформированию
Процессы обработки металлов давлением возможны при условии,
если деформируемые металлы обладают пластичностью, т. е. способ-
ностью необратимо изменять свою форму без разрушения. Нарушение
сплошности деформируемого тела представляет собой не только не-
желательное явление, но и во многих случаях недопустимо. При
деформации поликристаллического тела перемещение дислокаций»
если отсутствуют препятствия, происходит до выхода на поверхность
с образованием ступеньки шириной в одно межатомное расстояние.
Препятствия (инородное включение, границы зерен и пр.) тормозят
перемещение дислокаций, что вызывает локальную концентрацию
напряжений, при определенном значении которых может возникнуть
зародышевая трещина. Очевидно, это произойдет, когда накопленная
и локальном объеме упругая энергия превысит поверхностную энергию
повой поверхности (стенок трещины). Зародышевая микротрещина
73
в зависимости от условий, действующих вблизи нее, может исчезнуть
или, наоборот, стать устойчивой и начнет быстро расти.
Существует и другое объяснение разрушения тел — путем отрыва
части тела. Если растягивающие напряжения увеличат расстояния
между атомами в пространственной решетке до значения, нарушаю-
щего сцепление межатомными силами, произойдет разделение атомных
слоев. Однако эта гипотеза применима лишь к идеально хрупким ма-
териалам. Разрушение пластичных материалов происходит после
подготовительной стадии образования микротрещины — некоторой
пластической деформации.
Многочисленные теоретические и экспериментальные исследо-
вания позволяют считать, что рост или исчезновение зародышевой
микротрещины твердого тела зависит не только от свойств материала,
но и от состояния тела, которое определяется действующим полем
сил. Еще в 1913 г. Н. С. Курнаков и С. С. Жемчужин указали, что
одно и то же вещество в зависимости от условий деформирования может
дать все переходы от хрупкого состояния к пластичному. Действи-
тельно, с одной стороны, при определенных условиях — всестороннем
неравномерном сжатии — такие хрупкие по своей природе материалы,
как песчаник и мрамор, могут обладать пластичностью, т. е. устой-
чиво изменять свою форму без разрушения. С другой стороны, в ус-
ловиях всестороннего растяжения даже такие весьма пластичные
материалы, как низкоуглеродистая сталь, переходят в хрупкое со-
стояние. Данное обстоятельство позволяет считать, что в природе не
существует тел с неизменными свойствами, а имеется хрупкое и пла-
стичное состояние вещества, определяемое условиями напряжения при
деформировании. При этом чем ярче выражено действие сжимающих
напряжений, тем выше вероятность проявления пластических
свойств обрабатываемого материала. Наоборот, наличие растягива-
ющих напряжений сопряжено с возможностью нарушения сплошности
тела как на поверхности, так и внутри его. Как только растягиваю-
щее напряжение достигнет определенного критического значения для
данного материала, в участках тела, пораженных зародышевыми
микротрещинами, одна часть отделится от другой, т. е. произойдет
отрыв. Вполне очевидно, что разрушение металлов ограниченным
числом плоскостей скольжения может происходить при определенной
величине деформации также и в результате действия касательных
напряжений.
Проявление пластических свойств металла зависит не только от
знака напряжения, но и от абсолютного значения их, которое опре-
деляется значением гидростатического давления (о1+о2+огз)/3=— рг
ИЛИ ЮТНОСИТеЛЬНОГО ГИДрОСТатИЧесКОГО ДаВЛеНИЯ PcrirPi^Gf- Роти
наиболее полно характеризует физическое состояние рассматриваемого
участка деформируемого тела, так как в этот момент интенсивность
напряжений — величина, инвариантная (как и рг) относительно ко-
ординатных осей, достигает значения предела текучести рассматри-
ваемого материала.
Экспериментальные данные позволяют утверждать, что все твердые
тела тем больше проявляют пластические свойства, чем выше отно-
74
сительное гидростатическое давление ротн. Поэтому некоторые ме-
таллы (например, магний и его сплавы, ряд жаростойких сплавов
и др.) более успешно принимают пластическую деформацию, когда
более ярко проявляется схема всестороннего сжатия, например при
прессовании через очко матрицы. Все это, однако, не означает, что при
деформации в аналогичных с точки зрения напряженного состояния
условиях различные материалы имеют одинаковую пластичность.
В практике обработки металлов давлением часто для получения одних
и тех же изделий из различных материалов приходится менять тем-
пературные, скоростные и другие режимы обработки, выбирая их в
соответствии со способностью тела деформироваться без разрушения.
Основными параметрами, определяющими пластичность металла
при обработке давлением, помимо схемы напряженного состояния
следует считать химический состав и структуру металла, температуру
и скорость обработки, а также качество самого металла, которое в
значительной мере зависит от условий выплавки, разливки й предше-
ствующей пластической обработки. Влияние разнообразных факторов
на пластичность часто затрудняет достаточно надежную оценку спо-
собности металла необратимо изменять свою форму без разрушения
данным способом обработки. Наиболее надежные сведения о пластич-
ности можно получить при испытаниях в обычных производственных
условиях или в условиях, аналогичных производственным, с учетом
масштабного фактора. Однако создать подобные условия не всегда
представляется возможным. Поэтому для различных технологических
процессов обработки металлов давлением широко используют соот-
ветствующие показатели пластичности, более точно характеризующие
пластические свойства металла лишь в тех условиях, в которых они
были получены. ш
О пластических свойствах металла часто судят по результатам
испытаний образцов на разрыв и кручение. Характеристикой пла-
стичности в данном случае принимается относительное удлинение б, %,
относительное сужение шейки ф, %, и число закручиваний образца
до его разрушения. Распространенным способом определения пла-
стичности является «проба на осадку», когда пластичность оценива-
ется деформацией осаживаемых цилиндрических образцов между па-
раллельными плитами, при которой начинают появляться трещины
на боковой поверхности. Сопоставимые относительные характеристики
пластичности различных металлов по деформации до разрушения
можно определять также при прокатке клиновых образцов в цилинд-
рических валках, а также прокатке слитков или заготовок постоянного
сечения на клин в валках с эксцентрично врезанными ручьями.
Способность листового металла принимать пластическую дефор-
мацию в холодном состоянии определяется на приборе Эриксена. Вы-
резанный из листа кружок, зажатый по контуру, выдавливается в
колпачок на винтовом прессе вручную до момента появления тре-
щины в донышке колпачка. За относительную характеристику пла-
стичности, т. е. способность данного металла к вытяжке, принимается
глубина колпачка в миллиметрах, отвечающая началу образования
трещины.
75
Существуют и такие методы оценки пластичности металла, когда
отсутствует подобие с каким-либо из обычных процессов обработки
металла давлением. Сюда можно отнести «технологические пробы»,
по которым судят о пластических свойствах: проба «на загиб», проба
на раздачу, применяемая при испытании труб конусной оправкой,
и пр. Эти способы позволяют также контролировать качество готовых
изделий.
Рассмотренные способы оценки дают относительную характери-
стику пластических свойств металла, т. е. отвечают главным образом
тем условиям, в которых они определялись. Поэтому практическое
использование этих показателей для других *условий обработки
весьма ограничено, так как пластичность очень чувствительно реаги-
рует даже на мало заметные изменения процесса деформации.
Пластичность металла существенно зависит от его химического
состава, который в большинстве случаев является заданным в очень
узких пределах как параметр, определяющий свойства продукта об-
работки. Наибольшую пластичность проявляют чистые металлы и йх
твердые растворы, наименьшую — химические соединения. На пла-
стичность металла при горячей обработке большое влияние оказы-
вают даже ничтожные содержания вредных примесей (S, Р и др.) и
наличие газов. Неметаллические соединения, располагающиеся по
границам зерен, снижают способность деформироваться без разру-
шения. Легирующие элементы в стали по-разному влияют на пластич-
ность при горячей и холодной обработках. Наличие чаще всего при
высоких температурах двухфазной структуры (например, аустенит +
+ феррит), присутствие труднорастворимых карбидов при темпера-
турах обработки ведут к заметному снижению пластичности. Это
объясняется разной податливостью деформируемых фаз, что приводит
к появлению растягивающих напряжений в менее податливых участ-
ках. Поэтому двухфазные металлы более успешно деформируются при
температурах, обеспечивающих наличие однофазного металла.
Химическая и физическая неоднородность слитка, которые про-
являются в виде зон кристаллизации, усадочной рыхлости, различ-
ного рода неплотностей, развитой дендритной ликвации, неблагопри-
ятно отражаются на пластичности литого металла.
При температурах обработки, близких к абсолютному нулю, ме-
талл принимает минимальную пластичность в силу уменьшения теп-
ловой подвижности атомов. С другой стороны, при температурах,
близких к плавлению металла, когда подвижность атомов становится
слишком велика, можно ожидать нарушения границ зерен, т. е.
наблюдать потерю пластичности металла. Наибольшую пластичность
металлы имеют в интервале между температурой рекристаллизации
и температурой плавления 7 пл (7г=0,47пл). Однако верхний предел
должен быть ниже температуры окисления и разрушения границ зерен,
чтобы не допускать потерю пластичности металла по этой причине.
Промышленное распространение получила пластическая обра-
ботка ряда сталей и сплавов при температурах сравнительно невы-
соких (для стали не более 300...400°С). Эту так называемую теплую
пластическую обработку применяют при прокатке тонких листов,
труб, листовой штамповке и волочении. В данных условиях наряду
с процессом упрочнения имеет место процесс отдь/ха, что приводит
к заметному снижению остаточных напряжений в деформируемом
теле, улучшению пластических свойств металла, а также уменьшению
усилий на деформацию. Такая пластическая' обработка допускает
применение повышенных обжатий без промежуточных отжигов, что
увеличивает производительность самого процесса производства из-
делий. Деформация в подогретом состоянии имеет наибольшее зна-
чение при обработке сталей и сплавов, обладающих повышенной
склонностью упрочняться при комнатной температуре (например,
стали аустенитного класса).
Скорость деформации при обработке металлов давлением опре-
деляется относительным изменением размеров тела в единицу времени
или изменением удельного смещенного объема тела в единицу времени /,
но никак не скоростью хода инструмента, хотя между ними сущест-
вует вполне определенная связь. Исходя из этого, скорость дефор-
мации (с*1) при осадке параллелепипеда
Для практических расчетов обычно используют среднюю величину
•*
W = E/t =	ИЛИ W = In-Сн/,
ft *	г
где е — относительная деформация.
При прокатке средняя скорость деформации может быть опреде-
лена по формуле, предложенной А. И. Целиковым,
U) =
где vh — скорость полосы на выходе металла из валков; I — горизон-
тальная проекция дуги захвата.
Средняя скорость деформации для различных процессов пластиче-
ской обработки металлов в горячем состоянии меняется в широких
пределах от 10~12 до 10Б с*1.
Скорость деформации, согласуясь с теорией упрочнения металла
при пластической обработке, наиболее правильно отображает влияние
скоростного эффекта на пластичность и усилие деформации.
На основании многочисленных исследований можно считать, что
при горячей обработке влияние скорости деформации на пластичность
металлов определяется совокупным действием двух факторов. С одной
стороны, с ростом скорости деформации пластичность понижается,
поскольку увеличивается интенсивность упрочнения, с другой сто-
роны, при увеличении скорости деформации возрастает нагрев —
значительная часть энергии деформации превращается в теплоту, что
повышает температуру обрабатываемого тела. Это стимулирует раз-
витие диффузионных процессов и разупрочнение и, следовательно,
повышение пластичности, если, конечно, тепловой эффект деформации
не повышает температуру обрабатываемого тела до температур пере-
жога.
П
Поскольку скорости разупрочнения различных металлов значи-
тельно различаются, это сказывается на пластичности при горячей
обработке. Так, магниевые сплавы, высоколегированные стали и
другие с ростом скорости деформации заметно снижают пластичность.
При обработке алюминиевых сплавов, углеродистых и низколегиро-
ванных сталей и других металлов изменение их пластичности с ро-
стом скорости деформации выражено менее ярко.
В условиях холодной обработки малые скорости деформации слабо
проявляют свое влияние на пластичность металлов. Высокие скорости
обеспечивают нагрев деформируемого тела, что способствует раз-
витию диффузионных процессов и разупрочнения и, следовательно,
некоторому повышению пластичности металла.
К основным факторам, действующим в момент пластической об-
работки и имеющим огромное практическое и теоретическое значение,
относится также сопротивление металла деформированию. Прило-
женные к телу внешние силы вызывают в нем появление внутренних
сил, интенсивность которых называют напряжением. Эти силы яв-
ляются причиной возникновения в теле упругой и остаточной дефор-
маций. Взаимодействие инструмента и деформируемого тела, опреде-
ляемое противодействием перемещению атомов обрабатываемого ме-
талла в новые места их устойчивого равновесия, выражает физическую
сущность сопротивления металла деформированию. Само напряжение,
при котором металлическое тело переходит из упругого в пластическое
состояние в заданных условиях внешнего воздействия сил при обра-
ботке металла давлением, можно называть сопротивлением деформи-
рованию. Следовательно, сопротивление деформированию является
предельным напряжением, ниже которого в данных условиях дей-
ствия внешних сил наблюдается лишь упругая деформация и отсут-
ствует пластическое изменение формы тела *.
В пластически деформируемом объеме тела в общем случае на-
пряжения распределяются неравномерно. Поэтому истинное сопро-
тивление деформированию данного тела и нормальные напряжения
на контактной поверхности инструмента не всегда совпадают по своему
значению.
При анализе процесса пластической обработки металла весьма
удобно пользоваться вместо понятия нормального напряжения на
контактной поверхности инструмента понятием среднего удельного
усилия, которое всегда равно по значению и противоположно по
знаку нормальному напряжению. Следовательно, среднее удельное
усилие можно определять как интенсивность нормального усиления
на единице поверхности контакта инструмента и обрабатываемого
тела. Обычно оно обозначается р. Среднее усилие не может быть меньше
сопротивления деформированию,- действующего на данном участке
контактной поверхности.
* Отметим, что ряд исследователей приписывают пределу текучести значение
сопротивления деформированию. Однако отождествление предела текучести ог
с понятием сопротивления деформирован ню, по-видимому, может использоваться
лишь при анализе силовых условий пластической обработки, отвечающих редко
встречающейся линейной схеме напряженного состояния.
78
Рассматривая влияние условий пластической обработки на сопро-
тивление деформированию, в первом приближении допустимо считать,
что сопротивление металла деформированию соответствует тому по-
верхностному нормальному напряжению (удельному усилию р),
которое воспринимает рабочий инструмент со стороны тела в момент
его пластической обработки.
Исследование фактических напряжений на контактной поверх-
ности инструмента при обработке металлу давлением показало их
неравномерное распределение. Однако для практических целей во
многих случаях вполне допустимо принимать усредненную величину
усилия по всей поверхности соприкосновения металла и инструмента.
Во всяком случае, опытные данные о значении удельного усилия р
находятся как средняя величина по всей поверхности контакта ис-
ходя из полного усилия деформации Р. Поэтому для определения р
необходимо знать полное усилие Р на инструмент, измерение которого
обычно не вызывает затруднений, и значение контактной поверхности.
Удельное усилие — очень важная величина для практических рас-
четов, а также крайне необходимая для анализа силовых условий
обработки металла.
Сопротивление деформированию в условиях линейной схемы на-
пряженного состояния определяется значением предела текучести
металла от в данный момент пластической обработки, т. е. величиной,
которую допустимо называть природной жесткостью обрабатываемого
материала. Однако в реальных процессах такие условия создаются
крайне редко, так как обработка металлов давлением в общем случае
характеризуется наличием сложной схемы напряженного состояния.
Поэтому сопротивление деформированию в практических случаях
обработки металлов представляет собой сложную функцию многих
переменных, основными из которых являются химический состав,
наклеп, степень рекристаллизации или других внутренних превраще-
ний металла, температура и скорость обработки, наконец, характер
напряженного состояния при обработке, что определяется контакт-
ным трением, подпирающим действием стенок инструмента, дейст-
вием жестких концов деформируемого тела, наличием натяжения или
подпора и пр. Несмотря на такое многообразие переменных факторов,
влияющих на сопротивление деформированию, в общем виде эта за-
висимость может быть вполне определенно выражена пределом те-
кучести материала обработки, условиями и схемой напряженного
состояния. Математически эта зависимость на основании условия
предельного равновесия может быть записана следующим образом:
р = тот±<7»	(1.102)
где р — сопротивление деформированию (обычно это главное нор-
мальное напряжение ох); т — коэффициент Лоде, /п=1... 1.155; от —
предел текучести материала в данных условиях обработки; q — ми-
нимальное главное напряжение (или о8).
Поскольку предел текучести от определяется природой металла,
степенью наклепа, температурой и скоростью обработки, то эти же
параметры соответственно определяю! и сопротивление деформиро-
79
ванию. Например, при холодной обработке с увеличением степени
деформирования заметно увеличивается предел текучести, иногда
в 4...5 раз по сравнению с от в отожженном металле. Это повышает
и сопротивление деформированию. Нагрев металла перед обработкой,
напротив, в сильной степени снижает предел текучести (иногда в 20...
30 раз), что соответственно уменьшает сопротивление деформированию.
Падение этой величины с ростом температуры обработки связано с
увеличением подвижности атомов около мест их устойчивого равно-
весия и снижением прочности межатомных связей, противодейству-
ющих перемещению их в новые места. Характерно, что повышение
температуры металла часто приводит к увеличению систем скольже-
ния, а следовательно, и снижению необходимого усилия для сколь-
жения атомных плоскостей при действии внешних сил.
При определении количественных значений сопротивления дефор-
мированию по формуле (1.102) часто возникают затруднения из-за
отсутствия сведений о минимальном главном напряжении (?(о8). По-
этому предложена следующая измененная зависимость сопротивления
деформированию:
p=nan&nHoT,	(1.103)
где влияние напряженного состояния характеризуется коэффициен-
том па, скорость пластической деформации — коэффициентом nv
и наклеп материала — пн. Зная эти коэффициенты (их можно опре-
делить опытным и расчетным путем) и предел текучести материала
в исходном состоянии, т. е. величину напряжения, при котором об-
разец деформируется в условиях Лх без заметного увеличения рас-
тягивающей нагрузки, представляется возможным находить сопро-
тивление деформации в условиях принятого способа пластической
обработки.
Напряженное состояние металла при его пластической обработке
определяется контактным трением и толщиной деформируемого тела,
наличием натяжения или подпора, формой рабочего инструмента
и другими факторами. Поскольку очевидность влияния многих пара-
метров процесса на физическую природу и явления, относящиеся к
напряженному состоянию, не вызывают сомнений, подробно остано-
вимся лишь на влиянии формы рабочего инструмента. Стенки и от-
дельные элементы рабочего инструмента могут оказывать заметное
влияние на характер изменения напряженного состояния деформиру-
емого тела. Поэтому форма инструмента в сочетании с контактным
трением соответствующим образом влияет на величину рабочих на-
пряжений при деформации.
Используемый для обработки металла давлением инструмент .
может иметь самую разнообразную форму, часто принимая достаточно
сложное очертание, как, например, криволинейное очертание про-
катных валков (калиброванных и цилиндрических), рабочая поверх-
ность волок, матриц, штампов, бойков и пр. Но все многообразие
очертаний рабочего инструмента по своей форме можно подразделить
на плоское (рис. 41, а), вогнутое (б) и выпуклое (в). Принимая во вни-
мание, что стенки инструмента часто имеют различные сочетания с
80
соответствующими переходами, например от плоского к выпуклому
пли вогнутому, инструмент всегда можно разделить на участки,
имеющие один из трех элементарных видов. Поэтому целесообразно
проследить за качественным влиянием именно этих основных очер-
таний инструмента на усилия, необходимые для пластической дефор-
мации металла. При этом для инструмента сложного очертания всегда
можно найти степень воздействия его отдельных участков на обра-
батываемое тело.
Рассмотрим действие инструмента на обрабатываемое тело в пре-
делах правой части от оси симметрии (рис. 41). В точке 7И, взятой
между точками А
нормальные силы
и В, независимо от формы инструмента действуют
R и
силы
трения Т, препятствующие свободному
ё)
О]
41. Очертание рабочего инструмента
Рис.
х
R

перемещению металла деформируемого тела по контактной поверх-
ности. Поэтому силы трения, действующие со стороны инструмента,
направлены в противоположную сторону вероятного перемещения
металла по поверхности инструмента.
Проецируя на ось х — х силы R и Т, обнаружим, что их суммар-
ная составляющая определяется формой инструмента. Так, для пло-
ского инструмента эта составляющая направлена от точки В к точке А
и по своей величине соответствует сумме всех сил трения на этом участ-
ке. Для вогнутого инструмента в пределах участка АВ составляющая
проекции сил R и Т на ось х — х тождественна сумме проекций этих
сил, так как они имеют одно направление, совпадающее с направлением
от В к оси симметрии.
Совершенно очевидно, что с левой стороны также можно обнару-
жить силы, направленные в сторону оси симметрии. Следовательно,
в условиях плоского и вогнутого инструмента деформируемое тело по
оси х — х испытывает сжатие. Интенсивность сжимающих сил от края
деформируемого тела (от точки В) к его середине имеет тенденцию
непрерывного роста. Однако в условиях вогнутого инструмента эта
интенсивность действующих сил будет выше, чем при обработке пло-
ским инструментом. Это становится более понятным из того факта,
что при наличии вогнутого инструмента проекции сил трения и нор-
81
мальных сил на ось х — х суммируются, а в условиях плоского ин-
струмента обнаруживается действие только сил трения, так как про-
екция нормальных сил на ось х — х равна нулю. Если иметь в виду,
что в направлении оси z — z на деформируемое тело могут действовать
аналогичные сжимающие силы, а в направлении оси у — у — актив-
ные силы инструмента, то, следовательно, участок деформируемого
тела, находящийся под действием плоского или вогнутого инстру-
мента, находится в условиях всестороннего сжатия. Усилие, необхо-
димое для деформации тела в данных условиях, определяется интен-
сивностью сжимающих сил, а оно в условиях плоского инструмента
заметно меньше, чем при пластической обработке вогнутым инстру-
ментом.
Переходя к анализу действующих сил на деформируемое тело со
стороны выпуклого инструмента, можно обнаружить, что проекции
сил R и Т на ось х — х в пределах участка АВ направлены в разные
стороны: проекция сил трения Тх направлена к точке А, проекция
нормальных сил R имеет обратное направление, т. е. горизонтальные
составляющие сил R и Т направлены в противоположные стороны,
следовательно, противодействуют друг другу. В этом случае суммар-
ное действие этих сил по оси х — х определяется их разностью. Сле-
довательно, при выпуклой форме инструмента составляющие реакции
R и силы трения Т на направление х — х, перпендикулярное рабочему
ходу инструмента, противодействуют друг другу — реакция Rx умень-
шает действие сил трения Тх по поверхности контакта. Все это ос-
лабляет влияние всестороннего сжатия и уменьшает необходимое уси-
лие на деформацию.
Поэтому с увеличением кривизны поверхности инструмента на-
блюдается падение необходимого усилия на деформацию, что широко
используется при пластической обработке металлов. Например, при
холодной обработке всегда стремятся иметь рабочие валки меньшего
диаметра, если допускают другие условия процесса.
Рассмотренные основные параметры обработки давлением, влия-
ющие на пластичность металла и усилия деформирования, нельзя ана-
лизировать изолированно один от другого, так как в момент обра-
ботки они действуют совместно. Следует также помнить, что некоторые
способы обработки, повышающие пластичность металла, влекут за
собой увеличение усилия, необходимого для деформации, а понижа-
ющие пластичность — уменьшение усилия деформации. Поэтому не-
обходимо выбирать оптимальные условия обработки, учитывая си-
ловые и энергетические параметры и влияние принятых технологи-
ческих операций на качество изделия.
§ 12. Усилие деформации и работа
Для проектирования машин, используемых при обработке металла
давлением, или разработки технологических процессов получения
изделий прежде всего необходимо знать силовые условия, возникаю-
щие при выполнении пластической деформации. Полное усилие де-
формации позволяет технически обоснованно выбирать тип машины-
82
Рис. 42. Схема к определению
усилий прокатки в разных про-
екциях
орудия, так как при этом появляется возможность определять рабочие
напряжения в деталях механизмов и затрату энергии на деформацию.
При работе производственного оборудования для успешного решения
задач по вводу новых технологических процессов и интенсификации
существующих также нужно знать сум-
марное усилие на инструмент, чтобы
сопоставить его с допустимым усилием.
Знать суммарное усилие при деформи-
ровании важно для анализа и самого
процесса обработки, выявления картины
распределения внутренних сил в дефор-
мируемом теле и характера их дейст-
вия, что позволяет уменьшить вероят-
ность нарушения сплошности деформи-
руемого тела или, по крайней мере,
наметить пути предотвращения этого
нежелательного явления.
Деформирующая сила может пере-
даваться обрабатываемому телу или ча-
сти его как непосредственно через кон-
тактные поверхности инструмента (про-
катка, прессование, осадка, штамповка
и пр.), так и через примыкающие к об-
ласти деформации пластически не обра-
батываемые в данный момент участки
по способу Стекля, вытяжка листового
Для определения суммарного деформирующего усилия необхо-
димо прежде всего знать удельные усилия и силы трения, а также
характер их распределения на контактной поверхности инструмента.
Если имеется возможность принять удельные усилия усредненными
(равномерно распределенными) по всей области деформации, что
вполне допустимо при сравнительно небольшой разнице их на кон-
тактной поверхности, то определение полного усилия обработки
даже при наличии сложного сечения контактной поверхности заметно
упрощается. В подобных условиях вполне применим принцип, раз-
работанный И. М. Павловым, основанный на замене проектирования
сил проектированием контактной поверхности. В соответствии с этим
принципом усилие деформации в любом направлении определяется
как произведение среднего удельного усилия и проекции контактной
поверхности на плоскость, перпендикулярную данному направлению.
Тогда для процесса прокатки (рис. 42), если пренебречь опережением,
имеем следующее усилие на валке:
тела (волочение, прокатка
металла и по.).
Р=рВСр I =г рВС1У Ahr;
Ру = pBcv lx = рВср г sin а;
Рх = Р^ср 1У = рВСу АЛ/2,
(1.104)
(1.105)
(1.106)
где Вср — средняя ширина области деформирования.
83
Суммарное горизонтальное усилие для двух валков определится
выражением
2Рх = рВсрМ.	(1.107)
В условиях процессов ковки и штамповки суммарное вертикаль-
ное усилие Р определится произведением удельного усилия р и про-
екции поверхности соприкосновения металла с инструментом на
горизонтальную плоскость:
Py = P=pFx.	(1.108)
Таким образом, если на контактной поверхности удельное усилие
принято постоянным, то определение суммарного усилия обработки
не вызывает затруднений, так как находить проекцию контактной
поверхности сравнительно просто.
В условиях, когда удельное усилие не может быть принято неиз-
менным в силу значительной разницы в отдельных точках контактной
поверхности, хотя закон изменения удельного усилия может быть
известен, полное усилие деформации определяется суммированием
удельного усилия по всей контактной поверхности:
P = $PjedF.
Численные значения удельных усилий могут быть получены опыт-
ным путем или расчетом с использованием аналитических методов.
Опытные значения удельного усилия обычно определяются как от-
ношение полного усилия металла на инструмент Р к проекции кон-
тактной поверхности на плоскость, перпендикулярную силе Р. Эти
материалы можно найти в соответствующей технической литературе.
Наряду с накоплением экспериментального материала ведутся
теоретическая работа по созданию надежных аналитических методов
определения деформирующих усилий и разработка полуэмпирических
зависимостей. Наибольшее распространение получили следующие
методы аналитического определения деформирующих усилий.
Расчет рабочих напряжений совместным решением приближенных
уравнении равновесия и уравнении пластичности позволяет находить
напряжения на контактной поверхности соприкосновения металла с
инструментом и полное усилие деформации. Он во многих случаях
вполне удовлетворяет требованиям практики. В качестве упрощающего
допущения в данном случае принимается, что напряженно-деформи-
рованное состояние является осесимметричным или плоским. При
резко выраженной неоднородности деформации тело разделяют на
объемы, чтобы в каждом из них напряженно-деформированное состоя-
ние можно было принять плоским или осесимметричным. Составляя
дифференциальное уравнение равновесия, обычно допускают, что
нормальные напряжения в данном сечении не изменяются, а прини-
мают осредненное значение и зависят только от одной координаты.
В качестве примера рассмотрим осадку параллелепипеда между
параллельными плитами.
84
Выделим в деформируемом теле (рис. 43) бесконечно малый эле-
мент, ограниченный параллельными оси у — у плоскостями, распо-
ложенными на расстоянии х и x+dx от начала координат. Длину
элемента примем равной единице. Выделенная частица тела подвер-
жена действию напряжений сХ9 (o^+do^), oJZ, т. Поскольку элемент
тела находится в равновесии, то проекция
действующих на него сил на ось х — х
равна нулю. Пусть напряжения и т не
меняют своего значения по высоте 2ft; их
можно принять осредненными. Тогда будем
иметь
— (о* + dax) 2h+ох 2ft—2т dx=0.
Раскрыв скобки и произведя преобразо-
вания, получим дифференциальное урав-
нение равновесия
doK/dx+т/ft= 0.	(1.109)
Рис. 43. Схема к определе-
нию рабочих напряжений
при осадке
Для решения уравнения (1.109) относи-
тельно примем удельное контактное
трение т лишь для условий (1.96), тогда
т=/ор.
(1.110)
Для нашего случая можно воспользоваться уравнением пластичности
(1.63а), тогда
что дает
®у °т»
в
dox — du„.
(1.111)
Подставив теперь уравнения (1.110) и* (1.111) в дифференциальное
уравнение равновесия (1.109), получим
do„/dx+fo../ft = 0 или dor/о =— (f/ft)dx.
с/	с/	1г
После интегрирования
о.. = Се~
Постоянную интегрирования С определим из граничных условий:
при х—ft —оу=от (Oj, — сжимающее напряжение, поэтому знак
минус), тогда —GT=Ce~fb/h9 или С=—oTc^vh. Подставляя значение
С и преобразуя, получаем закономерность изменения по ширине
контактной поверхности деформируемого тела:
и = — с(1.112)
Контактное нормальное напряжение соответствует среднему
удельному усилию на инструменте, т. е. —
Если необходимо знать суммарное деформирующее усилие, то для
единицы длины обрабатываемого тела оно может быть определено
интегрированием элементарных усилий по всей ширине:
ь	ь
Р — J р dx = 2 J рйх — 2от j	(b“x,dx.
~ь	о	о
(1.113)
Метод линий скольжения в теории обработки металла давлением
имеет большое значение. При пластической деформации металла в
холодном состоянии нередко можно обнаружить на боковой или дру-
гой поверхности деформируемого тела следы скольжения слоев ме-
талла относительно друг друга. Эти следы вырисовываются в виде
Рис. 44. Сетка линий скольжения и траектории главных нормальных
напряжений ох и
линий различной кривизны или сетки из линий. Их принято называть
линиями скольжения. Впервые линии скольжения при
деформации металла обнаружили Чернов, Людерс.
Значение метода линий скольжения показано ниже применительно
к плоской деформации, когда понятие «линия скольжения» отождест-
вляется с понятием «траектории главных касательных напряжений».
Использование свойств линий скольжения позволяет, в частности,
простым путем определять изменение напряженного состояния по
углу поворота касательной к линии скольжения.
Выше было показано, что на любой элементарной площадке пла-
стически деформируемого тела имеются нормальные и касательные
напряжения. Меняя ориентировку площадки, можно обнаружить
изменение касательных напряжений от нуля на главных площадках
до максимального значения, равного Л=х'=1/2ат или Л = т" = 1/кз от,
на площадках, расположенных под углом 45° к главным нормальным
напряжениям. Переходя от точки к точке, строим траекторию наи-
больших касательных напряжений, т. е. получаем такую кривую
линию, касательная в каждой точке которой совпадает с направлением
наибольшего касательного напряжения. Поскольку по двум взаимно
86
перпендикулярным направлениям всегда действуют одинаковые ка-
сательные напряжения, то имеем два семейства ортогональных линий
наибольших касательных напряжений — линий скольжения. Линии
скольжения пересекаются с траекториями главных нормальных на-
пряжений под углом 45° (рис. 44). Сетку линий скольжения на рис. 44
образуют линии семейства а и семейства р. Через точку а штриховы-
ми линиями проведены траектории главных нормальных напряже-
ний, сплошными — линии скольжения. Поскольку касательные к
точке а образуют с осью х — х углы со и о+зт/2, то дифференциальные
уравнения линий скольжения могут быть записаны так:
для семейства a d///dx = tg(o,
для семейства Р йу/дх~— ctgco.	' ’	'
Компоненты тензора напряжений ох, и?/, тху для плоского дефор-
мированного состояния определяются по формулам (1.41), (1.42),
(1.43). Выразив в этих формулах <р через (о=<р—45°, а также приняв
во внимание, что при плоской деформации тт= (ог—и2)/2, получим:
= стГЛ|—тт sin 2со, о,. = стг _ 4- тт sin 2со,
т* =ttcos2co.	(1.115)
«Z
а
Частные производные напряжений (1.115) имеют такой вид:
дох/дх = доср/дх—- (2тт ды/дх) cos 2со,
до^ду = до^/ду + (2тт ды/ду) cos 2оэ,
dxxlJldx = — (2тт ды/дх) sin 2со,
дхх Jdy= — (2тт ды/ду) sin 2со.
(1.116)
Подставив частные производные (1.116) в дифференциальные урав-
нения равновесия для плоской задачи (1.40), получим систему двух
нелинейных дифференциальных уравнений первого порядка относи-
тельно неизвестных функций оср (%,//) и o)(x,z/):
до^дх—2тт [(dco/dx) cos 2со + (dco/dx) sin 2со] == 0,
docv/dy—2тт [(ды/ду) sin 2о>—(ды/ду) cos 2co J = 0.
(1.117)
Поскольку уравнения (1.117) содержат лишь две неизвестные
величины (оср и со), это дает возможность определить направление
и размер наибольших касательных напряжений. При решении урав-
нений (1.117) обычно используют метод характеристик, так как ха-
рактеристики дифференциальных уравнений (1.117) (что можно по-
казать) соответствуют траекториям максимальных касательных на-
пряжений, т. е. обладают всеми свойствами линий скольжения.
Рассмотрим основные свойства линий скольжения (характери-
стик). Перенесем оси координат ху в точку а (рис. 44) пересечения
двух взаимно перпендикулярных линий скольжения так, чтобы оси
х'у' совпадали с касательными к ним. Поскольку уравнения (1.115)
и (1.117) выведены для произвольного направления осей, то они вполне
применимы к новым координатным осям х'у'. Тогда, принимая во
внимание, что со превращается в точке а в нуль, а ды/дх' и ды!ду‘ не
87
равны нулю, имеем:	*
доср/д%а + 2тт ды/дх'а = 0, docp/cfyp—2тт ды/ду$ = 0, (1.118)
где д/дх'^ д!ду$ — производные вдоль линий сс, (3.
Следует иметь в виду, что угол о превращается в нуль лишь в
точке совпадения осей с касательными к линиям скольжения, но
непрерывно меняется вдоль самой линии скольжения. Интегриро-
вание уравнений (1.118) дает:
оср—2тт(о = <pt (а), оср + 2тт<о = ф2 (Р),	(1.119)
УК
в1
Рис. 45. Сетка линий скольжения при вдавливании
штампа в деформируемое тело неограниченных раз-
меров
где Ф1 (а) и <р2 (₽) — произвольные функции, постоянные для одного
семейства линий скольжения.
Из уравнения (1.119) можно сформулировать одно из важнейших
свойств линий скольжения: изменение оср вдоль линии скольжения
вполне определяются
углом поворота линии.
При этом размер изме-
нения пропорционален
2тт. Данное обстоятель-
ство позволяет опреде-
лять напряжения в лю-
бой точке линии сколь-
жения, если известно
среднее нормальное на-
пряжение хотя бы в од-
ной или в другой точке
линии.
Не приводя соот-
ветствующих доказа-
тельств, отметим дру-
гие свойства линий
скольжения (характе-
ристик). Линии сколь-
жения образуют орто-
гональную сетку, причем они пересекают траектории главных
нормальных напряжений под углом 45°. Линии скольжения об-
разуют со свободной поверхностью тела угол 45°. Угол между двумя
касательными, проведенными к точкам пересечения линий скольже-
ния одного семейства с линиями скольжения другого семейства,
не изменяют своего значения вдоль длины этих двух линий.
Отмеченные основные свойства линий скольжения (характеристик)
позволяют выполнять их построение, анализировать и находить рас-
пределение напряжений во многих случаях плоского деформирован-
ного состояния тела, находить силовые условия обработки.
Используем свойства линий скольжения для определения силовых
условий вдавливания жесткого штампа шириной Вг в пластически
деформируемое тело неограниченных размеров. Влиянием трения
на контактной поверхности пренебрегаем. Сетка линий скольжения
при этом видна на рис. 45. Вдавливаемый штамп вызывает деформа-
83
цию металла не только в объеме, заключенном под поверхностью штам-
па АВ. но и в прилегающих к штампу зонах АС и BD. Точки а и b
являются концами одной линии скольжения. Однако точка а распо-
ложена в пределах контактной поверхности АВ. точка же b — за
пределами области соприкосновения металла с инструментом. На
поверхностях АС и BD в точке b нормальное напряжение суь равно
нулю. В горизонтальной плоскости (в направлении х — х) действует
нормальное напряжение сжатия Gxb. которое по уравнению пластич-
ности (1.63а) имеет значение
О—охЬ = 2тт, или Gxb =— 2тт.
Тогда среднее напряжение в точке b составляет
^ср Ъ 'Т’ ^xb)/2 = Тт.
Зная можно определить среднее напряжение в точке а. Со-
гласно (I.H9), для точек а и b имеем
а ~Т 2ттсоа —ХУСр ь -р 2ттсоь,
или
О'ср а = Gcp Ь ?гт (<Чх
Поскольку рассматриваемая линия поворачивается на угол л/2, то,
следовательно»
*ср а ^ср b 2тт (л/2) — Оср ь ТтП»
ИЛИ
аср а == — Тг (1 +	(1.120)
На контактной поверхности АВ действуют сжимающие напряже-
ния оХа и оУа. Так как напряжения сжатия имеют знак минус, то
GtJa по абсолютному значению является минимальным. Тогда согласно
уравнению пластичности (1.63а) для точки а имеем
Gjca &уа 2тт.	(1.121)
Поскольку	(Gxa+Gya)/2 = иср а = Тт (1 + л),
или	= —2тт(1 +л),	(1.122)
то, решая совместно уравнения (1.121) и (1.122), получим значение
вертикального напряжения
суа = — гт(2+л).
(1.123)
Нормальное удельное усилие, принимаемое положительным,
«5,14тт. Согласно уравнению (1.75), тт=от/)ЛЗ. Тогда р»2,97от.
Полное усилие вдавливания штампа, площадь контакта которого с
деформируемым телом составляет BiL.
Р w 2$1g^BxL.
Определение полного усилия и контактных напряжений описан-
ными методами получило широкое распространение. Однако сущест-
.89
вуют и другие методы, два из которых являются наиболее признан-
ными.
Вариационный метод основан на энергетическом принципе, т. е.
на положении, что сумма работ всех внешних и внутренних сил на
возможных перемещениях около состояния равновесия равна нулю.
Следовательно, задача в данном случае сводится к нахождению такой
функциональной зависимости перемещений от координат, при которой
полная энергия принимает минимальное значение. Подобного рода
задачи являются задачами вариационного исчисления.
Метод сопротивления материалов пластическим деформациям,
разработанный Г. А. Смирновым-Аляевым, позволяет находить усилия
при больших пластических деформациях, если они монотонны или
приближенно монотонны. При этом главные оси напряжений совпа-
дают с главными осями деформаций. Следовательно, между напряже-
ниями и истинными деформациями можно принимать соотношения,
аналогичные соотношениям при малых деформациях, что позволяет
найти искомые значения.
При выборе технологического процесса обработки металлов дав-
лением часто требуется определить расход энергии на деформацию,
чтобы подобрать необходимую мощность привода или выявить воз-
можность выполнения принятого режима обработки на существую-
щем приводе. При деформировании металлов затрачивается работа
на преодоление сил внутреннего сопротивления (чистая работа де-
формации) и сил трения на контактной поверхности. Удельная ра-
бота деформации, если деформация монотонна,
ч
^деф =	»	(1-124)
О
где Gi — интенсивность напряжений [см. уравнение (1.32)1; ч — ин-
тенсивность деформаций [см. уравнение (1.56)1.
Так как определение удельной работы деформации по формуле
(1.1?4) вызывает определенные трудности, для практических расче-
тов разработаны менее сложные методы, хотя с более низкой степенью
точности. Одним из таких методов является определение работы на
основе логарифмической формулы, вывод которой для условий рав-
номерного осаживания тела между параллельными бойками приво-
дится ниже. Пусть удельное усилие р сохраняется неизменным при
уменьшении высоты тела с Н до ft. Тогда полное усилие деформации Р
определяется изменением площади контакта тела с инструментом F
по формуле (1.108). Для некоторой промежуточной высоты FT полное
усилие на инструмент составляет Р—pFn^ Так как объем тела при
деформировании остается постоянным, то V—F^H9 или FH~VIH\
откуда
Р^<У!Н')р.	(1.125)
По мере осаживания тела сила противодействия деформированию
непрерывно растет по гиперболической зависимости, что вполне оче-
видно из уравнения (1.125). Именно это и необходимо иметь в виду
л
60
при определении работы деформации. Если произвести дополнитель-
ное осаживание тела на весьма малую высоту ДЛ/, то работа, отве-
чающая малому осаживанию,
А = —	И = — pV ЫЦН'.
Выражая бесконечно малые величины соответствующими диффе-
ренциалами, имеем
dX = — pVAHlH'. .
Полная работа деформации при осаживании тела с высоты Я до ft
пн	н
Л С 17	С 17	17 С	171	#
J pV pjr J Р^ fjf ' pV j fjt —pVln .	(1.126)
H	h	h
Логарифмическая формула работы деформации (1.126) учитывает
изменение формы тела во время осаживания. Однако работа, под-
считанная по формуле (1.126), отличается от фактического значения,
поскольку удельное усилие принимается как постоянная величина
на протяжении всего процесса обработки. Между тем это совсем не
так. Кроме того, необходимо также иметь в виду, что при пластической
обработке металла получение конечной формы и размеров изделия
чаще всего выполняется за несколько отдельных операций. Суммар-
ная деформация складывается из частных. Но общая работа дефор-
мации, определяемая по формуле (I.J26), как показано ниже, зависит
только от начальных и конечных размеров деформируемого тела и не
зависит от количества операций.
Пусть тело высотой Н обжимается до высоты h за несколько опе-
раций, имея промежуточные размеры fti и ft2. Тогда работа дефор-
мации при первой операции
Д == pV I*1 H/h*
при второй операции
А2 = pV In
а при последней операции
Д = рК1пй2/й.
Сложим работу всех операций:
Д + Д +	= pVln Hjht + pV In hi/h2 +
+ pV In ft2/ft = pV (1 п H/h1 + In hjh2 +
+ Inh2/h) = pV In -^=pV InH/h.
Таким образом, полученная суммарная работа деформации опре-
деляется лишь начальными и конечными размерами тела, но не за-
висит от количества операций, или, другими словами, не зависит от
дробности деформации. Вместе с тем легко понять, что это мон ет
иметь место лишь при полном отсутствии упругих свойств у дефор-
мируемого тела. На самом же деле пластическое состояние возникает
только после упругой деформации» так как процесс пластической
обработки представляет собой переход упругих деформаций в ос-
таточные. Следовательно, при каждой операции необходимо вновь
доводить тело до пластического состояния с повторной дополнительной
затратой работы на упругую деформацию, что совершенно не учиты-
вается формулой (1.126). Данное обстоятельство следует принимать
во внимание при сопоставлении между собой работ деформации,
когда обработка ведется с различным числом операций.
Логарифмическая формула работы была выведена Финком в 1874 г.
Однако позже другие авторы вывели подобные формулы, отвечающие
не только высотной деформации, но и деформации в продольном на-
правлении.
В практических расчетах широко используются способы опре-
деления затрат работы и мощности на деформацию по опытным дан-
ным, которые обычно представляют в виде графиков или табличных
данных.
Глава II
ОСНОВЫ ТЕОРИИ ПРОКАТКИ
§ 13.	Захват металла валками
Непрерывное втягивание металла в щель между вращающимися
валками и изменение размеров полосы — уменьшение толщины, уве-
личение длины и ширины — обеспечиваются наличием контактного
трения между обрабатываемой полосой и рабочей поверхностью вал-
ков. Геометрическую область деформирования при прокатке АБВГ
можно представить схемой сечения, нормального к оси валков (рис. 46).
Дугу АБ называют дугой захвата или дугой касания, а от-
вечающий ей центральный угол а — углом захвата или углом
касания. Тело, деформируемое прокаткой, независимо от формы и
размеров его поперечного сечения и стадий обработки называют по-
лосой. Сам процесс прокатки из-за различия условий деформирования
по длине обрабатываемой полосы целесообразно разбить на ряд по-
следовательно выполняемых периодов.
1.	Захват полосы валками (или принудительная подача ее в щель
между валками) и заполнение области деформирования до момента
образования некоторой длины переднего конца полосы за пределами
области деформирования. По мере заполнения щели между валками
условия деформирования металла непрерывно изменяются, что яви-
лось основанием называть данный период прокатки не установи в-
ш и м с я.
2.	Установившийся период прокатки, характеризующийся
постоянством условий деформации металла, наступает с момента
появления переднего конца полосы некоторой длины при наличии зад-
него конца.
92
3.	В условиях заключительного периода влияние зад-
него конца полосы утрачивается, щель между валками начинает ос-
вобождаться от металла и процесс прокатки заканчивается. Эта ста-
дия, так же как и первая, характеризуется отсутствием постоянства
условий деформации металла, хотя в другой последовательности.
Переходя к характеристике процесса прокатки, необходимо ого-
ворить принимаемые упрощения и допущения. Прежде всего считают
что оба валка цилиндрические и
равного диаметра. Они вращаются
с одной частотой и имеют одинаковое
состояние поверхности, а следова-
тельно, и один и тот же коэффициент
контактного трения. Упругая дефор-
мация валков не учитывается. Де-
формируемая полоса имеет постоян-
ные размеры сечения по длине. Хи-
мическая и структурная однород-
ность, температура металла, состо-
яние поверхности, технологическая
смазка, если она применяется, и про-
Рис. 46. Схема прокатки в ци-
линдрических валках
чие условия считаются постоянными.
При соприкосновении полосы
с вращающимися валками между
ними возникает взаимодействие. Если не принимать во внимание
внешнюю силу QH, вдавливающую металл в валки, и силу инерции,
можно заметить, что, с одной стороны, полоса оказывает радиальное
давление Р на валки и затормаживает их силой (рис. 47, а), с дру-
гой — сила Т со стороны валков стремится втянуть полосу в область
деформирования, а сила реакции 7? — оттолкнуть, отбросить полосу
от валков. Чтобы определить захватывающую способность валков,
необходимо сопоставить действия сил Т и R в общем направлении,
совпадающем с направлением прокатки, т. е. следует рассмотреть их
горизонтальные проекции:
Тх — Tcosa и Rx = Rs\na.
Захват полосы валками, т. е. начало втягивания металла в щель
между ними, характеризуется непрерывным увеличением скорости
переднего конца в продольном направлении. В этих условиях захва-
тывающая способность валков в полной мере проявляется, если втяги-
вающая сила Тх будет превышать выталкивающую силу R
Тх> Rx или 7cosa>* 7?sina. Тогда T/R2>sina/cosa, или 777?2>tga.
Из условий механической теории трения, выраженной законом
Амонтона, можно принять, что T—f3Rt где /3 — коэффициент трения
при захвате металла валками. Тогда имеем f3R/R 2> tga или /a>tga.
Используя выражение (1.98), получим

(П.1>
Это означает, что втягивание металла в валки осуществляется при
угле захвата а, меньшем угла трения при захвате ра. Равенство TX=RX
93
является крайним (предельным) условием захзата, когда при незна-
чительном перевесе той или иной силы происходит захват или на-
блюдается проскальзывание валков по переднему концу полосы.
Следовательно, с учетом этого условия захват металла валками выпол-
няется, когда
аСРз-	(П.2)
Если угол захвата а больше угла трения при захвате 03, захват
металла валками неосуществим.
По мере заполнения области деформирования металлом, появ-
ления переднего конца полосы и перехода к установившемуся периоду
Рис. 47. Схемы силового взаимодействия полосы и валков:
а — в начальный момент прокатки; б — при установившемся процессе
положение равнодействующей Р смещается к плоскости выхода. Если
принять распределение нормального контактного напряжения по
длине области деформирования равномерным или симметричным
относительно оси, проходящей радиально через центр дуги захвата,
то результирующая полного усилия металла на валки при установив-
шемся процессе, а следовательно, и реакция валков будут делить об-
ласть деформирования пополам, т. е. угол <р, определяющий поло-
жение равнодействующей, становится равным а/2 (рис. 47, б).
При рассмотрении возможности выполнения установившегося
процесса прокатки необходимо сопоставить действие сил Тх и Rx
в области деформирования. Так же как и в момент захвата металла
валками, прокатка может выполняться, если T^RX. Поскольку в
условиях установившейся прокатки Tx=Tcos а/2==/р/?соз а/2, a Rx=
~R sin а/2, то fyR cos а/2 R sin а/2 или
fv > tg а/2.
Переходя к углу трения, получаем tg ре tg а/2, что означает
«/2 С
94
или
a<2p„.	(11.3)
Если в общем случае положение равнодействующей отвечает условию
=сс/и, то предельные условия установившегося процесса прокатки
характеризуются равенством
a=n₽^	(IL4)
где коэффициент положения равнодействующей п>1, иногда может
принимать значения 2 и более.
По данным ряда исследований, коэффициент контактного трения
при установившемся процессе прокатки fv обычно меньше в среднем
на 20...50% коэффициента трения в момент захвата металла валками
/э. Однако, сравнивая предельные условия при установившейся про-
катке (II.4) и в момент захвата (II.2) с точки зрения возможности
их выполнения, можно заметить, что установившийся процесс выпол-
няется в более легких условиях, чем его начальная стадия. Следо-
вательно, условия (II. 1) и (II.2) являются определяющими, и если они
выполняются, то становится возможным процесс прокатки. Более
того, сравнение выражений (П.З) и (II.4) с условиями захвата (П.1)
и (II.2) позволяет сделать вывод о наличии некоторого резерва сил
трения при установившейся прокатке, поскольку угол захвата может
возрасти в п раз по сравнению с углом захвата в начальный период.
Эта важная зависимость пока ограниченно используется лишь на ряде
блюмингов, обжимных и заготовочных станов, хотя рост угла захвата
всегда влечет за собой увеличение обжатия Aft, а следовательно, и
производительности. Из рис. 46 видно, что г—Aft/2—rcos а или Aft=
=D(1—cos а), а
cosa— 1 —tbhlD.	(П-5)
Заменив 1—cos а на 2sin2a/2, получим Ah=D -2sin2a/2. Если принять
sina/2^ra/2, то
Aft = 2D (а/2)2 = га2.	(11.6)
Это указывает на непосредственную зависимость абсолютного обжа-
тия от угла захвата — при данном диаметре валков с увеличением
угла захвата заметно растет обжатие, что в конечном счете увеличи-
вает производительность прокатного стана.
В практике прокатного производства для увеличения угла захвата,
а следовательно, и обжатия применяют искусственное повышение
шероховатости контактной поверхности валков путем нанесения раз-
личного рода насечек или наварок. Опыт отечественных и зарубежных
заводов показал, что применение накатки валков выгодно отличается
о г других способов повышения шероховатости поверхности, так как
при этом обеспечивается получение качественного проката и повы-
шается стойкость валков. Для увеличения угла захвата применяют
также различного рода подсыпки на передний конец полосы (песок,
окалина и пр.); большое распространение получило снижение ско-
рости прокатки в момент захвата металла валками, что обеспечивает
95
повышение коэффициента трения. Рекомендуется также выполнят]
захват металла валками в условиях а>Ра путем принудительно]
подачи полосы, т. е. использовании вталкивающей силы Сн-
Рассмотренные условия захвата металла валками относятся глав
ным образом к случаю прокатки прямоугольной полосы в цилиндри
ческих валках. Однако су
Рис. 48. Типовые схемы прокатки (по И. М. Пав-
лову):
I — прямоугольная полоса в цилиндрических валках;
II — заготовка сложного сечения в цилиндрических
валках; HI — прямоугольная заготовка в калиброван-
ных валках; /V — заготовка сложного сечения в ка-
либрованных валках; V — отсутствие симметрии отно-
сительно вертикальной осн; VZ — отсутствие симметрии
относительно горизонтальной осн; VII — отсутствие
симметрии относительно обеих осей; VIII — косое
расположение калибра
ществуют и другие услс
вия прокатки, более слож
ные. Сюда прежде всей
относится прокатка в ка
либрах, характеризующая
ся неравномерной дефор
мацией и защемлениет
металла в зависимости о*
формы и размеров калиб
ра и поперечного сечени;
задаваемой в них полосы
Ввиду многообразия уело
вий прокатки И. М. Пав
лов предложил все видь
классифицировать в поряд
ке усложнения.
Типовые схемы прокат
ки по Павлову показань
на рис. 48. Условия про
цесса на схемах II—VIL
отличаются от схемы ]
прежде всего ярко выра-
женной неравномерностьк
высотной деформации пс
ширине полосы. Кроме то
го, имеются другие раз
линия. Если при прокатке
по схеме I основные ве
личины, характеризующие
процесс (р, D+h9 D, h
Ни а), постоянны пс
ширине, то в других схе
мах часть этих парамет-
ров становится перемен-
ными величинами по ши-
рине полосы. Так, на-
пример, в схеме III из шести параметров три стали переменны-
ми: D, h и а; в схеме IV переменными являются четыре величины
Я, £), h и а и постоянными — только р и D+h. Схема V характери-
зуется отсутствием симметрии относительно вертикальной, а схекя
VI — относительно горизонтальной оси. Еще более сложные условие
имеются в схеме VII, когда процесс несимметричен одновременнс
относительно обеих осей. Схема VIII отвечает условиям прокатки е
S6

косо расположенном относительно горизонтальной оси калибре. По-
скольку в этих условиях разъем валков направлен в разные стороны,
создается возможность обжатия полосы в двух перпендикулярных
плоскостях.
Кроме отмеченных восьми схем необходимо указать на способ про-
катки листа и ленты с заметной разностью скоростных условий на
нижнем и верхнем валках. Этот процесс возникает при неравенстве
диаметров или угловых скоростей валков. Подобная прокатка имеет
большое значение при производстве тонколистового металла, так как
в данном случае наблюдается заметное снижение усилия деформиро-
вания (до 10...25%); отмечено также повышение пластических свойств
металла, что обеспечивает возможность холодной прокатки с высо-
кими степенями деформирования между промежуточными терми-
ческими обработками и прокатку малопластичных материалов.
Закономерности условий захвата металла валками при прокатке
в калибрах те же, что и при прокатке по схеме /. Однако при наличии
защемления прокатываемой полосы боковыми стенками калибра по-
являются дополнительные втягивающие силы, улучшающие захват
металла валками. Угол захвата в данном случае растет с увеличением
степени стеснения металла в калибре, т. е. отношения Вг/Вк и угла
наклона стенок калибра. Поэтому при прокатке в калибрах предель-
ные углы естественного захвата больше, чем по схеме /.
При производстве различных видов проката практикой установ-
лены максимальные углы захвата, которые приводятся в табл. 2.
Таблица 2
Условия прокатки
Коэффициент
трения f
Максимальный
угол
захвата
а. град
Горячая прокатка:
блюмов и заготовок на валках с насечкой или на-
варкой .......................................
стальных сортов профилей.....................
стальных листов и полос......................
алюминия при 350°С ..........................
никеля при 1100°С мельхиора при 950°С........
латуни Л62 н Л68 при 800°С...................
Холодная прокатка стали и других металлов без
поджатия валков после захвата:
со смазкой на хорошо шлифованных валках . . .
без смазки на грубых валках..............
0,45...0,62
0,36...0,47
0,27...0,36
0,22...0,27
0,40
0,38...0,45
0,04...0,09
0,09...0.18
24...32
20...25
15,..20
20...22
22
21...24
3-..5
5...10
§ 14.	Кинематика процесса прокатки
Материальные точки обрабатываемого тела и инструмента при
прокатке непрерывно меняют свое взаимное положение. Это сущест-
венным образом влияет на износ валков и качество готовых изделий,
из усилие деформации и затрату энергии и пр. Для анализа самого
4 Суворов И. К.
97
процесса прокатки прежде всего необходимо знать абсолютную ско-
рость движения металла (на выходе из валков это скорость прокатки
vk) и скорость относительного перемещения металла по контактной
поверхности валков.
Выше были установлены зависимости (ПЛ) и (II-2), отвечающие
моменту захвата металла валками, и зависимости (IL3) и (II.4), от-
вечающие установившемуся процессу. Из них вытекает, что угол
захвата а может расти до n-го значения угла трения ру. При этом
процесс прокатки не только устойчиво сохраняется, хотя коэффициент
трения при установившейся стадии /у несколько меньше коэффици-
ента трения при захвате /э, но по мере заполнения металлом щели
валков появляется резерв сил трения. Установившийся процесс тре-
бует лишь части тех сил, которые необходимы для захвата металла
валками. Если учесть, что прокатка в большинстве случаев выпол-
няется в условиях ос<Рэ, то установившемуся процессу свойственно
наличие определенного избытка сил трения, чем необходимо для осу-
ществления самого процесса. Появление избытка сил трения и их
рост по мере перехода от начального момента захвата металла вал-
ками к установившемуся влечет за собой появление опережения,
т. е. явления, отвечающего условию, когда скорость выхода полосы
металла из валков превышает скорость самих валков в направлении
прокатки.
Наличие опережения при прокатке вызывается действием извест-
ного закона механики, в соответствии с которым проекция на любую
ось всех сил, приложенных к данному телу (если оно находится в
условиях равномерного и прямолинейного движения, что отвечает
установившемуся процессу прокатки при постоянной скорости),
должна быть равна нулю. Следовательно, появление некоторого
избытка сил трения к моменту заполнения области деформации ме-
таллом требует соответствующего их уравновешивания. Это обеспе-
чивается возникающим проскальзыванием полосы на некотором участ-
ке поверхности валков вблизи выхода вследствие опережения. В зоне
опережения силы трения со стороны валков направлены против пере-
мещения металла (совпадают с направлением Rx). Тем самым в области
деформации устанавливается соответствующее закону механики рав-
новесие проекции всех сил на направление прокатки. Опережение
обычно выражается в процентах:
<$й = (и,г—v)/v 100,	(II .7)
где и — окружная скорость валков; vh — скорость переднего конца
полосы.
Наиболее просто опережение определяется опытным путем исходя
из разности расстояний между двумя отпечатками на полосе Lh и
их источником на валке L. Для этого на контактную поверхность
валка вдоль дуги захвата наносят керновые отметки. Если расстояние
на полосе Lh и на валке L разделить на время /, получим Lh!t=vh
и Llt—v. Подставив значения vh и v в уравнение (П-7), исходя из
разности соответствующих отрезков на полосе и валках, найдем
5Й = [(£Й-£)/£] 100.
98
Чаще всего опережение составляет 3...6%, но может иметь и дру-
гие значения.
Рассматривая в целом область деформирования, можно заметить,
что скорость входа металла в валки меньше скорости валков в гори-
зонтальном направлении. Данное явление прокатки называют о т-
ставанием, которое также выражается в процентах;
=[(и cos а—cos а] 100,
где vH — скорость полосы в плоскости входа; а — угол захвата.
Рис. 49. Схема действующих горизонтальных сил и изменение горизонтальной ско-
рости валков и полосы при отсутствии прилипания
Критическое
сечение
При использовании закона постоянства объема связь между от-
ставанием и опережением можно записать следующим выражением:
SH = 1 — [(5Д +1 )/(р cos а)].
Точное знание скорости полосы при входе и выходе из валков
наиболее важно в технологическом отношении при определении ча-
стоты вращения валков в связи с режимом обжатий в непрерывно
расположенных клетях, когда при несоответствии скоростей металла
в двух или нескольких клетях может наблюдаться значительное
петлеобразование или превышающее допустимые пределы натяжение
полосы. При прокатке периодических профилей без точного опреде-
ления и знания законов, управляющих изменением опережения, не-
возможно установить технологический процесс получения изделий
с точными геометрическими размерами по длине.
Поскольку в плоскости входа скорость металла меньше скорости
валков, а в плоскости выхода, наоборот, больше скорости валков,
должно иметься сечение или участок области деформирования, где
скорости металла и валков совпадают. Это сечение называют кри-
тическим сечением, а центральный угол у, отвечающий
этому сечению (рис. 49), называют критическим углом.
Следовательно, область деформирования при прокатке разделяется
критическим сечением на две зоны: зону отставания I и зону опере-
жения //. Перемещаясь по поверхности валков, частицы металла,
гак же как и действующие силы контактного трения, в критическом
сечении меняют направление на противоположное (рис. 49).
4*
99
Помимо непрерывного проскальзывания металла по контактной
поверхности валков в продольном направлении с тем или иным знаком
при прокатке» например, относительно узких полос в области де-
формирования можно обнаружить участок, где перемещение металла
в продольном направлении относительно поверхности валков отсут-
ствует полностью или весьма мало. Такой участок называют зоной
прилипания (рис. 50). Вполне вероятно, что в этой зоне может
наблюдаться некоторая неравномерность горизонтальных скоростей
Рис. 50. Схема действующих горизонтальных
скорости валков и полосы при
снл н изменение горизонтальной
наличии прилипания
металла по сечению полосы при более интенсивном потоке металла
полосы в направлении ширины.
Так как действующие в области деформации силы со стороны ин-
струмента на металл находятся в равновесии, то применительно к
общим условиям процесса прокатки (см. рис. 49) напишем
All
Приняв касательные силы трения близкими к их горизонтальным
проекциям и допустив постоянство нормальных напряжений по всей
контактной поверхности, в условиях отсутствия уширения имеем:
ТХ1 = рг (а — у) р, Тх11 = ргтР,
Rx = рага/2 = 1/2 рга2.
Тогда равновесие сил области деформации выражается следующим
образом:
рг (а— у) р = »/, рга2 4- рг уР-
Решив уравнение относительно критического угла у, получим
у = (а/2) {1 - (а/(2Р)]}.	(11.8)
Зависимость (II.8) приближенно выражает связь между тремя углами
(а, р, у), характеризующими процесс прокатки. Из анализа зависи-
мости (II.8) вытекает, что при большом избытке сил трения, а сле-
довательно, и малом значении а/ (2р) критический угол приближается
к своему предельному значению у-=а/2. В условиях естественного
100
захвата металла валками при а=|3 критический угол у—0,25а. Если
осуществить прокатку в условиях а=2|3, что отвечает отсутствию
избытка сил трения, то в данном случае у=0, т. е. прокатка проис-
ходит без опережения. В общем случае, когда положение равнодей-
ствующей определяется углом <р=а/м, связь между углами а, |3, у
выражается следующим образом:
T=»(a/2){l-[a/(nP)]}.	(IL9)
Если известна скорость переднего или заднего конца полосы, то,
учитывая условие постоянства объема металла (1.1), можно опреде-
лить скорость полосы в любом сечении области деформирования.
Так как HBAI.i^=IIxBxLx^hB2L^ то, разделив все на время t, получим
HBrvH — HxBxvx —hB2Vk9
откуда	vx = hB2vhl(HxBx) =
или
рл-
где	у.'1 = Н xBxl(hB2), а р'' = ВУН!(ВХНХ).
Таким образом, при определении скорости металла в любом сече-
нии области деформирования можно исходить либо из площади се-
чения полосы при выходе, либо из площади сечения при входе.
Если принять В1=В2, то
vx = (h/Hx) vh = (HiHx) vH.
Так как высота любого сечения области деформирования Нх оп-
ределяется из условия AZi~D(l—cosa), то Нх—hx=D(l—cosax)
или	[h/ (D (1—cosax)+№ h.
Скорость vx меняется в пределах от vH до vh. В критическом се-
чении v*—тогда
= vh {h/[h + D (1 —cos у)]}.
В этом же сечении горизонтальная скорость валков
—vcosy или v cos у = vh {hj\h 4- D (1—cosy)]},
что также соответствует
vh/v = [7i + D (1 — cos у)] cos y//i.
Так как опережение Sh=vh/v—1, то, заменив vh/v его значением,
получим
Sft = fh 4- D (1 —cos у)J cos y/h—1.	(11.10)
Если принять vcosy=y, тогда
v—v,Jil\h 4-D(l—cosy)]
пли	vh/v=D (1 — cos y)//i 4-1
101

и
s=^_
л &
D (1 —cos у)_2D sin2 у/2
^т~^={-Т2. (II.11)
h h * v 7
Опытным путем установлено, что формула (11.11), несмотря на
некоторые принятые упрощения при ее выводе, дает при подсчете
опережения вполне приемлемые для практических расчетов резуль-
таты. Вместе с тем если известно опережение для определенных ус-
ловий прокатки, то, используя формулы (11.11), легко определить
значение критического угла:
Т = Ishh/r.
Определив на основании зависимостей (II.8) и (11.9) критический
угол у, найдем по формуле (11.10) или (II.11) опережение Sh9 которое
все же является приближенным, поскольку приближенны сведения
о контактном трении. Также мало известно о коэффициенте и, опреде-
ляющем положение равнодействующей прокатки. Однако этих све-
дений во многих случаях вполне достаточно при определении каче-
ственной стороны процесса.
Следует также обратить внимание на тот факт, что природа опе-
режения при прокатке связана не только с избытком сил трения,
но и с проявлением закона наименьшего сопротивления. Это опре-
деляет перемещение частиц металла в направлении наименьшего
сопротивления, т. е. в направлении кратчайшей нормали к контуру
контактной поверхности, одно из которых питает опережение. Из-
меняя форму контактной поверхности, можно получить преимущест-
венное направление перемещения металла. Поэтому на опережение
помимо коэффициента трения /у влияют диаметр рабочих валков,
толщина деформируемой полосы, поперечная деформация и пр.,
например переднее или заднее натяжение. Рассмотрим влияние ос-
новных параметров прокатки на опережение.
Увеличение диаметра валков влечет за собой рост опережения.
Это объясняется повышением избытка сил трения, так как с ростом
диаметра валков угол захвата уменьшается, а это (при постоянстве
угла трения |Зу) увеличивает избыток сил трения, хотя с ростом диа-
метра валков увеличивается объем металла, смещаемый в направлении
ширины полосы.
Уменьшение толщины полосы при постоянном обжатии А/г вызы-
вает заметное увеличение вытяжки р. Следовательно, в единицу вре-
мени через плоскость выхода будет проходить большее количество
металла, возможное только за счет увеличения скорости полосы на
выходе vh, что и вызывает увеличение опережения Sh.
Поперечная деформация существенно влияет на опережение. По-
скольку опережение является следствием вытяжки во второй зоне
области деформации, то между уширением и опережением существует
обратная связь. При выводе зависимости (11.10) изменение ширины
полосы при прокатке во внимание не принималось, имелось в виду
равенство В2=Вг. Очевидно, если учитывать поперечную деформацию
хотя бы в первом приближении, формула для определения опережения
102
принимает другой вид. Действительно, скорость металла в критиче-
ском сечении с учетом поперечной деформации имеет следующую
зависимость:
B2h	B2h
т	•	« Byhy п By [D (1—С08у)-р«] ’
тогда опережение с учетом изменения ширины
Sh = (Bv/B2) [£> (1 —cos у)+й] cos y/h— 1 -	(11.12)
Поскольку BV<B2, следовательно, Вт/В2<1» что означает падение
опережения с ростом поперечной деформации.
Таким образом, если все прочие условия прокатки постоянны,
то опережение определяется степенью развития поперечной дефор-
мации, т. е. зависит от соотношения между вытяжкой и уширением:
большая вытяжка (за счет уменьшения уширения) обеспечивает рост
опережения, и наоборот. Характерно, что с развитием уширения
траектория перемещения частиц металла в большей мере отклоняется
от направления прокатки. Это способствует уменьшению продольного
скольжения металла по дуге захвата. При наличии поперечной де-
формации, по опытным данным И. М. Павлова и Цзян Шаоцзя, была
обнаружена зона продольного прилипания. Так, например, при про-
катке алюминиевых полос, высота и ширина которых составляла
19,6 мм, в валках диаметром 180 мм в условиях llh^<S№ было об-
наружено, что /пр//=0,31. Максимальное значение протяженности
зоны прилипания, по их данным, при прокатке алюминия выявилось
равным 0,575/. При этом оказалось, что зона прилипания /пр распо-
ложена приблизительно в средней части дуги захвата (несколько
смещена к плоскости выхода металла из валков) и по своей протяжен-
ности больше, чем зона опережения /ог.
Переднее и заднее натяжения оказывают существенное влияние
на опережение и положение критического сечения. Натяжение полосы
в зависимости от направления меняет условия равновесия сил области
деформации в ту или другую сторону по сравнению с обычным про-
цессом. Заднее натяжение уменьшает опережение, и критическое
сечение смещается к плоскости выхода. При некотором значении
заднего натяжения опережение может стать равным нулю. Тогда во
всей области деформации будет наблюдаться отставание. Напротив,
переднее натяжение увеличивает опережение. Критическое сечение
отдаляется от плоскости выхода металла из валков. Характерно, что
при выполнении прокатки только тянущим усилием Qh в неприводных
валках (такие условия могут также возникать на непрерывных станах
при наличии натяжения между клетями или при прокатке с натя-
жением на барабан) опережение принимает значительно большее
значение, чем в условиях обычного процесса прокатки, но не распро-
страняется на всю область деформации.
Рассмотренные выше зависимости относятся к условиям прокатки
с равномерным обжатием (схема I на рис. 48). Однако во многих слу-
чаях прокатка выполняется в калибрах, когда размеры диаметра вал-
ков, высоты выходящего конца, а часто и входящего изменяются по
ЮЗ
ширине полосы. Это вносит значительные осложнения в анализ со-
отношения скоростей металла и валков в области деформации. На-
пример, при прокатке овала в квадратном калибре (схема III) гра-
ницы зон опережения и отставания носят криволинейное очертание,
а критический угол у, так же как и угол захвата а, не имеет постоян-
ного значения по ширине полосы.
Вполне очевидно, что при прокатке в валках неодинакового диа-
метра с равными угловыми скоростями или в валках одинакового
диаметра, но с разными угловыми скоростями опережение полосы
по отношению к верхнему и нижнему валкам различно. Опытные
данные подобной несимметричной прокатки подтверждают, что опе-
режение, отнесенное к валку с меньшей окружной скоростью, за-
метно больше опережения, отнесенного к валку с большей окружной
скоростью. При определенной разнице диаметров валков или окруж-
ных скоростей опережение на валке с большей окружной скоростью
может пропадать полностью или принимать отрицательные значения.
Все это изменяет характер распределения контактных напряжений
и вызывает снижение энергосиловых параметров прокатки — умень-
шение усилия прокатки и суммарного крутящего момента (в среднем
до 25...30% и более).
§ 15. Поперечная деформация
В процессе прокатки смещаемый объем металла по высоте дефор-
мируемого тела увеличивает преимущественно продольные размеры
полосы. Наряду с этим происходит изменение размеров полосы и в
направлении ширины, т. е. наблюдается поперечная деформация.
Это явление при прокатке называют уширением. Степень раз-
вития уширения полосы может характеризоваться по-разному. Для
практических целей часто достаточно знать абсолютное значение
уширения АВ=В2—или показатель уширения a=&Blbh9 хотя
эти величины не дают достаточно глубокого представления о степени
развития поперечной деформации.
Более полно характеризует поперечную деформацию относительное
уширение AB/Bi и коэффициент поперечной деформации |3=j32/Bf.
Эти величины позволяют сравнивать различные условия процесса с
точки зрения их влияния на поперечную деформацию.
Для практических целей существенное значение имеет предвари-
тельное определение уширения, поскольку оно, как правило, не
задано наперед. Однако пока еще нет надежных способов, которые
могли бы математически связать факторы, определяющие поперечную
деформацию при прокатке. Вместе с тем экспериментально и теоре-
тически уширение изучено достаточно подробно. Поэтому для вполне
определенных условий прокатки качественная сторона уширения
может быть успешно решена.
Установлено, что на размер и характер развития уширения при
прокатке влияет множество факторов процесса. К ним относятся:
обжатие АЛ, распределение обжатий по проходам и дробность де-
формации, относительное обжатие Aft///, форма очага деформации,
104
г. е. соотношение между шириной и длиной области деформации,
наличие жестких концов, диаметр валков D и отношение H!D. ширина
полосы и отношение BJD, коэффициент трения /
и заднее натяжения (если они имеются), неравномерность деформации
подпор, переднее
и пр.
Рассматривая область деформирования простейшего случая про*
катки прямоугольной полосы в цилиндрических валках (схема I
на рис. 48), можно заметить,
что на металл действуют силы
трения Тх\ и ТхП и сила реак-
ции Rx в продольном направле-
нии, силы трения Tfi в попе-
речном направлении; в верти-
кальной плоскости действуют
активные силы RtJ. Следова-
тельно, прокатываемый металл
в области деформирования в
общем случае находится в ус-
ловиях неравномерного трехос-
ного сжатия (рис. 51). Макси-
мальное главное напряжение
Oi действует по оси у — у и
ему соответствует главная де-
формация минимальное глав-
ное напряжение о3 проявляет
свое действие по оси к — хи ему
отвечает деформация среднее
главное напряжение о2 дей-
ствует в поперечном направле-
нии и ему соответствует глав-
ная деформация Подобная
схема главных напряжений яв-
ляется приближенной, отра-
жающей наиболее характер-
ную для всего деформируемого
объема тела схему напряжен-
ного состояния, поскольку не
учитываются внутренние допол-
Рис. 51. Схема напряженного состояния
при прокатке и зоны преимущественного
перемещения металла:
а — при широком очаге деформации;
узком очаге деформации
б — при
нительные напряжения и неод-
нородность распределения на-
пряжений по деформируемому
объему.
Меняя условия прокатки, можно обнаружить новые значения
главных напряжений и их соотношения. Это немедленно отразится
на значении главных деформаций, если деформация бн наперед задана.
Поэтому, анализируя влияние условий прокатки на поперечную де-
формацию, необходимо прежде всего выявить характер изменения
напряженного состояния, а точнее — изменение соотношений между
главными напряжениями. В этих условиях можно быть уверенным
105
в надежности определения качественной картины преимущественного
развития поперечной или продольной деформации.
При изучении действия какого-либо параметра процесса прокатки
на изменение поперечной деформации пренебрегают влиянием других
параметров, т. е. принимают их неизменяющимися или отсутствую-
щими.
Обжатие является наиболее важным показателем, определя-
ющим относительное и абсолютное уширения. Этот фактор наглядно
выявляется при анализе условий постоянства объема. Запишем урав-
нение (1.1) в следующем виде:
1 =(Н/Л) (1/р)—1,
что дает
AB = [(///h)(l/p)— 1]BV	(11.13)
Выражение (П.13) определяет зависимость абсолютного уширения
от обжатия и вытяжки в данном проходе. При этом видна обратная
связь между вытяжкой и уширением, т. е. увеличение вытяжки вле-
чет за собой падение уширения, и наоборот. Для практических рас-
четов уширения выражение (11.13) не всегда является удобным. Более
простая зависимость для определения уширения, хотя и менее точная,
принадлежит Жезу, который в первом приближении принял
АВ = a Ah,
(11.14)
где а — коэффициент уширения; по Жезу а =>0,35...0,48.
Позднейшие исследования показали, что а меняется в более ши-
роких пределах, а линейная зависимость уширения от обжатия не
сохраняется, причем отклонения нарастают с увеличением обжатия.
Вполне очевидно, что на уширение оказывает влияние не только
абсолютное обжатие АЛ, но и (при той же величине Ah) высота полосы
в исходном состоянии, поскольку, хотя и сохраняется форма и раз-
меры горизонтальной проекции области деформации, наблюдается
заметная разница значений относительного обжатия. Это в разной
мере вызывает изменения в соотношениях продольной и попереч-
ной деформаций. При этом установлено, что при росте исходной
толщины полосы уширение при том же обжатии имеет меньшее зна-
чение.
Вместе с тем на уширение оказывает заметное влияние и дроб-
ность деформации. Экспериментальные и практические дан-
ные позволяют утверждать, что суммарное уширение при прокатке
за несколько проходов в условиях одинаковой общей высотной де-
формации получается ниже по сравнению с прокаткой с меньшим чис-
лом проходов (или в один проход). Подобная зависимость вполне
объяснима различием в соотношении между напряжениями о2 и о3
при прокатке с меньшим числом проходов, но равной суммарному
обжатию. Действительно, при прокатке с меньшим обжатием длина
области деформации, оцениваемая величиной l — \fAhr, имеет мень-
шую протяженность в каждом проходе при сохранении размеров этой
области в поперечном направлении. Следовательно, объемное напря-
женное состояние в этом случае характеризуется уменьшением про-
106
дольных напряжений по отношению к поперечным, а это приводит
к уменьшению уширения. Поскольку такие условия соответствуют
каждому проходу до получения общего заданного обжатия, то резуль-
тирующее суммарное уширение получится заметно меньшим, чем при
прокатке за один проход.
Следует также помнить, что усреднение значений о2 и о3 по вы-
соте деформируемого тела возможно только на относительно низких
очагах деформации. На высоких очагах деформации картина уширения
может иметь другой характер.
Диаметр валков существенно влияет на изменение соот-
ношений напряжений, действующих в продольном и поперечном на-
правлениях области деформирования. Если увеличить диаметр вал-
ков, то при постоянном обжатии наблюдается рост протяженности
области деформации. Это приводит к увеличению сил трения в про-
дольном направлении, а следовательно, и напряжений о3 при сохра-
нении величины напряжений в поперечном направлении сг2. В связи
с этим сопротивление вытяжке начнет расти, что в конечном итоге
приводит к вполне определенной зависимости: уширение возрастает
с увеличением диаметра валков, и наоборот.
Ширина полосы определяет размеры и форму горизон-
тальной проекции области деформации (см. рис. 51), что оказывает
существенное влияние на соотношение между продольными и попереч-
ными напряжениями. Уменьшение ширины полосы влечет за собой
падение поперечного напряжения о2 при сохранении значения о3,
в связи с чем возрастет поперечная деформация. По мере перехода
к более узким полосам можно получить смену минимального и сред-
него напряжений. В данных условиях поперечная деформация пре-
вышает продольную. Напротив, с увеличением ширины полосы растет
действие подпирающих сил трения в поперечном направлении, а сле-
довательно, растет величина напряжения сг2 при сохранении о3, что
влечет за собой уменьшение поперечной деформации.
Характерным является также то обстоятельство, что по мере уве-
личения ширины полосы поперечная деформация ДВ уменьшается
до определенного предела, после чего увеличение ширины практи-
чески не сказывается на изменении ДВ. Это объясняется тем, что по
ширине полосы напряжение <т2 распределяется неравномерно. Вблизи
кромок полосы оно имеет значения, не достаточные, чтобы противо-
стоять перемещению металла по контактной поверхности в поперечном
направлении. Все это вызывает уширение ДВ, практически мало
зависящее от самой ширины. Поэтому иногда можно слышать утверж-
дение о независимости поперечной деформации ДВ от ширины, но это
следует относить к полосам, ширина которых превышает определенное
значение в данных условиях прокатки, а не для всех практических
случаев.
Установлено также, что значения относительного уширения (ДВ/BJ
н коэффициента поперечной деформации (|3—B2/Bi) по мере увели-
чения ширины полосы уменьшаются с затухающей интенсивностью.
Контактное трение оказывает существенное влияние
па размер поперечной деформации. Изменение коэффициента трения
107
влечет за собой изменение сил трения на контактной поверхности,
а следовательно, и напряжений в продольном и поперечном направ-
лениях. Для выяснения роли коэффициента на поперечную дефор-
мацию необходимо знать не абсолютные значения продольного и по-
перечного напряжений, а изменение их соотношений от коэффици-
ента трения.
Пусть коэффициент трения возрастает, что при прочих равных
условиях влечет за собой появление определенного избытка сил тре-
ния в продольном направлении, т. е. увеличения протяженности
зоны опережения (зоны II на рис. 49), а следовательно, и большего
увеличения продольного напряжения о3 по сравнению с напряжением
о2. Это обеспечивает уменьшение продольной и возрастание поперечной
деформаций. Многочисленные опытные и производственные данные
убедительно подтверждают увеличение уширения с ростом коэффици-
ента трения.
Выше отмечалась зависимость уширения от температуры и ско-
рости прокатки, а также химического состава металла. Не рассмат-
ривая подробно влияние каждого из этих факторов на поперечную
деформацию, укажем лишь, что оно в значительной мере проявляется
косвенно через соответствующее изменение коэффициента трения.
Переднее и заднее натяжения полосы уменьшают
продольное сжатие, а на некоторой длине области деформации воз-
можно изменение продольного сжатия (—) на растяжение (+), что
может вызывать не только уменьшение уширения, но и появление
отрицательного уширения, т. е. утяжки.
Экспериментальное изучение показало разную степень влияния
переднего и заднего натяжений на поперечную деформацию. В то
время как переднее натяжение при значительной величине не оказы-
вает заметного влияния на уширение, заднее натяжение действует
интенсивнее, вызывая уменьшение ширины полосы. Учет данного
фактора имеет наибольшее значение при прокатке на непрерывных
станах. Несоответствие секундных объемов металла, т. е. произве-
дений поперечных сечений полосы на скорость выхода металла из
валков, приводит к появлению в данной клети переднего, а в следую-
щей клети заднего натяжений. Это может вызывать искажение профиля
полосы вследствие незаполнения калибра металлом. Появление за-
тормаживающей силы на выходе металла из валков вызывает дейст-
вие, обратное натяжению,— увеличение поперечной деформации вслед-
ствие роста подпирающего продольного напряжения о3.
При анализе зависимости уширения до сих пор рассматривались
случаи, относящиеся к однородному напряженному и деформирован-
ному состояниям. Однако подобные условия не наблюдаются даже
ври прокатке прямоугольной полосы в цилиндрических валках, что
обычно проявляется в изменении прямоугольного сечения деформи-
руемого тела. Опытным путем установлено, что форма боковой грани
полосы в зависимости от условий прокатки может быть выпуклой
и двояковыпуклой (или вогнутой) и лишь в редких случаях прямо-
угольной» Изменение формы боковой грани отражает неоднородность
деформации, что при прочих равных условиях носит затухающий
108
характер с уменьшением контактного трения и ростом отношения BJH.
Поскольку неоднородность деформации приводит к сложному изме-
нению боковой кромки полосы вследствие неравномерного переме-
щения металла в поперечном направлении, И. М. Павлов предложил
определять полное уширение с разделением на следующие виды
(рис. 52): ДВ'=В'—— уширение основных граней полосы при
скольжении металла по контактной поверхности; ДВ"=Вз——
полное уширение с учетом заворота боковых граней на основную по-
верхность; ДВгпах = В2тах — Вх — уширение среднего по высоте слоя
полосы; ДВрасч—Bz'—Bi — среднее расчетное уширение всего попе-
речного сечения, отвечающее конечной прямоугольной форме полосы.
Таким образом, полное уширение полосы складывается из трех
составляющих, доля которых в общем уширении может меняться в
широких пределах в зависимости от условий прокатки. Изучение дан-
ного вопроса И. М. Павловым и В. А. Курдюмовой дало основание
утверждать, что доля каждой составляющей общего уширения опре-
деляется главным образом степенью
деформации. Например, при прокат-
ке с небольшим относительным обжа-
тием уширение развивается за счет из-
менения поперечных размеров средне-
го по высоте слоя, т. е. имеет место уши-
рение АВП1ах = B2max — Bi при В'^0
и В"жО. При обжатиях 10... 15%
возникает уширение с заворотом бо-
ковых граней и лишь при 25...30%
обжатия появляется уширение сколь-
жением, которое непрерывно увели-
чивается с ростом относительного об-
жатия, особенно интенсивно при де-
формации выше 50...60%.
Переходя к анализу уширения
в более сложных схемах прокатки
по сравнению со схемой I (см. рис. 48), необходимо указать на наличие
ярко выраженной неоднородности деформации металла, обусловлен-
ной определенной формой инструмента или сечения деформируемого
села или одновременно тем и другим. Сама по себе неравномерность
деформации, возникающая вследствие указанных причин, будет
влиять на поперечную деформацию. При переходе от простейшей
схемы прокатки к более сложной могут существенно меняться бочко-
образование, заворот боковых граней, скольжение металла по кон-
тактной поверхности в поперечном направлении. В более сложных
схемах прокатки наблюдаются другие соотношения между отдельными
составляющими уширения. При некоторых условиях можно наблю-
дать отсутствие отдельных составляющих. Поэтому качественная,
а главным образом количественная оценка уширения будет иной,
хотя закономерности, определяющие влияние рассмотренных пара-
метров прокатки на уширение по схеме /, могут быть полностью ис-
пользованы при анализе более сложных схем. Вместе с тем следует
Рис. 52. Характер уширения при
прокатке по схеме I
109
указать на тот факт, что резко выраженная неравномерность дефор-
мации может заглушить действие ряда факторов, определяющих
поперечную деформацию, и вызывать одновременно или порознь
вынужденное уширение и утяжку отдельных элементов поперечного
сечения полосы.
Рассмотрим в качестве примера влияние симметричной неравно-
мерной деформации на уширение и дадим оценку этим условиям про-
катки на основании правила «замкнутых контуров» И. М. Павлова,
Рис. 53. Схемы к анализу уширения в условиях неравномерной
деформации
согласно которому относительные уменьшения площади любых участ-
ков поперечного сечения деформируемого тела равны между собой и
соответствуют средней вытяжке рср.
Пусть прямоугольная заготовка прокатывается в разрезном ка-
либре (для упрощения примем, что грани разрезающего клина состав-
ляют прямой угол с осью валка). Выделим на разных участках попе-
речного сечения полосы прямоугольные площадки о==НаВа1 и b=HbBbi
(рис. 53). Отвечающие этим площадкам призмы прокатываются с
разными обжатиями. Если бы их прокатывали порознь, т. е. в таких
условиях, когда деформация элементов участка b не оказывала влия-
ние на деформацию элементов участка а, и наоборот, то получили бы
вытяжку, соответствующую обжатию каждой призмы. Однако в дан-
ном случае выполняется прокатка сплошного тела с взаимным влиянием
отдельных участков полосы друг на друга. Внутриметаллическая
связь и внешние «жесткие» концы полосы обеспечивают выравнивание
естественных вытяжек. Полоса получает некоторую общую длину,
соответствующую средней вытяжке рсг, т. е.	Тогда на
участках с пониженным обжатием естественная вытяжка возрастет
до рср, вызывая появление в них растягивающих продольных напря-
жений. Поперечное перемещение металла на этих участках будет
ослаблено. Более того, может возникнуть «вынужденная утяжка»,
т. е. уменьшение ширины. На участках с повышенным обжатием,
наоборот, естественная вытяжка упадет до значения рс Это вызовет
появление сжимающих продольных напряжений, что усилит переме-
щение металла в поперечном направлении, т. е. возникнет «вынуж-
денное уширение».
110
В процессе прокатки участок a—haBa2 и участок b=hbBbi. Тогда
отношение НаВaJ (haBa2)=ycf и HbBbJ (hbBb2)=ycv или Bo2/Bei==
=	a Bb2fBbl= (fl blhb)l\kcv. Можно ожидать, что для
участка a	тогда Ва2/Ва1<1 и Ва2<Ва1, т. е. на участке
а произойдет уменьшение поперечных размеров (вынужденная утяжка).
Можно ожидать, что на участке b Hb!hb>\^ тогда Въ21Вь£>1 и
Вь2>Вьи т. е. участок Ъ характеризуется развитым уширением (вы-
нужденное уширение).
Если предположить на каком-либо участке /f/ft=pcp, тогда B2/Bi==
= 1, т. е. В2=ВГ> что указывает на отсутствие в пределах данного
участка поперечной деформации.
Вынужденные уширение и утяжка возникают только при неравно-
мерной деформации. Это явление широко используется в производ-
ственных условиях при необходимости увеличения ширины на каком-
либо участке полосы с помощью разгонных калибров, в которых
создаются условия неоднородной деформации по ширине обрабаты-
ваемого тела.
Заканчивая анализ влияния условий прокатки на характер по-
перечной деформации, остановимся на практических способах опре-
деления этой величины. Выше уже отмечалось, что простейшей за-
висимостью, определяющей уширение, является формула Жеза.
Именно эта формула чаще всего используется в практических рас-
четах. При этом, естественно, необходимо знать коэффициент а для
рассматриваемых условий прокатки. Однако формула Жеза не учи-
тывает изменений условий прокатки. Поэтому были предложены
другие формулы, которые кроме величи ны обжатия учитывают другие
параметры прокатки. В технической литературе известно более
40 формул для определения величины уширения.
По данным ряда исследователей, вполне удовлетворительные
результаты при прокатке прямоугольных полос в цилиндрических
валках дает формула уширения В. П. Бахтинова, которая в наших
обозначениях приводится ниже:
АВ = 1,15 [ A/i/(2H)] [У W—A/i/(2f)].	(11.15)
§ 16. Усилие прокатки
Полное или суммарное усилие прокатки является важнейшим
параметром процесса. В условиях прокатки полосы прямоугольного
сечения в цилиндрических валках равного диаметра оно определяется
по формуле
Р = рВ Уый,
где р — удельное усилие; В — ширина контактной поверхности:
В = (Bt + BJ/2 = Вср.
Произведение [(£?i + В2)/2] у &hr = F представляет собой (прибли-
ж<енно) контактную поверхность соприкосновения металла с одним из
валков. В условиях прокатки изделий простейших сечений, когда диа-
111
метры валков мало различаются между собой, определение контактной
поверхности не вызывает затруднений. Если же диаметры рабочих
валков имеют значительную разницу, то контактная поверхность под-
считывается по формуле
F = [(В. + Bg)/2] V [2гГг2/(гг + г2)] Ай.
При прокатке изделий сложных профилей в калибрах найти кон-
тактную поверхность значительно трудней. Надежные результаты в
данном случае дает графический метод.
В условиях прокатки тонких полос из материала с высоким сопро-
тивлением деформированию дуга касания заметно изменяет свои очер-
тания благодаря упругому сплющиванию валков (рис. 54). При этом
Рис. 54. Схема к определению про-
тяженности области деформирова-
ния при прокатке с учетом сплю-
щивания валков
проекция длины дуги захвата на на-
правление прокатки может быть най-
дена по формуле
/с = х0 +	4- х
с2
где хп — приращение длины контакта
вследствие сплющивания валка, ко-
торое приближенно можно опреде-
лить по формуле
х0 — (г/9500) р.
Следовательно, контактная поверх-
ность
Г = I (# 1 + S2)/2] (х0 + 1'Ыгг + х$.
Е сл п определение конта ктной
поверхности F в большинстве слу-
чаев прокатки представляет собой сравнительно простую задачу,
то нахождение удельного контактного усилия р часто вызывает зна-
чительные трудности. Это вполне понятно, поскольку, как указывалось
выше, оно зависит от очень многих условий обработки. При прокатке
удельное усилие меняется не только для каждого прохода, но и по кон-
тактной поверхности, так как от плоскости входа до плоскости выхода
и в поперечном направлении условия обработки не сохраняются по-
стоянными (можно наблюдать изменение скорости обработки, темпера-
турных условий, контактного трения, степени наклепа, переднего и
заднего натяжений, если они имеются, и пр.).
Из эпюры распределения удельного усилия по контактной поверх-
ности касания в продольном направлении (рис. 55) видно, что по мере
удаления от плоскости входа (значение удельного усилия на входе ме-
талла в валки может быть близко пределу текучести материала) оно
возрастает и в некотором сечении достигает максимума, после чего
снижается и при подходе к плоскости выхода становится близким пре-
делу текучести материала после прокатки. Такой вид распределения
усилия по длине области деформирования может претерпевать опреде-
ленные изменения, если менять условия прокатки, например прило-
112
жить к переднему или заднему концам порознь или одновременно
внешние силы.
Используя теорию пластичности и условия равновесия выделенного
двумя поперечными сечениями элемента тела в области деформирова-
ния, представляется возможным приближенно найти усилия деформа-
ции при прокатке. Рассмотрим простейший случай прокатки сравни-
тельно тонкой полосы в цилиндрических валках, применяя теорию
А. И. Целикова.
Для установившегося симметричного процесса прокатки (рис. 56)
составляется уравнение равновесия всех сил, действующих на выделен-
Рис. 55. Эпюра распределения
контактных напряжений подли-
не дуги захвата
Рис. 56. Схема к выводу зависимости р
по длине дуги захвата
ный в области деформирования элемент dx, находящийся на расстоя-
нии х от плоскости выхода металла из валков. На выделенный объем
металла по контактным поверхностям действуют удельные усилия рх
и удельные силы трения tx. Кроме того, в ряде случаев прокатки к пе-
реднему и заднему концам полосы могут быть приложены внешние
силы — переднее или заднее натяжения, действующие порознь или
одновременно. Предположив, что уширение отсутствует (можно иметь
в виду лишь единицу ширины полосы), действие левой части на выде-
ленный элемент выразим силой (ох ф(1ал.)(Лх |-(1Лл), а действие правой
части — силой Gxhx. Со стороны валков на выделенный элемент метал-
ла в горизонтальной плоскости, приняв положительным направление,
совпадающее с направлением прокатки, действуют силы:
в области отставания
в области опережения
о (	„ dx	, , dx \
2 — рх--------sin q + ---------cos ф I ;
\ гх СОБф х х СОБф 4 j ’
о ( dx .	. , dx \
—2 Рх---------Sin® 4- tx-------COSO) .
Vх cos ф	1 x cos tp N /
Применив для установившегося процесса прокатки закон механики
о равенстве нулю проекции всех сил на любое направление, в том чис-
ле на направление х — х, для зоны отставания получим
2 X ~ (рх + doj (hx + Ahx)—cxhx—2px tg <p dx -[-2tx dx = 0.
113
Так как ось у — у находится в плоскости чертежа и параллельна
оси, проходящей через центры валков, то высота выделенного в обла-
сти деформации элемента hx^c2y, производная df//dx==tg <р. Подстав-
ляя производную в уравнение равновесия, получаем
(о* + doj (у + Ay) —Gxy— рх (d^/dx) dx + tx dx«0.
Открыв скобки и отбросив бесконечно малые второго порядка, имеем
у dcx+ox dy—px (d t//dx) dx + lx dx=0.
Тогда дифференциальное уравнение прокатки для зоны отставания
запишется в следующем виде:
d &х__Рх ®Х ^У I £х_ 0
dx у dx ' у
Если рассмотреть равновесие сил, действующих на выделенный
элемент металла в зоне опережения, то дифференциальное уравнение
имеет вид
dOjc__Ух ®х ^У__„ Q
dx у dx у 9
или общее дифференциальное уравнение установившегося процесса
прокатки прямоугольной полосы в цилиндрических валках
d &х__Рх СХ ^У । tx 0
dx у dx — у ’
(П.16)
где х и у — координаты дуги захвата; знак плюс перед третьим чле-
ном относится к зоне отставания, знак минус — к зоне опережения.
Для решения дифференциального уравнения прокатки (11.16)
необходимо знать закон распределения удельной силы трения tx по
дуге захвата и взаимосвязь между удельным усилием металла на вал-
ках рх и средним нормальным напряжением сжатия металла в области
деформирования их. Как известно, удельная сила трения по контакт-
ной поверхности может быть принята из следующих предпосылок:
при наличии скольжения с сухим трением tx~fpx> при наличии час-
тичного скольжения (теория постоянных сил трения) ^=const; при
наличии скольжения с жидкостным трением tx^\Av/Ay, где т] — вяз-
кость материала, Av/Лу — градиент скорости в направлении оси
У —У-	I
При анализе силовых условий процесса прокатки можно исполь-
зовать любое из этих трех положений. Однако в большинстве случаев
применяют закон скольжения с сухим трением, т. е. tx=fpx. I
Для установления взаимосвязи между удельным усилием рх и про-
дольным напряжением о* можно использовать уравнение пластично-
сти (1.78), считая, что ву=рх и о3—являются главными напряжения-
ми в рассматриваемом объеме деформируемого тела при прокатке.
Тогда рх—Gx=mGT=k.	I
Для упрощения решения уравнения (11.16) обычно принимается,
что предел текучести металла по дуге захвата не изменяется, т. е.
oT=const. Подставляя принятые значения tx=fpx и рх—Gx=^k в диф-
114
ференциальное уравнение, получаем
dx У dx — у
Решая его относительно имеем
(П.17)
Интегрирование уравнения (11.17) при подстановке координат дуги
захвата приводит к громоздким выражениям, мало удобным для рас-
четов. А. И. Целиков предложил дугу захвата заменить хордой, урав-
нение которой записывается следующим образом:
y=[Ah/(2l)]x + h/2, тогда dx=[2//(Aft)]dj/.
Подставляя значение dx в уравнение (11.17), получаем
где
8=2//7(A/i).
(11.18)
Постоянная интегрирования С определяется из начальных усло-
вий. В плоскости входа металла в валки, когда x~l, px=k—он, у=
—HI2, где о н — напряжение в заднем конце полосы от натяжения
внешней силой.
В плоскости выхода металла из валков, когда х=0, px=k—
y=h!2, где ch — напряжение в переднем конце полосы от натяжения.
После интегрирования уравнения (11.18) и определения постоян-
ной интегрирования получим закон распределения удельного усилия
при прокатке: для зоны отставания
(11.19)
для зоны опережения
й'=4[(2г)6<^+1)-1],
(П.20)
где и 1л. — величины, учитывающие влияние заднего и переднего
натяжений: |я=1—oH!k, |л=1—ch!k.
В тех случаях, когда отсутствуют переднее и заднее натяжения,
т. е. когда |н = £л=1, распределение удельного усилия по дуге за-
хвата определяется: для зоны отставания
(11.21)
для зоны опережения
(11.22)
115
Если значения удельного усилия, подсчитанные по формулам
(11.19) и (11.20) для конкретных условий процесса прокатки, исполь-
зовать для построения эпюр распределения усилий по дуге захвата,
то, во-первых, можно наблюдать значительное соответствие теоретиче-
ских расчетов экспериментальным данным, а во-вторых, наглядно про-
следить за влиянием условий прокатки на характер распределения
удельного усилия по дуге захвата. На рис. 57, а наблюдается увеличе-
ние удельного усилия с ростом коэффициента трения f. На рис. 57, б
выявляется зависимость удельного усилия от величины деформации,
Рис. 57. Эпюры распределения контактных напряжений по дуге захвата в
зависимости от условий прокатки (по А. И. Целикову)
а на рис. 57, в — от отношения D/h. Влияние натяжения только перед-
него конца полосы показано на рис. 57, г, а изменение удельного уси-
лия при одновременном действии натяжения переднего и заднего кон-
цов полосы — на рис. 57, д.
Для определения полного усилия металла на валки необходимо
просуммировать вертикальные составляющие нормальных сил рх и сил
116
трения tx по всей контактной поверхности. При отсутствии переднего
и заднего натяжений эта сумма вертикальных составляющих
|- н
=	J pl (cos ф 4- f sin ф)	ч- J р" (cos ф+f Sin ф)	.
I Л_,	h
Для упрощения расчетов среднего удельного усилия по формулам
(11.19) — (II.22) составляют монограммы зависимости отношений
рср/(1,15ат) от коэффициента 6 для различных относительных обжа-
тий 8. Значение от принимают на основании литературных источников
в зависимости от химического состава металла и температуры обра-
ботки.
Проанализировав силовые условия прокатки, А. А. Королев после
принятия некоторых упрощающих допущений получил следующую
удобную для практических расчетов зависимость среднего удельного
усилия:
где
_ 2k Г/ 1 X(6'-i)/a	/ с \ I
Pw “ ед' LU—V 2/J ’
(11.23)
£=1,15 (отЛ/+<Этл)/2» 8 — Ай/Я, б' = 2//а, а = kh)r\
стН и — предел текучести металла до и после выхода из области
деформирования, Па.
В практике расчетов полного усилия прокатки получила распро-
странение формула Экелунда, которая дает удовлетворительные ре-
зультаты при подсчете средних удельных усилий применительно к ус-
ловиям горячей прокатки (при £>700°С) углеродистых и хромистых
сталей:
p=^(£-|~T]W)(l +т),	(П.24)
где k — удельное сопротивление при статическом сжатии (предел те-
кучести материала при температуре прокатки), Па; — вязкость про-
катываемого металла, Па-с; w — средняя скорость деформирования,
с"1; т — коэффициент, учитывающий повышение сопротивления ме-
талла деформирования вследствие трения между металлом и валками.
Экелунд на основании анализа многочисленных опытных данных
рекомендует величины, входящие в формулу (11.24), определять по
следующим зависимостям:
£ = (14—0,0П)(1,4 + С+Мп+0,ЗСг), (11.25)
где t — температура прокатки, °C; С — содержание углерода в прока-
тываемой стали, %; Мп — содержание марганца, %;Сг — содержание
хрома, %.
Вязкость прокатываемого металла определяется из выражения
где
4 = 0,01 (14—0,0U) С,,,
(П.26)
Съ — коэффициент, зависящий от окружной скорости
валков:
г, м/с . . . . <6 6... 10 10... 16 15...20
Cv............... 1	0.8	0,65	0,60
117
Влияние трения учитывается коэффициентом т:
m=(l,6fVl^—l,2bh)l(H+h),	(11.27)
где f— коэффициент трения, определяемый по формуле (1.99).
Средняя скорость деформации
w=2v[V~Kh/rl(H+h)].	(11.28)
Помимо расчетов среднего удельного усилия по той или иной фор-
муле в практических случаях часто пользуются опытными данными, от-
носящимися к соответствующим условиям прокатки. Эксперименталь-
ным путем р может быть определено из уравнения (1.104), решая ко-
торое относительно р, получаем
р = Р/(ВСР Г (ЛМ).
При этом полное усилие прокатки Р определяется устанавливаемыми
под нажимными винтами рабочей клети измерительными приборами —
месдозами.
§ 17. Момент прокатки и мощность
Современные станы горячей и холодной прокатки требуют значи-
тельных капитальных затрат на установку механического и электриче-
ского оборудования. Завышенно принятое оборудование неоправданно
увеличивает капиталовложения. Но еще более отрицательно сказы-
вается на производстве заниженно выбранное оборудование. Напри-
мер, ошибочно принятая мощность станового двигателя может созда-
вать «узкое место», что будет сдерживать производительность всего
цеха. Кроме того, при работе на действующем прокатном стане очень
часто приходится разрабатывать режимы обжатий новых изделий или
совершенствовать существующие. Вполне очевидно, что при этом необ-
ходима проверка соответствия мощности привода требуемой мощности
при прокатке.
Мощность двигателя при прокатке определяется на основании тео-
ретических расчетов или практических данных по удельному расходу
энергии. Не останавливаясь на анализе многочисленных формул,
предназначенных для таких расчетов, отметим лишь, что наиболее
приемлемым считается определение мощности по крутящему моменту
прокатки на валках, тем более что между мощностью N и крутящим
моментом прокатки Л4пр существует вполне определенная связь:
(11.29)
где v — окружная скорость валков.
При этом момент прокатки состоит из суммы моментов трения и де-
формации металла:
Afпр А4Тр |- А4деф.
Момент трения /Итр, возникающий при прокатке в шейках валков,
определяется полным усилием деформации Р, коэффициентом трения f
118
в подшипниках валков и диаметром шейки валков Для двух вал-
ков момент трения составляет
M^fPdm.	(11.30)
Момент деформации Л1деф можно определять различными спосо-
бами. Во-первых, исходя из полного усилия прокатки Р и плеча рав-
нодействующей а или коэффициента плеча ф равнодействующей, пред-
ставляющего собой отношение плеча равнодействующей к длине дуги
захвата all. Для двух валков момент деформации
714деф = 2Ра = 2Рфга,
где а — угол захвата, рад. Значение плеча равнодействующей а ме-
няется в довольно широких пределах (0,3... 0,55)7. Однако для практи-
ческих целей вполне допустимо принимать: для горячей прокатки «=
«=(0,45...0,50)/; для холодной прокатки а= (0,35...0,45)7.
Когда прокатка ведется с применением переднего и заднего натя-
жений, момент деформации можно определять с некоторым приближе-
нием без учета отклонения вертикальной составляющей полного уси-
лия прокатки. Тогда крутящий момент деформации для двух валков
^Деф “ 2Рб/ + (QH--СЛ) Г,
где Qu wQh — заднее и переднее натяжения; г — рабочий радиус вал-
ка. Значение плеча равнодействующей в этом случае «=(0,3...0,4)7.
Во-вторых, исходя из действующих в области деформации сил тре-
ния 7\ и Ти. Тогда для одного валка момент деформации составляет
Мл^Т,г + (-Ти)г.	(11.31)
Значение сил трения в зоне отставания 7, и в зоне опережения 7П
находят из условия постоянства коэффициента трения f и удельного
усилия р по контактной поверхности:
Л =fpBr (а—у);
TM = fpBry.
Подставив эти значения в выражение (11.31), получим зависимость мо-
мента деформации от условий прокатки. Для двух валков эта зависи-
мость имеет следующий вид:
Мдеф = 2pBr2j (а—2у).
(11.32)
Если не принимать во внимание опережение металлом валков, то
момент деформации для двух валков определится более простой зави-
симостью:
Мдеф = 2pBr*fa.
(II.33)
Подставив моменты деформации (11.32), (11.33) в формулу (11.29),
получим мощность деформации: а) для двух валков, имеющих диаметр
D, при отсутствии опережения
Л деф = pBDfw,
(11.34)
119
б) для двух валков при наличии опережения
Л^деФ = pSDfr (а— 2 у).
(11.35)
И. М. Павлов обосновал возможность для практических расчетов
замены коэффициента трения величиной tg а/2. Тогда формулы (11.34)
и (11.35) примут следующий вид:
N^==pBDvatga/2\
(11.36)
N деф = pBDv (а— 2у) tg а/2.
(11.37)
Формулы И. М. Павлова (11.36) и (11.37) дают весьма удовлетвори-
тельную сходимость с опытными данными.
Вполне очевидно, что затраты мощности на трение в шейках вал-
ков можно найти аналогичным образом, т. е. используя формулы
(11.29) и (11.30).
При определении мощности на валу двигателя стана необходимо
учитывать мощность, расходуемую на преодоление потерь при пере-
даче движения от двигателя к валкам, и влияние изменения частоты
вращения на мощность, если оно имеется. Обычно это учитывается
к. п. д. линии привода валков т] и передаточным числом i. Тогда мощ-
ность прокатки на валу двигателя, например, нереверсивного стана
может быть определена по формуле
^пр = (^деф “Ь тр)/(^10•
КПД передачи от двигателя к валкам прокатной клети представ-
ляет собой произведение КПД шестеренной клети (т]г=0,92...0,95),
редуктора (т]а=0,95...0,98 для каждой ступени) и шпинделей с муфта-
ми 0]з=0,99). Тогда КПД передачи составляет ^=^1ВДз^0,85...0,93.
Если учесть еще потери на трение в подшипниках рабочих валков, что
обычно составляет 6... 12% момента прокатки, КПД прокатной клети
будет меняться в пределах 0,75...0,85.
При расчете мощности главного привода прокатной клети кроме
мощности прокатки и потерь на трение необходимо также учитывать
мощность холостого хода. Если же прокатка ведется на станах с регу-
лируемой скоростью в процессе прохода металла между валками (блю-
минги, слябинги, толстолистовые станы и др.), а также на станах, име-
ющих маховики (трио-Лаута, автоматические трубопрокатные и др.),
то при определении мощности на валу двигателя по крутящему момен-
ту следует еще учитывать динамический момент. В этих условиях мо-
мент двигателя будет переменным в течение некоторого периода про
катки или всего прохода. Момент на валу двигателя в этих условиях
определяется так:
А1дВ = Мсг + /ИдиН,
где /Ист — момент на валу двигателя от постоянной нагрузки, /Ист =
=Мдсф+Мгр+/Их; Мх — момент холостого хода; Л4диИ — динами-
ческий момент, знак плюс отвечает разгону валков, минус — замедле-
нию всех вращающихся частей главной линии стана и прокатываемого
металла за рассматриваемый проход.
120
После расчетов моментов по проходам строят нагрузочную диаграм-
му, которая отвечает моментам на валу двигателя при прокатке дан-
ного изделия во времени. Эта диаграмма моментов позволяет опреде-
лить номинальный момент двигателя из условий предотвращения его
перегрева при больших моментах прокатки и допустимой кратковре-
менной перегрузке двигателя.
Известно, что ток в обмотке якоря двигателя пропорционален мо-
менту- Это позволяет проверку по току заменить проверкой по мо-
менту. Поэтому выбор двигателя определяется с учетом его допустимо-
го нагрева по эквивалентному (среднеквадратичному) моменту диаг-
раммы моментов по формуле
MSK = v =
= V Mit,+W2+... +	+1, +... + tn) с Л1„,
где Mi — момент на данном участке диаграммы; tt — время действия
данного момента.
При проверке двигателя на допустимую кратковременную пере-
грузку номинальный момент двигателя должен быть
^дв шах/^ ^н»
где Мдв тах — максимальный момент двигателя по нагрузочной диа-
грамме моментов; k — коэффициент кратковременной перегрузки
(например» для реверсивных клетей &=2,5...2,75, для нереверсивных
fe=2).
Помимо изложенных способов расчета энергетических условий про-
катки очень часто ориентировочную мощность привода прокатных
валков выбирают по удельному расходу энергии. При этом зависи-
мость между мощностью, затрачиваемой на прокатку, и удельным рас-
ходом энергии записывается следующим образом:
Nnv = 3600 (е„+!—еп) G/t маш,
где — мощность, затрачиваемая на деформирование металла при
прокатке с учетом добавочных потерь на трение в подшипниках JV ,
кВт; еп — удельный расход энергии за предыдущую прокажу,
кВт-ч/т; еп+1 — то же, с учетом прохода, мощность которого опреде-
ляется, кВт-ч/т; G — масса прокатываемой полосы, т; /маш— ма-
шинное время прокатки, с.
Данный способ выбора мощности двигателя требует наличия соот-
ветствующих кривых удельного расхода энергии, построенных на про-
изводственных опытных данных. Удельный расход энергии е (кВт-ч/т)
определяется как частное от деления мощности Лгпр1 затраченной на
деформирование металла и преодоление сил трения в подшипниках
при прокатке, на часовую производительность А, т. е.
£ — ^пр/
121
При этом опытные данные обычно представляются графической
зависимостью (рис. 58), где по оси ординат откладывается удельный
Рис. 58. Удельный расход энергии при
прокатке:
/ — на блюминге; 2 — на слябинге; 3 — на не-
прерывном заготовочном стане; 4 — на рельсо-
балоч-ном стане; 5 — на сортовом стане; 6 —на
проволочном стане
расход энергии е, по оси аб-
сцисс — общая вытяжка робщ
или изменение толщины h ме-
талла.
По удельному расходу энер-
гии при производстве различ-
ных видов проката на станах
различного типа накоплен боль-
шой экспериментальный мате-
риал. Эти данные могут быть
использованы для ориентиро-
вочного выбора типа и мощ-
ности двигателя для создавае-
мых установок, однако с необ-
ходимыми коррективами, так
как режимы работы на проек-
тируемом стане всегда в из-
вестной мере отличаются от
условий работы на существую-
щем. Кроме того, к получен-
ным данным всегда следует до-
бавлять мощность холостого
хода стана, величина которого
обычно находится в пределах 6...10% от общей мощности двигателя
при прокатке.
§ 18. Поперечная и поперечно-винтовая
прокатка
Кроме продольной прокатки широкое распространение получили
поперечная и поперечно-винтовая (косая) прокатки. Характерным для
этих методов пластической обработки является то, что валки вращают-
ся в одном направлении, а исходным продуктом служат заготовки (или
слитки) круглого сечения. Получаемые изделия также являются те-
лами вращения: валы, трубы, шары, шестерни и пр.
При поперечной прокатке круглая заготовка, соприкасаясь с вал-
ками, также начинает вращаться (см. рис. 2). Продвигая тем или иным
способом заготовку в щель между валками или изменяя расстояние
между валками в процессе деформирования, заготовку обжимают по
диаметру и получают соответствующую осевую вытяжку.
При таком деформировании обрабатываемое тело по характеру воз-
никающих в нем напряжений разделяется на зону, находящуюся
в сфере непосредственного действия инструмента, и зону, находящуюся
в данный момент деформирования вне сферы действия инструмента.
У контактных поверхностей благодаря сосредоточенному характеру
внешних нагрузок можно наблюдать преимущественное развитие ак-
тивно действующих напряжений, а следовательно, и интенсивное де-
122
формирование. По мере удаления от поверхности контакта действие со-
средоточенной нагрузки со стороны инструмента затухает, так как
нагрузка распределяется на большую площадь. Вполне очевидно, что
возможность развития пластической деформации также уменьшается.
Ери поперечной и косой прокатке можно обнаружить, что дефор-
мируемое тело в одном направлении подвергается радиальному об-
жатию, в другом — имеется некоторое увеличение размеров благодаря
расплющивающему действию инструмента. Сечение тела приобретает
овальную форму, а это указывает на ярко выраженную неравномер-
ность деформирования.
Исследование напряженного состояния в условиях многократного
радиального обжатия цилиндрической заготовки показало, что в ра-
диальном направлении, перпендикулярном действующим силам со сто-
роны инструмента, всегда возникают растягивающие напряжения.
Так как при этом происходит непрерывное вращение цилиндрического
тела вокруг его оси, то в дан-
ном процессе возникает попе-
ременная смена условий напря-
женного состояния, так как
через каждые четверть оборота
(или менее) участки заготовки,
находящиеся в соприкосновении
с инструментом, выходят из сфе-
ры их действия с соответствую-
щим изменением условий на-
пряженного состояния. Это в
конечном итоге вызывает, по
мнению некоторых исследова-
телей, появление и накопле-
ние в заготовке растягиваю-
щих напряжений, поскольку они


77777777777777
Рис. 59. Схема деформации составного
цилиндрического образца между смещае-
мыми параллельными плитами

лишь частично релаксируют за время перехода данного участка заго-
товки из одних условий деформации к другим. При определенной по-
перечной деформации эти напряжения служат причиной появления
трещин в осевой зоне. В условиях косой прокатки ослабление сердце-
вины и ее разрушение могут наступать уже при 3...12% обжатия по
диаметру.
Если проследить деформирование круглой заготовки на специаль-
ном образце (модели), составленном из ряда полых цилиндров (кроме
центрального сплошного), плотно вставленных один в другой, между
параллельными, смещаемыми плитами, когда заготовка одновременно
с радиальным обжатием получает вращательное движение (рис. 59),
то можно обнаружить, что стенки каждого наружного цилиндра под-
вергаются обжатию на внутреннем цилиндре, как на оправке, так как
напряжения распределяются неравномерно по деформируемому объему
заготовки с затуханием от контактных поверхностей. При этом стенки
наружных цилиндров получают более интенсивное обжатие по сравне-
нию со стенками внутренних, а следовательно, и диаметр наружного
цилиндра возрастает больше, чем каждого следующего внутреннего.
123
По этой причине происходит расслоение, т. е. отделение наружных
цилиндров от внутренних. Если бы в данных условиях деформируемая
заготовка была сплошной, то в ней, очевидно, сохранилось бы стремле-
ние к расслоению. Следовательно, в сплошной заготовке при такой об-
работке неизбежно возникнут растягивающие напряжения в радиаль-
ном направлении. По условиям статики, эти растягивающие напряже-
Рис. 60. Схема к определению осевой и тангенциаль-
ной скоростей валка при косой прокатке (ближний
валок отброшен)
ния должны быть равны нулю на периферии и возрастать до макси-
мального значения в осевой зоне.
Рассматривая подобную раскатку заготовки с концентрическими
слоями, заметим, что помимо изменения диаметра колец по разному
изменяется их длина. При этом осевые размеры периферийных слоев
имеют стремление возрастать сильнее внутренних, так как они полу-
чают большее обжатие толщины. В условиях деформирования сплош-
ной заготовки периферийные слои также стремятся к перемещению
вдоль контактной поверхности инструмента, т. е. удлиняться в осевом
направлении, а вследствие связи частичек сплошного тела в его цент-
ральной зоне возникнут растягивающие напряжения в осевом направ-
лении.
Таким образом, при поперечной и косой прокатке его периферий-
ные слои обжимаются по толщине и удлиняются значительно интен-
сивнее центральных. Из этого следует, что периферийные слои полосы
стремятся оторваться от центральных: в осевой зоне заготовки появ-
ляются растягивающие напряжения по двум или трем осям. Если при
этом учесть накопление растягивающих напряжений вследствие от-
ставания релаксационных явлений, то, следовательно, некоторый объ-
ем металла в данном случае находится в условиях двух- или трехсто-
124
роннего неравномерного растяжения. Все это ослабляет (разрыхляет)
центральную зону тела, а когда наибольшее растягивающее напряже-
ние превзойдет сопротивление отрыву, то в этой части заготовки будет
нарушена сплошность.
Ряд исследователей считают, что в осевой зоне имеются только два
растягивающих напряжения (осевое и радиальное) и одно сжимающее
от действия инструмента, значение которого в центральной зоне поло-
сы невелико. Нарушение сплошности металла в осевой зоне и в этом
случае происходит под действием растягивающих напряжений, одно
из которых — радиальное — может превосходить предел прочности
металла осевой части заготовки.
Косая, или поперечно-винтовая, прокатка применяется при произ-
водстве бесшовных труб, главным образом при прошивке заготовок.
Она получила широкое распространение со второй половины XIX в.
Оси вращающихся в одном направлении валков при косой прокатке
образуют с осью заготовки некоторый угол, называемый углом по-
дачи, который при прошивке труб обычно составляет 8...20°. Про-
катка выполняется между двумя валками, каждый из которых имеет
форму двух усеченных конусов, сложенных вместе большими основа-
ниями. Вектор окружной скорости v в точке А (рис. 60) раскладывается
на две составляющие, направленные по оси заготовки vx и перпенди-
кулярно ей vy. При подходе к валкам заготовка получает вращение
под влиянием составляющей vy и продвигается в осевом направлении,
что обеспечивается составляющей vx.
Поскольку угол перекоса осей валков сравнительно невелик, то
при деформации напряженное состояние металла определяется в ос-
новном условиями, свойственными поперечной прокатке, т. е. .наличи-
ем в осевой зоне заготовки растягивающих напряжений, что, как ука-
зывалось, может привести к разрушению металла в этой части заготов-
ки или к заметному его ослаблению. Данное обстоятельство упрощает
процесс прошивки заготовки, которая выполняется на трубопрошив-
ных станах с применением оправки (см. рис. 3).
Чтобы обеспечить получение труб без трещин и плен на внутренней
поверхности, оправку в области деформации располагают по возмож-
ности глубже, во всяком случае до участка, на котором еще не появ-
ляется разрушение от действия валков. Сама оправка должна произ-
водить прошивку металла по состоянию, близкому к разрушению, но
не разрушенного. Это достигается сравнительно малыми обжатиями до
соприкосновения металла с носиком оправки. При увеличении обжа-
тия заготовки до соприкосновения с носиком оправки зона разрушения
возрастает. Характерно, что разрывы перед носиком оправки сохра-
няются на внутренней поверхности гильзы и переходят на трубу По-
этому технологический процесс и форму оправки следует выбирать
такими, чтобы предупредить появление разрывов.
Считается, что наличие оправки в процессе деформирования метал-
ла изменяет склонность его к разрушению. Носик оправки своим дав-
лением на металл уменьшает неравномерность деформирования и осе-
вые растягивающие напряжения. Это снижает также склонность ме-
талла к разрушению. Вместе с тем на напряженное состояние металла
центральной зоны влияют также форма и размеры самой оправки. На
границе участков без оправки и с оправкой могут появляться значи-
тельные растягивающие напряжения в центральной зоне заготовки,
которые могут разрушать сердцевину вблизи носика. Возможность
разрушения увеличивается по мере того, как носик оправки притуп-
ляется. Кроме того, при прошивке с оправкой в зависимости от условий
протекания процесса деформирования может возникнуть нецент-
ральное разрушение в виде кольца, охватывающего сердцевину заго-
товки на некотором от нее расстоянии. Как правило, эти места разру-
шения не завариваются при последующей обработке и такие трубы
становятся непригодными. Появление нецентрального кольцевого
разрушения связано с наличием растягивающих напряжений в этих
участках. Радиальные сжимающие напряжения от действия оправки
парализуют растягивающие напряжения, возникающие под действием
валков, лишь вблизи контакта оправки с заготовкой. По мере удале-
ния к периферии влияние оправки падает. Поэтому на некотором рас-
стоянии от центра заготовки растягивающие напряжения могут сохра-
няться достаточно большими, превышая при определенных условиях
прокатки даже предел прочности обрабатываемого материала. Помимо
этого, действие оправки может вызывать в некоторых слоях заготовки
появление продольных растягивающих напряжений, которые возрас-
тают с увеличением коэффициента трения между оправкой и обраба-
тываемым металлом. Совместное действие этих напряжений может вы-
зывать разрушение материала, что проявляется в виде кольцевой тре-
щины.
Все это указывает на то, что выбору технологического процесса ко-
сой прокатки, т. е. температурному и скоростному режиму, размеру
обжатия и месту расположения оправки при прошивке, форме и разме-
рам самой оправки, состоянию ее поверхности и другим факторам,
следует уделять весьма серьезное внимание.
Некоторые явления при косой прокатке имеют общие черты с яв-
лениями продольной прокатки. Например, при косой прокатке также
имеется отставание металла; явление опережения из-за тормозящего
действия оправки обычно не проявляется.
Если рассмотреть отношения осевой и окружной скоростей метал-
ла и осевой и тангенциальной составляющих окружной скорости вал-
ка (см. рис. 60), то получим:
^ХМ/^Х = ^Х < 1»	1 »
где гхм и — осевая и тангенциальная скорости металла; vx и vv —
осевая и тангенциальная составляющие окружной скорости валков;
и — коэффициенты осевого и тангенциального скольжения. Мно-
гочисленные экспериментальные данные по определению коэффициен-
тов осевого и тангенциального скольжения, необходимые для подсчета
производительности станов, обычно составляют	=0,6...0,95,
=0,85...0,98.
Условия захвата заготовки валками при косой прокатке значитель-
но сложнее, чем при продольной, и подразделяются на первичные и
126
вторичные (при встрече заготовки, захваченной валками, с носиком
оправки). Более подробно с условиями захвата металла валками при
косой прокатке можно ознакомиться в специальной литературе.
Глава III
ХАРАКТЕРИСТИКА ПРОКАТНОГО
ПРОИЗВОДСТВА
§ 19. Прокатные изделия
Металлургическая промышленность СССР выпускает разнообраз-
ные виды проката, отличающиеся по форме поперечного сечения и раз-
мерам. Некоторые виды проката показаны на рис. 61. Все эти изде-
Рис. 61. Поперечные сечения некоторых видов проката:
1 квадратное; 2 — круглое; 3 — шестигранное; 4 — лента;
5 — угольник: а — равнобокий, б — неравнобокнй; 6 — рельс
железнодорожный; 7 — рельс трамвайный; S — двутавр;
9 — швеллер; 10 — зетовый профиль; // — шпунт
лия, перечень которых называется сортаментом, как правило,
стандартизованы, т. е. основные требования к ним сведены в особый
утвержденный документ — государственный стандарт (ГОСТ). Этот
документ разрабатывается на основе последних достижений науки и
практики, с учетом международных рекомендаций (ИСО, комиссии
стандартизации СЭВ и др.) и является обязательным для всех органи-
127
заций, учреждений и предприятий союзного, республиканского и мест-
ного подчинения. ГОСТ на отдельные виды изделий издается в виде
специальных справочных данных. Каждому стандарту присваивается
номер и год утверждения. При его пересмотре номер стандарта сохра-
няется, изменяется только год — дата нового утверждения.
Основные требования к прокатным изделиям содержатся в следую-
щих стандартах (ГОСТах).
1.	Стандарты на сортамент изделий определяют форму и размеры,
допуски на размеры, требования к прямолинейности.
2.	Стандарты технических требований определяют качественные
показатели изделий: физико-химические свойства (прочность, твер-
дость, термостойкость, магнитные свойства и т. п.), требования к мик-
ро- и макроструктуре, к качественным показателям поверхности и
внешнему виду. Так как прокатные изделия в большинстве случаев
являются полуфабрикатом для других отраслей промышленности и в
дальнейшем могут подвергаться ковке, штамповке, обработке резани-
ем, сварке, термической обработке и пр., в технических требованиях
стандартизованы также технологические свойства металла (штампу е-
мость, свариваемость и др.).
3.	Стандарты методов испытаний определяют способы проверки ка-
чественных показателей изделий. При этом устанавливаются форма
в размеры образцов, применяемые приборы и аппаратура и условия вы-
полнения испытаний.
4.	Стандарты по маркировке, упаковке, транспортированию и хра-
нению изделий содержат требования к качеству упаковки, а также к со-
держанию технической документации, удостоверяющей качество из-
делий.
Требования к качеству прокатных изделий и материалов, из кото-
рых их изготовляют, из года в год меняются. Возникает также необхо-
димость производить новые виды проката, на которые ГОСТ еще не
разработан. Поэтому прокатные цехи помимо изделий, регламентиро-
ванных стандартом, производят прокат по временным техническим ус-
ловиям, утвержденным Министерством черной и цветной металлургии
или самим предприятием по согласованию с потребителем.
Хотя сортамент прокатных изделий весьма обширен, все же пред-
ставляется возможным весь прокат разбить на следующие основные
четыре группы: сортовой, листовой, трубы, специальные виды проката
(бандажи, колеса, периодические профили и пр.). Наиболее разнооб-
разной является группа сортового проката, который подразделяется
на простые и фасонные профили. Прокат в виде круга, квадрата, полос
плоского сечения относится к простым профилям. Прокат сложного
поперечного сечения относится к фасонным профилям. В зависимости
от назначения фасонные профили подразделяются на профили общего
или массового потребления (угловой профиль, швеллеры, двутавровые
балки, шестигранные профили и др.) и профили специального назна-
чения (рельсы железнодорожные широкой и узкой колеи, рельсы трам-
вайные, профили сельскохозяйственного машиностроения, судострое-
ния, электропромышленности, нефтяной промышленности и др.).
В прокатных цехах СССР производят более 1600 размеров простых
128
профилей, более 1100 фасонных профилей общего потребления и при-
мерно 1350 размеров профилей специального назначения.
Весь сортовой прокат подразделяется на четыре группы: сталь
крупносортная, среднесортная, мелкосортная и катанка диаметром
от 5,5 до 9 мм.
В зависимости от способа производства и толщины листовой прокат
подразделяется на три основных группы: горячекатаные толстые ли-
сты толщиной 4 мм и более, горячекатаные тонкие листы толщиной
менее 4 мм и холоднокатаные листы всех размеров. Листовой прокат
из стали и цветных металлов используется в самых разнообразных от-
раслях промышленности. Поэтому листовую сталь часто подразделяют
по назначению, так, например, свариваемая корпусная сталь судо-
строения (ГОСТ 5521—76), горячекатаная толстолистовая конструк-
ционная качественная углеродистая сталь толщиной от 4 до 14 мм и
низколегированная сталь для котлостроения и сосудов, работающих
под давлением (ГОСТ 5520—69), рулонная холоднокатаная сталь тол-
щиной 0,02—4 мм И ДР-
В соответствии с ГОСТом трубы, изготовляемые на прокатных ста-
нах, подразделяются на две группы: бесшовные и сварные (со швом).
Помимо круглых труб производят также профильные трубы и с пере-
менными размерами сечения по длине. Объем производства труб уве-
личивается с каждым годом. Наиболее заметно растет производство
сварных и холоднокатаных труб.
Развитие машиностроения, создание новых отраслей промышлен-
ности повышают требования к качеству металла, вызывают необходи-
мость расширения сортамента и увеличения производства дефицит-
ных видов проката. Вместе с тем растет потребность расширения
производства экономичных профилей. К таким видам проката можно
отнести тонкостенные и широкополочные балки, тонкостенные уг-
ловые профили, швеллеры, гнутые профили и пр. Для серийного
машиностроения имеет большое значение выпуск периодических
профилей, использование которых обеспечивает заметную экономию
металла (до 20...30%), повышает производительность штамповки,
снижает трудоемкость изготовления поковок и др.
§ 20. Технологическая схема
производства
Металлургический завод с полным металлургическим циклом, про-
изводящий металл в том или другом виде из исходных материалов,
включает в свой состав следующие цехи, которые обеспечивают про-
изводство и обработку различных видов изделий: доменные (производ-
ство чугуна); мартеновские, конвертерные, электросталеплавильные
(производство стали и других металлов); цехи горячей прокатки (го-
рячекатаный прокат и трубы); цехи холодной прокатки (производство
холоднокатаных листов, лент и труб, отличающихся высокой точ-
ностью размеров по толщине, высокой степенью отделки поверхности,
.1 также дополнительными физико-механическими характеристиками);
калибровочные цехи (производство калиброванного металла в прутках
5 Суворов И. К.
129
и бунтах с высоким качеством поверхности и высокими допусками по
размерам); цехи антикоррозионных и других видов покрытий (луже-
ние, оцинкование, алюминирование, хромирование и др.); цехи гну-
тых профилей (получение тонкостенных гнутых профилей широкого
сортамента из листового проката); термические цехи и различные виды
I Производство Охлаждение,
слитка осмотр и зачис
зачистка
I Нагрев б нагрева - I
тельных колодцах\
Прокатка 6
блюмы и слябы
Удаление концов и
разрезка на части
Прокатко блюмов
на непрерывных заго-
товочных станах
Резка заготовок
на части
Охлаждение,
осмотр и зачистка
Нагрев слябов Нагрев заготовки Нагрев блюмов
-° —	6 методических
печах
\в методических 6 методических
печах
печах
Прокатка на
листовых
станах
Прокатка на
сортовых
станах
Охлаждение
после прокатки
Отделка и
сдача готового
проката
£
В
Рис. 62. Технологическая схема производства проката
из обычного слитка
отделки металла. Поэтому доменные, сталеплавильные, прокатные
и другие цехи при производстве металлов являются основными, веду-
щими цехами металлургического завода. Если включить еще получе-
ние кокса, что обычно имеет место на металлургическом заводе пол-
130
него цикла, то такое сочетание цехов является наиболее рациональным
с точки зрения использования отходящих газов доменных и коксовых
печей, теплоты жидкого чугуна при передаче его из доменного в стале-
плавильные цехи и теплоты горячих слитков при передаче их из ста-
леплавильных в прокатные цехи и на отделку.
Длительнее время получение готового проката выполнялось по тех-
нологической схеме «слиток — готовый прокат». В этих условиях по-
лучали слиток небольшой массы и выбирался он с таким расчетом,
чтобы непосредственно из него можно было получить необходимое
изделие за один нагрев. Однако по мере развития машиностроения и
металлургии, главным образом высокопроизводительных способов
получения стали, возникла необходимость разливать сталь в слитки
значительной массы — 6...10 т и более. Получение готового проката
из такого слитка за один нагрев не всегда представляется возможным.
По этой причине начали строить обжимные станы, задача которых со-
стояла в обработке слитка в заготовку. Данное обстоятельство приве-
ло к новой технологической схеме: слиток — полупродукт (заготов-
ка) — готовый прокат.
Прокатное производство металлургического завода в соответствии
с этой технологической схемой включает систему станов, обеспечиваю-
щих получение полупродукта в виде слябов, блюмов и других загото-
вок, и систему станов, которые выпускают готовый прокат в виде сор-
товой стали, горяче- и холоднокатаных листов, лент, труб и пр.
(рис. 62). Поэтому прокатные цехи, как правило, имеют в своем соста-
ве: обжимные (блюминги, слябинги) и заготовочные станы, являющие-
ся основными агрегатами, связывающими сталеплавильные цехи и
прокатные станы, выпускающие готовый прокат; сортовые станы (рель-
собалочные, крупно-, средне-, мелкосортные и проволочные); листо-
прокатные станы; трубные станы и др.
Наряду с такой широко распространенной технологической схемой
наблюдается переход к схеме «литая заготовка — готовый прокат».
Этому способствует успешное освоение разливки стали в заготовки
квадратного и прямоугольного сечений, что имело распространение
лишь в цветной металлургии. Непрерывное литье стальных заготовок
длительное время не применялось из-за значительных трудностей вы-
полнения технологического процесса самой разливки. Однако этот
процесс обеспечивает получение химически более однородной плотной
заготовки, что резко повышает выход годного. Например, на слябах
спокойной углеродистой стали выход годного выше на 20%, чем при
разливке в изложницы. Вместе с тем исключается необходимость иметь
отделение подготовки изложниц и поддонов, а также стрипперное от-
деление. Применение непрерывной разливки стали снижает себесто-
имость металлургического передела, так как при этом устраняется не-
обходимость в дорогостоящем оборудовании обжимных цехов, исклю-
чаются расходы на содержание обслуживающего и административного
персонала. Установлено, что себестоимость проката в этих условиях
снижается на 8...10% при улучшении во многих случаях механиче-
ских свойств и других характеристик стали. Кроме того, непрерывная
разливка существенным образом меняет условия работы в сталепла-
131
Разрезка на части,
охлаждение
осмотр и зачистка
Получение лит о и
заготовки
на МНЛЗ
Нагрев в
метод и че ских
печах
Прокатка на
сортовых
станах
Прокатка на
листовых
станах
вильных цехах, позволяет механизировать и автоматизировать все
металлургическое производство: получение чугуна, стали, готового
проката. Поэтому/ непрерывная разливка получает значительное раз-
витие во всех странах.
Непрерывным литьем стали изготовляют слябы сечением до 300 X
Х2030, 300x2320 мм, квадратные заготовки сечением до 320x320 мм,
а также круглые полые труб-
ные заготовки. На рис. 63
приводится технологическая схе-
ма производства проката из ли-
той заготовки, которая выгодно
отличается от схемы рис. 62
исключением ряда операций на
первых этапах обработки ис-
ходного материала.
Технологическая схема по-
лучения того или иного вида
готового проката предусматри-
вает включение всех необходи-
мых последовательных операций
обработки, начиная с подготов-
ки слитка или заготовки для
нагрева и кончая завершающей
отделкой и определением каче-
ства готового проката. Вместе
с тем следует иметь в виду, что
технология изготовления даже
одного и того же вида изделия
может в какой-то мере отличать-
ся, если производство его осуще-
ствляется на другом прокатном
стане, хотя основные операции
изготовления имеют много об-
щего.
К основным технологиче-
ским операциям любой техно-
логической схемы производства
проката следует отнести: под-
готовку исходных материалов; нагрев перед прокаткой (кроме хо-
лодной прокатки, когда, однако, часто требуется другая операция —
соответствующая термическая обработка); горячую и холодную про-
катку; калибровку и производство гнутых профилей; отделку с опе-
рациями резки, правки, термической обработки, удаления поверхно-
стных дефектов, травления и пр.
Получение проката нужного профиля и высокого качества дости-
гается строгим соблюдением технологических условий производства.
Поэтому технологические инструкции являются законом прокатного
производства и предусматривают тщательный контроль качества ме-
талла в процессе его обработки и в состоянии поставки заказчику. По-
Охлаждение
после
прокатки
Рис. 63. Техн элегическая схема производ-
ства проката из заготовок, полученных на
МНЛЗ
Отделка
сдача га то дога
прокота
132
лучение качественного проката зависит также от правильно разрабо-
танных технологических условий для всех этапов обработки и соответ-
ствующим образом выбранного оборудования и инструмента.
§ 21. Исходный материал
и его подготовка
При производстве прокатных изделий исходным материалом- слу-
жат слитки и заготовки. Наиболее удобны при прокатке, нагреве и
транспортировке слитки и заготовки квадратного и прямоугольного
сечений. Поэтому для производства сортового проката чаще всего ис-
пользуют слитки и заготовки квадратного и близких к нему сечений,
для прокатки листа — прямоугольного сечения. Производство бесшов-
ных труб может выполняться непосредственно из слитков и заготовок
круглого сечения. По высоте слиткам придают некоторую конус-
ность, значение которой принимается в зависимости от вида стали и
способа разливки, формы поперечного сечения слитка и его назначе-
ния. Так, слитки из углеродистых и низколегированных сталей отли-
вают с конусностью менее 3%, из высоколегированных сталей — с ко-
нусностью З...6%.
Масса и форма слитка определяются видом материала, типом и кон-
струкцией прокатного стана, сортаментом получаемых изделий и пр.
На заготовочных станах прокатывают слитки массой до 1500 кг, на
блюмингах—3...10т и выше, на слябингах — 8...25 т. Для специ-
альных видов производства применяют и более крупные слитки. При
прокатке цветных металлов размеры слитков могут существенно раз-
личаться. Например, слитки алюминиевых сплавов (Д1, Д16, АМгЗ
и др.), получаемые полунепрерывным литьем, имеют массу 1,4...
...7,45 т.
Качество самого слитка существенно влияет на свойства прокат-
ных изделий. Слиток считается качественным, если усадочная рако-
вина, рыхлость, ликвация, макроструктура, газовые пузыри, неметал-
лические включения и другие внутренние пороки находятся в допусти-
мых пределах, а поверхностные дефекты (трещины, плёны, завороты
и пр.) отсутствуют. Практикой установлено, что получение стального
слитка с высокими качественными показателями тем труднее, чем
больше масса слитка и выше степень легирования металла. Это объяс-
няется тем, что, во-первых, с увеличением массы слитка возрастают
несовершенства технологического процесса разливки, которые при-
водят к появлению поверхностных дефектов, во-вторых, большая мас-
са слитка создает менее благоприятные условия его кристаллизации
из жидкой фазы, что приводит к химической и структурной неодно-
родности, нарушению сплошности (усадочные раковины, пористость,
внутренние трещины). Строение слитка, его плотность, неравномер-
ность механических свойств по сечению, неметаллические включения
и газонасыщенность оказывают существенное влияние на свойства
готового проката. Поэтому в цехах, производящих слитки, непрерывно
совершенствуются и внедряются новые технологические процессы,
133
способствующие уменьшению дефектов слитка. Так, весьма эффектив-
ные результаты дает разливка металла в вакууме. При этом заметно
снижается его загрязнение неметаллическими включениями (в
2...5 раз), к лучшему изменяются состав этих включений и распреде-
ление их по сечению слитка, уменьшается содержание газа в стали,
особенно водорода.
Существенно улучшается качество стали при рафинировании син-
тетическими шлаками. При этом снижается содержание серы (в 2...3 ра-
за), кислорода (на 30...50%), неметаллических включений (в 2...4 ра-
за), уменьшается пораженность волосовинами (в 5... 10 раз), повы-
шается ударная вязкость, уменьшается склонность к хрупкому
разрушению. Эффективным средством от окисления металла при раз-
ливке является защита струи инертными газами, например аргоном.
Защитная атмосфера снижает содержание кислорода (в 1,5... 1,8 раза)
и неметаллических включений в стали. Слиток становится более плот-
ным, улучшаются его пластические свойства. Все это повышает ка-
чество проката. Для ответственных изделий из некоторых сталей
(шарикоподшипниковая, трансформаторная и др.) слитки массой до
10 т изготовляют электрошлаковым переплавом, что обеспечивает
высокую плотность слитка и низкое содержание неметаллических
включений и газов. Изделия из такого металла обладают высокими
эксплуатационными показателями.
Однако полностью избежать появления дефектов слитков не удает-
ся. Поэтому перед нагревом слитки следует осматривать, а поверх-
ностные дефекты удалять. К сожалению, такая возможность сущест-
вует не всегда. Надо помнить, что на металлургических заводах до
90...95% слитков сразу после разливки в горячем состоянии посту-
пают в нагревательные колодцы или печи, что практически исключает
возможность тщательного осмотра слитков. Кроме того, близкозале-
гающие подкорковые пузыри и неметаллические включения прояв-
ляются лишь в процессе прокатки и могут быть обнаружены только
на заготовках. Поэтому технологическая схема производства проката
«слиток — полупродукт — готовый прокат» в данном случае является
весьма целесообразной, так как дефекты слитка, в том числе и трудно
обнаруживаемые, выявляются на полупродукте и могут быть удалены.
Это гарантирует получение прокатных изделий с необходимыми каче-
ственными показателями их поверхности.
Полупродукт или заготовка служит исходным материалом при про-
изводстве различных изделий на станах, производящих готовый про-
кат. К полупродукту относятся следующие виды проката:
1.	Блюмы — заготовки квадратного или близкого к нему сече-
ния, получаемые на блюминге или непрерывной разливкой. Сечения
блюмов принимаются в пределах 400X400... 150X150 мм. При этом
следует иметь в виду, что на ряде блюмингов получают фасонную (ча-
ще всего разрезную) заготовку для прокатки крупных балок, швел-
леров и других профилей.
2.	Слябы — заготовки прямоугольного сечения, получаемые
на слябинге, блюминге или непрерывной разливкой. Слябы имеют
толщину от 50 до 300 мм, а ширину от 500 до 1800 мм и более.
134
3.	Заготовка — полупродукт квадратного или близкого
к нему сечения размером от 150 X150 до 50x50 мм. Этот вид полупро-
дукта прокатывают на заготовочных станах и получают непрерывной
разливкой, а в некоторых случаях при обработке легированных сталей
и сплавов •— ковкой.
4.	Сутунка — листовая заготовка для прокатки листов штуч-
ным способом; имеет толщину от 6 до 50 мм и ширину от 150 до 500 мм.
Подготовка заготовок к прокатке заключается в удалении имею-
щихся на поверхности дефектов: плён, волосовин, трещин, неметал-
лических включений, закатов, подрезов, царапин. Все это выявляется
тщательным осмотром заготовок. При производстве легированных ста-
лей, чтобы вскрыть и обнаружить невидимые из-за слоя окалины де-
фекты поверхности, производят травление металла в растворах кислот
или очистку поверхности другим способом.
Необходимость удаления поверхностных дефектов на заготовках
вызывается тем обстоятельством, что они, как правило, не устраняют-
ся в процессе последующей прокатки, а переходят на готовый про-
дукт. Удаление дефектов, т. е. зачистка исходных материалов, пол-
ностью окупается увеличением выхода годных прокатных изделий.
Поэтому на металлургических заводах до 70% заготовок из углероди-
стых сталей и до 100% из легированных подвергают зачистке. Удале-
ние поверхностных дефектов на заготовках представляет собой весьма
трудоемкую операцию. Поэтому на ряде металлургических заводов
создают специальные участки подготовки металла к прокатке, где
обычно занято от 40 до 80% рабочих прокатного цеха.
Удаление поверхностных дефектов осуществляется различными
способами в зависимости от вида зачищаемого дефекта, назначения и
химического состава зачищаемого металла, стадий прокатного пре-
дела и др.
Вырубка пневматическим зубилом выполняется с использованием
пневматических молотков различных типов. Удаление дефектов про-
изводится в направлении оси заготовки, так как при поперечной
вырубке такие дефекты, как трещины, зачеканиваются и становятся
невидимыми. Канавка, получаемая при вырубке, должна быть доста-
точно пологой, а отношение ширины к глубине канавки принимается
не менее 6. Меньшее соотношение ведет к появлению в процессе по-
следующей прокатки складок и закатов на готовом изделии.
Данный способ зачистки металла малопроизводителен, требует
значительной затраты физического труда. Однако он продолжает ис-
пользоваться на металлургических заводах при выборочной зачистке
дефектов, снятии заусенцев.
Зачистка абразивными кругами с различными размером зерна
и твердостью применяется при удалении сравнительно мелких дефек-
тов с поверхности металла, а также более крупных дефектов на стали*
имеющей повышенную твердость. Обычно сталь повышенной твер-
дости зачищают сравнительно мягкими кругами, что предохраняет
их от «засаливания», так как затупленные зерна своевременно выкра-
шиваются и обнажаются новые более острые. При зачистке стали по-
ниженной твердости используют более твердые круги, так как в дан-
135
ном случае необходимо иметь одновременный износ абразивного ве-
щества и бакелитовой связки.
Удаление поверхностных дефектов наждачными кругами произ-
водится в поперечном направлении, так как обнаружить трещины и во-
лосовины при продольной чистке, т. е. в направлении залегания са-
мого дефекта, значительно труднее.
Следует иметь в виду, что зачистка наждачными кругами при
большой стружке может служить причиной появления так называемых
шлифовальных трещин. Это явление происходит из-за значительного
местного разогрева зачищаемого участка металла и затем интенсивного
охлаждения его вследствие отвода теплоты в остальную массу метал-
ла, т. е. в результате действия термических напряжений.
Зачистка металла абразивными кругами применяется в основном
при производстве легированных дорогостоящих сталей, так как только
в этом случае данный способ удаления поверхностных дефектов ста-
новится экономически целесообразным. Сам процесс зачистки мало-
производителен, трудоемок и требует все в большей мере применения
механизированных станков, которые устраняют тяжелый ручной труд
и позволяют использовать круги большей массы, что значительно по-
вышает производительность зачистки.
Огневая зачистка сводится к выжиганию металла вблизи поверх-
ностного дефекта пламенем газокислородной смеси, при этом уда-
ляется и сам дефект. В качестве горючих газов используют ацетилен,
коксовальный и природный газ, пропан.
Сам процесс зачистки складывается из двух последовательных
операций: нагрева металла до температуры воспламенения и сжига-
ния места дефекта в струе кислорода. При этом за доли секунды на
поверхности металла температура повышается до 2500,..3100°С, ин-
тенсивно понижаясь при удалении от поверхности. Однако на глубине
до 3,5...4 мм температура нагрева металла может достигать критиче-
ских точек ACt и Аез. Это может служить причиной появления значи-
тельных местных термических напряжений и трещин, что наиболее
ярко проявляется в сталях с низкими теплопроводностью и темпера-
турным коэффициентом линейного расширения, с высокой склон-
ностью к структурным превращениям, т. е. в сталях с повышенным
содержанием углерода и других легирующих элементов. Чтобы избе-
жать появления опасных термических напряжений, огневую зачистку
производят на металле в подогретом состоянии, обычно до 250...600°С
в зависимости от склонности стали к образованию термических тре-
щин.
Огневую зачистку выполняют ручным и машинным способами. Руч-
ная зачистка с помощью газокислородных резаков, хотя и менее
производительная, позволяет выборочно удалять поверхностные де-
фекты. Скорость ручной зачистки обычно составляет 15... 18 м/мин.
Один рабочий огневой зачистки заменяет по крайней мере 15 выруб-
щиков, удаляющих дефекты пневматическими молотками.
Машинная огневая зачистка металла выполняется как в потоке
непосредственно на рольганге за блюмингом или слябингом, когда
металл имеет еще высокую температуру, так и на складе. Машина
136
огневой зачистки в потоке устанавливается на пути движения металла
к ножницам. В зависимости от сортамента и состояния поверхности
раската наружный слой глубиной 0,5...3,5 мм сжигается по всей
поверхности. После такой зачистки блюмы и слябы могут, минуя сор-
тировку на складе, подаваться горячими в печи для подогрева до тем-
ператур последующей прокатки. Это значительно сокращает штаты
склада заготовок и площади, занятые под складские помещения.
Существующие машины огневой зачистки в технологическом по-
токе и автоматическом режиме обеспечивают 100%-ную зачистку
металла после блюмингов и слябингов. Их производительность
4...6 млн. т/год. Обычно скорость зачистки блюмов составляет 0,3...
0,5 м/с, слябов — 0,4...0,75 м/с.
На ряде заводов установлены машины для зачистки горячего ме-
талла в технологическом потоке фрезами, которые обеспечивают
высокую производительность и достаточно качественную зачистку
одновременно всех сторон полупродукта.
Кроме рассмотренных способов удаления поверхностных дефектов
со слитков и заготовок применяют и другие, например обточку на
специальных токарных станках, строжку, фрезерование в холодном
и подогретом состоянии. Эти дорогостоящие способы зачистки поверх-
ности полупродукта применяются при получении сортового проката,
листов и труб из жаропрочных, нержавеющих и других высоколеги-
рованных сталей, в технологическом отношении очень сложных, к ка-
честву поверхности которых предъявляются весьма высокие требо-
вания.
При пластической обработке цветных металлов подготовке слитков
и заготовок уделяется также весьма серьезное внимание, причем по-
мимо зачистки поверхности иногда применяют предварительную тер-
мическую обработку. Так, например, перед прокаткой слябы алю-
миниевых сплавов (типа Д16, В95), получаемых полунепрерывным
литьем, подвергают гомогенизирующему отжигу, проглаживают на
двухвалковом стане с небольшими обжатиями для выравнивания ос-
новных граней, правят в горячем состоянии на роликоправйльной
машине, подвергают горячей резке на необходимые длины и фрезе-
руют. Часто перед окончательной прокаткой слябов на листы их пла-
кируют чистым алюминием так, что листовой дюралюминий имеет
плакирующий слой на каждой стороне, который составляет 2...4% об-
щей толщины листа. Плакирование выполняется в процессе горячей
прокатки фрезерованного сляба, покрытого с обеих сторон листами
чистого алюминия.
§ 22. Температурные условия
горячей прокатки
Нагрев металла перед прокаткой или другим видом пластической
обработки выполняется с целью уменьшения его сопротивления де-
формированию и повышения пластичности. Горячая прокатка произ-
иодится в интервале температур, который устанавливается на основа-
нии данных о поведении металла при различных температурах, при
137
этом основным ориентиром являются диаграммы состояния металла
и диаграммы пластичности. Выбирая температуру нагрева металла,
следует учитывать не только необходимую обрабатываемость, но и тре-
буемую температуру конца прокатки, т. е.
^нач ькон i
где А/ — общее падение температуры за время обработки с момента
выдачи металла из печи до окончания прокатки.
Неверно выбранные температуры и режимы нагрева приводят
к перегреву, вскрытию подкорковых пузырей, пережогу, что может
служить причиной окончательного брака металла или резкого сниже-
ния механических характеристик и качества поверхности готового
проката. При пережоге происходит окисление границ зерен, теряется
пластичность, обработка становится невозможной. При перегреве
металла наблюдается значительный рост зерна, что может сохраниться
в готовом изделии с понижением механических свойств металла. Чтобы
избежать эти явления, максимальную температуру нагрева для стали
принимают на 200...250°С ниже линии солидуса по диаграмме «желе-
зо — углерод». Температура нагрева стали перед горячей прокаткой
в зависимости от химического состава обычно устанавливается в пре-
делах 115О...128О°С.
Нижнюю границу температуры конца прокатки установить гораздо
труднее. В данном случае приходится принимать во внимание размеры
поперечного сечения проката и толщину его отдельных участков, ско-
рость прокатки и интенсивность деформации, требуемые механические
свойства, макро- и микроструктуру, способ охлаждения после прокат-
ки и др. В одних случаях повышение температуры конца прокатки эко-
номически выгодно, поскольку повышается производительность стана
и уменьшается расход энергии на прокатку. В других случаях, на-
оборот. идут по пути снижения температуры конца прокатки, с тем
чтобы обеспечить в последних проходах получение мелкозернистой
структуры и высоких механических свойств в прокате.
Стальные слитки в прокатных цехах чаше всего нагревают в нагре-
вательных колодцах, которые подразделяют на рекуперативные и ре-
генеративные.
Рекуперативный колодец представляет собой камеру, в которой ус-
танавливаются 10...20 слитков. Пламя горелкой, расположенной в по-
дине, направляется вверх. Поток горячих газов, достигая крышки,
изменяет направление и, омывая слитки, попадает в рекуператоры че-
рез отводящие каналы в нижней части двух боковых стенок. Такое
изменение направления газов в камере обеспечивает достаточно равно-
мерный нагрев слитков, что весьма важно при прокатке. Для ускоре-
ния нагрева и повышения его качества кроме центральной горелки
уста на вливают угловые.
Рекуперативные колодцы просты в управлении, занимают меньшую
площадь. Металлические рекуператоры используются для подогрева
воздуха до 800...850°С. В керамических рекуператорах газ подогре-
вается до 300...350°С.
138
Выбирая режим нагрева, необходимо учитывать теплопроводность
металла и его физико-химическое состояние. Особенно это касается
высокоуглеродистых, легированных и специальных сталей в литом со-
стоянии, имеющих низкую теплопроводность и во многих случаях
низкую пластичность при температурах 600...800°С. Так, например,
теплопроводность быстрорежущей стали Р18 при комнатной темпера-
туре в литом состоянии ниже углеродистой, например инструменталь-
ной У13, в три раза, а низкоуглеродистой, например армко-железо,
в пять раз. Поэтому время нагрева быстрорежущей стали следует вы-
бирать более продолжительным, чем углеродистой. Во избежание по-
явления трещин стали с низкой теплопроводностью следует особо ос-
торожно нагревать до температур 600...800°С. Выше 800°С пластич-
ность сталей, как правило, допускает максимально возможные ско-
рости нагрева.
В производственных условиях режимы нагрева выбирают на осно-
вании соответствующих расчетов и опытных данных. Режимы нагрева
слитка определяются его массой, температурой при посадке, химиче-
ским составом, температурой камеры и др. Прокатываемые на заводах
стали с близким химическим составом и теплопроводностью, пластич-
ностью и склонностью к пережогу и другим признакам объединяются
в группу с одинаковым режимом нагрева. Таких групп может быть
несколько (до 6 и более). Время нагрева горячих слитков может ме-
няться от 3 до 8 ч и более, холодных — от 8 до 22 ч и более. На метал-
лургических заводах полного цикла до 90...95% слитков поступают
для нагрева в горячем состоянии с температурой 600...900°Си выше.
Посадка в колодцы горячего металла обеспечивает высокую экономию
топлива, а также обеспечивает высокое качество нагрева — равномер-
ный нагрев по сечению.
Наряду с положительным влиянием нагрева всегда следует пом-
нить, что повышение температуры влечет за собой образование ока-
лины, появление обезуглероженного слоя и других дефектов. Обез-
углероживание, толщина слоя которого может достигать 2...Змм,
особенно губительно сказывается на качестве изделий при производ-
стве инструментальных, шарикоподшипниковых и других сталей.
При нормальном режиме нагрева слитков обычно в окалину те-
ряется 1,5...2% металла. Если принять во внимание, что при произ-
водстве проката металл нагревают несколько раз, то общие потери
в окалину составляют 3...5%. Это заметная величина. Так, например,
при обработке 5 млн. т слитков в окалину переходит 150...250 тыс. т
металла. При нарушениях технологического процесса нагрева, за-
держках горячего металла в колодцах или печах могут увеличиться
потери металла в окалину до 3...4% за один нагрев.
§ 23. Охлаждение металла
Основная масса металла, прокатываемого в горячем состоянии,
охлаждается в холодильниках или на воздухе в штабелях. Однако
некоторые средне- и высокоуглеродистые, низко- и высоколегирован-
ные стали и сплавы требуют после горячей прокатки замедленного,
139
регулируемого охлаждения. Это вызывается необходимостью полу-
чить требуемую структуру и механические характеристики металла,
предохранить прокат от появления поверхностных и внутренних тре-
щин при охлаждении, а также снять остаточные напряжения.
При горячей прокатке одновременно с появлением наклепа наблю-
дается процесс разупрочнения. Это снижает внутренние напряжения,
возникающие благодаря взаимодействию отдельных участков дефор-
мируемого тела в процессе пластического изменения формы. Однако
при охлаждении проката из-за неравномерной потери тепла по сече-
нию изделия, а также в результате структурных превращений в нем
возникают продольные, радиальные и тангенциальные (в поперечном
направлении) напряжения. Размер и знак внутренних напряжений
в процессе охлаждения не сохраняются постоянными. В первый пе-
риод охлаждения поверхностные слои изделия испытывают напряже-
ния растяжения, а внутренние — напряжения сжатия. При последую-
щем охлаждении поверхностные слои испытывают действие сжимаю-
щих напряжений, а внутренние — растягивающих, так как усадка
более холодных поверхностных слоев практически прекратилась, а
внутренние слои, продолжая охлаждаться, уменьшают свои размеры,
сжимая тем самым холодные периферийные участки, с которыми
имеется неразрывная связь. Подсчетом можно установить, что при
одностороннем охлаждении прокаткой заготовки, имеющей темпера-
туру 850°С, возникают внутренние напряжения до 250 МПа на каждые
100°С разницы температуры при Е=200 ГПа* и температурном коэф-
фициенте линейного расширения а=12-10’<}.
Тепловые напряжения суммируются с напряжениями, возникшими
по другим причинам. Результирующее значение внутренних напряже-
ний, если совпадает их знак, может достигать значений, при которых
происходит разрушение металла. Тогда в прокатном изделии возника-
ют внешние или внутренние микро- и макротрещины, способные при
определенных условиях расти. Следует иметь в виду, что подобные
трещины в сталях, принимающих закалку на воздухе, могут появлять-
ся не только в процессе охлаждения, но и во время последующего
вылеживания при комнатной температуре. Опасными в этих случаях
бывают даже незначительные внешние воздействия (толчок, встряхи-
вание, нанесение царапины, местное изменение температуры, напри-
мер при зачистке абразивными кругами, и пр.), что может служить
причиной появления глубоких трещин или даже полного разрушения.
Размер и характер залегания трещин зависят от их происхождения.
Мелкие неглубокие трещины чаще всего можно обнаружить на наибо-
лее охлажденных участках поверхности. При неблагоприятных усло-
виях охлаждения поверхностные трещины могут развиваться на зна-
чительную глубину сечения изделия и даже вызывать полное нару-
шение его сплошности.
Внутренние короткие извилистые трещины, которые наблюдаются
на изломах в виде пятен серебристого цвета, называют флокена-
м и. Их появление можно наблюдать как в процессе охлаждения
* 1 ГПа —10 ь Па.
140
металла непосредственно после прокатки, так и в течение весьма
продолжительного периода (до двух-трех недель и более). Считается,
что основной причиной возникновения флокенов является водород,
который при охлаждении стали выделяется вследствие резкого умень-
шения растворимости. Накопляясь в некоторой полости изделия, ато-
марный водород превращается в молекулярный, что вызывает появле-
ние значительного внутреннего давления. Благодаря неравномерной
усадке и структурным превращениям напряжения, возникающие при
охлаждении стали, достигают в отдельных участках весьма высоких
значений (3000 МПа и более). Давление молекулярного водорода и эти
внутренние напряжения способны вызвать образование флокенов.
Предрасположение углеродистых и легированных сталей к обра-
зованию поверхностных трещин и флокенов при охлаждении после
прокатки определяется химическим составом, составом и подготовкой
шихты, тщательностью проведения процесса выплавки, способом раз-
ливки, режимом прокатки и охлаждения, размерами прокатного изде-
лия и пр. Вместе с этим необходимо указать стали, обладающие повы-
шенной склонностью к появлению поверхностных трещин и флокенов
при охлаждении. Так, весьма чувствительны к образованию трещин
в период охлаждения многие стали перлитно-мартенситного и мартен-
ситного классов, как, например, быстрорежущая, инструментальная
высокоуглеродистая, инструментальная легированная, конструкцион-
ные хромоникелевые, хромоникельвольфрамовые, хромистые нержа-
веющие мартенситного класса, жаропрочные сплавы (хромаль, фех-
раль) и др. К сталям, чувствительным к образованию флокенов, можно
отнести многие перлитные (15Х...50Х, 30Г2...45Г2, ЗОХГСА и др.)
и мартенситные стали (18ХНВА, 25ХНМА и др.).
Уменьшение поражения стали флокенами достигается соответст-
вующим режимом охлаждения главным образом блюмов и слябов,
который заключается в охлаждении проката вначале до 200...500°С
с последующим нагревом до 680...700°С и выдержкой при этой темпе-
ратуре или сразу выдержкой при температуре 500...700°С в течение
более чем суток.
Существенным способом снижения флокеночувствительности ме-
талла является удаление водорода из жидкой стали вакуумированием.
Обработанная таким образом сталь позволяет значительно сократить
время замедленного охлаждения и противофлокенной термической об-
работки.
Для уменьшения внутренних напряжений, возникающих при ох-
лаждении металла, и тем самым устранения возможности появления
флокенов и поверхностных трещин применяют регулируемое падение
температуры, вплоть до 10...15 и даже до 3...4 град/ч. При этом необ-
ходимо также учитывать и то обстоятельство, что скорость охлаждения
металла определяет не только величину внутренних напряжений и спо-
собность металла им противостоять, но и существенно влияет на струк-
турное состояние и физико-механические свойства металла. Известно,
что ускоренное охлаждение после прокатки улучшает некоторые
механические свойства конструкционных сталей, заметно повышает
пластичность аустенитовых. Поэтому при выборе режима охлаждения
141
металла после горячей прокатки все эго необходимо учитывать, чтобы
обеспечить получение качественного металла с соответствующей струк-
турой, механическими и другими свойствами.
В практике прокатного производства применяют следующие спо-
собы охлаждения металла после горячей прокатки:
1)	охлаждение на стеллажах-холодильниках и на воздухе в шта-
белях; такое охлаждение применяют для сталей, не склонных к обра-
зованию трещин и флокенов;
2)	охлаждение при обдувании сухим или влажным воздухом и об-
рызгивание водой. В данном случае наблюдается ускоренное охлажде-
ние, т. е. происходит процесс закалки и сорбитизации с прокатного
нагрева, что способствует улучшению структуры стали и повышению
некоторых механических свойств;
3)	ускоренное охлаждение путем замочки в воде. Эта операция спо-
собствует улучшению структуры и механических свойств стали, об-
легчает последующее удаление окалины;
4)	замедленное охлаждение сталей и других материалов, склонных
к образованию трещин, флокенов и других дефектов.
В зависимости от требуемой скорости падения температуры охлаж-
дение металла производят в различных материалах (песок, гравий,
шлаковата и пр.), в неотапливаемых колодцах, в термостатах, отапли-
ваемых печах и колодцах.
§ 24. Производительность прокатного
стана
Современный прокатный стан представляет собой технологический
комплекс последовательно установленных машин, используемых для
получения прокатных изделий заданных размеров с необходимыми
качественными показателями. Производительность прокатного стана
должна определяться пропускной способностью отдельных агрегатов
или участков, обеспечивающих выполнение тех или других технологи-
ческих операций (нагревательные устройства, транспортные средства,
ножницы, пилы, холодильники, правильные машины и пр.). Однако
прежде всего производительность прокатного стана определяется про-
пускной способностью основного оборудования, т. е. пропускной спо-
собностью рабочих клетей.
Теоретическую часовую производительность прокатного стана
А, т/ч, исходя из пропускной способности рабочих клетей, можно оп-
ределить по формуле
Л-3600С/7,	(Ш.1)
где G — масса слитка или заготовки, т; Т — такт прокатки, т. е, время
между одноименными этапами прокатки двух следующих друг за дру-
гом полос (слитков), с.
Как видно, часовая производительность стана А должна быть тем
выше, чем большую массу имеет слиток или заготовка и чем меньше
времени требуется для выполнения необходимых операций обработки
до начала прокатки следующей полосы. Увеличение массы слитка или
142
заготовки почти всегда дает положительный эффект. Особенно это ска-
зывается при увеличении длины исходного продукта обработки или
в еще большей мере при увеличении ширины, когда имеется возмож-
ность прокатывать полосы или листы двойной (или более) ширины
с последующей продольной резкой на ножницах на требуемые размеры.
Ритм, или такт, прокатки определяется характеристикой имею-
щегося основного и вспомогательного оборудования, количеством и
последовательностью размещения рабочих клетей и принятым режи-
мом работы на них. Такт прокатки складывается из машинного и вспо-
могательного времени. При этом машинное время может определяться
размерами (сечением и длиной) исходного продукта обработки, конеч-
ными размерами прокатываемого изделия, общим количеством прохо-
дов, распределением вытяжки по проходам, скоростью прокатки и пр.
Вспомогательное время зависит от степени механизации и автоматиза-
ции при выполнении необходимых операций между проходами, квали-
фикации обслуживающего персонала, а также от принятого режима
прокатки (количество кантовок, устойчивость захвата металла вал-
ками и пр.).
Если имеется одноклетевой стан, реверсивный или с постоянным на-
правлением вращения валков (например, трио-Лаута), прокатка на
котором ведется в одну полосу без перекрытия, то ритм будет состоять
из чистого времени прокатки или так называемого машинного времени
и потерь на паузы с учетом начальной. В этом случае ритм прокатки
можно определить по формуле
Т~+	(Ш.2)
где Тм — машинное время одного периода, с; Тп — время пауз между
последовательными пропусками металла между валками, с; То — на-
чальная пауза или время между окончанием прокатки предыдущей по-
лосы и началом прокатки следующей, с.
При определении этого времени для клетей реверсивных станов
(блюминги, слябинги, толстолистовые и др.) возникают некоторые
трудности. Это становится понятным, если иметь в виду, что при ра-
боте реверсивной клети скорость прокатки в пределах каждого про-
хода не является постоянной величиной. К моменту подхода металла
к валкам частота вращения сравнительно невелика: понижение часто-
ты вращения часто происходит из-за потери скорости при реверсирова-
нии двигателя, а также с целью обеспечить устойчивый захват ме-
талла валками и уменьшить динамический удар при захвате.
Для снижения машинного времени установившаяся стадия процес-
са прокатки выполняется на повышенных скоростях. По мере при-
ближения к заключительной стадии частота вращения валков может
быть весьма значительной, чтобы дальше отбросить полосу от валков,
если за этим следует какая-либо дополнительная операция (например,
кантовка полосы). Или, наоборот, частоту вращения валков снижают,
чтобы избежать выброса полосы на значительное расстояние от клети
и тем самым уменьшить время для ее возвращения к валкам. Принимая
во внимание, что по ходу прокатки длина полосы возрастает, скорость
прокатки от прохода к проходу также имеет тенденцию к непрерывио-
143
му увеличению. При определении-общего машинного времени необхо-
димо учитывать эти изменения.
Определяя машинное время прокатки для реверсивной клети,
необходимо помнить, что при постоянном ускорении (а) и постоянном
замедлении (в) каждый проход металла между валками можно выпол-
нять по крайней мере по одной из пяти основных схем изменения час-
тоты вращения валков (рис. 64). При этом общее время изменения час-
тоты вращения двигателя может состоять из вполне определенных ком-
понентов: /р— время разгона двигателя до частоты вращения, отве-
чающей захвату металла валками; /0 — время ожидания полосы перед
Рис. 64. Основные схемы изменения частоты вращения валков ревер-
сивных клетей:
а — трапецеидальная с ожиданием металла перед захватом; б — трапецеидаль-
ная без ожидания металла перед захватом; в — треугольная с разгоном и замед-
лением при наличии металла в валках; г — треугольная с замедлением после
выброса металла из валков; д — треугольная с замедлением после захвата ме-
талла валками
ее задачей в валки; — время ускорения при наличии металла в вал-
ках; tn — время прокатки при постоянной скорости; t3 — время за-
медления при наличии металла в валках (до выброса металла из вал-
ков); /т — время торможения двигателя до полной его остановки после
выхода металла из валков.
Машинное время прокатки каждого прохода в клети реверсивного
стана представляет собой сумму различных периодов работы дви-
гателя:
TM = ty + tn + t3.	(Ш.З)
Отдельные периоды в полном цикле вращения валков за данный
проход, как это видно из рис. 64, в зависимости от принятого режима
прокатки могут отсутствовать. Тогда машинное время будет состоять
лишь из фактических периодов прокатки.
Анализируя работу реверсивных станов, можно обнаружить,
что полное машинное время в зависимости от скоростного режима
144
прокатки в данном проходе определяется по формуле
1 -t -4-/4-/ -И”~ПУ .	, 60Lft	п^-4
м уТпгз а ~г	~г яп п 2ап„ 2Ьп„ ’
Ж-' f •	f *	fl
(III.4)
где Му—частота вращения валков при захвате металла валками»
мин*1; пп — частота вращения валков при выбросе металла, мин*1;
Lh — длина полосы по выходе из валков, мм; Dp — рабочий диаметр
валка, мм.
Как видно из выражения (II 1.4), машинное время прокатки опре-
деляется прежде всего значениями иу, пп и п3. Однако анализ практи-
ческих данных показал, что производительность реверсивного стана
определяется не только машинным временем, но и временем пауз, меж-
ду которыми имеется тесная связь, основой чего является принятый
режим прокатки. Поэтому наивыгоднейший режим работы стана, обес-
печивающий максимальное повышение его производительности, может
быть определен при всестороннем анализе взаимосвязи основных тех-
нологических параметров прокатки и скоростных условий процесса.
Выбирая оптимальные условия прокатки, следует прежде всего
установить рациональный режим обжатий, который определяется най-
мет ь ним числом проходов, принятых исходя из условий устойчивого
захвата металла валками, прочности деталей стана и мощности при-
вода. При этом всегда следует помнить, что уменьшение числа прохо-
дов, как правило, дает гораздо больший эффект, чем рост интенсивно-
сти скоростных условий. Поэтому предварительно следует определить
рациональный режим обжатий и для него выбрать оптимальный ско-
ростной режим прокатки.
Существенная роль в снижении общего времени прокатки принад-
лежит уменьшению пауз на вспомогательные операции, которые опре-
деляются скоростью работы механизмов стана (нажимного устройства»
рольгангов и др.) и характеристикой привода валков.
При прокатке в нереверсивных клетях, частота вращения валков
которых постоянна, для каждого прохода машинное время допустимо
определять по следующей зависимости:
T^Lhtvh,	(Ш-5)
где Lh — длина полосы по выходе из валков, м; vh — скорость про-
катки, м/с.
Эта скорость принимается равной окружной скорости валков
с учетом опережения, если оно имеет заметное значение:
оЛ-(лГи/60)(1+5Л),
1 де S h — опережение.
Продолжительность машинного времени за рассматриваемый про-
ход не является полностью определяющей величиной такта прокатки.
В данном случае необходимо принимать во внимание способ прокатки
и конструкцию прокатного стана, т. е. необходимо учитывать взаим-
ное расположение рабочих клетей и количество проходов в каждой
клети, так как во многих случаях на линейных станах или в клетях,
где прокатка производится в несколько проходов, имеется возможность
145
строить работу с перекрытием цикла (понимая под циклом совокуп-
ность операций процесса от начала прокатки заготовки в первом про-
ходе до окончания ее прокатки в последнем). Это означает, что, не до-
жидаясь окончания полного цикла, можно начинать прокатку следую-
щей полосы.
Необходимо также помнить, что длительность вспомогательных
операций (подача заготовки к рабочей клети, перемещение полосы меж-
ду калибрами в одной клети или передача от одной клети стана к дру-
гой и пр.) на станах разной конструкции может существенно разли-
чаться. По этой причине часто определение такта прокатки только рас-
четным путем вызывает значительные затруднения. Заметно упро-
щается решение этой задачи с помощью графика Адамецкого или его
видоизменений. На графике Адамецкого по горизонтальной оси откла-
дывается время в секундах, по вертикальной — номер клети стана.
Продолжительность прокатки в рассматриваемом проходе на графике
отмечается горизонтальной жирной линией на оси, соответствующей
прокатной клети. Свободные участки между двумя жирными линиями
представляют собой паузы между соседними проходами. Передача
полосы из одной клети в другую изображается наклонной линией, а
ее проекция на горизонтальную ось будет соответствовать размеру па-
узы на передачу. График Адамецкого позволяет помимо определения
такта прокатки наглядно проследить за последовательностью выпол-
нения технологического процесса и видеть элементы машинного време-
ни прокатки и время вспомогательных операций с момента начала
одно) о цикла до начала последующего при нормальной работе стана.
Следовательно, появляется возможность дать полный анализ загру-
женности рабочих клетей, выявить их пропускную способность и на-
метить возможное перераспределение обжатий прокатываемой полосы
между клетями или изменение скоростных условий по клетям (если
такая возможность имеется) с целью более равномерной их загрузки в
соответствии с требованиями максимальной производительности стана.
Вполне очевидно, что для принятого режима прокатки минимальное
значение такта достигается при минимальном промежутке времени
между циклами, т. е. в условиях максимально допустимого перекры-
тия.
Одним из наиболее существенных способов уменьшения темпа
является разделение процесса прокатки по клетям, т. е. переход на
прокатку по принципу «в каждой клети один проход». На рис. 65
представлен график Адамецкого непрерывного заготовочного стана,
состоящего из двух непрерывных групп по шести клетей в каждой с
последовательным чередованием вертикальных и горизонтальных кле-
тей. Совершенно очевидно, что подобный график работы приемлем для
любого непрерывного стана (проволочного, мелкосортного, листового
и др.). При изменении числа клетей и скоростных условий прокатки
характер графика работы стана во времени аналогичен изображенно-
му на рис. 65. Отметим, однако, что если на непрерывном стане имеется
возможность последовательно стыковать (сваривать) задний конец од-
ной заготовки с передним концом следующей по выдаче их из печи, то
процесс прокатки называется бесконечным. Очевидно, для этого слу-
Г46
чая строить график Адамецкого нет необходимости: так, время Т про-
катки соответствует машинному времени любой из клетей, поскольку
пауза между прокаткой соседних полос равна нулю. Вероятно, наи-
более удобно определять такт по времени работы чистовой клети,
тем более что, зная скорость выхода металла из валков чистовой кле-
ти, всегда имеется возможность знать массу прокатного изделия.
Таким образом, рассмотрены методы определения такта Т прокатки
для различных станов, отличающихся своим назначением, расположе-
нием рабочих клетей и спо-
собом прокатки. Зная массу
G исходного продукта обра-
ботки и такт прокатки при
получении заданного изде-
лия, можно по формуле
(III.1) определить теоретиче-
скую часовую производитель-
ность А прокатного стана.
Однако этой характеристи-
кой пользуются лишь при ра-
боте обжимных станов, по-
скольку в данном случае име-
ется непосредственная связь
с цехами, изготовляющими
металл, п р оизводите л ьност ь
которых определяется массой
переданных прокатным цехам
слитков. Когда рассматрива-
ются цехи, выпускающие го-
товый прокат, то их произ-
водительность обычно опре-
деляется по выходу годных
изделий, поскольку эта ве-
личина более полно ха-
рактеризует выполнение за-
казов потребителя. Тогда
теоретическая часовая про- Рис. 65. График Адамецкого непрерывного
изводительность, определяе-	заготовочного стана
мая по формуле (III. 1), будет
меньше на соответствующий коэффициент kA выхода годных изделий,
который в первую очередь зависит от характеристики обрабатываемо-
го металла, вида получаемого изделия, требований к его качеству и
способу производства. Так, например, на блюмингах выход годных из-
делий находится в пределах =4),92...0,77, на сортовых станах
- 0,96.. .0,91. При прокатке специальных сталей выход годных изде-
лий, как правило, имеет меньшие значения.
Кроме того, определяя фактическую часовую производительность,
необходимо принимать во внимание коэффициент использования стана
/?2, который представляет собой отношение чистого времени прокатки
к фактическому времени работы стана. Коэффициент использования
147
стана учитывает скрытые мелкие простои, потерю темпа, т. е. все за-
держки процесса прокатки, которые не фиксируются как простои ста-
на. Обычно /^~ 0,95...0,85. Наиболее низкие скрытые потери времени
прокатки наблюдаются на автоматизированных непрерывных станах,
а также на некоторых обжимных станах. В данном случае коэффици-
ент использования стана k2 может приниматься равным 0,90, а в не-
которых случаях — 0,95. Для сортовых линейных станов, толстолис-
товых и универсальных одно- или двухклетевых и некоторых других
станов k2 составляет 0,85.
Коэффициент использования стана не является установившейся
величиной. Проводимая реконструкция станов, перевод на автомати-
ческое управление отдельных агрегатов и комплекса машин, улучше-
ние организации работ, введение рациональных режимов прокатки
и другое снижают скрытые потери времени работы стана, а следова-
тельно, повышают коэффициент использования стана.
Учитывая выход годных изделий и коэффициент использования
стана, практическая часовая производительность при прокатке вполне
определенного профиля может быть найдена по следующей зависи-
мости:
А = (3600/7) Gkrk^
Всякий прокатный стан, даже узкоспециализированный, произво-
дит ряд характерных для него изделий, т. е. в течение определенного
отрезка времени, например года, стан прокатывает различные профили
и стали. Поэтому его производительность не может быть подсчитана
лишь по одному профилю, хотя он может являться наиболее харак-
терным для данного стана. Для каждого прокатываемого профиля стан
имеет свою часовую производительность Лг. Наиболее правильно на-
ходить полную годовую производительность стана по средней часовой
производительности Лср и годовому фонду рабочего времени 7Ф, ко-
торый соответствует числу часов работы стана в течение года.
Средняя часовая производительность прокатного стана при дан-
ном сортаменте может быть определена как частное от деления всего
выпуска изделий за некоторый период на затраченное время:
где Сг — масса полученного проката отдельных профилей за приня-
тый отрезок времени, т; 7г — время прокатки рассматриваемого про-
филя в течение принятого периода, ч.
Если известны часовая производительность А стана при прокатке
каждого изделия и доля соответствующего профиля (gb %) в общем
выпуске изделий за принятый отрезок времени, то среднечасовая про-
изводительность (т/ч)
100
п
i = 1
100
giMi+£2/• • •~\г£п! An
148
Чтобы не определять часовую производительность каждого прока-
тываемого профиля, ибо это часто вызывает некоторые трудности, про-
изводительность стана можно найти по приведенному или условному
виду изделия, используя коэффициент трудоемкости Д\-, являющийся
отношением часовой производительности основного вида изделия (или
характерной группы изделий) к часовой производительности при про-
катке каждого профиля (или близкой по трудоемкости группы профи-
лей). Обычно за основной вид изделия принимают или наиболее про-
стой в технологическом отношении профиль, или преобладающий в
сортаменте стана. Коэффициенты трудоемкости могут быть получены
как расчетным путем, так и на основании установившихся практиче-
ских данных.
Зная коэффициент трудоемкости Ki н часовую производительность
стана при прокатке основного профиля Ао, среднюю часовую произ-
водительность можно находить по следующей зависимости:
Дср = 100А0/(2 М = 100^o/(g1K1 +&к2 +... +яЛ«)-
Средняя часовая производительность стана находится в прямой
зависимости от планируемого в данный период времени сортамента,
который может изменяться в следующем периоде в связи с утратой по-
требности в одних видах изделий и необходимости производства дру-
гих. Поэтому средняя часовая производительность прокатного стана
не является величиной строго постоянной. Она отражает не только
технические возможности прокатного стана и оптимальное решение
организационных мероприятий, но и соотношение высокопроизводи-
тельных и трудоемких изделий в плане расчетного отрезка времени.
Что касается годового эффективного фонда производственного вре-
мени Тф, то он зависит от графика работы стана и организации работы
на нем, а также от вида прокатываемых изделий — их трудоемкости.
На металлургических заводах годовой эффективный фонд производст-
венного времени для различных станов при непрерывном графике ра-
боты может принимать значения от 6800 ч (рельсобалочные, крупно-
сортные и др.) до 7700 ч (блюминги, слябинги и др.).
Таким образом, зная среднюю часовую производительность стана
Дср и фактическое время его работы в течение года, можно определить
годовую производител ьность:
д ____АТ.
^ГОД ^Ср* ф’
Заканчивая рассмотрение методов расчета производительности
прокатных станов, следует отметить, что действующие станы во многих
случаях имеют скрытые возможности увеличения выпуска прокатных
изделий. При этом необходимо еще раз обратить внимание на возмож-
ность увеличения производительности стана путем сокращения такта
прокатки, уменьшения скрытых простоев, увеличения фактического
времени его работы, массы слитков и заготовок и повышения выхода
годных изделий. Расчеты производительности стана позволяют опре-
делить его «узкие» места, а следовательно, наметить мероприятия по
их устранению.
149
Рассмотренные вопросы касаются производительности только ос-
новного оборудования прокатного цеха, т. е. производительности соб-
ственно прокатного стана. Пропускная способность нагревательных
устройств (нагревательные колодцы, печи), транспортных средств
(слитковозы, рольганги, краны, используемые при выполнении техно-
логических операций, и др.), машин для резки металла, холодильни-
ков, правильных машин и других видов вспомогательного оборудова-
ния также в той или иной мере может определять производительность
прокатного стана. Однако этот вопрос требует специального рассмот-
рения, хотя основные принципы расчета производительности основно-
го оборудования прокатного стана могут быть с успехом использованы
при определении пропускной способности вспомогательных устройств.
Глава IV
МЕХАНИЧЕСКОЕ ОБОРУДОВАНИЕ
ПРОКАТНЫХ ЦЕХОВ
§ 25. Классификация прокатных станов
Комплекс технологических машин-орудий, обеспечивающих произ-
водство изделий из черных и цветных металлов прокаткой, называется
прокатным станом.
Помимо основной операции — пластического деформирования ме-
талла в валках в целях придания необходимой формы поперечного
сечения и продольных размеров изделию — в прокатном цехе выпол-
няют разнообразные вспомогательные операции, к которым относятся
нагрев, транспортировка исходных материалов к рабочей клети, кан-
товка, уборка после прокатки, резка, охлаждение, правка, свертыва-
ние в бунты или рулоны, разнообразные способы отделки, термиче-
ская обработка и т. п. Поэтому устройства и механизмы, обеспечиваю-
щие деформирование металла в валках, называют основным
оборудованием, а машины и агрегаты, используемые для вы-
полнения всех остальных технологических операций при производ-
стве проката,— вспомогательным оборудованием.
Линия, по которой располагают основное оборудование, называет-
ся главной линией прокатного стана. Основными
элементами ее являются (рис. 66): рабочая клеть /, в которой устанав-
ливают прокатные валки, обеспечивающие деформирование металла.
В главной линии может быть несколько рабочих клетей. Размеры про-
катных валков (диаметр и длина бочки) являются определяющей ха-
рактеристикой рабочей клети; двигатель прокатного стана 8. Обычно
это один или два электродвигателя, тип и мощность которых зависят
от назначения и производительности стана. При постоянной частоте
вращения валков чаще всего используют синхронные электродвига-
тели, на станах с регулируемой скоростью прокатки — двигатели
постоянною тока с питанием от специальных преобразователей или
выпрямителей; передаточные механизмы и устройства, обеспечиваю-
150
щие передачу вращения от двигателя к рабочим валкам. К ним отно-
сятся главные и коренные муфты 4 и 7, редуктор 6, маховик 5, шесте-
ренная клеть 3, шпиндели 2. На ряде станов некоторые элементы глав-
ной линии отсутствуют. Например, при раздельном приводе каждого
валка шестеренная клеть и редуктор не нужны (блюминг, слябинг и
другие станы).
Механизмы прокатных станов, обеспечивающие деформирование
металла, а также выполнение вспомогательных операций, имеют раз-
нообразное устройство; их конструкция определяется видом прокаты-
Рис. 66. Схема расположения основных элементов главной ли-
нии прокатного стана (вид сверху)
ваемых изделий, качественными показателями, технологическим про-
цессом и требуемой производительностью. В связи с этим прокатные
станы различают по назначению и другим признакам.
Прокатные станы по назначению в соответствии с принятой общей
технологической схемой производства проката подразделяют на станы
для производства полупродукта и станы для выпуска готового про-
ката.
К станам для производства полупродукта относятся блюмин-
ги и слябинги, используемые для прокатки слитков в полу-
продукт крупного сечения. Диаметр валков как основная характери-
стика стана в данном случае равен 800... 1400 мм; заготовочные
ста н ы, используемые для получения полупродукта, но более мел-
кого сечения из блюмов, а иногда и из слитков сравнительно неболь-
шой массы (обычно не более 1500 кг). Диаметр валков этих станов при-
нимается равным 450...800 мм.
К станам для выпуска готового проката относятся: рельсо-
балочные, используемые для производства железнодорожных
рельсов, двутавровых балок, швеллеров крупных размеров и других
крупносортных профилей. Диаметры валков этих станов равны 750...
900 мм; крупносортные с диаметром валков 500...700 мм,
используемые для прокатки сортовой стали (круг, квадрат 80...200 мм,
двутавровые балки и швеллеры № 12...24 и др.); среднесорт-
ные с диаметром валков 350...500 мм, используемые для производ-
ства таких сечений проката, как круг, квадрат 40...80 мм, балки и
швеллеры до № 16 и др.; мелкосортные с диаметром валков
250...350 мм, предназначенные для прокатки круга, квадрата 8~
151
40 мм, уголка до 50x50 мм и др.; штрипсов ые с диаметром вал-
ков 300...400 мм, используемые для прокатки полос шириной от 64
до 500 мм, толщиной от 1,5 до 10 мм; проволочные с диаметром
валков 250...300 мм, прокатывающие катанку 5,5...9 мм; толсто-
листовые с длиной бочки 2000...5000 мм, предназначенные для
производства толстых листов толщиной до 60 мм; широкополос-
Рис. 67. Схема одноклетевого прокатного
стана:
/ — двигатель; 2 — шестеренная клеть; 3 —
рабочая клеть
ные непрерывные и полунепре-
рывные с длиной бочки
1700.. .2800 мм, используемые
для прокатки горячекатаных
толстых и тонких листов; тон-
колистовые горячей и хо-
лодной прокатки с длиной бочки
700...2800 мм; универсал ь-
н ы е, используемые для про-
катки универсальных полос ши-
риной от 200 до 1500 мм; трубные, используемые для производ-
ства бесшовных и сварных труб; колесо- и бандажепро-
катные, обеспечивающие получение железнодорожных колес и
бандажей.
Кроме того, существуют станы для особых видов проката, напри-
мер, шаропрокатные, для прокатки осей, периодических профилей,
зубчатых колес и пр.
Рис. 68. Схема линейного прокатного стана:
/ — двигатель; 2 — редуктор; 3 — шестеренная клеть; 4, 5,
6 — рабочие клети
Прокатные станы одного и того же назначения могут существенно
отличаться по своей конструкции, расположению рабочих клетей
и другим признакам, которые определяются необходимой произво-
дительностью, технологическим процессом. Поэтому кроме класси-
фикации прокатных станов по назначению их различают еще по
расположению рабочих клетей, а также расположению и количеству
валков в рабочей клети.
Рассмотрим классификацию прокатных станов по расположению
рабочих клетей. Простейшим типом этой классификации является
одноклетевой стан (рис. 67). Такие станы имеют широкое
распространение при производстве полупродукта (блюминги, слябин-
ги) и готового проката (станы горячей и холодной прокатки листа,
ленты и др.). Характерно, что станы с более сложным расположением
клетей в основном повторяют оборудование главной линии одноклете-
вого прокатного стана.
152
При производстве многих видов прокатных изделий по ряду при-
чин, в том числе из-за низкой производительности и невозможности
размещения необходимых калибров, прокатка в валках одной клети
становится невыполнимой. Поэтому гораздо чаще можно встретить
применение многоклетевых станов, которые строят с линейным и глав-
ным образом с последовательным расположением клетей. Наиболее
простым и дешевым является линейный стан, рабочие клети
которого расположены в одну линию (рис. 68). Обычно в одной линии
устанавливают от двух до пяти клетей. Такие станы применяют глав-
ным образом как заготовочные, крупно- и среднесортные. Их сущест-
венным недостатком является одинаковая, не меняющаяся частота
вращения валков во всех клетях, что препятствует необходимому увели-
чению скорости прокатки по мере роста длины прокатываемой полосы.
Это приводит к значительной потере температуры металла, ограничи-
вает массу заготовки и
снижает производитель-
ность ста на. Дан ные об-
стоятельства заставили
устанавливать рабочие кле-
ти не в одну, а в несколь-
ко линий с последователь-
ным возрастанием частоты
вращения валков в каждой
линии. На рис. 69 пред-
ставлена схема двухлиней-
ного стана, когда в линии
/ имеется одна клеть, а в
линии II — несколько клетей. Валки первой, или обжимной, линии
принимаются большего диаметра, а их частота вращения меньше, чем
на второй, или чистовой, линии. Это позволяет прокатку на первой
линии выполнять с большими обжатиями.
Рис. 69. Схема двухлинейного прокатного стана
Для дальнейшего повышения скорости прокатки, а следовательно
повышения производительности линейных станов, применяют еще бо-
лее высокую дифференциацию скоростей, располагая клети в три, че-
тыре, а иногда пять линий. Такого типа станы имеют постоянное на-
правление вращения валков и применяются как рельсобалочные, сор-
товые, проволочные и др.
Прокатные станы с линейным расположением клетей — многоли-
нейные — используют лишь на старых заводах и вновь практически
не устанавливают. Они не обеспечивают применения широкой механи-
зации, а следовательно, и автоматизации, имеют невысокие скорости
прокатки, низкую производительность.
Заметное увеличение производительности прокатных станов дости-
гается при последовательном расположении клетей, количество кото-
рых принимают равным требуемому числу проходов полосы между
валками. Прокатка на таких станах ведется по принципу «в каждой
клети — один проход». Наиболее совершенными станами подобного
типа являются непрерывные (рис. 70). Расстояние между
клетями таких станов принимается по возможности минимальным, а
153
длина стана в направлении прокатки — меньше длины прокатываемой
полосы. Поэтому прокатка может выполняться или во всех клетях од-
новременно, что наиболее целесообразно, или в нескольких. Важное
условие прокатки на непрерывных станах — постоянство секундного
объема металла по клетям (гео). Для этого диаметр валков, их частоту
Рис. 70. Схема непрерывного стана
вращения и вытяжку выбирают такими, чтобы во всех клетях соблю-
далось соотношение
гх(ог = г2со2 ==...= глеоп = const,	(IV. 1)
где V! п — скорость выхода металла из валков данной клети, см/с;
— площадь сечения полосы при выходе из той же клети, см2.
Рис. 71. Схема полунепрерывного прокатного стана
Станы непрерывной прокатки благодаря широкой возможности
механизации и автоматизации процесса позволяют применять более
высокие скорости прокатки, чем линейные станы, что обеспечивает их
высокую производительность. Непрерывные станы используют как
заготовочные, сортовые, полосовые, проволочные, листовые при горя-
чей и холодной прокатках, трубопрокатные и др. Привод рабочих
валков непрерывных станов может быть групповым, когда валки не
скольких клетей приводятся в движение от одного двигателя, или
индивидуальным, когда валки каждой клети имеют свой двигатель.
Хотя индивидуальные двигатели дороже, они более удобны в эксплуа-
тации, так как упрощают возможность регулирования скорости про-
154
катки в каждой клети. Недостатком непрерывных станов, даже при
наличии самостоятельного привода валков в каждой клети, является
его весьма сложная настройка. Несоблюдение постоянства секундного
объема (vco) по клетям, который зависит от очень многих параметров
Рис. 72. Схема стана с расположением клетей на параллельных линиях
процесса прокатки, приводит к появлению продольного растяжения
(или сжатия) прокатываемой полосы между клетями с нарушением ее
размеров по сечению. По этой причине для прокатки сложных профи-
лей применяют полунепрерывные станы (рис. 71), чер-
К холодильникам
Рис. 73. Схема шахматного стана
От печей
новые клети которых сохраняют непрерывное расположение. Подго-
товительные и чистовые клети, где требуется высокая стабильность
прокатки в смысле натяжения (или подпора), устанавливают в линию
и прокатку выполняют при наличии петли между клетями. На подоб-
ных полунепрерывных станах производят мелкосортную сталь и про-
волоку. При листовой прокатке, наоборот, чистовую группу клетей
выполняют непрерывной.
Кроме того, получили распространение станы с расположением
клетей на параллельных линиях — зигзагообразные с т а-
н ы (рис. 72) и разновидность — шахматные станы (рис. 73).
Прокатка на станах с зигзагообразным расположением клетей произ-
водится таким образом, что полоса поступает в последующую клеть,
155
Рис. 74. Расположение
валков в клети трио
когда она полностью вышла из валков предыдущей клети. Расстояние
между соседними клетями всегда принимается большим длины разме-
щаемой между ними полосы, а количество клетей определяется числом
проходов при обжатии заготовки сечением в готовый профиль сече-
нием соп. Чтобы не удлинять здание цеха, клети располагают в трех
параллельных ходу прокатки рядах. Переда-
чу полосы из ряда в ряд производят или по
рольгангу с косо расположенными роликами
или шлепперами. Производительность таких
станов ввиду отсутствия встречных потоков
и высокой скорости прокатки весьма значи-
тельна.
Шахматные станы в отличие от зигзагооб-
разных имеют расположение последних кле-
тей в шахматном порядке. Это обеспечивает
более компактное размещение основного обо-
рудования.
Количество прокатных валков и их вза-
имное расположение в рабочей клети у раз-
ных станов существенно различаются, причем сами оси валков могут
занимать горизонтальное» вертикальное и наклонное положения. Рас-
смотрим типы клетей прокатных станов, различающихся по распо-
ложению и количеству в них валков.
Двухвалковая клеть (клеть дуо) (см. рис. 1). Такие
клети, получившие значительное распространение, используют ревер-
сивными и нереверсивными. На реверсивных клетях
прокатывают профили крупных размеров (блюмы,
слябы, балки, рельсы и пр.). Нереверсивные применя-
ют при производстве различных заготовок, сортового
проката, листа и пр.
Трехвалковая клеть с валками, оси
которых расположены в одной вертикальной пло-
скости (клеть трио) (рис. 74). Такие клети применя-
ют при прокатке сортового металла (рис. 74, а). На
них благодаря возможности сопряженного размеще-
ния калибров на бочке располагают значительно
больше ручьев, чем на валках клетей дуо. При про-
изводстве листа применяют трехвалковые клети со
средним валком меньшего диаметра, чем нижний и
верхний,— клети трио-Лаута (рис. 74, 6). Средний
валок неприводной и вращается в результате трения
при прижатии его к верхнему или нижнему привод-
Рис. 75. Распо-
ложение валков
в клети кварто
ным валкам в процессе прокатки.
Существенным недостатком трехвалковых клетей является необхо-
димость установки дорогостоящих подъемных устройств (подъемно-
качающиеся столы и пр.). Поэтому их устанавливают в редких слу-
чаях.
Для прокатки мелкосортной стали, катанки, цветных и черных
металлов используют трехвалковые клети, оси которых расположены
156
под углом 120° друг к другу. Валки образуют круглый или другой
калибр. Все три валка приводные, так как связаны между собой ко-
ническими зубчатыми колесами.
Трехвалковые клети при прокатке труб и периодических профилей
конструктивно различаются между собой. Прокатные валки в таких
клетях имеют одинаковое направление вращения и располагаются
Рис. 76. Расположение
валков в шестивалковой
клети
Рис. 77. Расположение валков
в 12-вал ковой клети
в различных плоскостях, а их оси составляют с осью прокатываемой
полосы одинаковый, сравнительно небольшой острый угол.
Четырехвалковая клеть (клеть кварто) (рис. 75)
имеет два рабочих 2 и два опорных 1 валка, расположенных один над
Рис. 78. Расположение
валков в	20-вал ковой
клети
Рис. 79. Расположение вал-
ков в планетарной клети
другим. Прокатка выполняется между двумя рабочими приводными
валками меньшего диаметра, которые для снижения их прогиба и уве-
личения жесткости всей системы покоятся на опорных валках значи-
тельно большего диаметра. Четырехвалковые клети получили широкое
распространение при горячей и холодной прокатках толстых и тонких
листов и ленты. Обычно опорные валки таких клетей неприводные.
157
Рис. 80. Расположение валков в универ-
сальной балочной клети
Шестивалковая клеть (рис. 76) имеет два рабочих при-
водных валка 2 и четыре опорных /. Подобные клети отличаются боль-
шей сложностью и не имеют заметных преимуществ по сравнению с че-
тырехвалковыми клетями. Поэтому шестивалковые клети не получили
значительного распространения.
Многовалковые клети строят 12-валковыми (рис. 77)
и 20-валковыми (рис. 78). Такое усложнение конструкции рабочей
клети оправдывается высокой
жесткостью всей системы, а
также рядом преимуществ
применения рабочих валков
малого диаметра, обеспечи-
вающих одновременно умень-
шение удельных усилий про-
катки и размера контактной
поверхности. Это заметно
снижает полное усилие про-
катки, а следовательно, и
расход энергии на прокатку
и обеспечивает получение
весьма тонких листов и лен-
ты. Многовалковые клети
оказались выгодными при хо-
лодной прокатке широких
(200... 1000 мм) и тонких
(0,02. ..0,2 мм) листов илеи-
ты из стали, цветных металлов и сплавов. В связи с тем что диамет-
ры рабочих валков в таких многовалковых клетях незначительны
(£)р=3...5О мм), валки чаще всего являются неприводными и при-
вод их осуществляется через промежуточные опорные валки.
Планетарные клети (рис. 79) имеют два приводных опор-
ных валка 1 и две системы рабочих валков 2, подшипники которых за-
ключены в обоймы с зубчатым зацеплением, что обеспечивает движение
рабочих валков вокруг опорных. Подобные клети используют для про-
катки листа и ленты в горячем состоянии с высокими обжатиями в од-
ной клети (до 90...95%).
Помимо клетей с горизонтально расположенными валками сущест-
вуют клети с вертикальными валками, а также спаренные или универ-
сальные клети (рис. 80), когда одновременно имеются горизонтальные
1 и вертикальные 2 валки. Вертикальные валки обеспечивают обжатие
полосы 3 в поперечном направлении без ее кантовки. Клети с верти-
кальными валками значительно сложнее по своей конструкции и более
дорогостоящие, чем клети с горизонтальными валками. Поэтому их
применяют только в тех случаях, когда кантовка полосы перед пода-
чей в следующий проход или нежелательна, или затруднена, например,
из-за возможного появления трещин при скручивании, или сложности
кантовки при прокатке фасонных профилей, широких полос и пр.
Клети с вертикальными валками применяют в непрерывных заго-
товочных, непрерывных среднесортных, мелкосортных, проволочных
158
и штрипсовых станах. Универсальные клети» или клети, имеющие од-
новременно горизонтальные и вертикальные валки, применяют как
слябинги или как собственно универсальные станы, обеспечивающие
получение широких полос с прямыми кромками, или как клети для
прокатки широкополочных балок, железнодорожных рельсов в по-
следних проходах. Причем в данном случае оси горизонтальных и вер-
тикальных валков расположены
в одной плоскости и приводны-
ми являются только горизон-
тальные валки, как это видно
на рис. 80 при прокатке балок.
Клети с косо распо-
ложенными валками
(см. рис. 3). Длительное время
их применяли только при про-
изводстве труб (прошивные,
вытяжные, обкатные, расши-
рительные клети). В настоящее
время такое расположение вал-
ков широко используется также
при производстве периодических
профилей (шаров, осей и пр.).
Клети специально-
го типа (рис. 81), как, на-
пример, для прокатки цельно-
катаных колес (а), бандажей
(б), для прошивки круглой за-
готовки (в) и получения дру-
гих изделий.
Рис. 81. Расположение валков в клетях
специального назначения
§ 26. Основное оборудование
Основное оборудование прокатного стана — это устройства и ме-
ханизмы, которые непосредственно связаны с пластическим деформи-
рованием металла. К данному виду оборудования относят: рабочую
клеть с ее механизмами и деталями; электродвигатель, обеспечиваю-
щий вращение валков; механизмы и устройства для установки и урав-
новешивания валков; передаточные механизмы (редуктор, шестеренная
клеть, муфты, соединительные шпиндели) и другие устройства.
Рассмотрим конструкцию и условия службы этого оборудования.
Рабочая клеть. Всякий прокатный стан имеет одну или несколько
рабочих клетей, которые состоят из ряда деталей и механизмов, обес-
печивающих пластическое деформирование металла в прокатных вал-
ках. Рабочая клеть состоит из следующих элементов: двух станин (за
исключением многовалковых и специальных клетей), скрепленных
между собой и установленных на фундаментных плитах; валков с по-
душками и подшипниками; установочных механизмов для перемеще-
ния и фиксирования валков в вертикальной плоскости и в направлении
159
их оси; валковой арматуры (линеек, проводок, пропусков и пр.); уст-
ройств для смазки, охлаждения и нагрева валков и др.
Рабочая клеть должна быть удобной в обслуживании во время ра-
боты стана и при ремонтах; обеспечивать быструю смену валков в слу-
Рис. 82. Станины рабочих клетей
чае их износа, перехода на
другой профиль или поломки;
иметь удобные и надежные
устройства для быстрой на-
стройки валков в вертикаль-
ной плоскости и в осевом
направлении.
Станины рабочих
клетей. Усилие прокатки
на валках воспринимается
через подушки и нажимные
устройства станинами рабо-
чих клетей. Поэтому они яв-
ляются наиболее ответствен-
ными деталями. Учитывая,
что станины должны обе-
спечить требуемую точность
проката, при выборе их конструкции серьезное внимание уде-
ляется жесткости и прочности. Конструкция станин рабочих клетей
определяется условиями работы и назначением стана. Станины изго-
товляют двух типов: закрытого (рис. 82, а) и открытого (рис. 82, б).
Закрытые станины изготовляют в виде сплошной жесткой рамы. Они
лучше обеспечивают точность прокатываемого профиля. Однако заме-
на валков, выполняемая в данном случае через боковые проемы в ста-
нине, значительно сложнее, чем у станин открытого типа, которые име-
ют крышку, и замена валков выполняется без затруднений после сня-
тия этой крышки.
Станины закрытого типа применяют в листовых и полосовых ста-
нах горячей и холодной прокатки. Блюминги, слябинги, чистовые
клети сортовых и трубопрокатных станов также имеют станины за-
крытого типа. Станины открытого типа применяют в клетях сорто-
вых и рельсобалочных станов.
Обычно станины отливают из стали 30...35Л. Сечение их стоек
и поперечин чаще всего принимается двутавровым или прямоуголь-
ным.
П рокатные валки. Валки являются основным инстру-
ментом, выполняющим деформирование металла. Валок (рис. 83) со-
стоит из рабочей части, или бочки, /; двух опор, или шеек, 2 и хвосто-
виков 3, необходимых для соединения валка с муфтой или шпинделем.
Хвостовики в сечении выполняются в виде трефов, а также плоскими
или цилиндрическими со шпоночными или шлицевыми канавками.
Шейки валков обычно располагают по обе стороны бочки. Однако у
валков консольного типа, применяемых на дисковых прошивных ста-
нах и станах для прокатки круглых периодических профилей, шейки
находятся по одну сторону бочки валка.
160
У листовых станов горячей прокатки бочка валка выполняется ци-
линдрической или несколько вогнутой с учетом большего увеличения
диаметра средней части валка вследствие более интенсивного нагрева.
Это способствует выравниванию диаметра валка по длине бочки, а сле-
довательно, обеспечивает прокатку листа с большей равномерностью
толщины по ширине. Валки станов холодной прокатки, наоборот, вы-
полняют выпуклыми. Прогиб такого валка и его сплющивание обеспе-
чивают требуемый просвет между валками и получение необходимых
Рис. 83. Эскиз прокатного валка
геометрических размеров полосы по ее ширине. При прокатке сорто-
вого металла на бочке валков нарезают ручьи, которые бывают весьма
разнообразными и определяются формой и размерами получаемого на
них профиля.
В процессе прокатки валки работают в очень тяжелых условиях.
Они воспринимают высокие суммарные и местные усилия с проскаль-
зыванием металла по контактной поверхности. Кроме того, прокатка
часто ведется при резко меняющихся температурных условиях рабочих
поверхностей. Все это усугубляет условия службы валков, а их кон-
тактная поверхность изнашивается. Поэтому большое значение для
работы валков имеет не только их высокая прочность, но и способ-
ность противостоять различным видам износа. Всегда следует помнить,
что прокатные валки существенно влияют на производительность ста-
на и качество выпускаемых изделий. Их подготовке в прокатных цехах
уделяется самое серьезное внимание. Широкое распространение полу-
чили термическая обработка валков для горячей и холодной прокатки,
восстановление поверхности наплавкой и пр.
При горячей прокатке листа, а также при сортовой прокатке боль-
шое распространение получили чугунные валки с отбеленным слоем.
При отливке валков в металлический кокиль поверхностные слои,
быстрее охлаждаясь, образуют отбеленный (закаленный) слой опреде-
ленной толщины. Сердцевина валка остывает медленнее и получается
сравнительно мягкой и прочной. В данном случае наблюдается наи-
более удачное сочетание: твердая (отбеленная) поверхность обеспечи-
вает высокую износостойкость, которая выше обычных сортовых вал-
ков в 3...4 раза, а вязкая сердцевина — высокую прочность. Толщина
отбеленного слоя листовых валков составляет 15...25 мм, сортовых —
15...50 мм, но не более 0,1 диаметра валка.
Принимая во внимание, что сопротивление износу и другие показа-
1ели определяются твердостью валков, их подразделяют по этому при-
.шаку на четыре группы: мягкие валки с твердостью НВ 150...250 при-
Суворов И. К.
161
меняют в обжимных станах и черновых клетях крупносортных станов.
Мягкие валки изготовляют литьем из стали и серого чугуна, а также
ковкой из среднеуглеродистой стали; полутвердые валки с твердостью
НВ250...400 применяют в черновых клетях рельсобалочных, крупно-
сортных, среднесортных, мелкосортных и листовых станов, в чистовых
клетях крупносортных станов. В качестве материала для таких валков
принимают полузакаленный чугун, стальное литье и кованую сталь;
твердые валки с твердостью НВ400...600 (или HSh60...85) применяют
в чистовых клетях тонколистовых, толстолистовых, рельсобалочных
и других станов при прокатке сортовой стали, а также в качестве опор-
ных валков клетей кварто. Такие валки изготовляют из закаленного
чугуна, легированной стали, а также из низкоуглеродистой стали с на-
плавленной различными твердыми сплавами поверхностью; особо твер-
дые валки с твердостью НВ600...800 (HSh85...1OO) применяют исклю-
чительно в качестве рабочих валков при холодной прокатке. Такие
валки изготовляют из кованых или катаных стальных заготовок,
легированных хромом, никелем, молибденом и другими элементами с
последующей термической обработкой. Валки небольших размеров
изготовляют также металлокерамическим способом из карбидов вольф-
рама (например, сплавов В Кб, ВК8 и др.), износостойкость которых
в 30...50 раз выше, чем валков из обычной легированной стали.
Основные размеры валков — диаметр бочки и ее длину — выбира-
ют с учетом прочности на изгиб и кручение, а также допускаемого про-
гиба. Во многих случаях диаметр валка принимают из условия воз-
можности обеспечения достаточно надежного захвата металла валками,
так как приближенно соотношение между размерами валка и обжатием
определяется выражением.	|
ДА = га2,	I
где г — радиус валка, мм; а — угол захвата, рад.	I
Практикой установлены следующие оптимальные соотношения
между диаметром валка и длиной бочки L различных станов:	J
Прокатные станы	L
Обжимные.........................  .	(2,2—2,7) D
Сортовые............................(1,5...2,5)	D
Тонколистовые дуо...................(1,5...2,2)	D
Толстолистовые......................(2,2...2,8)	D
Четырехвалковые:
рабочие валки.......................(2,5.. .4,0)	D
опорные валки.....................(1,3—2,5)	D
Диаметры шеек валков сортовых станов с подшипниками скольже-
ния открытого типа принимают равными d=(0,55...0,63)0, для листе
вых станов дуо и трио d=(0,7...0,75)0, а иногда и до 0,8 0. Длина
шейки чаще всего берется равной ее диаметру* а диаметр хвостовиы
на 10...15 мм меньше диаметра шейки.	]
В процессе работы поверхность валков изнашивается. Ее восста
навливают путем переточки или перешлифовки. При этом происходи!
162	'
постепенное уменьшение диаметра валков. Максимальное уменьшение
по практическим данным достигает следующих значений:
Прокатные станы
% ОТ
начального
днаме! ра
Блюминги................... 12____16
Сортовые. ..............  .	8... 10
То лето л истовые.......... 6... 8
Тонколистовые.............. 4... 6
Холодной прокатки.......... 3.. .5
Подшипники прокатных валков. Валки прокат-
ных станов своими шейками опираются на вкладыши или подшипники
качения, устанавливаемые в подушках прокатных клетей. Очень часто
для верхнего валка помимо подушек необходимо иметь еще подвески,
которые обеспечивают удержание валка в необходимом положении
при холостом ходе, т. е. при отсутствии полосы между валками.
Ограниченность габаритов подшипников при высоких допускаемых
напряжениях в шейке валка небольшой длины вызывает очень тяжелые
условия их работы, что характеризуется высокими удельными усилия-
ми, превышающими усилия в подшипниках общего машиностроения
в 2...5 раз. Поэтому подшипники скольжения чаще всего работают с
искусственным обильным охлаждением (вода или масло), а подшипни-
ки качения применяют в большинстве случаев четырехрядные.
Подшипники скольжения открытого типа с металлическими вкла-
дышами (бронза, баббит, иногда чугун) практически используют мало
из-за повышенного коэффициента трения (для бронзовых вкладышей он
составляет f=0,06...0,1) и высокой стоимости. Их применяют лишь на
старых тонколистовых станах горячей прокатки, где температура шеек
валков в процессе работы достигает 15О...35О°С.
Подшипники с неметаллическими вкладышами из пластмасс или
древесных пластиков обеспечивают нормальную работу стана при
смазке (охлаждении) шеек водой. Подшипники открытого типа с не-
металлическими вкладышами, допуская высокие нагрузки, обладают
в сравнении с металлическими вкладышами большей износостойкостью
и меньшим коэффициентом трения (например, для текстолитовых
вкладышей при обильной смазке водой /=0,01...0,03). Такие подшип-
ники широко применяют на обжимных, заготовочных и сортовых ста-
нах. Неметаллические вкладыши изготовляют цельнопрессованными
пли наборными. Для предохранения валков от смещения в горизон-
тальной плоскости, совпадающей с направлением прокатки, в подуш-
ках предусматривают боковые вкладыши.
Основным условием нормальной эксплуатации подшипников с не-
металлическими вкладышами является интенсивное охлаждение и од-
новременно смазка шеек водой или эмульсией, когда применение одной
воды (например, морской) нежелательно из-за ее высоких коррозион-
ных свойств. Необходимость обильной смазки и охлаждения вызывает-
ся тем, что неметаллические вкладыши не могут работать при темпера-
туре выше 60...70°С, так как при температуре выше 80°С они обугли-
ваются и начинается их интенсивный износ.
163
Широкое распространение получили подшипники жидкостного
трения. Они обеспечивают точную настройку стана и относительно
низкие потери энергии, а их износ практически отсутствует — их
долговечность при правильной эксплуатации составляет 1С...20 лет,
что значительно больше роликовых подшипников. Жидкостное трение
в таких подшипниках, даже при высоких удельных усилиях в шейке
(до 25 МПа и выше), обеспечивается тщательной обработкой трущихся
деталей и высокой герметизацией. Масло в подшипник нагнетается под
давлением 1...0,2 МПа. Масляная пленка между трущимися поверх-
ностями обеспечивает очень низкий коэффициент трения, который со-
ставляет 0,001...0,005, т. е. такой же, как и у подшипников качения,
или ниже. Подшипники жидкостного трения хорошо себя зарекомен-
довали на высокоскоростных мелкосортных и проволочных станах,
а также на опорных валках станов кварто горячей и холодной про-
катки листа.
Подшипники качения применяют для рабочих и опорных валков
клетей кварто станов горячей и холодной прокатки, для валков заго-
товочных, проволочных и других станов. Наибольшее применение
имеют подшипники с коническими или сферическими роликами, так
как они хорошо самоустанавливаются и способны воспринимать боль-
шие осевые нагрузки. Основными достоинствами подшипников каче-
ния являются низкий коэффициент трения (0,002...0,005) и продолжи-
тельный срок службы, что значительно облегчает и надолго сохраняет
настройку стана. Недостатком подшипников качения являются их
значительные габариты.
Механизмы для установки валков. Процесс про-
катки протекает нормально только при строго определенном взаимном
расположении валков. В ряде случаев (на блюмингах, слябингах, одно-
или многоклетевых станах) после каждого прохода положение валков
в вертикальной плоскости требует изменения. На других станах при
изменении прокатываемого профиля требуется вновь изменять и фикси-
ровать положение валков. Если учесть, что в процессе работы наблю-
дается износ подшипников и рабочих поверхностей валков, то неиз-
бежно возникает необходимость перемещать валки в вертикальном и
осевом направлениях и удерживать их в нужном положении. Для этой
цели применяют различные механизмы.
Все механизмы для установки валков подразделяют на три основ-
ные группы: нажимные устройства для верхнего, среднего, нижнего
и вертикальных валков; уравновешивающие устройства для верхних
валков, а в клетях трио-Лаута и для среднего; устройства для осевой
установки (регулировки) валков. Нажимное и уравновешивающее уст-
ройства верхнего валка чаще всего работают одновременно, так как од-
но нажимное устройство не всегда может обеспечить необходимую ус-
тановку валка при отсутствии уравновешивающего. На разных станах
для верхнего валка применяют нажимное и уравновешивающее уст-
ройства различного типа, а также нажимное для нижнего валка, а если
рассматривать клеть трио, то и для среднего валка.	I
Обычно в горизонтальных клетях, кроме сортовых трехвалковых
клетей, зазор между валками устанавливают перемещением верхнего
164
валка. Перемещение нижнего валка в вертикальной плоскости исполь-
зуют лишь для сохранения постоянного уровня прокатки над уровнем
рольганга.
Основными деталями всякого нажимного устройства, кроме чисто
гидравлического, являются нажимной винт и гайка нажимного винта.
Однако сама конструкция нажимных устройств для различных станов
может различаться, так как она определяется такими параметрами,
как скорость, размер и число перемещений в час. Для разных станов
эти характеристики не сохраняются постоянными. Так, например,
для блюмингов скорость перемещения валка составляет 50...250 мм/с,
для слябингов — 100... 150, для толстолистовых станов — 5...25, для
тонколистовых станов горячей прокатки — 0,1...0,2 и еще ниже ско-
рость перемещения валка на станах холодной прокатки листов и лен-
ты — 0,05...0,1 мм/с.
Число перемещений в час, так же как скорость и путь перемещения
нажимных винтов, у разных станов может сильно различаться. Так,
например, на блюминге число перемещений в час может составлять
600...700 при разовом пути перемещения от 50 мм до 600...800 мм перед
и после ребрового прохода, тогда как на других станах эти показатели
гораздо меньше. Поэтому нажимные устройства изготовляют следую-
щих видов:
нажимное устройство с ручным приводом нажимного винта (поз. /,
рис. 84) используют главным образом для сортовых станов, при этом
гайка нажимного винта закрепляется неподвижно, а нажимной винт
поворачивается с помощью рычага или штурвала. Существуют и другие
типы нажимного устройства с ручным приводом, например клиновое,
применяемое для верхнего, а чаще всего — для среднего и нижнего
валков (поз. 4, рис. 84);
быстроходные нажимные устройства применяют в тех случаях,
когда требуются значительные перемещения верхнего валка; так, на-
пример, у блюмингов и слябингов перемещение верхнего валка дости-
гает 1600 мм и более. На таких станах нормальная работа может быть
обеспечена лишь быстроходным нажимным устройством. В данном слу-
чае нажимный винт вращается от электродвигателя с помощью системы
передающих механизмов. Наиболее надежную работу обеспечивают
редукторы с цилиндрическими зубчатыми колесами при наличии вер-
тикального электродвигателя;
тихоходные нажимные устройства со скоростью перемещения
верхнего валка меньше 1 мм/с находят применение на станах горячей
и холодной прокатки тонких листов и ленты, так как в данном случае
отсутствует необходимость в значительных перемещениях, но требует-
ся точная установка валков. Существенными обстоятельствами в дан-
ном случае являются инерционность привода нажимных винтов, тре-
буемое время разгона и остановки. Нажимное устройство во многих
случаях может обеспечивать уменьшение разнотолщинности листа,
если применить автоматическое регулирование межвалкового зазора
в процессе прокатки. Это достигается использованием гидравлическо-
го (без нажимных винтов и электродвигателя) и гидромеханического
нажимных механизмов с системой автоматического регулирования
165
Рис. 84. Прокатная клеть с ручным нажимным устройством для
верхнего и нижнего валков
толщины (САРТ). На рис. 85 приводится схема гидромеханического
нажимного механизма, который может быть использован на широко-
полосных станах горячей и холодной прокатки. Нажимный винт 1
с приводом через червячный редуктор обеспечивает грубую настройку
валков. Точная установка валков регулируется плунжерами гидроци-
линдров 3, которые получают сигнал от месдозы 2. Усилие прокатки
и усилие плунжеров гидроцилиндров 3 воспринимаются месдозой 2,
Рис. 85. Схема комбинированного гидромеханиче-
ского нажимного механизма прокатных клетей
широкополосных стансв горячей и холодной про-
катки
установленной под нажимные винты. Эти усилия передаются в запо-
минающее устройство 3, где сравниваются с установленным требуемым
усилием для данной толщины h, которая измеряется толщиномером 4.
Суммарное усилие под нажимными винтами, а следовательно, и меж-
валковый зазор поддерживаются с помощью гидроцилиндров, связан-
ных с масляным насосом 5. Соединенный с гидроцилиндрами напря-
мую, регулятор давления масла 6 управляется шаговым электродвига-
телем 7, который в свою очередь получает сигналы от толщиномера 4
через запоминающее (сравнивающее) устройство 3. Описанный прин-
цип и техническое исполнение регулирования толщины полосы имеет
высокую надежность при эксплуатации. Точность регулирования тол-
щины ограничивается лишь изменением упругой деформации деталей
рабочей клети, значение которой в большинстве случаев на широко-
полосных станах гораздо меньше допустимых значений толщины
листа.
Основные детали нажимного устройства — нажимный винт и гай-
ка — воспринимают усилие прокатки, приходящееся на одну шейку
палка. Поэтому выбору их размеров и материала уделяют серьезное
внимание. Обычно нажимные винты изготовляют из кованой стали
40Х, 40ХН, Ст5. Для уменьшения износа резьбу нажимных винтов
167
быстроходных нажимных механизмов подвергают термической обра-
ботке и шлифовке. Гайки нажимных винтов для уменьшения потерь
на трение изготовляют из бронз АЖ-9-4 и АЖМц10-3-1,5, для умень-
шения их износа применяют густую, а на быстроходных механизмах
жидкую смазку.
Чтобы при холостом ходе обеспечить постоянное прижатие верхней
подушки к нажимному винту и исключить зазор винта в гайке и тем
самым устранить возможный удар (снизу вверх) в момент захвата ме-
талла валками, большинство прокатных клетей имеют уравновешиваю-
щее устройство. У клетей с ручным нажимным устройством чаще всего
уравновешивание верхнего валка выполняется тягами 2 с пружинами,
опирающимися на верхнюю поперечину 3 станины (см. рис. 84). Этот
способ уравновешивания применяют в тех случаях, когда перемещение
верхнего валка составляет не более 50...60 мм (в редких случаях до
100 мм).	I
При значительных вертикальных перемещениях валков приме-
няют следующие виды уравновешивающих устройств: грузовое (блю-
минги, слябинги и другие станы), обеспечивающее высокую надеж-
ность; гидравлическое, отличающееся удобством в работе и позволяю-
щее перемещать верхний валок независимо от положения нажимных
винтов, что очень удобно при ремонтах и смене валков; в качестве
рабочей жидкости используют масляно-водяную эмульсию или вере-
тенное масло, что определяется климатическими условиями района
расположения завода; для питания системы гидравлического уравно-
вешивания требуется установка насосно-аккумуляторной станции,
грузовых или воздушных аккумуляторов; пружинное, когда пружины
опираются на подвижную траверсу, которая с помощью винта обрат-
ной нарезки перемещается со скоростью движения верхнего валка
в том же направлении. Этот тип уравновешивающего устройства име-
ет разнообразное конструктивное выполнение и устанавливается на
блюмингах, слябингах и толстолистовых станах. Однако это устрой-
ство имеет существенные недостатки, например большие потери мощ-
ности на трение в резьбе обратных винтов, быстрый износ гаек и дру-
гих деталей, что требует частых ремонтов и пр.
Изменение положения нижнего валка в вертикальной плоскости
выполняется различным образом, в частности с помощью клиньев,
устанавливаемых между нижней поперечиной и подушкой, а также
с помощью нажимного винта и гайки. Поскольку нажимный винт и
гайка полностью воспринимают реакцию в шейке валка, то между диа-
метром d шейки валка и диаметром d0 нажимного винта существует
определенная зависимость, которая для стальных валков имеет сле-
дующее выражение:	]
do = (0,55... 0,62)d.	I
При рассмотрении работы нажимного устройства остановимся на
некоторых деталях клети, работающих в непосредственном соприкос
новении с нажимными винтами и относящихся к категории предохра-
нительных деталей. На ряде станов (блюминги, слябинги, листовые
станы и др.) между нажимным винтом и подушкой устанавливать
168
предохранительный стакан из серого чугуна или клиновую коробку,
назначение которых — предупредить возможную поломку валков или
станины при перегрузках. Предохранительный стакан или болты ко-
робки выбирают такими, чтобы при опасных нагрузках они разруша-
лись в первую очередь.
На сортовых и других станах часто возникает необходимость
перемещать и фиксировать валки не только в вертикальной плоскости,
но и в направлении оси валка. Для этой цели применяют устройства
осевой установки валков.
На станах с массивными подушками и частым перемещением валка
в вертикальной плоскости, например на блюмингах, проще всего
Рис. 86. Устройство для осевой установки валков
болтом через фланец кассеты
осевую регулировку осуществлять перемещением кассеты 3 с вклады-
шами 4, что выполняется болтами 2, проходящими через фланцы вкла-
дышей (рис. 86). Сами подушки 1 в данном случае фиксируются в про-
еме станины припорными планками, прикрепляемыми болтами к ста-
нине.
На сортовых станах чаще всего регулировку валков в осевом на-
правлении производят перемещением подушки 1 путем поджатия боко-
вых болтов 3, которые проходят через станину 4 и фланцы подушек
(рис. 87) или через планки, опирающиеся одним концом в подушку
(рис. 88). Существуют и другие способы перемещения и фиксирования
валков в осевом направлении.
Валковая арматура. Для успешного ведения процесса
прокатки очень важно иметь правильные вход полосы в валки и выход
из них, что обеспечивает валковая арматура. Сюда следует отнести все
виды устройств и приспособлений, которые необходимы для направле-
ния и удержания прокатываемой полосы как при подаче к валкам,
так и при выходе ее из валков. В связи с этим арматуру прокатных ста-
нов можно подразделить на три основных вида:
вводная арматура — обеспечивает правильную подачу полосы в
валки и удерживает ее в нужном положении при прокатке. К таким
деталям и приспособлениям относят линейки, воронки, коробки, про-
пуски и пр.;
выводная арматура — обеспечивает правильный выход полосы из
валков и соответствующее направление при дальнейшем движении.
Сюда относятся линейки, которые сохраняют необходимое положение
169
полосы в горизонтальной плоскости, и проводки в вертикальной плос-
кости, предохраняющие от оковывания (окольцовывания) валков ме-
таллом ;
передаточные устройства — передают полосу от одной клети
к другой или в пределах одной клети, с кантовкой или без кантовки
полосы. К этому виду устройств относят различные трубки, приспособ-
Рис. 87. Устройство для осевой
установки валков через фланец
в подушке
Рис. 88. Устройство для осевой
установки валков с помощью
планок:
1 — подушка; 2 — болт; 3 — при-
порная планка: / — станина
ления для кантования выходящей из валков полосы (геликоидальные
проводки, кантующие ролики).
Выбор и установка арматуры существенно влияют на производи-
тельность прокатного стана, а также получение точных размеров и ка-
чественной поверхности проката. Поэтому конструированию, под-
готовке и установке арматуры в прокатных цехах уделяют серьезное
внимание.
Детали валковой арматуры в процессе работы испытывают значи-
тельные динамические воздействия со стороны полосы. Поэтому их де-
лают достаточно прочными и надежно закрепляют, однако так, чтобы
не затруднять регулировку и быструю замену в случае необходимости.
В сортовых станах арматуру устанавливают на опорные брусья, за-
крепленные в специальных пазах станины с обеих сторон валков па-
раллельно их оси.
Блюминги, слябинги и некоторые другие станы часто не имеют
специальной арматуры, так как подача металла в валки и его выход
из валков обеспечиваются рольгангами и линейками-манипулятора-
ми, а поперечные размеры полос, прокатываемых на этих станах,
практически исключают такое явление, как, например, оковывание
валков.
К валковой арматуре, устанавливаемой с передней стороны клети,
относятся, в частности, направляющие линейки, которые являются не-
170
подвижным продолжением буртов ручья. Они обеспечивают направ-
ленную подачу полосы в валки. Если нет необходимости непрерывно
удерживать полосу при ее подаче и прокатке, например в прямоуголь-
ных или ромбических калибрах, то отдельные линейки заменяют об-
щим литым столом с постоянными линейками, которые располагают
соответственно каждому калибру.
При прокатке ряда профилей, например овала в круглом калибре,
полосу с передней стороны приходится непрерывно удерживать от сва-
Рис. 89. Роликовая вводная коробка для подачи
овальной полосы в круглый калибр:
/ — валки; 2 направляющие ролики; 3 — линейка;
,	4 —’ болт крепления; 5 — брус
ливания и скручивания. Линейки при этом изготовляют с соответст-
вующей профилировкой, причем их очень тщательно устанавливают по
калибру в приемной коробке. Такие профилированные линейки назы-
вают пропусками. В данном случае наблюдаются особо тяжелые усло-
вия службы направляющей арматуры, так как пропуски при работе
соприкасаются с горячим металлом и испытывают высокие скорости
скольжения. Все это приводит к интенсивному износу рабочих поверх-
ностей пропусков, а при прокатке ряда сталей (особенно нержавеющих,
жароупорных и др ) можно наблюдать значительное наваривание (на-
липание) металла на контактную поверхность пропусков, что вызы-
вает образование на прокатываемом металле рисок, задиров и в
конечном итоге — брак.
Пропуски изготовляют из отбеленного или серого чугуна, а также
из легированной стали с термической обработкой. Их стойкость против
171
истирания и налипания металла на рабочую поверхность не может счи-
таться удовлетворительной. Успешно решается этот вопрос заменой
трения скольжения трением качения, т. е. заменой обычных пропусков
роликовыми. На рис. 89 показана конструкция вводной коробки с ро-
ликовыми пропусками при прокатке круглого профиля.
На бесперебойную работу прокатной клети большое влияние ока-
зывает выводная арматура (рис. 90, поз. 3, 5, 6). Разница в диаметрах
рабочих валков и их окружных скоростей (при равенстве частот вра-
щения) вызывает изгиб полосы при выходе из валков в сторону валка
с меньшим диаметром. Кроме того, неправильная установка валков, не-
равномерный прогрев металла перед прокаткой, неравномерное дефор-
мирование, вызываемое формой калибра или формой заготовки, непра-
вильная подача полосы в валки могут привести к появлению изгиба
Рис. 90. Вводная и выводная арматура сортового стана:
I — вводная линейка; 2 — брус передней стороны; 3 — нижняя про-
водка; 4 — нижний проводковый брус; 5 — выводная лннейка; 6 —
верхняя проводка; 7 — верхний проводковый брус; 8 •— контргруз
полосы в вертикальной или горизонтальной плоскости или закручива-
нию ее вокруг своей оси при выходе металла из валков. Чтобы предот-
вратить это, на выходе полосы из валков устанавливают выводную ар-
матуру — линейки, а также нижнюю и, где необходимо, верхнюю про-
водки, которые обеспечивают правильный выход полосы в вертикаль-
ной плоскости. Проводки предохраняют валки от оковывания прока-
тываемой полосой во время выхода переднего конца. При значитель-
ных площадях сечения полосы проводки воспринимают большие на-
грузки. Поэтому их, как правило, изготовляют коваными из стали.
Проводки, как это видно на рис. 90 (поз. 3, 6), устанавливают за-
остренным концом на валок и пяткой на проводковый брус. Носок про-
водки должен постоянно плотно прижиматься к валку, иначе выходя-
172
щая полоса будет выбивать проводку, что может привести к аварии на
стане. Нижняя проводка прижимается к валку своей массой, плотное
же прилегание верхней проводки к валку обеспечивается пружинами,
контргрузом (рис. 90, поз. 6) или другим способом.
Поперечное сечение проводки определяется формой прокатывае-
мого профиля. В некоторых случаях, например при прокатке фланце-
вых профилей (рельсы, балки, швеллеры), в калибре устанавливают
не одну проводку, а несколько (до трех), так как при этом опасность
оковывания валка особенно велика из-за заклинивающего действия
закрытой части калибра. Проводки, соответствующие фланцевым час-
тям калибра, называют перьевыми.
На непрерывных и заготовочных станах по ходу технологического
процесса прокатки, когда отсутствуют клети с вертикальными валка-
ми, требуется кантовка полос после выхода из одной клети перед по-
дачей в следующую. Эта операция на непрерывных станах выполняет-
ся автоматически кантующими проводками, которые называют гелико-
идальными. Кантующая проводка состоит из двух половин и устанав-
ливается вблизи валков со стороны выхода полосы. Так как ее внутрен-
няя поверхность имеет очертание пологой винтовой линии, то полоса,
проходя через проводку, скручивается вокруг своей оси на некоторый
угол, а к моменту подхода к валкам следующей клети закручивается
на необходимый угол кантования. Угол закручивания полосы в про-
водке фо определяется необходимым углом кантования ф, длиной про-
водки I и расстоянием между соседними клетями L:
<pG = <pl/L.	(IV.2)
Угол кантования ф чаще всего составляет 90°, но может быть равен
и 45°; угол закручивания ф0 в проводке обычно берется в пределах
14...18°.
Давление скручиваемой полосы на рабочую поверхность проводки
совместно с влиянием трения скольжения, развивающегося в данном
случае, вызывает, во-первых, интенсивный износ проводок, а следо-
вательно, потерю времени для их замены и настройки, во-вторых, сни-
жение качества поверхности проката из-за появления рисок, царапин,
вызываемых наваривающимся металлом на проводках, и, в-третьих,
повышенный расход энергии. Указанные недостатки кантующих про-
водок устраняются применением кантующих валков (роликов), трение
скольжения в которых заменено трением качения. На рис. 91 показаны
вводные 8 и выводные 13 кантующие ролики, установленные на стани-
нах клетей непрерывного стана. На бочке кантующего валка имеются
калибры с косым расположением, попадая в которые, полоса закручи-
вается в них на угол ф0, а затем по мере приближения к валкам сле-
дующей клети ее поворот на требуемый угол ф (90 или 45°) заканчи-
вается. При прохождении полосы через косо расположенные калибры
кантующих валков создаются условия, отвечающие трению качения.
При этом кантующие валки вращаются в соответствующих подшипни-
ках. Для регулировки валков в вертикальной плоскости и осевом на-
правлении предусматриваются нажимные устройства. Работа кантую-
щих валков показала их явное преимущество перед геликоидальными
173
Направление
Рис. 91, Рабочая клеть непрерывного стана с вводными и выводными кантующими валками:
/ — стаиинэ рабочей клети; 2— ручка разобщения привода нажимных винтов; 3 — маховичок привода нажнмнах
винтов; 4 — болты крепления откидных планок; 5 — верхний нажимной винт; 6 — откидная направляющая план-
ка с ребром жесткости; 7 — подшипник верхнего кантующего валка; 8 — вводные кантующие валки; 9 — распо-
рная пружина; 10 — подшипник нижнего кантующего валка; II — головка нижнего нажимного винта; 12 — на-
правляющие воронки; 13 — выводные кантующие валки; 14 — передаточный валик нажимного устройства; 15 —*
пален откидной планки
проводками, поскольку они обеспечивают простоту настройки, высо-
кую стойкость рабочей поверхности, уменьшенный расход энергии
и др.
При проектировании кантующих валковых устройств необходимо
иметь в виду, что при закручивании полосы в валках возникают зна-
чительные вертикальные и осевые усилия. В первом приближении эти
усилия при кантовании прямоугольных полос можно определять по
следующим формулам:
Р = й2/(3,6В) [(ЗВ—h) тт];	(IV.3)
Ръ = Л2/(3,6В) [(ЗВ—h) тт cos <p0J;	(IV.4)
РО-Л2/(3,6В) [(ЗВ—Л) тт sin <р0],	(IV.5)
где Р — полное усилие металла на кантующие валки; Рв — верти-
кальная составляющая полного усилия; — осевая составляющая
полного усилия; h — высота кантуемой полосы, мм; В — ширина кан-
туемой полосы, мм; ср© — угол закручивания полосы в кантующих
валках, град.
Касательное напряжение -тт в формулах (IV.3), (IV.4),
(IV.5) принимается равным 0,55Л. При этом А, равное статическому со-
противлению деформированию, допустимо определять по известной
формуле Экелунда (11.25).
Шестеренные клети и редукторы. Крутящий момент от двигате-
ля на прокатные валки у большинства прокатных станов передается
с использованием зубчатого зацепления — шестеренных клетей и ре-
дукторов.
Шестеренная клеть представляет собой устройство,
выполняющее распределение крутящего момента двигателя между
рабочими валками. Ее передаточное число равно единице (7=1). Редук-
торы используют для изменения (обычно для уменьшения) частоты
вращения при передаче движения от двигателя к валкам через шесте-
ренную клеть.
Если валки приводятся во вращение индивидуальными двигателя-
ми (блюминги, слябинги, толстолистовые станы и др.), редукторы и
шестеренные клети не применяют.
Шестеренная клеть состоит из главных шестерен 1 (рис. 92), ста-
нины 3, подшипников 2 главных шестерен (подушки, залитые бабби-
том, подшипники качения) и системы сопл и трубопроводов, обеспе-
чивающих подачу обильной смазки трущимся деталям.
Главные шестерни — зубчатый венец, шейки (цапфы) и трефы —
изготовляются как одно целое. Шестерни работают при больших на-
грузках (часто динамических) и высоких скоростях. Например, кру-
тящий момент, передаваемый главными шестернями, на блюминге не-
редко достигает 5000 Н-м, а диаметр шестерен не-всегда можно и целе-
сообразно увеличивать. Поэтому число зубьев шестерни небольшое
(2-18...29), а шаг и модуль значительны. Главные шестерни изготов-
ляют только шевронными и угол наклона спирали принимают около
30°; угол зацепления а=20°. Зубья обычно обрабатывают по 2-му или
3-му классу точности при помощи косозубых долбя ков или пальцевы-
ми фрезами, чтобы избежать необходимости иметь дорожку в середине
175
Рис. 92. Шестеренная клеть стана кварто 2500 (конструкция ЦКБММ)
для выхода червячной фрезы и тем самым увеличить полезную ширину
шестерни. Сами шестерни изготовляют из сталей 45, 40ХН, 60Х2МФ.
Для увеличения срока службы их подвергают поверхностной закалке
на твердость НВ450. . .570.
Как известно, диаметры рабочих валков в процессе работы умень-
шаются. Поэтому начальную окружность шестерен, которая сохраня-
ется неизменной, необходимо выбирать по условиям благоприятной
работы шпинделей. Для станов с постоянной установкой валков диа-
метр начальных окружностей главных шестерен
Си. о = (Сн + Сст)/2,
и для станов со значительными изменениями расстояния между вал-
ками при прокатке (блюминги, слябинги и др.)
CH_o-(DH+DCT)/2+h/(8... 10);
где DH, DCT — диаметры новых и старых прокатных валков.
Отношения ширины венца к межосевому расстоянию обычно при-
нимают равными 1,2; 1,6; 2,0; 2,4. Шейки рассчитывают на прочность,
причем максимальные напряжения возникают в шейке ведущей ше-
стерни, так как она передает суммарный крутящий момент привода.
Длина шеек /=(l,4...1,6)dm, а диаметр dm=(0,55...0,65)DHO.
Станины шестеренной клети представляют собой цельную или со-
стоящую из двух половин коробку, отлитую из модифицированного
чугуна или стали.
Шестеренная клеть передает полный крутящий момент двигателя
прокатным валкам, поэтому в ней возникают опрокидывающие мо-
менты, максимальное значение которых может достигать двойного зна-
чения крутящего момента привода: Afonp. гаах=2 Л4приВ. (например, при
поломке одного шпинделя или трефа). Поэтому крепление шестерен-
ной клети обязательно проверяется с учетом максимального опроки-
дывающего момента.
В процессе работы шестеренных клетей особое внимание уделяет-
ся достаточной непрерывной подаче смазки на зубья и шейки главных
шестерен. Для этого устанавливают циркуляционные смазочные си-
стемы, системы смазки масляным туманом и др. Хорошая смазка обес-
печивает срок службы главных шестерен до 5 лет.
Зубчатые редукторы применяют, если их установка
и затраты на эксплуатацию оправдывают разницу их стоимости и экс-
плуатационных расходов тихоходного и быстроходного двигателей.
На реверсивных тяжелых станах (блюминги, слябинги, толстолисто-
вые, рельсобалочные) редукторы не устанавливают, так как для дан-
ных условий работы применение сравнительно тихоходных реверсив-
ных двигателей экономически более оправдано, чем установка редук-
торов.
В зависимости от передаточного числа редукторы прокатных станов
бывают одно- (рис. 93, а), двух- (рис. 93,6), а иногда и трехступенчаты-
ми (рис. 93, в), причем передаточное число каждой ступени обычно не
превышает 4...6. Число зубьев на шестернях принимается небольшим
177
(s=25...4O), а модуль и шаг — значительными, слоге требуют высокие
нагрузки на шестерни в процессе их работы.
Зубчатые колеса чаще всего выполняют шевронными с углом накло-
на зубьев около 30°. Если диаметр зубчатого колеса не превышает двух
Рис. 93. Кинематические схемы редукторов
диаметров вала, то шестерню выполняют за одно целое с валом. При
большом диаметре шестерни в сравнении с диаметром вала ее изготов-
ляют отдельно и затем насаживают на вал. Зубчатые колеса изготовляют
из поковок углеродистой (на-
Рис. 94. Зубчатая муфта
пример, Стб) или легирован-
ной (например, 40Х) стали, а
зубчатые колеса большого ди-
аметра получают литьем. Ра-
бочую поверхность зубьев
упрочняют поверхностной
закалкой до твердости
НВ400...500.
Зубчатые передачи разме-
щают в герметически закры-
тых литых или сварных кор-
пусах. В качестве опор для
валов редукторов применяют
подшипники качения (кони-
ческие, сферические и др.) и
подшипники скольжения с
баббитовой заливкой. Работа
редукторов, так же как и
шестеренных клетей, может
быть успешной только при
непрерывной подаче смазки на трущиеся поверхности.	j
Соединительные устройства. Для передачи крутящегося момента
непосредственно от двигателя к рабочим валкам или через редуктор и
шестеренную клеть применяют муфты и шпиндели различней конст-
рукции. Наибольшее признание получили зубчатые муфты, обеспечи-
вающие передачу крутящего момента до 300 Н-м при некотором пере-
косе валков, а также эластичные или упругие муфты. Зубчатые муфты
178
являются весьма компактными, сравнительно просты в изготовлении,
обладают достаточно высокими компенсирующими свойствами. На
рис. 94 показана зубчатая муфта для непосредственного соединения
концов валов, которая состоит из двух втулок 1 и 2 с внешними зубь-
ями, насаженными на концы соединяемых валов, и наружного кожуха,
который представляет собой соединенные
болтами 5 две полумуфты 3 и 4 с внутрен-
ними венцами по бокам. В собранном виде
между зубьями втулок и полумуфт имеет-
ся зазор, который допускает некоторый
перекос соединяемых валов. Для сниже-
ния износа зубчатого зацепления и умень-
шения потерь на трение пространство
между втулками и муфтой заполняют гу-
стой смазкой. Назначение зубчатых муфт
определяет их некоторые конструктивные
особенности. Поэтому зубчатые муфты из-
готовляют короткими для непосредствен-
ного соединения концов валов и удлинен-
ными для соединения валов посредством
промежуточного вала, когда требуется
передача крутящего момента от двигате-
ля, например, к шестеренной клети на
Рис. 95. Общий вид пру-
жинной муфты
значительные расстояния.
Упругие муфты уменьшают действие ударных нагрузок на двига-
тель и редуктор. Наибольшее распространение получили пружинные
муфты, но ввиду значительной сложности изготовления они вытесняют-
Рис. 96. Трефовые муфты и шпиндель:
/ — треф главной шестерни; 2 — муфта; 3 — шпиндель;
4 — разлучки; 5 — треф валка
ся зубчатыми. Пружинная муфта состоит из двух зубчатых полумуфт
1 и 2, насаженных на концы соединяемых валов (рис. 95). Во впадины
между зубьями уложена зигзагообразная пружина 3, что и обеспечи-
вает ее упругость.
Валки соседних клетей линейного стана, а также главные шестерни
и рабочие валки в условиях незначительного их перемещения в вер-
тикальной плоскости соединяются между собой муфтами и шпинделя-
ми трефового типа (рис. 96). Внутреннее очертание трефовых муфт от-
вечает форме сечения хвостовиков валка, шестерни и шпинделей, при-
чем между крестовинами валка или шпинделя и муфтой предусматрн-
179
вается зазор 5...8 мм, что облегчает установку муфты и допускает воз-
можность работы шпинделя с некоторым перекосом (1...2°). Трефовые
муфты отливают из серого чугуна. Толщина стенки муфты принима-
ется с учетом выполнения ею роли предохранительной детали, т. е.
при перегрузках муфта должна ломаться раньше более ответственных
и дорогостоящих деталей рабочей клети.
Рис. 97. Общий вид универсального шпинделя с подшипниками качения
Трефовые шпиндели изготовляют из стальных поковок или из сталь-
ного литья. Чтобы муфты во время работы не смещались на шпиндель,
их закрепляют с помощью деревянных брусков (разлучек), вставлен-
ных в пазы шпинделя.	I
Рис. 98. Разрез шарнирной головки
При значительных перемещениях валков в вертикальной плоско-
сти, например на блюмингах, слябингах, трубопрокатных, толстоли-
стовых и других сталях, ось шпинделя может составлять значительный
угол с горизонтальной плоскостью. Для привода валков в данном слу-
чае используют шарнирные или так называемые универсальные шпин-
дели, основной особенностью которых является возможность переда-
чи крутящего момента прокатным валкам при перекосе шпинделя до
10... 12°. В основу конструкции универсальных шпинделей положен
принцип шарнира Гука.	I
Универсальные шпиндели находят применение на обжимных, за-
готовочных, толстолистовых, широкополосных и других станах. С уче-
том допустимого угла перекоса шпинделей и высоты перемещения
рабочего валка длина шпинделя на блюмингах и слябингах может
180
достигать 10... 12 м. А принимая во внимание значительные крутящие
моменты, которые должны передавать шпиндели (до 300 Н-м), их изго-
товляют коваными из качественной и легированной сталей (напри-
мер, сталь 40, 45, 45Х, 40ХН). Масса одного такого шпинделя может
достигать 40 т. Чтобы разгрузить подшипники рабочих валков и глав-
ных шестерен, а также уменьшить износ бронзовых вкладышей шар-
ниров, шпиндели работают с уравновешиванием грузовым, гидравли-
ческим или пружинным способом. Для уменьшения потерь на трение
в шарнирах универсальных шпинделей применяют бронзовые вкла-
дыши, весьма важным условием которых является наличие на контакт-
ных поверхностях консистентной смазки.
На рис. 97 приводится общий вид разработанного ВНИИМЕТ-
МАШем универсального шпинделя с подшипниками качения. На рис. 98
дается разрез шарнирной головки. По заводским данным, срок службы
такого шпинделя в сотни раз выше шпинделя с бронзовыми вклады-
шами.
§ 27. Вспомогательное оборудование
Помимо пластической деформации металла в прокатных цехах про-
изводят разнообразные операции, связанные с транспортировкой, рез-
кой, правкой, отделкой проката. Все эти операции выполняются со-
ответствующими механизмами и машинами, которые относятся к вспо-
могательному оборудованию. По своему типу и конструкции вспомо-
гательные машины и механизмы очень обширны и разнообразны и уста-
новка того или иного оборудования определяется главным образом
принятой технологией производства и производительностью стана.
Вспомогательные машины по своей конструкции часто сложнее ос-
новного оборудования, а их масса во многих случаях значительно пре-
вышает основное оборудование.
Транспортные устройства. В прокатных цехах при выполнении
технологического процесса металл перемещают вдоль и поперек оси
стана, поднимают и опускают, поворачивают вокруг горизонтальной
и вертикальной осей слитка или полосы и пр. Причем все эти операции
осуществляют достаточно быстро, без задержек, отвечая требуемой
производительности стана, а при горячей прокатке — также мини-
мальной потере температуры металла. Во многих случаях одновремен-
но с транспортировкой проката выполняют различные технологиче-
ские операции (регламентированный режим охлаждения, резку, прав-
ку, травление, смазку и пр.), поэтому вспомогательное оборудование
называют оборудованием поточных технологических линий прокат-
ного цеха.
Рассмотрим некоторые основные транспортные устройства. Слит-
но в о з ы и различного вида самоходные тележки по-
дают слитки и заготовки от нагревательных устройств к стану для про-
катки. На ряде станов высокой производительности (до 5...6 млн. т
в год) подачу слитков выполняют несколько слитковозов (до 4), пере-
мещающихся по замкнутому кольцевому рельсовому пути. В зависи-
мости от способа подачи слитка на рольганг слитковоз может иметь оп-
181
рокидыватель, который опускает слиток на приемные ролики. Если
приемный рольганг стана удлинен в здание нагревательных колодцев,
то обычно устанавливают стационарный опрокидыватель, который об-
легчает работу слитковоза, осуществляя подачу слитков из первых
групп колодцев клещевым краном на приемный рольганг.
Рольганги представляют собой транспортер с последова-
тельно установленными вращающимися роликами. Они служат в ос-
новном для продольного перемещения металла, но при косом располо-
жении роликов возникает возможность некоторого поперечного дви-
жения полосы. В большинстве случаев рольганги являются основным
транспортным средством прокатных цехов; их общая масса может до-
стигать 20...30% всей массы оборудования цеха.
В зависимости от назначения рольганги подразделяют на рабо-
чие, раскатные, транспортные, приемные, пакетировочные, печные
и др. Рольганги устанавливают также и на некоторых видах транспорт-
ных устройств, например на подъемных столах станов трио, на пере-
движных тележках у печей крупносортных и других станов.
Основными параметрами рольгангов являются диаметр ролика,
длина его бочки и шаг. Максимальный диаметр роликов 600 мм при-
меняется на слябингах, минимальный диаметр 150 мм встречается на
проволочных станах.
В зависимости от назначения рольганга и выполняемой на нем опе-
рации длина бочки роликов может быть больше, равной или меньше
длины бочки рабочих валков. Шаг роликов принимается из условий,
обеспечивающих нормальное движение полосы или слитка по рольган-
гу, учитывая, что прокатываемый металл должен одновременно нахо-
диться не менее чем на двух роликах, иначе движущаяся полоса будет
ударять по ним. Когда транспортируются длинные полосы, прихо-
дится ограничивать шаг роликов, чтобы избежать опасного прогиба
полосы от собственной массы.
Рольганги могут быть с групповым или индивидуальным приводом,
а также неприволными. Групповой привод применяют главным обра-
зом для рольгангов тяжелых станов (блюминги, слябинги и др.), при
этом один электродвигатель через трансмиссионный вал и конические
шестерни приводит во вращение группу роликов одной секции роль-
гангов, состоящую из 4... 10 роликов и более. Рольганги с индивидуаль-
ным приводом каждого ролика проще в изготовлении и эксплуатации;
их применяют для транспортировки полос значительной длины. Роль-
ганги с неприводными роликами часто устанавливают с небольшим ук-
лоном к горизонтали, и перемещение металла по ним происходит под
действием силы тяжести, поэтому их еще называют гравитационными.
По форме бочки, которая определяется назначением, ролики под-
разделяют на цилиндрические, ступенчатые, применяемые в качестве
станинных (первых) роликов обжимных станов; ребристые, применя-
емые в рабочих клетях толстолистовых станов и в холодильниках этих
станов. Применяют ролики и другом формы, например конические,
двухконусные и пр.	1
Так как ролики работают в различных условиях, то по своей конст-
рукции они могут существенно различаться. Например, сплошные
182	I
кованые ролики применяют в качестве первых роликов в рабочих кле-
тях тяжелых станов, где прокатывают слитки и заготовки значитель-
ной массы и имеют место ударные воздействия на ролики. В других
случаях применяют пустотелые ролики, которые изготовляют из
стального литья или труб, а также из чугунного литья.
Окружная скорость рабочих роликов обычно принимается на 10...
15% выше скорости выходящей полосы из валков, скорость транспорт-
Рис 99. Схема манипулятора блюминга с односторонним
расположением привода:
/ — левая линейка манипулятора; 2 — правая линейка, 3 — зуб-
чатая рейка; 4 — двигатель
пых роликов определяется характером выполняемой технологической
операции и требуемой при этом производительностью агрегата, участка.
Манипуляторы служат для выполнения операций, свя-
ынных с изменением положения заготовки при подаче ее в валки про-
катного стана. Манипуляторы обжимных станов выполняют в виде
Шух массивных подвижных линеек (массой 15...40 т), расположенных
г каждой стороны клети. При этом они не только обеспечивают пере-
мещение полосы в требуемом направлении, но и выполняют правку
изогнутой полосы.
183
По конструкции манипуляторы обжимных станов могут быть:
1) с расположением привода (двигателя, редуктора, штанг с зубчаты-
ми рейками, которые обеспечивают перемещение линеек манипулятора)
Рис. 100. Крюковый кантователь:
/ — крюк кантователя; 2— ролик рольганга; 3 — кантуе-
мая полоса; 4 — звено; 5 — линейка манипулятора; 6 —
вал; 7 — рычаг
по обе стороны рольганга; эта конструкция проще, но манипуляторы
занимают значительную площадь у стана; 2) с односторонним распо-
ложением двигателей (рис. 99); такое расположение привода линеек
Рис. 101. Схема роликового манипуля-
тора :
1 — ролик манипулятора; 2 — прокатываемая
полоса; 3 — рейка перемещения; 4 — гидравли-
ческий цилиндр
манипулятора получило боль-
шее распространение.
Кантователи
служат

для поворота полосы вокруг го-
ризонтальной оси.
Для поворота полосы вокруг
своей оси на линейках манипуля-
торов обжимных станов с пе-
редней, а иногда и задней сто-
роны устанавливают кантовате-
ли крюкового типа (рис. 100).
Операция кантования выполня-
ется подъемом одной стороны
полосы крюками, которые в ко-
личестве 3...4 шт. располагают
на одной из линеек манипуля-
тора.
При прокатке сортовой стали
необходимость иметь манипу-
ляторы возникает чаще всего
на станах трио, при этом их
устанавливают на подъемных
столах. По своей конструк-
ции они заметно отличаются oi
манипуляторов обжимных станов дуо. Наибольшее распространение на
станах трио имеют роликовые манипуляторы с гидравлическим приво-
дом, обеспечивающие также возможность кантования полос (рис. 101).
184

Рис. 102. Схема кантователя сортового стана:
кантуемая полоса; 2 — проводка; 3 — поворотный барабан (втулка); 4 — крнвошнпно-ползунная передача; 5
редуктор; 6 — мотор; 7 — рама; 5 — штурвал перемещения
Их устанавливают под рольгангом. При выполнении необходимых опе-
раций манипуляторы поднимаются над уровнем рольганга.
Для кантования полос на сортовых станах разработаны разнообраз-
ные конструкции кантователей. Так, на станах с последовательным и
шахматным расположением клетей используют кантующие втулки
(рис. 102), в обжимных клетях трио устанавливают пластинчатые кан-
тователи. При отделке и сортировке готового сортового и листового
проката, при выполнении технологических операций и для визуаль-
ного осмотра качества металла возникает необходимость поворачивать
Рис. 103. Схема подъемно-качающихся столов клети трио:
/ — стол с рольгангом; 2 — шарнирная опора: 3 — вертикальная тяга;
4 — кривошипно-ползунная передача; 5 — редуктор; 6 — контргруз;
7 — кривошип; S — тяга механизма гвязи
прокат, что осуществляется кантователями, конструкция которых оп-
ределяется их назначением — кантователи сортового проката на ин-
спекционном рольганге, кантователь рельсов при правке их на прессе,
рычажные кантователи толстых листов на инспекционных стеллажах,
кантователи горячих и холодных рулонов и др.
Подъемно-качающиеся столы (рис. 103) на станах трио (рельсоба-
лочные, обжимные клети крупно- и среднесортные станы, листовые
трио-Лаута и др.) поднимают заготовку для подачи ее между верхним
и средним валками. Подъем и опускание стола выполняют системой
рычагов и тяг при повороте кривошипного вала редуктора. Контр-
грузы, установленные на отдельном рычаге, уравновешивают массу
стола и уменьшают требуемую мощность двигателя при его подъеме
и опускании. Как правило, подъемные столы имеют рольганги с
групповым приводом. Если подъемные столы расположены с обеих
сторон рабочей клети, то они имеют механическую связь (блокировку)
для синхронизации работы.
Помимо рассмотренных транспортных устройств в прокатных цехах
применяют мостовые и другие краны, используемые в самых различ-
ных целях (технологическое назначение, ремонт оборудования и пр.);
поворотные механизмы для разворота слитка или полосы относительно
вертикальной оси на угол 180°; толкатели и выталкиватели, шлепперы
для перемещения полос параллельно их оси; холодильники, использу-
емые для последовательного перемещения металла в сторону склада
186
Рис. 104. Схема располо-
жения ножей в ножницах
различного типа
по мере его охлаждения, упоры различной конструкции, магнитные
манипуляторы, укладыватели и пр.
Машины для резки металла» По окончании прокатки, а иногда на
промежуточной стадии обработки полосы разрезают на части опреде-
ленной длины, удаляют передний и задний концы, производят продоль-
ную и поперечную разрезку листа, отрезку боковых кромок и пр. Для
этих целей используют ножницы и пилы различной конструкции.
При разрезке ножницами концы полосы всегда получаются не-
сколько смятыми, поэтому хотя ножницы более производительны и
проще в эксплуатации, их используют не всегда. Когда смятие концов
не допускается (например, у таких профилей,
как балки, рельсы, уголки, швеллеры и др.), с)
разрезку производят пилами.
Конструкция ножниц и принцип работы
зависят от их назначения. Основными пара-
метрами являются максимальное усилие ре-
зания, ход ножей, их длина и число ходов в
минуту.
Ножницы с параллельными
ножами (рис. 104, а) используют обычно
для разрезания в горячем состоянии блюмов,
слябов, заготовок, а также мелких профилей
в холодном состоянии.
В качестве материала для ножей, которые
изготовляют в виде симметричного прямо-
угольника, чтобы использовать для реза-
ния все четыре угла, применяют сталь
6ХНМ и Стб с последующей наплавкой ре-
жущих кромок твердым сплавом (типа «сор-
майт»).
Эти ножницы с усилием резания до 2000 Н изготовляют двух типов:
1) с верхним разрезом, когда нижний нож неподвижен, а операция раз-
резки выполняется перемещением только верхнего ножа. При разрез-
ке по этой схеме на концах полос образуются заусенцы, что мешает
дальнейшему передвижению полосы по рольгангу. Кроме того, за нож-
ницами необходимо установить качающийся стол, иначе процесс реза-
ния невыполним, что усложняет всю конструкцию; 2) с нижним разре-
зом, когда нижний нож поднимается и при своем перемещении разре-
зает полосу. При этом верхний нож тоже имеет некоторое перемещение
в вертикальной плоскости.
Ножницы с наклонными ножами (рис. 104, б) име-
ют один нож, расположенный в горизонтальной плоскости, а другой —
под некоторым углом (обычно 2...6°, но не более 12°) к горизонту, что
уменьшает площадь сдвига, а следовательно, и усилие резания. В за-
висимости от направления перемещения режущего ножа ножницы
различают:!) с верхним разрезом, которые используют главным обра-
зом как отдельно стоящие в прокатном цехе. Нижний нож устанавлива-
ется горизонтально; 2) с нижним разрезом. Подобные ножницы обычно
устанавливают в поточных технологических линиях на рольгангах и
187
на них выполняют только поперечную разрезку металла. Нижний нож
лучше устанавливать наклонно, что обеспечивает прижатие полосы
к верхнему горизонтальному ножу и получение более правильного раз-
реза; 3) с движением ножей в горизонтальной плоскости.
Рис. 105. Планетарные летучие ножницы:
/, 2 — подушки; 3 — стяжные траверсы; 4 — крышка; 5 — верх-
ний барабан; 6 — ножи: 7 — нижний барабан; 8 — подшипник
механизма пропуска реза; 9 — вал шатунно-кривошипного меха-
низма пропуска реза; 10 — станина
Для разрезания заготовок крупных сечений, а также листов на
поточных линиях чаще всего применяют ножницы с нижним подвиж-
ным ножом, с усилием резания до 2000 Н. Для разрезания широких
листов и отрезания кромок у отдельных листов (не в потоке) исполь-
зуют ножницы с подвижным верхним ножом. В качестве материала
ножей применяют стали 9Х, 5Х2ВС, 55ХНВ, 55ХН2Ф с последующей
термической обработкой до твердости HRC55.
188
Дисковые ножницы (рис. 104, в) применяют главным об-
разом для продольной разрезки листа и ленты. Ножницы такой конст-
рукции используют- также для удаления (зачистки) кромки листов.
Диаметр ножей берут в пределах D=(40..,125) й, из расчета допусти-
мого угла захвата (в данном случае а=10...15°); зазор между ножами
принимают А—(0,05...0,08)Л, а при резании полосы толщиной менее
0,2 мм А=0; толщина ножей 6=(0,6...0,1) D. Ножи строго цилиндри-
ческой формы изготовляют из стали 5ХВС с термической обработкой до
4
'6
Рис. 106. Маятниковые летучие ножницы:
/ — нижний нож; 2 — верхний нож; 3 — шатун верхнего суппорта;
4 — эксцентрики; 5 — шатун иижнего суппорта; 6 — амортизатор
твердости HRC60. Верхний нож дисковых ножниц устанавливают с не-
которым смещением вперед или принимают несколько меньшего ди-
аметра, чем нижний, что обеспечивает выход листа из ножниц в про-
цессе резания без изгиба в горизонтальной плоскости. При отрезке
кромок листа за дисковыми ножницами устанавливают кромкокро-
шители, представляющие собой один из видов летучих ножниц.
Летучие ножницы производят разрезку полос на ходу —
зачистку переднего конца полосы перед подачей в валки, разрезку по-
лос после выхода из чистовой клети непрерывных станов и др. Летучие
ножницы отличаются назначением, конструкцией и характером дви-
жения ножей. Так, для разрезки заготовок сечением 120 X120 мм при-
меняют планетарные ножницы (рис. 105) с усилием резания до 150 Н
и скоростью хода полосы до 7 м/с. Для более крупных сечений ис-
пользуют маятниковые ножницы (рис. 106).
Для разрезания мелкосортного проката при скорости хода полосы
до 15м/с и более применяют барабанные летучие ножницы (рис. 107).
Горячекатаные листы на ходу разрезают ножницами различного
типа. На рис. 108 показаны рычажно-кривошипные летучие ножницы,
189
применяемые при сравнительно невысоких скоростях движения листов
(до 2 м/с). Пилы выполняют разрезку фасонных профилей и труб.
На дисках пил, используемых при горячей разрезке металла, наре-
зают зубья, которые, соприкасаясь с разрезаемой полосой своей ре-
жущей кромкой, отделяют стружку. Диаметр дисков пил горячей
разрезки принимают до 2000 мм при толщине 6... 10 мм. Окружная ско-
рость диска составляет 100... 120 м/с. Поэтому помимо напряжений,
возникающих в диске в результате усилия резания, появляются высо-
кие напряжения от действия центробежных сил. Диски можно изго-
товлять из обычной низкоуглеродистой стали, но с обязательной пос-
Рис. 107. Барабанные летучие ножницы с эксцентриковым механизмом пропу-
ска реза (конструкция И. С. Победи на):
1 — приводная шестерня; 2 — ведущая втулка (водило); 3 — серьга; 4 — барабан; 6 —
шестерня; 6 — эксцентриковый вал; 7 — ножи; 8, 9 — роликовые подшипники; 10 —
сельсин
ледующей термической обработкой электроконтактным способом уголь-
ным электродом, обеспечивающим науглероживание режущей кромки
зуба. Изготовляют диски и из легированных сталей, например из стали
65Г, никелевых сталей (с l,5...2%Ni) и др.
Для резки горячего металла наибольшее распространение получили
салазковые пилы. Однако в прокатных цехах можно встретить маят-
никовые и рычажные пилы, а также ударные и роторные пилы. Пос-
ледние используют главным образом для разрезки заготовок крупных
сечений в горячем виде (квадрат 200 x 200...300 x 300 мм, круг 200...
350 мм) из углеродистых и легированных сталей.
Машины для правки проката. Прокатные изделия часто требуют
правки. Иногда эту операцию выполняют в горячем состоянии, как,
например, при производстве толстых листов, но обычно прокат правят
в холодном состоянии, так как последующее охлаждение после горячей
правки может вызывать дополнительные изменения его формы.
Сам процесс правки заключается в однократном, а чаще многократ-
ном пластическом изгибе искривленных участков полосы, каждый раз
190
б обратном направлении. Правку можно выполнять также растяжением
полосы, если при этом напряжении растяжения превышают предел
текучести материала.
Для правки металла используют машины различного типа.
Правильные кривошипные пресс ы—вертикаль-
ные или горизонтальные, как правило кривошипно-шатунные, приме-
няют главным образом
для доправки при про-
изводстве крупных ба-
лок, рельсов, толсто-
стенных труб и прочего
в плоскости наибольшей
жесткости их попереч-
ного сечения.
Роликоправйль-
ные машины с па-
раллельно рас-
положенными ро-
ликами получили
наибольшее распростра-
нение для правки ли-
стового и сортового
проката. Процесс прав-
ки заключается в про-
хождении полосы меж-
ду двумя рядами пос-
следовательно располо-
женных приводных ро-
ликов, которые устанав-
ливают в шахматном
порядке таким' образом,
что при движении по-
лосы между ними ее
искривление уменьша-
ется, а у последних
Рис. 108. Летучие рычажно-кривошипные нож-
ницы:
/ — боковые шестерни; 2 — боковые втулки; 3 — суп-
порт; 4 — ось: 5 — ведущие боковые шестерни; 6 — вал;
7 — ножи
роликов кривизна, коро-
боватость, волнистость
полностью устраняются
(рис. 109). Основ ыы-
ми параметрами ролико-
правильных машин явля-
ются шаг, диаметр и количество роликов. У лмстоправ ильных машин
диаметр роликов принимают от 25 до 370 мм, а шаг /==1,1 D. Число
роликов при правке тонких листов может составлять 19...23, при прав-
ке толстых — 7... 11. Чтобы уменьшить прогиб правильных роликов
в листоправ ильных машинах, их обычно подпирают опорными. Ско-
рость правки тонких листов принимается 0,5...6 м/с; толстых листов
при холодной правке — 0,5...0,1 м/с, при горячей—1,0...0,3 м/с.
Роликовые сортоправ ильные машины выполняют двух типов: от-
191
Рис. 109. Схема правки полосы на
роликоправйльной машине
крытые с консольным расположением роликов; с закрытым расположе-
нием роликов.
Консольные правильные машины более удобны в эксплуатации,
их используют для правки крупно-, средне- и мелкосортных профилей.
Шаг роликов сортоправйльных машин /=(5...20)й, диаметр D=(0,7...
0,95)/, число роликов при правке крупных и средних профилей при-
нимают 7...9, мелких профилей —
11... 13 роликов. Скорость правки
составляет 0,5...3,0 м/с.
Недостатком описанных ролико-
правйльных машин является прав-
ка профиля только в одной плоско-
сти. Ряд профилей (рельсы, балки и
др.) после правильной машины тре-
буют доправки в другой плоскости,
спу операцию выполняют на прессах, что снижает производительность
на отделке металла. Поэтому были созданы правильные роликовые
машины из двух секций с горизонтальными и вертикальными ролика-
ми, расположенными в шахматном порядке. Подобные машины имеют
высокую производительность
при правке полосы во взаимно
перпендикулярных плоскостях.
Правильные маши-
ны с косо располо-
женными роликами
Рис. НО. Схема правки полосы в косо
расположенных роликах
используют для правки труб и
круглых прутков. Ролики в та-
кой машине выполняют по форме
однополого гиперболоида и
располагают под некоторым углом друг к другу (рис. ПО). Выправля-
емый металл в такой машине кроме поступательного движения совер-
шает еще и вращательное, что вызывает многократные перегибы поло-
сы роликами и обеспечивает осесимметричную правку.
Растяжные правильные машины применяют преимущественно для
правки тонких листов, трудно поддающихся правке на обычных роли-
коправйльных машинах. При правке данным способом в листе необ-
ходимо создать напряжение не ниже предела текучести. Для этих целей
применяют растяжные гидравлические машины с механическим или
гидравлическим зажимом концов листа. Правка растяжением позво-
ляет устранить коробоватость листов без следов царапин на поверх-
ности, что трудно выполнимо при правке на роликоправйльных ма-
шинах.
Машины для сматывания проката. Мелкосортные профили, про-
волоку, лист, ленту и прочее более удобно хранить на складе, подвер-
гать дальнейшей обработке и доставлять потребителю в бунтах и ру-
лонах. В бунты сматывают катанку, круглый профиль диаметром 10...
25 мм, полосы толщиной 15 мм и более, в рулоны сматывают горяче-и
холоднокатаные листы, штрипсы, ленту.
Сматывание прокатываемого металла производится моталками,
192
конструкция которых определяется требуемым назначением и произ-
водительностью.
Роликовые барабанные моталки широкополосных станов (рис. 111)
обеспечивают сматывание рулона массой до 30...50 т при скорости про-
катки до 25...25 м/с. Передний конец прокатываемой полосы подаю-
Рис. НЕ Роликовая моталка непрерывного тонколистового стана 1700 (кон-
струкция НКМЗ)
щими роликами 1 направляется к вращающемуся барабану 3, где при-
жимается к нему ограничительными приводными роликами 2, которые
по мере увеличения диметра рулона автоматически расходятся. Для
предохранения образования телескопичности витков рулона на роль-
1анге перед моталкой устанавливают приводные направляющие ли-
нейки, которые центрируют полосу относительно тянущих роликов
при сматывании в рулон. По окончании сматывания полосы рулон
снимают в осевом направлении, кантуют из горизонтального положе-
ния в вертикальное и устанавливают на транспортер.
f Суворов И. К.
193
Моталки барабанного типа используют для сматывания в рулоны
полос и ленты при холодной прокатке. При этом моталка обеспечивает
натяжение полосы, что необходимо для устойчивого процесса прокат-
ки, правильного входа и выхода полосы из валков, получения плот-
ного бунта. Такие моталки работают при скорости прокатки до 40 м/с,
создавая значительное натяжение. Весьма ответственной деталью мо-
талки является барабан. На рис. 112 показан разрез барабана такого
Смазка
Рис. 112. Разрез по барабану моталки ста-
на холодной прокатки 500/1500X 2500 (кон-
струкция ВНИИМЕТМАШа):
/ — козырек; 2, 3 — зажимные губки; 4 — верх-
ний к л ии; 5, 7 — сегменты; 6 — нижний клин;
8 — шток; 9 — барабан
типа моталки (конструкция
ВНИИМЕТМАШа) для че-
тырехклетевого стана холод-
ной прокатки 2500. Привод
барабана осуществляется не-
посредственно от электродви-
гателя без применения ре-
дуктора.	|
Для сматывания катанки
и мелкосортного проката при-
меняют моталки с неподвиж-
ным и вращающимся бунтом.
Первый тип моталок называ-
ют еще моталками с осевой
подачей металла, второй
тип — моталками с танген-
циальной подачей.	I
Моталки первого типа име-
ют неподвижный барабан, по-
дача металла на который
выполняется по осевому от-
верстию вертикального ва-
ла 1 (рис. 113). Полоса
попадает в спиральную
трубку 2, расположенную
на внешней поверхности конуса, вращающегося вместе с пусто-
телым валом. По мере выхода из спиральной трубки полоса ложится
витками между барабаном 3 и кожухом 4 на створки 5, которые по окон-
чании сматывания откидываются, а бунт падает на движущийся транс •
портер. .При сматывании на таких моталках полосы скручиваются
вокруг своей оси на 360° на длине витка (лЕ>) за каждый оборот вала
Поэтому хотя моталки с осевой подачей металла надежны в работе и
позволяют применять практически любые скорости сматывания (до
40...50 м/с), их используют лишь для сматывания круглых сечений,
когда скручивание не имеет особого значения, так как профиль круга
не меняется, а касательные напряжения незначительны.	I
У проволочных станов обычно устанавливают несколько моталок,
иногда до семи.	j
- Моталки с вращающимся бунтом или с тангенциальной подачей
металла (рис. 114) имеют вращающийся вместе с крюками барабан /.
Полоса поступает по трубке 4* расположенной по касательной к коль
цевому пространству между кожухом 2 и барабаном /. По окончании
194
сматывания крюки откидываются вниз, при этом кожух садится на
неподвижное конусное гнездо 3, а бунт падает вниз и направляется на
крюковый транспортер.
Достоинством моталок с вращающимся барабаном является сматы-
вание Полосы в бунт без ее скручивания. Это придает универсальность
моталке, так как ее можно использовать для сматывания полос разно-
образного сечения. Недостатком таких моталок является ограничен-
Рис. 113. Схема проволочной
моталки с осевой подачей (бунт
неподвижный)
Рис. 114. Схема мелкосортно-
проволочной моталки с танген-
циальной . подачей полосы (бунт
вращающийся)
пая возможность их применения — лишь при скорости прокатки до
10 м/с.
При рулонном способе производства листового проката возникает
необходимость разматывания рулонов (при травлении, резании на
мерные длины и пр.). Для этой цели используют машины-разматыва-
тели различных типов. Для свертывания в рулоны травленой горяче-
катаной полосы применяются свертывающие машины, а для отгиба
концов полосы на рулоне при подаче полосы в валки для дальнейшей
прокатки используются отгибатели концов полосы.
Помимо рассмотренных машин и вспомогательного оборудования
в прокатных цехах применяют и другие, весьма разнообразного наз-
начения, к которым относятся: рельсогибочные машины, используемые
для загибки разрезанных на мерные длины рельсов в сторону, обрат-
ную кривизне, образующейся при их охлаждении; машины для клей-
мения и маркировки проката; травильные агрегаты; машины для ук-
ладки и обвязки сортового проката и бунтов проволоки; машины для
195
зачистки, укладки и упаковки листового проката; машины для об-
вязки рулонов и пачек листов; устройства для покрытия оловом, цин-
ком, лаком и другими защитными средствами против коррозии; сва- -
речные машины, используемые для сваривания концов листов и ленты 1
при рулонной прокатке, а также для сваривания встык заготовок по
выдаче их из печи при бесконечной прокатке.	1
Глава V	|
КАЛИБРОВКА ПРОКАТНЫХ	I
ВАЛКОВ	I
§ 28.	Общие положения	I
Задачи калибровки. Сортовой и листовой прокат получают за не-
сколько последовательных проходов полосы между валками, число
которых зависит от соотношения размеров и формы начального и ко- '
вечного сечений проката, а также возможностей стана. В каждом про-» I
ходе сечение полосы изменяется с постепенным приближением к гото-1
вому профилю. Листы, штрипсы, ленту прокатывают на гладких вал-
ках с незначительной выпуклостью или вогнутостью. Обжатие в каж-
дом проходе достигается уменьшением расстояния между валками. 1
Прокатку сортового металла осуществляют в калиброванных вал-
ках, т. е. валках, имеющих специальные вырезы, соответствующие тре-
буемой конфигурации сечения полосы в данном проходе. Кольцевой
вырез или выступ в одном валке называют ручьем, а просвет между I
ручьями, расположенными один над другим в совместно работающих
валках с учетом рабочего зазора между ними, называют калибром. 
При прокатке металл получает значительную вытяжку. Так, на-
пример, при получении катанки диаметром 6 мм из слитка массой 7 т
суммарная вытяжка составляет приблизительно 19000. При прокатке
сложных профилей, например швеллера, балки и др., суммарная вы-
тяжка может быть гораздо меньше, однако в данном случае обрабаты-
ваемая полоса претерпевает существенные формоизменения. Поэтому
определение режима обжатий и конструирование калибров представля-
ет собой во многих случаях сложную задачу, которая решается с ис
пользованием законов пластического деформирования металлов и nw
ории прокатки.	
Получение необходимого профиля проката требует выбора соог-
ветствующей данному изделию схемы калибровки, т. е. выбора пос»
ледовательного ряда сечений полосы от исходного до готового размера,
отвечающих получению качественного изделия. Теория и практик*
процесса прокатки выработали определенные правила расчета и разме •
щения калибров в валках, обеспечивающие наиболее оптимальные-усл<>
вия эксплуатации валков и максимальную производительность стан*
Эти правила и выбор схемы калибровки представляют собой предме>
калибровки прокатных валков. При расчете калибров прокатных вал
ков вытяжку по проходам приходится принимать одновременно с огре
№6
делением последовательных форм и размеров калибров, обеспечиваю-
щих получение качественного проката и точных размеров профиля.
При этом следует учитывать возможность создания условий, которые
обеспечивали бы максимальную производительность стана, минималь-
ный расход энергии на прокатку и минимальный расход инструмента.
Очень важным элементом калибровки валков является рациональное
размещение калибров на валках, позволяющее прокатывать сортамент
данного стана при минимальных затратах времени на перевалку вал-
ков и смену калибров, а также использовать калибры черновых и
подготовительных клетей не для одного профиля, а для группы про-
катываемых изделий, как это видно на рис. 115, а, где приводится прин-
ципиальная схема калибровки среднесортного стана 500 с расположе-
нием рабочих клетей на параллельных линиях рис. 115, б, когда из
одной исходной заготовки в черновых клетях выполняется прокатка
широкого сортамента.
Наиболее оптимальное решение всех вопросов при получении дан-
ного вида готового проката (необходимый размер профиля, механиче-
ские свойства, состояние поверхности и пр.) может быть осуществлено
лишь при всестороннем учете особенностей данного прокатного стана.
Вместе с тем множество факторов, которые следует принимать во вни-
мание при калибровке валков, и отсутствие установленных точных за-
висимостей позволяют решать эту инженерную задачу лишь методом
повторных приближений.
Классификация калибров. Калибры, применяемые при прокатке,
подразделяются на следующие основные группы в зависимости от их
назначения: обжимные, или вытяжные, использующиеся для умень-
шения площади поперечного сечения слитка или заготовки. Вытяж-
ными калибрами являются ящичные (рис. 116, а), квадратные, ромби-
ческие, овальные. Определенное сочетание указанных калибров об-
разует систему калибров, например ромб —ромб (рис. 116, б), ромб —
квадрат (рис. 116, в), квадрат — овал (рис. 116, г) и др.; черновые, или
подготовительные, калибры, в которых наряду с дальнейшим умень-
шением сечения полосы производится обработка профиля с постепен-
ным приближением его размеров и формы к конечному сечению; пре-
дотделочные, или предчистовые, калибры, предшествующие чистовым;
отделочные, или чистовые, калибры, придающие профилю окончатель-
ную форму сечения. Размеры этих калибров почти совпадают с попе-
речными размерами готового профиля, причем разница в 1,2...1,5%
в большую сторону дается на усадку при охлаждении.
Калибры можно также классифицировать по наличию осей сим-
метрии: калибры с вертикальной и горизонтальной осями симметрии
(квадрат, круг, ромб, прямоугольник и др.); калибры с одной осью
симметрии (швеллер, рельсы, угольник равнобокий и др.) и калибры,
не имеющие осей симметрии (автообод, лемех, тракторный башмак
и др.).
По способу вреза в валки калибры делят на открытые, когда линия
разъема валков попадает в пределы калибра (эти калибры обычно от-
носятся к категории с полной симметрией), а также закрытые, у кото-
рых линия разъема находится вне пределов калибра. Такие калибры
197
С)
1кп —
Рис. 115. Схема калибровки валков стана 500 (а) и схема стана (б)
имеют одну вертикальную ось симметрии (например, при прокатке
швеллера, двутавровой балки и др.).
Элементы калибра. Нейтральная линия представляет собой вообра-
жаемую горизонтальную ось калибра, относительно которой моменты
сил, приложенные к деформируемому телу со стороны обоих валков,
Рис. 116. Схема вытяжных калибров

одинаковы. Правильное определение нейтральной линии калибра и ее
совмещение со средней линией валков, т. е. совмещение с линией, ко-
торая делит пополам расстояние между осями двух валков, имеют важ-
ное значение, ибо это определяет направление выходящей из валков
полосы, а следовательно, и условия службы выводной арматуры и ряда
механизмов стана. В большинстве случаев нейтральная линия про-
ходит через центр тяжести сечения полосы и у симметричных калибров
совпадает с их горизонтальной осью симметрии.
Зазор между валками. Высота калибра складывается из глубины
врезов в верхнем и нижнем валках и зазора s между ними по буртам
(рис. 116). В процессе прокатки давление металла стремится раздви-
нуть валки, при этом зазор s увеличивается, что называется отдачей
или пружиной валков. Значение этой отдачи складывается из упругой
199
деформации деталей рабочей клети: прогиба и сплющивания валков,
сжатия подушек, вкладышей, предохранительных стаканов, нажим-
ных винтов и гаек, изгиба и растяжения станин.
Так как чертеж калибра отображает его форму и размеры в момент
прохождения полосы, то зазор между валками по буртам при их уста-
новке в клети принимается меньше зазора, указанного на чертеже,
на значение отдачи. Вместе с тем необходимо учитывать, что при работе
расстояние между валками по ряду причин (изменение жесткости об-
рабатываемого металла, износ валков и пр.) приходится менять с целью
настройки стана. Все это можно осуществлять, если предусмотреть за-
зор между валками. Следует также помнить, что чем больше зазор, тем
меньше глубина вреза ручья в валки, а следовательно, выше их проч-
ность и возможность выполнения
7
Рис. 117. Ящичный калибр
большего количества переточек. Од-
нако с уменьшением зазора улуч-
шается контроль размеров прокаты-
ваемого профиля. Поэтому практика
установила разное значение зазора
в зависимости от типа стана и его
сортамента: для обжимных и чер-
новых клетей — от 3 до 20 мм, для
чистовых и предчистовых —от 0,5
до 6 мм.
Выпуск калибра. Боковые стен-
ки калибра имеют некоторый наклон
к оси валков. Этот наклон называют выпуском. При прокатке выпуск
калибра обеспечивает: удобную и правильную подачу полосы в калибр
(наклонные стенки калибра образуют сужающуюся щель, что способ-
ствует центрированному направлению полосы в калибр); свободный
выход полосы из калибра, так как устраняется возможность защемле-
ния и оковывания валков; отсутствие заусенца на полосе; возможность
регулировать степень заполнения калибра металлом путем изменения
размера выпуска, что широко используется в обжимных и черновых кле-
тях сортовых станов; возможность проводить ремонт валков (пере-
тачивать) с сохранением размеров калибра по ширине.
Обычно выпуск устанавливают в процентах [(е/й)100%, рис. 117]
или в градусах <р и принимают: для ящичных калибров 10...20% и
выше, для калибров при прокатке черновых фланцевых профилей
5... 10%, чистовых — 0,5... 1,5%.
Верхнее и нижнее давления. Прямолинейный выход полосы из валков
обеспечивается проводками. Вместе с тем известно, что в вертикаль-
ной плоскости направление выхода полосы из валков можно заранее
ориентировать. Это достигается применением валков с разными диа-
метрами. При одинаковой частоте вращения наблюдается изгиб поло-
сы в сторону валка с меньшим диаметром. Это правило широко исполь-
зуют при сортовой прокатке. Если катающий диаметр верхнего валка
принять несколько большим нижнего, то необходимость наличия верх-
ней проводки устраняется, так как полоса благодаря разности ско-
ростей будет прижиматься к нижней проводке и получать горизон-
200
талььое направление. На блюмингах и крупных обжимных станах,
наоборот, диаметр нижнего валка принимают больше верхнего, так
как опасность оковывания валков в этом случае исключается, а незна-
чительный изгиб полосы вверх будет полезен, так как предотвращает
удары выходящей полосы о первые ролики рольганга и при дальней-
шем перемещении по рольгангу.
Разницу между диаметрами валков условно называют давлением.
Если диаметр верхнего валка больше, говорят о верхнем давлении,
если диаметр нижнего валка больше, то — о нижнем давлении.
Давление выражается разностью диаметров в миллиметрах. На
блюмингах нижнее давление обычно составляет 10 мм, а на сортовых
станах стремятся иметь верхнее давление не больше 1 % от сред-
него диаметра валков. Значительная разница в диаметрах валков не-
желательна, так как это приводит к ударам в соединительных деталях,
неравномерной нагрузке на шпиндели, неодинаковому износу валков,
возможному появлению дополнительных напряжений в полосе и пр.
При стабильном равномерном прогреве слитков диаметры валков
блюмингов можно принимать равными, что при правильном выходе
полосы из валков обеспечивает одинаковую, нагрузку шпинделей.
Расположение калибров на чертеже производится с учетом приня-
того верхнего или нижнего давления, что довольно просто решается,
если известны положения средней линии валков и горизонтальной оси
симметрии калибра (нейтральной линии). При верхнем давлении, рав-
ном Д£), средняя линия расположена выше нейтральной на дЬ/4.
Если средняя и нейтральная линии совпадают, то давление в калибре
равно нулю.
Вытяжка при прокатке в калибрах. Ответственным моментом ка-
либровки прокатных валков является выбор суммарной вытяжки и
распределение ее по проходам. Производительность прокатного стана
в значительной мере определяется обжатием или вытяжкой в каждом
проходе. Чем больше обжатие, тем меньшее число проходов требуется
для получения необходимого изделия и тем выше производительность
прокатного стана. Поэтому всегда имеется стремление работать с воз-
можно большими вытяжками. Между тем значения частных и средних
вытяжек не выбирают произвольно. Основными факторами, определя-
ющими возможную деформацию в каждом проходе и значение средней
вытяжки, являются: размер и форма прокатываемого изделия; пластич-
ность металла; мощность двигателя; угол захвата металла валками;
прочность валков и других деталей клети; качество и точность размеров
изделия.
Учет всех этих параметров представляет значительные трудности,
так как многие вопросы еще слабо изучены теоретически. Поэтому
выбор и распределение вытяжек по проходам чаще всего производят
на основании опыта работы аналогичных калибровок, используя ме-
тод повторных приближений. Обычно в первых проходах вытяжки
часто ограничиваются углом захвата металла валками, мощностью
станового двигателя и прочностью деталей клети. В последних прохо-
дах, когда температура металла заметно снижается, значение вытяжки
ограничивают пластичность металла, повышение усилия прокатки,
201
необходимость получения точных размеров проката, что определяется
износом рабочих поверхностей валков, упругой деформации валков
и других деталей рабочей клети, необходимой степенью заполнения
калибров. По значению частных вытяжек представляется возможным
определять степень загруженности каждой клети иди прохода, исполь-
зование установленной мощности двигателя, напряжений в деталях
главной линии стана. В табл. 3 приводятся практические значения част-
ных вытяжек при прокатке в калибрах.
Таблица 3
Прокатываемое изделие
Применяемые калибры
Значение
вытяжки
Блюмы и заготовки
Простые профили (круг, квад-
рат, полоса и др.)
Фасонные профили (тавр, дву-
тавр, швеллер, уголок и др.)
Ящичные, гладкая бочка
Чистовые
Предч истовые
Овальные, квадратные
Ромбические
Чистовые
Черновые (для двутавра, швелле-
ра)
Черновые (для уголка и др.)
Обжимные для фасонных профи-
лей
1,10...1,30
1,13...1,15
1,15...1,20
1,20...1,80
1,25...1,60
1,12...1,20
1,20...1,30
1,30...1,40
1,25...1,85
Системы вытяжных калибров. В зависимости от исходных и конеч-
ных размеров полосы и ряда других условий применяют различные
системы вытяжных калибров.
Ящичные, или прямоугольные, калибры применяют главным обра-
зом при прокатке заготовок квадратных или близких к нему сечений
на блюмингах, обжимных станах трио, заготовочных и сортовых ста-
нах. Эта система калибров может применяться при минимальном раз-
мере квадрата 26...28 мм. Разновидностью этой системы калибров яв-
ляется гладкая бочка — ящичный квадрат, которая исключает необ-
ходимость расточки валков, следовательно, увеличивает их стойкость,
упрощает подготовку валков к прокатке.
Основные преимущества ящичных калибров (см. рис. 117): 1) воз-
можность использования для нескольких проходов, что сильно сокра-
щает число необходимых калибров. Так, например, на валках блю-
минга, в трех-четырех ящичных калибрах можно осуществлять до
21...23 проходов, причем можно прокатывать слитки в блюмы при
различных исходных и конечных сечениях; 2) валки теряют меньше
Прочности по сравнению с другими системами вытяжных калибров
вследствие того, что ящичный ручей врезается на сравнительно не-
большую глубину в тело валка; 3) хорошо сбивается и удаляется ока-
лина с боковых граней полосы; 4) наблюдается равномерность дефор-
мации по ширине полосы и обеспечивается различная степень давле-
ния на металл; 5) простота конструкции валковой арматуры, ее уста-
новки и настройки. К недостаткам этих калибров следует отнести не-
202
— .............. '  »
-------------------
Рис. 118. Ромбический калибр
возможность получения геометрически правильного квадрата или
прямоугольника, что неизбежно при прокатке в условиях практиче-
ски свободного уширения.
Система ромб — ромб (см. рис. 116, а) применяется для уменьше-
ния поперечного сечения полосы главным образом при получении за-
готовки квадратного сечения размером менее 100X100 мм. К числу
эксплуатационных достоинств этих калибров можно отнести следую-
щие: 1) возможность получения квадратной заготовки при пропуске
полосы дважды через один и тот же калибр с кантовкой на 90°; 2) воз-
можность получения в одном калибре квадратной полосы нескольких
размеров путем изменения зазора между валками. При этом в одном
комплекте валков можно получить
серию квадратных заготовок, что
позволяет при производстве мелко-
и среднесортного проката иметь
меньшее число валков и не прибегать
к частым перевалкам; 3) простота
настройки ромбических калибров по-
зволяет легко переходить на прокат-
ку другого профиля или другого
материала, что особенно ценно при
прокатке легированных сталей, име-
ющих различные сопротивления де-
формированию и уширение; 4) устойчивое положение полосы при
прокатке. -
К недостаткам ромбических калибров следует отнести сравнитель-
но глубокий врез в тело валка, что снижает его прочность и ограничи-
вает применение особенно на крупносортных станах, а также то, что
при прокатке в этих калибрах плохо сбивается окалина. Это часто при-
водит к вдавливанию окалины в металл.
Как видно из рис. 118, большая диагональ ромбического калибра
имеет горизонтальное положение. Полоса после прохода кантуется на
90° и подается в следующий калибр. Угол р при вершине ромба при-
нимается от 90 до 120° (иногда до 125°). Видоизмененной формой ромба
является ромб с «развалом», т. е. выполненный таким образом, что часть
его стороны у разъема строится по радиусу, равному стороне ромба.
Вершина ромба выполняется округленной, что предохраняет появле-
ние заусенцев.
При прокатке по системе ромб — ромб часто на валках вытачива-
ют ряд подобных калибров, т. е. с постоянными углами и постепенно
уменьшающимися размерами. При этом соотношение диагоналей двух
соседних ромбов чаще всего может быть следующим: высота (вертикаль-
ная диагональ) предыдущего по ходу прокатки калибра равна ширине
(горизонтальной диагонали) последующего. Этот принцип построения
ромбических калибров имеет наибольшее распространение. Вытяжка
в таких калибрах зависит от значения угла при вершине ромба и прак-
тически чаще всего принимается р=1,15...1,45; высота предыдущего
калибра берется меньше ширины последующего. Такое построение
. ромбов создает простор для уширения, а закругления вершины ромба
203
увеличивают этот простор. Значение вытяжки при такой системе пост-
роения калибров чаще всего находится в пределах 1,2... 1,3.
Система- ромб — квадрат (см. рис. 116, е) применяется при пере-
ходе от ящичных калибров в заготовочных станах, в черновых клетях
станов, прокатывающих большей частью квадратные и полосовые про-
фили, в черновых клетях для получения различных размеров квадрат-
ных заготовок при производстве средне- и мелкосортного проката.
Прокатка по этой системе ведется таким образом, что при подаче в каж-
дый последующий калибр полоса кантуется на 90°. Угол при вершине
ромба берется в пределах (3== 100... 130°. Наиболее распространенной
системой является ромб |3==12О°— квадрат. Система ромб — квадрат
имеет те же преимущества и недостатки, что и система ромб — ромб.
Однако эта система обеспечивает получение геометрически более точ-
ных квадратных заготовок с правильно выполненными углами.
В практике установилось два метода построения калибров по систе-
ме ромб — квадрат: ширина последующего калибра берется несколько
больше йысоты предыдущего (на размер уширения); ширина последу-
ющего калибра берется равной высоте предыдущего. В этом случае
для предупреждения образования заусенца необходимый простор для
уширения создается значительным притуплением углов в ромбе и квад-
рате. Прокатка по системе ромб — квадрат ведется с вытяжками
р=1,2...1,6.
Система овал — квадрат (см. рис. 116, г) состоит из ряда чередую-
щихся овальных и квадратных калибров. Большая ось овальных ка-
либров имеет горизонтальное расположение, квадратные калибры вре-
заются в валки диагонально. Подача квадратной полосы в овал про-
изводится плашмя, подача в квадрат производится на ребро, т. е. при
вертикальном положении большой оси овала. Система калибров овал-
квадрат имеет широкое применение в обжимных и черновых клетях
сортовых станов. Прокатка по этой системе начинается чаще всего после
того, как стороны полосы уменьшены до 50...75 мм.
Система овал — квадрат имеет следующие достоинства: 1) можно
производить большие вытяжки (практически р=1,8...2,0); 2) чередова-
ние прокатки в овальных и квадратных калибрах обеспечивает систе-
матическое обновление углов прокатываемой полосы, так как проис-
ходит непрерывное перемещение углов квадрата в стороны и наоборот.
Такое изменение положения углов и сторон способствует более равно-
мерному охлаждению металла при прокатке; 3) при прокатке овала
в квадрате и наоборот полоса имеет устойчивое положение, что упро-
щает настройку стана и позволяет применять обводные аппараты.
К недостаткам этой системы калибров следует отнести неравномер-
ную загрузку двигателей по проходам, так как в овальном калибре
вытяжка всегда больше, чем в квадратном, и возможность получения
квадратной заготовки только из квадратных калибров, которые, как
правило, значительно отличаются друг от друга по размерам попереч-
ного сечения. Поэтому для обжимных клетей система овал — квадрат
может быть использована с наибольшим успехом только при массовом
выпуске заготовки какого-нибудь одного размера.	1
Овальный калибр часто строят одним радиусом (рис. 119, а), по
существу он представляет собой два сегмента, сложенных вместе своими
основаниями. Важной характеристикой овального калибра является
отношение ширины овала к его высоте, которое принимается равным
1,1...3,5, а иногда и выше. Кроме такой формы овальных калибров
находят применение плоские овалы (рис. 119, б), а также шестиуголь-
ники (рис. 119, в), причем система шестиугольник — квадрат, имея
те же преимущества, что и овал — квадрат, упрощает расточку валков,
конструкцию валковой арматуры и обеспечивает более равномерное
деформирование металла как в шестигранном, так и в квадратном ка-
либрах при повышенных вытяжках в квадратном калибре.
Рис. 119. Форма овальных калибров
При прокатке малопластичных металлов и сплавов нашли примене-
ние системы калибров овал—круг, овал — овал и круг — круг.
В этих системах обеспечивается плавный переход сечения полосы при
передаче из одного калибра в другой, что способствует более равно-
мерному охлаждению полосы по сечению и предохраняет от появления
дополнительных напряжений. К недостаткам этих систем следует от-
нести сравнительно низкие вытяжки и некоторые трудности в работе
и настройке стана из-за необходимости надежно удерживать полосу
при прокатке.
§ 29.	Валки блюминга
Калибровка валков блюминга включает определение числа прохо-
дов, режима обжатий, составление схемы прокатки слитка в блюм или
сляб, выбор расположения калибров на валках и их размера. Обычно
в валках блюминга имеется от трех до пяти ящичных калибров, в каж-
дом из которых полоса прокатывается по нескольку раз. Размер об-
жатия в каждом калибре регулируется изменением положения верхнего
валка. Прокатка в первых 6...8 проходах ведется со свободным ушире-
нием в широком калибре, который называют гладкой бочкой. Последу-
ющие проходы выполняют в ящичных калибрах с ограниченным уши-
рением. Наличие в валках блюминга широкого калибра (ширина до
1000 мм и более) имеет то преимущество, что он не требует строго цент-
рированной подачи слитка в валки, в результате чего уменьшаются
потери вспомогательного времени. Вместе с тем, что не менее важно,
в этом случае можно прокатывать не только блюмы, но и слябы. Ши-
рокий калибр обычно выполняют с небольшим врезом в тело валка,
если он располагается с края бочки валка.
Существует два способа расположения калибров на валках блю-
мингов: последовательное, когда широкий калибр располагается с края
205
бочки валков, чаще всего со стороны шестеренной клети (рис. 120, а).
При таком размещении калибров полоса прокатывается и передается
в следующий калибр в одном направлении вдоль бочки валка при от-
сутствии встречных перемещений. Это обеспечивает высокий темп про-
катки. Недостатком такого расположения калибров является то, что
усилие прокатки, которое может достигать значительных размеров,
распределяется неравномерно на шейки валков, что ведет к неравно-
мерному износу вкладышей подшипников валков; симметричное, ког-
да широкий калибр располагается в средней части бочки валка
Рис. 120. Расположение калибров на валках блюминга
(рис. 120, б). При таком размещении калибров имеются некоторые пре-
имущества при прокатке слябов, когда приходится чередовать прокат-
ку в широком калибре 1 с прокаткой в ребровых калибрах 2 или 3.
Вместе с тем при симметричном расположении гладкой бочки вклады-
ши подшипников имеют более равномерный износ. Однако при прокатке
блюмов в таких валках теряется производительность стана из-за уве-
личения пауз на перемещение полосы от калибра, например 2 к ка-
либру 3 и 4. Поэтому симметричное размещение калибров рациональ-
но, когда в сортаменте блюминга преобладают слябы.
При выборе режима обжатий на блюминге всегда стремятся сокра-
тить число проходов и кантовок. Однако режим обжатий не должен
вызывать недопустимой перегрузки двигателя, превышать допустимые
усилия прокатки, а получаемые изделия должны иметь заданные раз-
меры при отсутствии дефектов прокатки. Среднее обжатие за проход
при прокатке блюмов из углеродистых и низколегированных сталей
составляет 65...80 мм, максимальное — 80... 120 мм. При прокатке
слябов обжатия ограничиваются главным образом прочностью валков
и мощностью двигателя; среднее обжатие в данном случае составляет
40...55 мм.
Общее число проходов, если принято среднее обжатие или средняя
вытяжка, можно определять по формулам:
и = Р [(H—hn) + (Вг—В„)]/Л/1ср;
И = (1g ft»!— 1g co„)/lg |_lcp,
где p — коэффициент, учитывающий уширение, равный 1,1... 1,15;
hn и Вп — высота и ширина конечного продукта обработки; о>1 и соп —
площадь сечения исходного и конечного продукта обработки.
206
Средняя вытяжка при прокатке на блюминге (на основании прак-
тических данных) принимается рср= 1,10... 1,20.
После определения числа проходов, которое для одноклетевых
блюмингов является нечетным числом, для двухклетевых — четным,
составляют схему прокатки, где помимо размера обжатия в каждом
проходе и номера калибра, в котором выполняют прокатку, указывают
порядок кантовок по ходу прокатки. Первая кантовка рекомендуется
после второго прохода (после снятия конусности слитка). Однако на
ряде заводов первую кантовку производят после 4...6 проходов. По-
следующие кантовки обычно выполняют при условии, чтобы отношение
ширины к толщине полосы не превышало перед кантовкой 1,3 при
прокатке на гладкой бочке и 1,7 при прокатке в калибрах. Перед
прокаткой блюмов в последнем проходе кантовку производят обяза-
тельно.
В соответствии со схемой обжатий определяют количество и разме-
ры калибров, располагаемых по длине бочки валка. При этом необ-
ходимо учитывать возможность прокатки в тех же калибрах блюмов
и слябов других форм сечений и из различных материалов.
Глубину вреза ручья калибра принимают меньше половины мини-
мальной толщины прокатываемой в нем полосы. При последователь-
ном размещении калибров глубину вреза первого калибра (бочки) при-
нимают еще меньше. При симметричном расположении калибров врез
по бочке не производят. Ширину калибра по его дну принимают не-
сколько меньше (до 10 мм) минимальной ширины полосы, прокатыва-
емой в этом калибре. При прокатке слябов ширину гладкой бочки бе-
рут на 100...200 мм больше максимальной ширины сляба, при прокат-
ке только блюмов ширину гладкой бочки принимают на 100... 150 мм
больше максимальной ширины слитка. Дно калибров, за исключением
первого и чистового, делают выпуклым с разностью диаметров по кра-
ям и середины дна калибра до 10 мм. Это, с одной стороны, обеспечи-
вает устойчивое положение раската на рольганге, с другой — предот-
вращает после кантовки переполнение следующего по ходу прокатки
калибра, а в чистовом калибре полоса становится с плоскими боками.
Ширина средних буртов берется не меньше глубины ручья, а край-
них— 100...200 мм. Все сочленения элементов калибра скругляются.
В чистовом калибре г=(0,12...0,15) В, в остальных калибрах радиус
берется не более 35...40 мм.
§ 30.	Валки обжимного стана трио
На обжимных станах трио прокатывают слитки и блюмы в заготов-
ку и сутунку различных размеров. До получения полосы квадратной
заготовки размером 100X100 мм прокатка выполняется, как правило,
в ящичных калибрах, при меньших размерах поперечного сечения по-
лосы используют другие системы вытяжных калибров (ромб — ромб,
ромб — квадрат, овал — квадрат и др.).
Так как на стане трио каждый калибр используется только для од-
ного прохода, то в целях экономии места на бочке валка, прямоуголь-
ные и другие калибры чаще всего располагают на валках один над дру-
207
Рис. 121» Расположение калибров на валках обжимной клети трио
гим с таким расчетом, что верхний ручей нижнего калибра является
нижним ручьем верхнего калибра. В данном случае врез на среднем
валке служит частью и нижнего и верхнего калибров. Такие калибры,
расположенные один над другим, называют сопряженными. Сущест-
венным недостатком сопряженного расположения калибров клетей
трио является значительная разность катающих диаметров валков,
что вызывает появление большого верхнего давления в калибрах.
На рис. 121 показана схема расположения ящичных калибров об-
жимной клети трио. При прокатке в таких калибрах кантовка полосы
производится обычно после каждого четного прохода.
Поскольку ручьи среднего валка попеременно работают с ручьями
то верхнего, то нижнего валка, врез в среднем валке делается меньше,
чем в верхнем и нижнем. Это выравнивает срок службы всех валков.
Обычно принимают глубину вреза в средний валок равной 1/3 высоты
калибра, а 2/3 — в нижний или верхний валок.
Углы калибров скругляют радиусом, значение которого зависит
от ширины калибра: г=(0,12...0,20) В.
При расчете режимов обжатий и выборе размеров калибров для
валков обжимных станов трио придерживаются тех же принципов,
что и при калибровке валков блюминга.
§ 31.	Валки для прокатки полос
квадратного сечения
Полоса квадратного сечения прокатывается со стороной квадрата
от 5 до 250 мм. При этом до 100 мм включительно полосы прокатывают-
ся с острыми углами, свыше 100 мм — с закругленными радиусом г=
На получение правильного квадратного профиля оказывают влия-
ние три последних прохода. Прокатка в предыдущих проходах может
выполняться по различным схе-
мам, наиболее приемлемым для
данного стана. Широкое рас-
пространение получила схема
прокатки полосы квадратного
сечения (рис. 122, а), которая
включает чистовой квадратный,
предчистовой ромбический и
предчистовой квадратный калиб-
ры. Прокатка в каждом после-
дующем калибре ведется с кан-
товкой на 90°.
Следует отметить, что на ПО- Рис. 122. Схемы калибров при прокатке
лучение квадратного профиля С полосы квадратного сечения
острыми кромками существен-
ное влияние оказывает форма предчистового ромба, особенно при
прокатке мелких квадратов (до 30 мм). Обычная форма ромбов не
обеспечивает получение квадратов с острыми правильными углами
по линии разъема валков. Для устранения указанного недостатка
209
применяют предчистовые ромбические калибры, вершина которых
имеет прямой угол (рис. 122, б).
Вытяжка в чистовом квадратном калибре принимается равной
1,1... 1,15. Угол р при вершине предчистового ромба берется в зависи-
мости от размеров чистового квадрата, причем для меньших размеров
квадрата принимают больший угол |3 (максимальное его значение не
превышает 120°).
При прокатке полосы квадратного сечения со стороной квадрата
25 мм и менее чистовой калибр строят в виде правильного квадрата.
При больших размерах квадрата ввиду разницы температуры по се-
чению полосы (углы у разъема имеют более высокую температуру, чем
углы при вершине, соприкасающиеся с валками) горизонтальная ди-
агональ чистового калибра берется 1,42 а, вертикальная—1,41а
(где а — сторона квадрата).
§ 32.	Валки для прокатки полос
круглого сечения
Полосы круглого сечения получают прокаткой диаметром от 5 до
250 мм. В зависимости от размеров профиля, типа стана, прокатываемо-
го материала их прокатка может выполняться по различным схемам.
Однако общим для всех схем является наличие предчистового калибра,
выполненного в виде овала. По выходе из него перед подачей в чистовой
калибр полосу кантуют^ на 90°. Для предохранения от сваливания
овальной полосы в круглом калибре применяют соответствующую ввод-
ную арматуру (коробку с пропусками).
При прокатке круглого профиля сравнительно небольших размеров
часто применяют схему калибров квадрат — овал — круг. Следует
помнить, что размер предчистового квадрата оказывает существенное
влияние на получение соответствующего овала и правильного круг-
лого профиля. Сторона предчистового квадрата а для небольших кру-
гов. берется равной d, а для средних и крупных размеров принимается
равной 1,1 d.	I
Широкое распространение при прокатке полос круглого сечения
диаметром более 16... 18 мм получила схема калибров валков послед-
них четырех клетей по системе прямоугольник — закругленный пря-
моугольник (черновой овал) — овал — круг (рис. 123). Данная система
прокатки отличается высокой универсальностью, обеспечивает более
равномерное деформирование металла по ширине во всех трех калибрах
перед чистовым. Универсальность этой схемы заключается в том, что,
не делая перевалки и переходов в трех клетях перед чистовой, изме-
няя лишь расстояние между валками, можно получать предчистовые
полосы овального сечения для нескольких близких размеров круглой
полосы, меняя лишь чистовые калибры. Система предшествующих
калибров при этом не имеет практического значения и определяется
общей схемой калибровки, принятой на данном стане. Все это позво-
ляет экономить время при настройке стана и подготовке арматуры,
а также экономить расход валков.
210
При прокатке полосы круглого сечения диаметром до 30 мм чистовой
калибр выполняют в виде правильного круга, при большем диаметре
горизонтальный размер калибра берут на 1...2% больше вертикаль-
ного, так как их температурная усадка неодинакова. Предчистовые
овалы для сравнительно небольших круглых полос строят одним ра-
диусом, для полос крупных размеров — двумя, а иногда и тремя.
Иногда для облегчения прокатки в чистовом калибре применяют пло-
ские овалы, которые хорошо удерживаются пропусками в вертикаль-
ном положении.
Помимо гладких цилиндрических прутков в прокатных цехах про-
изводят круглый периодический профиль — арматурную сталь диа-
метром 10...80 мм. На поверхности этих прутков при прокатке обра-
зуются поперечные и продольные выступы, которые улучшают связь
Рис. 123. Универсальная схема последних четырех калибров при прокатке
полосы круглого сечения:
/ — квадрат^ 2 — черновой овал; 3 — овал; 4 — круг
металла с бетоном, что повышает прочность железобетонных конструк-
ций. При прокатке арматурной стали чистовой круглый калибр после
его расточки дополнительно фрезеруют или подвергают электроим-
пульсной обработке. При этом на поверхности ручья по окружности
образуются специальные впадины, которые обеспечивают получение
на прутках периодических выступов в виде «елочки» или в одном на-
правлении.
Качественное выполнение чистового калибра при прокатке арма-
турной стали, обеспечивающее хорошее заполнение поверхностных
винтовых выступов, требует создания особой формы предчистовога
овала. При этом необходим плоский овал, а при диаметре прутка более
20 мм — вогнутый с вогнутостью по дну плоского овального калибра
до 0,5 мм. Все предшествующие калибры выбирают в зависимости от
типа стана и принятых на данном стане методов прокатки, так как они
существенного влияния на качество профиля не оказывают.
§ 33.	Валки для прокатки полос
прямоугольного сечения
К этим видам изделий относят прямоугольные полосы шириной
В=12...2ОО мм и толщиной ft=4...6O мм. Чаще всего производят про-
катку полосы толщиной до 18 мм. К этой же категории полос относятся
некоторые разновидности узкой полосы: рессора (гладкая, желобчатая
и др.), лемешная сталь, автообод, штрипс и др.
211
Рис. 124. Ступенчатые валки
Прямоугольные узкие полосы на линейных стадах прокатывают
двумя способами:
1. В ступенчатых валках со свободным уширением (рис. 124). Этот
способ получил распространение для полос шириной главным образом
до 100 мм. В процессе прокатки бо-
ковые грани округляются и стано-
вятся неровными. Поэтому кроме
прокатки в ступенчатых валках да-
ется один или два прохода в ребровом
калибре (рис. 125), где боковым гра-
ням придается требуемая форма.
Вместе с тем в ребровом калибре
обеспечивается получение точных
размеров полосы по ширине и хо-
рошее удаление окалины. После реб-
рового калибра дается последний про-
ход, где обжатие обычно не превы-
шает 1 мм. Обжатие в ребровом ка-
либре составляет 5...15%°.
2. В закрытых калибрах со стесненным уширением (рис. 126).
Данный способ применяется чаще всего для получения относительно
Рис. 126. Схема калибровки валков при прокатке
прямоугольной полосы со стесненным уширением
Рис. 125. Ребровый
калибр
широких тонких полос, так как их прокатка в ступенчатых валках
затруднена из-за поперечного изгиба полосы в ребровом калибре.
Выпуск в закрытых калибрах принимается 3...5% в подготовительных
« 1... 1,5% в чистовых. Закрытые калибры делают с закруглением или
сритуплением. Это предохраняет от образования заусенца при после-
дующей прокатке. Существенным недостатком прокатки полос в закры-
тых калибрах является интенсивный износ рабочих поверхностей вал-
ков и возможность вдавливания окалины в металл с ухудшением по-
верхности проката. При прокатке в закрытых калибрах увеличива-
ется парк валков, поскольку каждой ширине полосы необходим от-
дельный комплект валков.
При производстве узких полос на последовательных и непре-
рывных станах прокатка в гладких валках чередуется с прокаткой
212	1
Рис. 127. Схема прокатки полосы на
непрерывном стане
в ребровых калибрах, количество которых выбирается в зависимости
от конкретных условий. Специализированные полосовые станы наряду
с клетями, имеющими горизонтальные валки, выполняют обжатие по
ширине в клетях с вертикальными валками. На рис. 127 показана схе-
ма прокатки полос на штрипсовом стане, имеющем 4 клети (Л, Б, В, Г)
с вертикальными и 10 клетей (/,
..., 10) с горизонтальными валка-
ми.
В качестве исходного сечения
заготовки при прокатке прямо-
угольной полосы принимают квад-
ратное или прямоугольное. Если
известны ширина полосы Вп и ее
толщина й, то размеры исходного
квадрата со стороной а определя-
ются следующим образом:
Вп—a^k(a-h)t или а =
=(ВП-kh)/(l +й),
где k — коэффициент, учитываю-
щий поперечную деформацию; при
прокатке со свободным уширением
£=0,4...0,5; при прокатке в закры-
тых калибрах k—0,2...0,25.
Режим обжатий по проходам
обычно принимают уменьшающимся
по ходу прокатки по закону ариф-
метической прогрессии, что вызыва-
ется заметным падением температуры полосы с уменьшением ее тол-
щины. Следовательно, в основе здесь лежит стремление связать об-
жатие с изменением сопротивления деформированию. Для упрощения
расчета по данному способу составлены соответствующие таблицы,
в которых приводятся рекомендуемые изменения коэффициентов об-
жатий по проходам.
В практике могут встретиться случаи, когда сечение исходного квад-
рата меньше необходимого. В этих условиях для увеличения ширины
полосы используют явление вынужденного уширения (см. § 15), при-
меняя разгонные калибры. Полосу в одном из калибров пережимают
посередине, а в следующем калибре края получают большее обжатие
по сравнению со средней частью. В силу этого появляется вынужден-
ное уширение более обжимаемых участков, что обеспечивает заметное
увеличение ширины полосы.
§
34. Валки для прокатки
угловых профилей
Угловые профили равнобокие с шириной полки от 20x20 до 250X
X 250 мм и неравнобокие с шириной полки от 25x16 до 250x160 мм
прокатывают на сортовых станах. Общая схема калибровки валков при
213
Рис. 128. Способы прокатки
углового профиля
прокатке уголков определяется типом стана, размерами исходной за-
готовки и общими принципами построения калибров в валках черно-
вой, промежуточной и чистовой групп клетей. Однако чаще всего про-
катку угловых профилей осуществляют двумя основными методами:
1. Прокатка в закрытых калибрах с развернутыми полками
(рис. 128, а). Края калибров выполняются такими же, как и в случае
прокатки прямоугольной полосы в закрытых калибрах. Так как дефор-
мация металла производится с некото-
рым .стеснением, то это обеспечивает
получение устойчивой ширины полок
профиля. По мере прокатки угол при
вершине постепенно меняется от 145 до
90° в чистовом калибре.
2. Прокатка в открытых калибрах.
Стесненное уширение имеет место толь-
ко в предчистовом калибре (рис. 128, б).
Этот способ имеет ряд преимуществ:
неглубокий врез в подготовительных
калибрах и простота их формы позво-
ляют увеличивать вытяжки, что сокра-
щает общее число проходов; возмож-
ность универсального использования
калибров для прокатки различных
размеров уголка способствует умень-
шению парка валков и сокращает время
на перевалки; устраняется возможность
образования закатов по кромкам.
Прокатка угловых профилей в ка-
либрах со свободным уширением дает
наибольший эффект на станах с последо-
вательным расположением клетей, ког-
да представляется возможным автома-
тизировать весь производственный цикл. Это способствует установле-
нию постоянной температуры прокатки в каждом проходе и обеспечи-
вает постоянное значение уширения.
Расчет режима обжатий при прокатке угловых профилей ведут
так же, как и при прокатке узких полос прямоугольного сечения, рас-
сматривая уголок как полосу, согнутую под прямым углом, ширина
которой равна удвоенной длине полки по ее средней линии.
При проектировании калибров и режима обжатий для прокатки
неравнобоких угловых профилей расчет производится таким же спо-
собом, как и для равнобоких. Однако расположение калибров в валках
имеет некоторое отличие. Существует два способа расположения ка-
либров йеравнобокого уголка в валках:
1. Биссектриса прямого угла профиля располагается вертикально.
При таком расположении калибров валки испытывают значительные
осевые усилия и их необходимо надежно укреплять для предотвраще-
ния смещения. Кроме того, валки в данном случае вследствие глубокого
вреза сильно ослабляются.	I
214
2. Биссектриса прямого угла профиля располагается наклонно»
так что силы давления обеих полок, действующие на валки, уравно-
вешиваются. Однако изменение зазора между валками в_ данном слу-
чае вызывает неодинаковое изменение толщины полок уголка, чего не
наблюдается при расположении калибров по первому способу. При про-
катке по второму способу возникает необходимость иметь чистовые
калибры для каждой толщины полки профиля, что является также не-
достатком данного способа.
§ 35. Особенности прокатки
во фланцевых калибрах
В строительстве, машиностроении и других отраслях народного
хозяйства находят широкое применение фланцевые профили, к кото-
рым относятся балки, швеллеры, рельсы и др. Прокатка таких профи-
лей имеет свои особенности и выполня-
ется во фланцевых калибрах, состоя-
щих из шейки 2, открытых 1 и закры-
тых 3 частей калибра (рис. 129).
При вращении валков стенки калиб-
ра, образующие открытые фланцы 7,
приближаются одна к другой и созда-
ют необходимое боковое обжатие тол-
щины фланца. Стенки закрытого фланца
3 врезаны в один валок, и их образую-
щие не меняют своего взаимного поло-
жения. Поэтому в этой части калибра
Рис. 129. Фланцевый балочный
калибр
возможно лишь проволакивание фланца и некоторое обжатие в вер-
тикальной плоскости.
Рассматривая скоростной режим фланцевого калибра, можно за-
метить, что для отдельных участков рабочих поверхностей калибра
режим является переменной величиной, поскольку непостоянно зна-
чение радиуса валков по ширине. Несмотря на это, полоса выходит
из валков с некоторой средней скоростью, приближающейся к скорости,
которую получает шейка профиля, хотя окружная скорость верхнего
валка в открытой части калибра может быть на 10... 12% меньше ско-
рости шейки, а в открытом фланце со стороны нижнего валка — на
10... 12% больше окружной скорости шейки. Разница диаметров вал-
ков во фланцевом калибре является также причиной неодновременного
деформирования всего сечения в области от плоскости входа к плоско-
сти выхода, что приводит к возникновению и развитию областей вне-
контактной деформации. Это вызывает значительные перемещения
частиц металла внутри профиля. В первый период обжатия (вблизи
плоскости входа) деформацию принимают только фланцы — боковое
обжатие в открытой части калибра, а также боковое и высотное в закры-
той. Шейка находится во внеконтактной зоне — металл из фланцев
перемещается в сторону шейки и только частично обеспечивается при-
ращение открытого фланца. По мере перемещения от плоскости входа
к плоскости выхода шейка начинает получать большее обжатие по
215
сравнению с фланцами. В этих условиях можно наблюдать некоторый
переход металла из шейки во фланцы. Одновременно с этим фланцы
(особенно в закрытых ручьях) испытывают действие растягивающих
напряжений, способствующих их утяжке.
Такие особые условия деформирования металла в открытом и за-
крытом ручьях, различные скоростные условия калибра в этих участках
и разновременность обжатия шейки и фланцев являются основной при-
чиной некоторого приращения фланцев при прокатке в открытом ручье
и уменьшения его Длины в закрытом. Поэтому фланцевые профили про-
катывают при чередовании открытых и закрытых ручьев, что обеспе-
чивает получение требуемых размеров.
§ 36. Валки для прокатки двутавровых
балок
Прокатка балок производится по трем основным схемам:
1.	Прокатка в прямых балочных калибрах (рис. 130, а). В качест-
ве исходной заготовки обычно используют блюмы прямоугольного
сечения. Разрезные калибры, обеспечивающие получение начального
двутаврового профиля из заготовки, для балок № 10...30 делают зак-
рытого типа, а для более крупных балок — открытого типа. Второй
вид разрезных калибров размещают на валках блюминга или валках
черновой клети дуо (реверсивной) рельсобалочного стана.
2.	Прокатка в наклонных или косо расположенных калибрах
(рис. 130, б). Такой способ прокатки применяют для получения балок
сравнительно небольших размеров. Наклонное расположение калибров
имеет ряд преимуществ, которые способствовали распространению этой
схемы прокатки. Прежде всего этот способ позволяет получить балки
с параллельными полками, что исключается при прямом расположении
калибров. Данная схема прокатки позволяет применять высокие вытяж-
ки, а наклон стенок калибра дает возможность производить их пере-
точку при небольшом уменьшении диаметра валков. Все это увеличи-
вает срок их службы в 2...2,5 раза по сравнению с прямым располо-
жением калибров.
К недостаткам косого расположения калибров относится сравни-
тельно глубокий врез закрытого ручья в валки, а также возникнове-
ние значительных осевых усилий в валках, что требует наличия рабо-
чих конусов, обеспечивающих стационарность установки валков.
3.	Прокатка в универсальных клетях (рис. 130, в). Данный способ
применяют главным образом при прокатке крупных балок с параллель-
ными полками высотой до 1000 мм, шириной до 400 мм и более.Черновой
балочный профиль получают на блюминге в разрезном открытом калиб-
ре, а дальнейшая прокатка его ведется в универсальной клети, имею-
щей вертикальные и горизонтальные валки.	1
При расчете калибровки валков для прокатки балок необходимо
выбрать схему прокатки, определить число проходов, принять вытяж-
ки по проходам и элементам профиля. Вместе с тем для каждого про-
хода необходимо определить уширение шейки, утяжку фланца в за-
крытом ручье и приращение высоты фланца в открытом, рассчитать и
216
спроектировать первый черновой (разрезной) калибр, произвести рас-
чет и выполнить проектирование промежуточных калибров. Проде-
ланная работа, кроме того, проверяется по ряду признаков, в том числе
производится проверка допускаемого давления металла на валки, выяс-
няется возможность захвата металла валками в разрезном и других
калибрах, определяется не-
обходимая мощность привода
и др., на основании чего
производится соответствую-
щая корректировка спроек-
тированной калибровки.
По практическим данным,
число проходов для балок
№ 10...22 принимают 7...9,
для балок № 24...33—11...13
и для более крупных ба-
лок — 11...15.
Вытяжка в чистовом ка-
либре составляет: шейки
Рш= 1,05... 1,07 и фланцев
Рф=1,1...1,15; в разрезном
калибре рш=1,5...2,0 и рф =
— 1,25... 1,40. Вытяжки в
промежуточных калибрах оп-
ределяются рядом условий
прокатки и чаще всего при-
нимаются: для шейки
= 1,2... 1,8, для фланцев рф=
= 1,15...!,4.
В первых проходах об-
жатие ограничивается усло-
виями захвата металла вал-
ками, в последующих — стой-
костью калибров против исти-
рания и прочностью валков.
Рис. 130. Схемы прокатки балок
При прокатке балок обычно стремятся иметь равенство вытяжек
открытого и закрытого фланцев и шейки. Однако в силу ряда причин»
например неравномерного износа элементов калибра, а также чтобы
обеспечить лучшее заполнение калибров металлом, задаются разными
вытяжками отдельных элементов профиля. Следует также помнить»
что при прокатке в открытом ручье чаще всего наблюдается приращение
высоты фланца, которое обычно составляет 0,5... 1,5 мм; при прокатке
в закрытом ручье происходит утяжка фланца на 5...7 мм.
Значение уширения при прокатке балок существенно влияет на фор-
мирование фланцев. Если ширина балочного калибра превышает ши-
рину прокатываемой полосы с учетом ее естественного уширения, воз-
никающего после обжатия, то в данном случае появляется растяже-
ние шейки в поперечном направлении и» как следствие этого, утяжка
фланцев. Поэтому в балочных (также и швеллерных) калибрах для
более успешного формирования фланцев применяют прокатку со стес-
ненным уширением. По практическим данным, уширение в чистовом
калибре составляет 1,5...3,0 мм. В каждом последующем калибре по
ходу калибровки (против хода прокатки) уширение увеличивают при-
близительно на 0,5 мм. Однако в разрезном калибре уширение составля-
ет 8... 15 мм. Путем суммирования уширения по проходам можно опре-
делить ширину исходной заготовки: Br=h—ТЛВ{9 где h—высота
балки.
Для определения исходной высоты заготовки можно пользоваться
ориентировочной зависимостью Я=(2...2,2)6, где b — ширина полки
балки.
После необходимых расчетов производят построение балочных ка-
либров. Радиусы закруглеций в чистовом калибре выбирают в соот-
ветствии со стандартом профиля, а во всех промежуточных калибрах
радиус закруглений обычно принимают пропорциональным изменению
толщины прилегающей части профиля.
§ 37.	Балки для прокатки швеллера
При прокатке швеллера наибольшее распространение получили
три способа построения калибров:
1.	Балочный способ (рис. 131, а), когда разрезной и черновой ка-
либры (2...4-го калибров) могут одновременно использоваться для швел-
леров и балок. Преимуществом данного метода является сокращение
парка валков, а также уменьшение потерь времени на перевалку при
переходе на другой профиль. Однако получающиеся слишком большие
ложные фланцы и небольшой выпуск калибров (до 3%) представляют
собой серьезный недостаток данного способа прокатки.
2.	Прокатка в калибрах с увеличенным выпуском. В данном случае
все калибры, за исключением чистового, растачиваются с весьма зна-
чительным выпуском (10... 15%). Это уменьшает износ валков, так как
сокращается съем по диаметру при их переточках. Кроме того, в дан-
ных условиях можно проводить прокатку с более высокими вытяжками,
что сокращает число проходов. Основным недостатком этой схемы про-
катки является несколько затрудненная подача полосы в чистовой ка-
либр.
3.	Развернутая калибровка (уголковый способ) (рис. 131, б). Дан-
ный способ аналогичен развернутой калибровке валков при прокатке
угловой стали. Максимальное обжатие производится в первых про-
ходах, что обеспечивается высокой прочностью валков вследствие не-
большого вреза ручья. К недостаткам этого способа прокатки следует
отнести значительное увеличение ширины черновых калибров, а также
некоторые затруднения в получении размеров фланцев профиля.
Независимо от способа прокатки швеллера необходимо получить
требуемую длину фланца и качественное выполнение углов швеллера.
Эту задачу решают путем создания ложных фланцев, что предохраняет
углы от чрезмерного охлаждения. Наличие ложных фланцев, однако,
вызывает повышенный износ калибров, увеличивает расход энергии
218
на деформирование, усиливает неравномерность деформирования и пр.
Поэтому всегда стремятся принимать лишь минимально необходимые
размеры ложных фланцев. Высоту ложных фланцев определяют по
следующей зависимости:
ф = (0,03 ... 0,05) h (п— 1),
где Л— высота действительных фланцев; п — порядковый номер калиб-
ра по ходу калибровки, считая от чистового.
Толщина ложных фланцев при-
нимается у основания
=(!...!,3)6 и при вершине ал.
=(0,6...0,65) Ьл.ф, где Ь — тол-
щина основания действительных
фланцев.
При прокатке швеллера дей-
ствительные фланцы обрабатыва-
ют преимущественно в открытых
ручьях. Однако для получения
точных размеров фланца по высоте
необходимо прокатывать его в за-
крытых или полузакрытых ручьях,
называемых контрольными, число
которых обычно один или два.
При прокатке швеллера в от-
дельных случаях принимают зна-
чительное уширение. Известно,
что в одних и тех же черновых ка-
либрах прокатывают швеллеры,
отличающиеся на 20...30 мм по
ширине. Расчет калибров в этом
случае ведется по швеллеру с
минимальными размерами по ши-
рине. Однако такой способ ка-
либровки для получения швел-
лера производится лишь в целях
экономии валков при прокатке
сравнительно небольшой партии.
Обычно расчет калибров выполняют
Рис. 131. Способы прокатки швеллера
для прокатки одного конкретного размера швеллера или очень близких,
а уширение принимают таким же, как и при прокатке двутавровых
балок. Поэтому размеры исходной заготовки при прокатке швеллера
определяются так же, как и при прокатке балок, т. е. А/=(2...2,2)6
(где Ь — ширина полки швеллера) и B^=h—2ДВ, (где h — высота
швеллера). Число проходов при прокатке швеллера принимают оди-
наковым, соответствующим номеру балки, так же как и размер вытяж-
ки по калибрам.
219
§ 38.	Валки для прокатки рельсов
По назначению, рельсы подразделяют на железнодорожные (нор-
мальные), для стрелочных переводов (остряков), трамвайные, подкра-
новые, узкоколейные и др. Больший процент прокатки приходится на
железнодорожные и узкоколейные рельсы. Эти рельсы характеризуются
массой 1 м длины (например, железнодорожные — 43, 50, 65, 75 кг/м).
Рис. 132. Схема калибров для прокатки рельсов
От других типов фланцевых профилей рельсовый профиль отлича-
ется несимметричностью относительно вертикальной оси, поэтому
калибры валков для прокатки рельсов имеют некоторую особенность.
Существенно влияет на выбор калибров при прокатке рельсов значи-
тельная разница ширины головки и подошвы рельса. Данное обстоя-
тельство не позволяет осуществлять прокатку рельсов в разрезном ка-
либре из полосы квадратного или прямоугольного сечений, как, на-
пример, при производстве балок и швеллеров. Чтобы получить подошву
рельса, ее подготавливают в специальных трапецеидальных (тавро-
вых) калибрах. Дальнейшую прокатку ведут в рельсовых калибрах.
Поэтому все калибры по форме разделяются на два типа: тавровые и
рельсовые.
Тавровых калибров обычно принимают 3...4, рельсовых 5...7,
причем первый рельсовый калибр является разрезным. На рис. 132
показана типовая схема калибров валков для прокатки железнодорож-
ных рельсов. Первый тавровый калибр имеет значительную выпук-
лость дна, вследствие чего прямоугольная заготовка разрезается снизу
на глубину 50...60 мм. Это обеспечивает хорошую проработку металла
будущей подошвы рельса. В последующих тавровых калибрах выпол-
няется разворачивание подошвы рельса. Иногда незначительное разре-
зание делается также со стороны головки рельса, что может улучшить
свойства металла на данном участке.
Прокатка в тавровых калибрах производится со значительным
стеснением. Выпуск в первых калибрах принимается 10...20%, в пос-
ледних — 6... 15%. Высоту тавровых калибров выбирают в соответст-
вии с высотой прокатываемого рельса и размером уширения шейки
в процессе прокатки в -рельсовых калибрах. Высотная деформация
£20
в трапецеидальных калибрах обычно составляет 1,1... 1,3, а для созда-
ния вынужденного уширения в участках будущей подошвы—1,5...2,5.
При прокатке рельсового профиля большое внимание уделяется
получению правильной выпуклости головки рельса, при этом шейка
профиля должна быть строго перпендикулярна основанию подошвы.
Учитывая эти требования, разъем валков у головки рельса чистового
калибра делают по ее середине, а ось калибра располагают не парал-
лельно, а под некоторым углом к средней линии валков, который при-
нимается не меньше угла выпуска калибра по подошве. Обычно при
построении чистового калибра его размеры в горячем состоянии берут
с учетом минусового допуска.
Деформирование металла в разрезном рельсовом калибре имеет
много общего с деформированием в разрезных балочных калибрах. Раз-
личие заключается в том, что в разрезной рельсовый калибр заготовка
подается с подготовленными фланцами подошвы. Разрезающие гребни
рельсовых калибров обычно делают более тупыми, так как в данном
случае имеется меньшая опасность утяжки фланцев, поскольку масса
металла во фланцах рельсовых калибров по сравнению с шейкой зна-
чительно больше, чем, например, при прокатке балок.
Обжатие фланцев подошвы по высоте в разрезном калибре составля-
ет по действующим заводским калибровкам 20...25 мм для рудничных
рельсов и 35.. 50 мм для железнодорожных. Обжатие фланцев головки
обычно составляет 3...8 мм. По толщине фланцы в разрезном калибре
яе обжимаются. Разрезной и промежуточные калибры при прокатке
рельсов выполняют как прямыми, так и наклонными, причем наклон-
toe калибры получили большее распространение.
Вытяжки при прокатке рельсов несколько меньше, чем при прокат-
ке других фланцевых профилей. Равномерность деформирования от-
дельных элементов профиля наблюдается лишь в проходах, близких
к чистовому, и в чистовом. В остальных проходах наблюдается нерав-
номерное деформирование. Это объясняется тем, что в тавровых ка-
либрах толщина фланцев подошвы получается очень близкой к разме-
рам готового профиля. В то же время формирование шейки в этих про-
ходах еще не началось. Отсюда в первых проходах деформация шейки
намного превышает деформацию головки и подошвы рельса. Хотя вы-
тяжка шейки почти всегда больше, чем вытяжка головки и подошвы,
вто не приводит к сильной утяжке фланцев, как можно наблюдать при
прокатке балок и швеллеров. Данное явление объясняется тем, что
обжимаемый участок металла в шейке составляет меньшую часть пло-
щади всего профиля, чем в балках и швеллерах. Напротив, более опас-
но уменьшать вытяжку шейки в сравнении с вытяжкой подошвы и
головкой, так как это может привести к ее растяжению и даже появ-
лению разрывов.
Суммарную вытяжку при прокатке рельсов от разрезного калибра
к чистовому обычно принимают не более семикратной. Средняя вытяж-
ка составляет 1,2... 1,22. На основании общей вытяжки и общего числа
проходов намечают частные вытяжки для каждого элемента профиля
в каждом проходе. В чистовом и предчистовом калибрах обычно стре-
мятся иметь равные вытяжки отдельных элементов профиля. По ходу
221
калибровки, т. е. от чистового калибра к черновым, вытяжка возраста-
ет, как и при прокатке других Профилей, на основании общих положе-
ний.
При прокатке в рельсовых калибрах наблюдается приращение
фланца в открытом и утяжка в закрытом ручьях. При этом утяжка
фланца подошвы в закрытом ручье чистового калибра составляет
5... 7 мм, приращение в открытом — 0,5 мм; в остальных калибрах
утяжка составляет 7... 10 мм, а приращение— 1 мм. Головка рельса
во всех калибрах получает высотное обжатие, которое в чистовом ка-
либре составляет 1...3 мм; в остальных калибрах обжатие головки по
высоте принимается в закрытом ручье 1...3 мм, в открытом — 0,5...
1,0 мм.
Уширение в чистовом рельсовом калибре составляет 2...3 мм, в
остальных калибрах уширение определяют по следующей зависи-
мости:
ДВ = 24-(п—1) мм,
где п — номер прохода, считая по ходу калибровки, т. е. от чистового.
Высоту исходной заготовки определяют из условий возможности
захвата металла валками. Угол захвата обычно составляет 24...25°,
но из-за значительного стеснения в тавровом калибре угол захвата
может быть повышен до 30°. Ширина исходной заготовки берется из
условия стесненного уширения в тавровых калибрах. Радиусы закруг-
ления принимают по тем же соображениям, что и при калибровке щвеп-
лера и балки, т. е. радиусы закруглений берутся пропорциональным”
толщине данного участка.	*	&
Таким образом, при калибровке рельсов или других профилей
необходимо принять схему прокатки, наметить вытяжки по элементам
профиля в каждом проходе и изменение размеров полосы по ширине,
а следовательно, определить размеры калибра в каждом проходе. Пост-
роением шаблонов калибров и монтажной схемы заканчивается работа
по составлению калибровки. Окончательный выбор размеров заготов-
ки, формы и размеров калибров можно установить лишь после опытной
прокатки.
Здесь не рассмотрены вопросы калибровки ряда сложных профилей,
таких, как тракторный башмак, автообод, рельсовая подкладка и др.
Однако приведенный материал дает полное представление о тех положе-
ниях, с которыми приходится соприкасаться калибровщику на заводе
при разработке рациональных схем калибровки валков данного стана.
В процессе разработки калибровки необходимо всесторонне изучить
условия работы данного стана, мощность его двигателей, прокатыва-
емый сортамент и пр. Чем лучше калибровка валков учитывает специ-
фические особенности и многочисленные факторы, влияющие на выбор
той или иной схемы прокатки, тем больше оснований для надежной
работы стана и тем успешней протекает освоение прокатываемого про-
филя. При выборе коэффициентов деформации всегда следует руковод-
ствоваться законами формоизменения металлов, пластическими свой-
ствами при данных условиях обработки, а также стремиться умень-
шать степень неоднородности деформации. Если этого избежать не
222
удается, то следует принимать максимальную неравномерность дефор-
мации профиля по ширине в первых проходах, когда металл имеет
еще высокую температуру, а следовательно, и пластичность.
Во многих случаях целесообразно разрабатывать сразу несколько
вариантов калибровок, критически их обсудить, а затем последова-
тельными испытаниями установить лучшую из них. Работа над калиб-
ровкой не заканчивается получением правильного профиля. В процес-
се работы стана калибровка валков всегда может улучшаться и совер-
шенствоваться.
Глава VI
ПРОИЗВОДСТВО ПОЛУПРОДУКТА
И СОРТОВОГО МЕТАЛЛА
Полупродукт в виде блюмов, слябов, заготовок, сутунки и т. д.
является исходным материалом при прокатке сортового и листового
металла, катании, труб и других изделий. Блюмы сечением 150X150...
400 X 400 мм прокатывают на блюмингах. Слябы сечением 50X300...
...500X1800 мм являются исходным материалом для производства
толстых и тонких листов. Их прокатывают на блюмингах и слябингах.
Полупродукты прямоугольного, квадратного и других сечений мень-
ших размеров получают на1 заготовочных станах или иным способом.
Сортовой прокат весьма разнообразен. Поэтому в зависимости от
размеров поперечного сечения прокатываемых изделий сортовые станы
условно делятся на три основные группы: крупносортные, среднесорт-
ные и мелкосортные. Рельсобалочные, проволочные и штрипсовые
станы вследствие определенной специализации составляют самостоя-
тельные группы.
§ 39.	Полупродукт
Исходным материалом при прокатке блюмов и слябов являются
слитки, масса которых, например, для углеродистой стали достигает
6...10 т и более при прокатке блюмов и до 25 т и более при прокатке
слябов. Прокатка таких слитков производится на одно- или двухклете-
вых реверсивных станах. Наибольшее распространение получили
блюминги с диаметром валков 1100...1300 мм, т. е. блюминги, условно
называемые большими. Средние блюминги с диаметром валков 900...
1000 мм и малые блюминги с диаметром валков меньше 900 мм чаще
всего используются не как самостоятельные агрегаты, а как обжимные
клети крупносортных и рельсобалочных станов.
Технологический процесс производства блюмов и слябов включает
следующие основные операции: нагрев слитков, прокатка, резка рас-
ката на мерные длины, охлаждение, удаление поверхностных дефек-
тов и др.
223
В соответствии с этим нагревательные устройства, основное и вспо-
могательное оборудование располагают в необходимой последователь-
ности. На рис. 133 дана схема расположения'оборудования блюминга
1300 с кольцевым движением слитковоза. Здание нагревательных
жолодцев является продолжением пролета стана. Такое расположение
оборудования цеха обеспечивает транспортировку слитков в горячем
состоянии на специальных платформах из стрипперного отделения ста-
леплавильных цехов к нагревательным колодцам и упрощает ввод же-
лезнодорожных путей во все пролеты блюминга (слябинга).
Рис. 133. Схема расположения оборудования блюминга 1300 с кольцевым лсижением
слитковоза:
Й — нагревательные колодцы; 2 — приемный рольганг и боковой сталкнватель слитков с гори-
зонтальной рамы слитковоза; 3 — слнтковозы; 4 —» бункер для обезвоживания окалины и по-
трузки ее в железнодорожные вагоны; Б — рабочая клеть; 6 — колодец для окалины; 7 — ма-
шина для огневой зачистки блюмов; 8 — ножницы с нижним резом усилием 12 500 кН; 9 —
яраиспортер дли обрезков; 10 — рольганг для подачи блюмов к непрерывному заготовочному
стану; 11 — транспортер для слябов
На подобном стане прокатывают слитки массой 10...13 т в блюмы
сечением до 370 x 370 мм и слябы толщиной 100...200 мм и шириной
до 1500 мм. Нагрев слитков перед прокаткой производится в рекупера-
тивных колодцах, которые, как отмечалось ранее, получили более ши-
рокое распространение по сравнению с регенеративными. Нормальная
работа блюминга или слябинга обеспечивается 10... 12 группами колод-
цев, каждая из которых состоит из двух ячеек (колодцев). В качестве
топлива используется смесь доменного и коксовального газа или при-
родный газ.
Около 90...95% слитков, подаваемых из стрипперного отделения,
устанавливают в ячейки нагревательных колодцев в горячем состоянии
ори средней температуре приблизительно 800°С. Это значительно эко-
номит топливо и повышает производительность нагревательных уст-
ройств. Выдача слитка из ячейки, как и посадка, производится клеще-
выми кранами; подача к приемному рольгангу — слитковозом. При-
нятое в данном случае кольцевое движение слитковозов позволяет
использовать несколько слитковозов одновременно, что обеспечивает
непрерывную подачу горячих слитков к рабочей клети независимо
от того, из какой нагревательной группы подается металл.
Слитковозы с горячими слитками автоматически останавливаются
у приемного рольганга и металл передается на них стационарным стал-
кивателем. Башенные весы обеспечивают взвешивание каждого слитка
и его поворот на 180°, если это необходимо.
Прокатка выполняется в валках диаметром 1300 мм по буртам, с ин-
дивидуальным приводом каждого валка, электродвигателем мощностью
6800 кВт при 0...60...90 мин~ \	\
После прокатки блюмы и слябы поступают на машину огневой за-
чистки, где на ходу подвергаются зачистке со всех четырех сторон.
Удаление прибыльной и донной частей слитка и разрезка на требуемые
длины производятся кривошипными ножницами, обеспечивающими до
10 разрезов в минуту с максимальным усилием резания 16 МН. Нож-
ницы оборудованы сталкивателем обрезков, передвижным упором й
другими необходимыми механизмами.
Разрезанные блюмы и слябы по рольгангу поступают на участок
уборки, имеющий транспортный рольганг, автоматические весы, клей-
мовочную машину, которая проставляет в торце блюмов и слябов номер
плавки, номер слитка и пр., штабелирующие столы и стеллажи с кар-
манами.
В зависимости от необходимости дальнейшей обработки блюмы без
дополнительного нагрева могут сразу поступать на заготовочные ста-
ны для прокатки в заготовку, если такие станы установлены за блю-
мингом, или направляться в нагревательные печи для подогрева перед
/ последующей прокаткой на сортовых станах в готовое изделие. Весь
остальной металл поступает на склад для охлаждения и отделки, ко-
торая включает удаление поверхностных дефектов тем или другим спо-
собом, если они будут обнаружены.
По расположению нагревательных устройств, основного и вспомо-
гательного оборудования слябинги во многом аналогичны блюмингам.
Слябинги представляют собой обжимные станы более узкого назначе-
ния, они применяются для прокатки только слябов. В отличие от блю-
мингов кроме горизонтальных гладких (цилиндрических) валков сля-
бинги имеют вертикальные валки, расположенные в дополнительной
клети, установленной в непосредственной близости от основной клети.
Прокатка на слябинге производится как в горизонтальных, так и в вер-
тикальных валках, причем в определенный период могут создаваться
условия непрерывной прокатки, отвечающие двум клетям. Вертикаль-
ные валки слябинга выполняются без ручьев, цилиндрическими, как и
гор изонта льные.
В качестве привода валков слябинга используют двигатели с широ-
кой регулировкой частоты вращения (до ±150 мин”1). Для привода
горизонтальных валков часто на каждый валок устанавливают индиви-
дуальные двигатели мощностью 4500...5200 кВт. Вертикальные валки
имеют привод от одного двигателя мощностью 2200...3000 кВт через
систему конических шестерен и универсальных шпинделей.
Работа большинства механизмов и устройств на блюмингах и сля-
бингах автоматизирована. Сюда прежде всего следует отнести автома-
8 Суворов И. К.
225
газированную работу нагревательных колодцев, подачу слитков к при-
емному рольгангу, работу рольгангов, управление главным двигателем
и нажимным устройством, работу линеек и кантователей, упоров,тол-
кателей, сталкивателей и пр.
Система автоматического управления реверсивной клетью состоит
из программного устройства, которое обеспечивает необходимое поло-
жение нажимных винтов, скорость прокатки при захвате и выбросе
полосы из валков, положение линеек манипуляторов, кантовку, работу
рольгангов. Положение прокатываемой полосы контролируется уста-
новленными вдоль рольганга фотодатчиками. Точность выполнения
отдельных операций при автоматическом управлении обычно составля-
ет: нажимного устройства ±1 мм, линеек манипулятора ±10 мм.
Блюминги и слябинги представляют собой высокопроизводитель-
ные станы, прокатывающие до 6 млн. т в год слитков. Постоянным ре-
зервом повышения производительности обжимных станов являются ра-
циональный режим прокатки (режим обжатий, скоростей и последова-
тельности кантовок), увеличение диаметра валков и массы слитка при
неизменном его среднем сечении, что не всегда представляется воз-
можным по ряду технических причин (условий кристаллизации, огра-
ничительной глубины колодцев и пр.). Заметному повышению произ-
водительности обжимного стана способствует сокращение вспомога-
тельного времени при прокатке, что достигается прокаткой двух или
даже трех слитков одновременно. В этом случае при определенной уста-
новке валков слитки последовательно проходят один за другим то
г в одном, то в другом направлении. При такой двухслитковой прокатке
путем уменьшения пауз между проходами производительность обжим-
ного стана увеличивается на 15...20 %, а при трехсли*новой — на
20...25% по сравнению с однослитковой.
Заметно можно повысить производительность обжимного стана уве-
личением сечения конечного для данного стана продукта обработки.
Поэтому прокатывать заготовки сечением 200x200 мм на блюмингах
с диаметром валков 1100... 1300мм часто невыгодно, так как при этом
начинает заметно возрастать время прокатки каждого слитка, т. е. сни-
жается производительность стана. В то же время на многих заводах
имеется большая потребность в заготовках сечением 175Х 175...50Х
хбОммдля среднесортных, мелкосортных, проволочных станов и др.
Совершенно очевидно, что получение заготовок таких сечений целесо-
образно перенести на промежуточные прокатные станы. Поэтому про-
кладку заготовок более мелкого сечения, чем блюмы, производят на
заготовочных станах, а обработку труднодеформируемых сталей и
сплавов выполняют ковкой, а иногда и прессованием.
В зависимости от необходимой производительности, размера и вида
выпускаемых заготовок расположение рабочих клетей заготовочных
станов принимается непрерывное и линейное. Непрерывные заготовоч-
ные станы устанавливают вблизи блюминга, и прокатка на них произ-
водится сразу после обработки слитка на блюминге без дополнитель
ного нагрева, что дает существенный экономический эффект.
В состав таких непрерывных заготовочных станов обычно включают
10...14 рабочих клетей дуо с диаметрами валков в первой клети 850...
226
950 мм ив последней клети 450...550 мм при длине бочки соответственно
1200... 1400 и 550...850 мм. Характерной особенностью при этом явля-
ется чередование рабочих клетей с горизонтальным и вертикальным
расположением валков, что устраняет необходимость закручивания
прокатываемой полосы в кантующих валках или другим способом
с уменьшением общего расхода энергии и улучшением качества про-
катываемых изделий. Валки каждой клети имеют самостоятельный при-
вод и общая мощность главных двигателей составляет 20 000...30 000
кВт. Такие станы при прокатке заготовки со скоростью в последней
чистовой клети до 7 м/с обеспечивают производительность до 5,5 млн. т
в год.
В качестве примера непрерывного заготовочного стана может слу-
жить стан 900/700/500 (рис. 134), установленный за блюмингом 1300
и предназначенный для производства заготовок квадратных 80X80...
200x200 мм, плоских до 100x400 мм и круглых диаметром до 250 мм
сечений из блюма массой до 11 т и сечением 370 x 370 мм.
Стан включает хдве клети дуо с горизонтальными валками 900 X
X 1300 мм. Эти клети установлены отдельно и используются в качестве
обжимных. Затем следует первая непрерывная группа из шести клетей
(черновая), две первые клети которой — дуо 900 X1300 мм и четыре сле-
дующие клети — с чередующимися вертикальными и горизонтальными
валками 730X1300 мм. Вторая непрерывная группа клетей (чистовая)
включает шесть клетей с вертикальными и горизонтальными валками.
Каждая горизонтальная клеть приводится от электродвигателя
мощностью 2000 или 3200 кВт через редуктор и шестеренную клеть.
Валки вертикальных клетей приводятся самостоятельным для кащдой
клети двигателем мощностью 2000 или 3200 кВт из машинного вала С по-
мощью длинного горизонтального вала, комбинированного цилиндро-
конического редуктора и универсальных шпинделей.
Общая масса механического оборудования этого стана составляет
10 500 т, а производительность — 5,5 млн. т в год.
Блюмы после ножниц поступают на обжимную группу. Затем по-
лоса полностью размещается на рольганге перед первой непрерывной
группой. При подаче металла в валки черновой непрерывной группы
осуществляют кантовку полосы, если это необходимо. В этой группе
можно получать заготовки сечениями 200 x 200, 170Х170 и 150х 150 мм
соответственно из четвертой, шестой и восьмой клетей.
Заготовки крупного сечения (более 150х 150 мм) можно шлеппера-
ми и по обводному рольгангу, в обход второй непрерывной группы,
транспортировать к ножницам с усилием резания 10 МН, где полосы
разрезают на длины 6...8 м.
Заготовки сечением 150X150 мм по рольгангу подаются для про-
катки ко второй непрерывной группе для получения сечений 120Х
X 120,100 х 100 и 80x80 мм соответственно из 10, 12 и 14-й клетей. По
выходе из чистовой непрерывной группы полосы разрезаются летучими
ножницами на длины 8... 12 м, после чего заготовки пакетируются и
рольгангом передаются на холодильник.
Все описанные технологические операции на стане выполняются
соответствующими механизмами и автоматизированы.
8*
227
Рис. 134. Схема расположения оборудования непрерывного заготовочного стана 900/700/500:
I - подводящий рольганг от блюминга 1300; 2 — поворотное устройство; 3 - две клети дуо 900 мм; 4 - кантователь; 5 - две клети
'	900Д ММ' 6 - две вертикальные клети 700 мм; 7 — две клети дуо 700 мм; 8 — рольганг; 9 — маятниковые ножницы для отрезки пе-
Еынего койа: /0 - каитовательГ 11 - три вертикальных клети 500 мм; 12 - три клети дуо 500 мм; 13 - летучие планетарные ножницы
150 т- 14 -ножницы с нижним резом 1000 т; 16 - транспортер для уборки обрезков от ножннич 16 - передвижном упор за ножницами;
17 -’колодец для окалины и трайспортирующее устройство; 18 - клеймовочная машина; 12-- пакетирующие рольганги; 20 - роль-
гангн; 2/— холодильники
При сравнительно небольшом объеме производства заготовок за
блюмингом отдельно устанавливают линейные заготовочные станы,
имеющие две-три трехвалковые рабочие клети с диаметром валков
600...800 мм, исходным продуктом для которых служат блюмы сече-
нием 250Х250...300 Х300 мм или слитки массой до 1,5 т.
Нагрев металла перед прокаткой на линейных заготовочных станах
производят обычно в методических печах. Однако если стан расположен
вблизи блюминга, то, так же как и перед прокаткой на непрерывных
заготовочных станах, дополнительный подогрев металла может не
производиться.
Производительность отдельно установленных линейных заготовоч-
ных станов чаще всего превышает 400 тыс. т заготовок в год, а станов,
работающих совместно с блюмингом,— 800... 1000 тыс. т в год.
Так же как и после прокатки на блюминге или слябинге, прокатан-
ные на заготовочных станах полосы режут на необходимые мерные дли-
ны и передают на склад для охлаждения по соответствующему для дан-
ного металла режиму. Последующая обработка заготовок включает
отделочные операции (удаление поверхностных дефектов и др.), после
чего их передают на стан окончательной прокатки или отгружают за-
казчику.
К основным технико-экономическим показателям прокатного про-
изводства, в том числе и производства полупродукта, следует отнести
выход годного продукта или расходный коэффициент металла, удель-
ный расход энергии, воды, пара, газа, валков и пр. В процессе полу-
чения проката наблюдаются следующие виды потерь металла: из-за
угара при нагреве и прокатке (в виде воздушной окалины), обрезки,
потери при чистке и травлении, а также брак и недокаты. Все это сни-
жает выход годного продукта, который принимается в процентах от
массы исходного продукта, и увеличивает расходный коэффициент,
определяющий необходимое количество металла в исходном состоянии
для получения единицы готового изделия. Эти показатели зависят от
химического состава металла, способа его выплавки и разливки, при-
нятого типа нагревательных устройств и способа нагрева металла перед
прокаткой, температурных условий прокатки, режима обжатий и пр.
В табл. 4 приводится выход годного продукта и расходные коэффициен-
ты при прокатке блюмов и слябов из углеродистых кипящей и спокой- -
ной сталей.
Таблица 4
Полупродукт		Потери металла, %		Выход годного продук- та. %	Расход металла на 1 т готового' продукта, т
		угар	обрезь		
Блюмы	из слитка кипящей стали	2	5...7	93...91	1,075... 1,100
Блюмы	из слитка спокойной стали	2	12...15	86...83	1,162...1,200
Слябы	из слитка кипящей стали	2	10...14	88...84	1,136...1,190
Сл ябы	из слитка спокойной стали	2	16...20	82...78	1,220...1,281
229
Выход годного продукта на первой группе непрерывных загото-
вочных станов обычно составляет 97%, а на второй — 98%; расходный
коэффициент соответственно 1,03... 1,02.
§ 40.	Балки и рельсы
Помимо железнодорожных рельсов и двутавровых балок (№ 18...
60) на рельсобалочных станах прокатывают швеллер (№ 18...45),
угловой профиль (140х 140...250 x 250), полосы круглого и квадрат-
ного сечений (диаметром и стороной квадрата 100...350 мм), а также
ряд других тяжелых профилей (трамвайный рельс, шпунт, тракторный
башмак, зетовый профиль и др.).
В качестве исходного материала при прокатке на рельсобалочных
станах используют блюмы сечением 250 x 250...400 x 400 мм и разрез-
ную фасонную заготовку (для прокатки крупных размеров балок, швел-
леров и др.) длиной 4,5...6,0 м.
Наиболее целесообразным режимом работы рельсобалочного стана
считается такой, при котором блюмы после охлаждения и соответст-
вующей зачистки поверхности поступают для нагрева в методические
печи, устанавливаемые между блюмингом и рельсобалочным станом.
Хсйгя при этом имеют место дополнительные затраты на сооружение
печей и их оборудование, возрастает расход топлива и угар металла,
этот метод имеет определенные преимущества в отличие от метода,
когда блюмы без охлаждения, а следовательно, и без тщательного ос-
мотра и зачистки (при отсутствии в потоке машины огневой зачистки),
без дополнительного подогрева или с некоторым подогревом сразу по-
ступают на прокатку в рельсобалочный стан. К преимуществам такой
независимой работы этих станов следует также отнести широкую воз-
можность регулировать температуру начала и конца прокатки, что
приводит к увеличению выхода годного продукта, уменьшению рас-
хода валков и электроэнергии.
Помимо основной операции — прокатки — на рельсобалочных ста-
нах выполняют резку металла, охлаждение, правку, зачистку, термиче-
скую обработку и т. п. Для этой цели в необходимой последователь-
ности устанавливают соответствующее оборудование. На рис. 135
показана схема размещения оборудования двухлинейного четырехкле-
тевого рельсобалочного стана. Первую клеть такого стана устанавли-
вают на отдельной линии. Она по существу представляет собой блюминг
с диаметром валков 900...950 мм и двигателем мощностью до 6000 кВт.
Эта клеть обеспечивает уменьшение поперечного сечения исходных блю-
мов путем прокатки чаще всего в ящичных калибрах. При получении
сложных профилей на валках клети 900...950 мм размещают черновые
фасонные калибры для предварительной обработки полосы. Вторая
линия этого стана включает две черновые клети трио 800...850 мм и одну
чистовую клеть дуо 800...850 мм. Эта последняя чистовая клеть имеет
самостоятельный привод мощностью 2400 кВт. В качестве привода кле-
тей трио используют электродвигатель постоянного тока мощностью
8100 кВт с регулируемой частотой вращения ПО...200 мин"1. При
230
1
Рис. 135. Схема расположения оборудования рельсобалочного стана:
1 — склад заготовок; 11 — печной пролет; 111 — машинный зал; /V — пролет стана; V — термическое отделение; VI — рельсоотде-
лочная; VII — склад рельсов и балок; VII/ — балкоотделочная; 1 — загрузочная площадка; 2 — загрузочный рольганг; 3 — мето-
дическая печь; 4 — обжимная клеть 950 мм; 5 — ямы для окалины; б, 7 — клети трио 800 мм; 8 — чистовая клеть дуо 850 мм;
9 — дисковые пнлы; 10 — штемпельная машина; 11 — гибочная машина; 12 — холодильники; 13 — шлепперы; 14 — коробы
л я охлаждения; 15 — нормализацнониые проходные печи; 16 — фрезерный станок; /7 — сверлильный станок; 18,20 — правйльные
машины; 19 — правйльные прессы; 21 — ножницы; 22 — инспекторские стеллажи; 23 —дисковая пила
>1
необходимости к этому двигателю можно подключать и чистовую клеть
с помощью трефообразных шпинделей и муфт.
Следует отметить, что на некоторых рельсобалочных станах преду-
смотрена возможность прокатки широкополочных балок, полки кото-
рых перпендикулярны их шейке. В данном случае используют сменные
универсальные клети (с вертикальными валками), которые при про-
катке таких балок устанавливают на место чистовой клети.
Большинство технологических операций при работе рельсобалочно-
го стана автоматизировано. К таким автоматизированным участкам
и операциям прежде всего следует отнести работу нагревательных пе-
чей, включая посадку и выдачу блюмов, работу обжимной клети, подъ-
емных столов на клетях трио, автоматизированную подачу полосы в чи-
стовую клеть, которая должна быть строго согласована с работой уста-
новленных за ней дисковых пил, работу шлепперов и пр.
Наибольшую сложность в технологическом отношении представляет
производство железнодорожных рельсов, к качеству которых предъяв-
ляют высокие требования. Как известно, рельсы в условиях эксплуата-
ции испытывают значительные нагружения, в том ^исле динамические.
Поэтому рельсы должны иметь высокую прочность и износоустой-
чивость. Их изготовляют главным образом из мартеновской высокоугле-
родистой стали (С=0,70...0,82%), легированной марганцем (Мп=
=0,75... 1,05%). Жидкий металл подвергают внепечному вакуумиро-
ванию, что обеспечивает удаление 70...80% водорода и 70...75% кисло-
рода. Существенно улучшается качество рельсового металла продувкой
в ковше инертным газом, в частности аргоном. Это уменьшает содер-
жание кислорода и водорода в жидкой стали. Разливку рельсового
металла выполняют сверху в уширенные кверху изложницы с утеп-
лительными прибыльными надставками, что обеспечивает выход уса-
дочной рыхлости в прибыльную часть слитка и способствует однород-
ности свойств рельсовой стали по высоте слитка.
Процессы прокатки и обработки рельсов сводятся к следующему.
Нагретые до температуры П80...1200°С блюмы сечением приблизи-
тельно 320 x 320 мм выдаются из печи и поступают к реверсивной клети,
где производят 5...7 проходов в ящичных и тавровых калибрах. После
этого раскат поступает на первую и вторую черновые клети трио, на
валках которых имеются рельсовые калибры (см. § 37). Последний про-
ход производится в чистовом калибре клети дуо. Температура конца
прокатки составляет примерно 900°С. При производстве рельсов боль-
шое внимание уделяют шероховатости поверхности и качеству гео-
метрии профиля. Заметное улучшение этих показателей достигают при-
менением блока чистовых универсальных клетей повышенной жест-
кости.
По выходе из чистовой клети полосы длиной более 75 м по рольгангу
подают к салазковым пилам горячей резки, разрезают на рельсы дли-
ной 25 м с учетом усадки их при охлаждении и припуска на механиче-
скую обработку торцов на фрезерных станках. После резки рельсы
проходят клеймовочную машину, где на шейку наносят номер плавки
и порядковый номер рельса из слитка, считая первым рельсом полу-
ченный из верхней (головной) части слитка.
232
Перед поступлением рельсов на холодильники при помощи роли-
ковой машины производят предварительную загибку на подошву так,
чтобы головка рельса находилась на внешней образующей. Эта опе-
рация вызвана тем обстоятельством, что по своей форме головка рельса
отличается от подошвы большим объемом с меньшей поверхностью, что
в процессе прокатки приводит к появлению разницы температур го-
ловки и подошвы. Температура головки рельса по окончании прокатки
всегда на 5О...7О°С выше температуры подошвы. Это вызывает различ-
ную усадку по головке и подошве и искривление рельса по мере его
охлаждения. Если же предварительно выполнить загиб на подошву,
то при охлаждении рельсы становятся более прямыми, а это упрощает
выполнение последующего процесса правки и уменьшает при правке
в холодном состоянии появление дополнительных напряжений, сни-
жающих качество рельсов.
Для охлаждения металла после прокатки на рельсобалочном стане
предусмотрены холодильники, состоящие из нескольких групп и за-
нимающие большую площадь (2000 м2 и более). По мере охлаждения
полосы перемещаются шлепперами перпендикулярно пролету стана.
Рельсовая сталь склонна к образованию флокенов, появление ко-
торых связано с наличием в стали водорода, находящегося в твердом
растворе. Эффективным способом предупреждения появления флокенов
является изотермическая выдержка при температурах, отвечающих
максимальной подвижности водорода. Для рельсовой стали темпера-
тура изотермической выдержки в течение двух часов составляет 600...
650°С. Перед этим металл полезно переохладить до 250...300°С на
некоторое время, а затем снова нагреть до температуры изотермической
выдержки. Это сокращает продолжительность самой выдержки.
Помимо изотермической выдержки для предупреждения образова-
ния флокенов применяют замедленное охлаждение с температур 400...
450°С в течение 4...5 ч. В производственных условиях замедленное
охлаждение осуществляют в коробах или колодцах. Загрузка произ-
водится краном с магнитными траверсами. В короб, представляющий
собой металлический каркас, футерованный изнутри шамотным кир-
пичом, загружают 40...60 т рельсов, после чего короб закрывают крыш-
кой. Охлаждение длится 7 ч, и дополнительно рельсы выдерживают
в коробах 30 мин со снятой крышкой.
Замедленное охлаждение не только предупреждает образование
в рельсах флокенов, но и уменьшает возможность появления терми-
ческих остаточных напряжений. Однако выполнение этого процесса
в неотапливаемых колодцах не обеспечивает равномерного охлаждения
рельсов по высоте и длине колодца, а их сравнительно низкая произ-
водительность приводит к необходимости постройки значительного ко-
личества колодцев и коробов. Поэтому более рациональным способом
предотвращения образования флокенов является двухчасовая изотер-
мическая выдержка в печи при температуре 600°С с последующим
охлаждением на воздухе.
Надежным способом предотвращения образования флокенов наряду
с отмеченными является замедленное охлаждение блюмов после про-
катки. Хотя при этом происходит потеря теплоты в блюмах, однако
233
отсутствие флокенов в блюмах и возможность организации тщательной
зачистки поверхностных дефектов на них после охлаждения заметно
увеличивают выход рельсов первого сорта, что окупает расходы на
дополнительный нагрев блюмов в методических печах.
Улучшение свойств по длине рельса обеспечивают нормализация
и сорбитизация, т. е. процессы, способствующие получению мелкозер-
нистой структуры. При этом повышаются вязкость и усталостная проч-
ность, а конвертерная сталь теряет склонность к старению. Для нор-
мализации устанавливают проходные печи, в которых рельсы нагре-
вают до 84О...86О°С, а затем охлаждают на воздухе.
Получение сорбитной структуры может выполняться и с прокатного
нагрева. Важно, чтобы температура металла при закалке была не ниже
750°С. Сам процесс закалки может выполняться или периодическим
погружением головки в воду, или обрызгиванием водой с последующим
самоотпуском. Сорбитизация заметно повышает износоустойчивость
головки рельса и ударную вязкость при низких температурах.
Высокие механические свойства металла можно получить при объ-
емной закалке рельсов в масле. При такой обработке необходимы печь
скоростного нагрева, транспортные средства, закалочная траверса,
масляный бак и печь для отпуска. Рельсы нагреваются до 89О...92О°С
при непрерывном возвратно-поступательном движении для более рав-
номерного прогрева по всей длине. После выхода из печи рельсы вы-
держивают на воздухе 30...60 с для выравнивания температуры по
длине, при этом температура металла понижается до 82О...84О°С. За-
калку производят погружением рельса в бак с веретенным маслом,
имеющим температуру выше 120°С. Охлаждение длится 4...6 мин,
после чего дается двухчасовой отпуск при 480...500°С. Такая обработка
обеспечивает получение сорбитной структуры, что увеличивает пре-
делы прочности и текучести, ударную вязкость и износостойкость.
Твердость на поверхности катания составляет НВ331...388, а пределы
прочности и текучести обычно не менее 1250... 1350 и 850... 1050 МПа.
Это увеличивает эксплуатационный срок службы объемно-закаленных
рельсов в 1,5...2 раза по сравнению с обычными.
Перед окончательной отделкой производят правку рельсов в хо-
лодном состоянии на роликоправйльных машинах и доправку на ме-
ханических прессах. Выправленные рельсы подают на фрезерные груп-
пы, где на фрезерных и сверлильных или комбинированных станках
выполняют их торцевание и придание им точных размеров по длине,
а также сверление отверстий в шейке, необходимых для скрепления
рельсов друг с другом при их укладке в пути.
При эксплуатации рельсов наибольшим динамическим воздейст-
виям подвергаются их концы на стыках. Чтобы увеличить долговеч-
ность рельса, особенно если рельс не получил объемной закалки, его
концы подвергают закалке токами высокой частоты с получением сор-
битной структуры. Для этой цели на концы по существу готовых рель-
сов устанавливают индукторы, подключенные к высокочастотным ге-
нераторам. На основании практических и экспериментальных данных
оптимальной частотой тока при поверхностной закалке концов рельсов
считают частоту 500 Гц. Нагрев обычно длится 40...45 с, после чего
234
автоматически включается подача охлаждающей эмульсии или сжатого
воздуха примерно на 30 с. Такая поверхностная закалка концов рель-
сов на длину до 150 мм обеспечивает глубину закаленного слоя 4..Тб мм
с твердостью до НВ400.
Заключительный этап подготовки рельсов перед сдачей заказчику —
их тщательный осмотр на инспекторских стеллажах. Такие внешние
дефекты, как трещины и волосовины, следы усадочной раковины и рых-
лости, расслоения, плены, отклонения в размерах профиля, наличие
закатов и пр., считаются недопустимыми. Рельсы перед сдачей потре-
бителю проходят ударные (копровые) испытания, проверку механиче-
ских свойств, а также соответствие химическому составу данной пар-
тии рельсов. Большая работа проводится по созданию неразрушающе-
го контроля качества железнодорожных рельсов. Промышленная
эксплуатация ультразвуковых установок показала надежные резуль-
таты контроля внутренних дефектов рельсов в производственном
потоке.
Технологический процесс производства балок, швеллеров, шпунта
и других фасонных профилей крупного сечения, прокатываемых на
рельсобалочных станах, включает такие операции, как нагрев ме!алла
до температур 1200...1280°С, прокатку, резку пилами на мерные длины,
охлаждение в холодильниках, правку в холодном состоянии на роли-
коправйльных машинах и механических прессах, осмотр, контроль-
ные испытания и пр.
Исходным материалом при получении такого вида изделий явля-
ются блюмы сечением .250 x 250...400 x 400 мм, причем для тяжелых
балок и швеллеров сечение блюмов соответствует фасонной разрезной
заготовке.
На дуо-реверсивной клети рельсобалочного стана прокатка ведется
в 5...7 проходов в ящичных и разрезных калибрах, на первой и второй
клетях трио дается по 3...5 проходов в калибрах, соответствующих
прокатываемому профилю, и на четвертой клети — один проход в чи-
стовом калибре. По окончании прокатки температура полосы состав-
ляет 850...900°С. Резка металла на мерные длины выполняется в горя-
чем виде.
Наряду с обычными балками металлургическая промышленность
выпускает балки с параллельными полками, что позволяет экономить
до 15% металла при сохранении их прочности и сокращает строитель-
ные затраты на изготовление и монтаж металлоконструкций. Особенно
велик интерес во всех странах к производству широкополочных балок
высотой до 1000... 1100 мм и шириной полок до 400...490 мм. Такие бал-
ки изготовляют на универсальных балочных станах, рельсобалочных
и крупносортных станах и производят сваркой на специализированных
станах.
Широкое распространение получили универсальные балочные ста-
ны с диаметром валков 1100...1450 мм (рис. 136). При прокатке приме-
няют открытые калибры универсальных клетей со свободным ушире-
нием полок и биконическими вертикальными валками в черновых и
промежуточных линиях (/, //). Использование таких калибров позво-
ляет в одной клети и на одном комплекте валков выпускать широкий
235
сортамент балок с различным соотношением ширины полок и толщины
стенок. Исходным продуктом на таких станах являются фасонные за-
готовки, получаемые на крупных блюмингах с диаметром валков 1200..
1520 мм из прямоугольных или фасонных слитков массой 10...25 т.
Успешно может решаться задача получения фасонной заготовки для
широкополочных балок на машинах непрерывного литья заготовок
МНЛЗ.
Считается также, что экономичным способом производства широко-
полочных балок высотой более 600 мм является сварка. При этом мож-
Рис. 136. Схема прокатки балок с параллельными полками
сальном балочном стане:
/ — черновая линия; II — промежуточная линия; III — чистовая
главная клеть; 2 — вспомогательная клеть
на универ-
лнння: /’ —
но получать балки с толщиной стенки менее 3...4 мм, что практически
исключено при прокатке.
При прокатке на рельсобалочных станах, так же как и на блюмин-
гах, слябингах и заготовочных станах, имеются потери металла из-за
отходов в виде обрезков до 3,..4% ив виде печной и воздушной окали-
ны до 1,5...2% В связи с этим расходный коэффициент металла (счи-
тая от слитка) при производстве рельсов составляет 1,3... 1,35, а при
производстве балок и других фасонных профилей, прокатываемых из
кипящей стали,— 1,18...1,2.
Производительность рельсобалочного стана обычно составляет
1,2... 1,5 млн. т в год готового проката.
§ 41.	Крупно-, средне-
и мелкосортный прокат
Наиболее распространенными профилями общего и специального
назначения, прокатываемыми на сортовых станах, являются круглый,
квадратный с диаметром или стороной от 8 до 150 мм, полосовой ши-
риной полосы от 20 до 200 мм, угловой равнобокий 20 X 20... 150X150 мм
и неравнобокий 30x20...150Х120 мм, швеллерный и тавровый высотой
до 300 мм, рельсовый. Рост производства автомобилей увеличивает
потребность в различного типа рессорах и профилей для автомобиль-
ных колес. Велика потребность в тонкостенных профилях и т. п.
В качестве исходного материала при прокатке сортового металла
используют блюмы и заготовки, получаемые прокаткой и на машинах
непрерывной разливки МНЛЗ, которые обеспечивают производство
236
Рис. 137. Схема расположения оборудования крупносортного стана 650:
/ - проле,^л-даТ	^«5 -^Гмн^^зе^и^ «о;V“-И^ьЖ
-Н промежуточные	~ раскатные рольганги задней стороны: /2 - дисковые пи-
г	лы; /<? холодильники
литых заготовок сечением от 70 x 70 до 320 x 320 мм. Лишь в редких
случаях на линейных станах старых заводов в качестве исходного ма-
териала используют мелкие слитки.
При прокатке на мелкосортных станах применяют заготовки сече-
нием 50X50... 125X125 и длиной до 9000... 10 000 мм, на среднесорт-
ных — 80 X 80... 170X170 и длиной до 6000...9000 мм, на крупносорт-
ных — 150X 150...300x300 и длиной 4500...6000 мм. Нагрев заготовок
выполняется в методических печах. При этом заготовки сечением до
100x100 мм нагревают в печах с боковой посадкой и выдачей, заго-
товки более крупного сечения — в печах с торцовой посадкой и вы-
дачей.
По размещению основного оборудования сортовые станы подразде-
ляют на следующие типы.
Линейные станы чаще всего встречаются в старых прокатных це-
хах. В настоящее время их устанавливают сравнительно редко и глав-
ным образом для получения крупносортного проката. К таким станам
относится стан 650 (рис. 137), предназначенный для прокатки швел-
леров и балок № 16...30, в том числе широкополочных круглого про-
филя диаметром 70...220 мм, квадратных полос со стороной 50... 150 мм,
рудничных рельсов и пр. Стан имеет четыре клети, расположенных
в две линии. Первая является обжимной и имеет одну дуо-реверсивную
клеть 800. Чистовая линия имеет две клети трио и одну клеть дуо с са-
мостоятельным приводом. Диаметр валков чистовой линии 650 мм. Ис-
ходным материалом являются блюмы сечением 250х250...300х300 мм,
которые перед прокаткой нагревают в методических печах. После про-
катки на чистовой линии полосы поступают к салазковым пилам горя-
чей резки, где раскат разрезают на штанги необходимой длины. Охлаж-
дается металл в холодильнике, перемещаясь по которому, штанги
попадают к правильным машинам и на склад ютовых изделий.
Производительность такого стана составляет 700...800 тыс. т. готового
проката в год. ,
Непрерывные прокатные станы, хотя и являются наиболее произ-
водительными, но для производства крупно- и среднесортного проката
не получили широкого распространения, что объясняется следующими
причинами: 1. Потребность в прокате крупного сечения при широком
сортаменте в единицах длины довольно ограничена. Следовательно,
высокая производительность такого стана не будет полностью исполь-
зована из-за необходимости частых перестроек. 2, Способы непрерыв-
ной прокатки без натяжения (с петлей) и с натяжением пока не обеспе-
чивают постоянства профиля по длине из-за отсутствия надежных ме-
тодов стабильного поддержания межклетевых натяжений, близких
к нулевым. Однако непрерывный метод прокатки благодаря ряду преи-
муществ внедряется в производство крупносортного проката введе-
нием в состав крупносортных станов отдельных непрерывных групп.
В качестве примера такого комбинированного стана может служить
полунепрерывный крупносортный стан 600 (рис. 138). В нем имеется
17 рабочих клетей, размещенных последовательно в трех параллель-
ных рядах: в первом — 10 клетей, часть из которых (5, 7 и 12) с верти-
кальными валками, во втором — четыре и в третьем — три клети. Все
238
Рис. 138. Схема полунепрерывного крупносортного стана 600:
к — кантователь; / — печи; 2 — рольганг; 5, 4 — клети с горизонтальными валками 850 мм; 5, 7, 12 — клети с вертикальными валками
73С мм; б, 8, 11, 13, 14, 15, 16 клети с горизонтальными валками 730 мм; 9 — проходная подогревательная печь: 10 — ножницы 800 т;
17, 18, 19, 20, 21 — клети с горизонтальными валками 580 мм
рабочие клети имеют свой привод валков. Мощность двигателей гори-
зонтальных валков составляет 1300...3000 кВт, клети с вертикальными
валками имеют но два двигателя мощностью 500 кВт каждый. Диа-
метр горизонтальных валков от 850 до 580 мм, длина бочки 800 мм.
Полосы к рабочим клетям подают с помощью рольгангов, а пере-
дают из одного ряда клетей в другой шлепперами. Для кантования по-
лос перед клетями предусмотрены кантователи. Готовый раскат из
чистовой клети поступает к салазковым пилам для резки на мерные
длины или непосредственно по рольгангу к цепному холодильнику для
охлаждения и транспортировки к правильным машинам. При необхо-
димости резка полос на мерные длины может выполняться в холодном
состоянии. Готовые штанги поступают в сборочные карманы, откуда
краном переносятся на склад готового проката.
Большая часть технологических операций выполняется автоматиче-
ски. Так, автоматизированы загрузка и выдача нагретых заготовок из
печи, подача металла к стану по отводящему от печей рольгангу, по-
дача полосы в валки первой клети, последующая ее кантовка и транс-
портировка к следующим клетям 'по рольгангу, а также работа шлеп-
перов и других механизмов стана. Производительность такого автома-
тизированного стана составляет около 2 млн. т готового проката в год.
Для производства средне- и мелкосортного проката все большее
применение получают непрерывные станы с диаметром валков 300...
400 мм. В качестве привода валков каждой рабочей клети используют
электродвигатели с широким диапазоном регулирования частоты вра-
щения. Это позволяет быстро и точно устанавливать постоянство се-
кундного объема металла по клетям при прокатке, вследствие чего
упрощается настройка стана. Помимо этого, подобные сортовые непре-
рывные станы имеют чередующееся расположение рабочих клетей
с горизонтальными и вертикальными валками. Клети с вертикальными
валками устраняют необходимость кантовки полосы при прокатке,
что исключает применение ненадежных в работе кантующих проводок.
На рис. 139 показана схема размещения оборудования сортового
непрерывного стана 300, состоящего из черновой и чистовой групп,
между которыми установлены летучие ножницы для отрезки перед-
него конпа полосы или разрезки на части. Черновая группа имеет семь
рабочих клетей, причем две клети — с вертикальными валками. Чи-
стовая группа состоит из восьми клетей, три из которых — с верти-
кальными валками. Перед станом установлена одна печь с боковой по-
садкой и выдачей, в которой нагревают заготовки сечением 75 x 75...
100X100 мм и длиной до 9 м.
Для уменьшения длины холодильника за чистовой клетью установ-
лены летучие ножницы, которые разрезают выходящий из валков го-
товый прокат на ходу при скорости движения переднего конца полосы
до 15 м/с. Кроме того, за чистовой группой установлены моталки, сма-
тывающие в бунт прокат круглого и квадратного профиля, а в руло-
ны — полосовой прокат.
Такой стан производит круглые и квадратные прутки диаметром
или стороной квадрата 10...30 мм, ленту и полосы размером 1,5...3,5х
X25...200 мм, угловой профиль № 3...5 и др.
240
Рис. 139. Схема непрерывного сортового стана 300:
£ "Г, приемная решетка; 2 — нагревательная печь; 3 •— выталкиватель; 4 — ножиитты* л о м /7 ;о	_
» . 10, 11, 13, 14, 16, 18, 20 — клети дуо с горизонтальными палками; 12, 21 — летучие ножницы’ 22 — пячяльиВле?Тм^н?«и?!МИ0 9Ва‘П«аМИ:
для полосовой стали; 14 - моталка для круглого и квадретно^^кЖГ^Йожии^ГТ^мрГ"^ 33‘~ МС™
Процесс прокатки может выполняться в одну или две нитки при
максимальной выходной скорости до 15 м/с. На стане полностью ис-
ключается применение ручного труда, а его производительность до-
стигает 600 тыс. т готового проката в год.
Для расширения сортамента и повышения производительности
непрерывных станов часто предусматривают установку дублирующих
групп чистовых и промежуточных клетей, а если имеется воз-
можность,— прокатку двух ниток с одновременной прокаткой разных
профилей по каждой нитке; для ускорения перехода на новый профиль
часто используют устройства, ускоряющие замену валков, калибров
и валковой арматуры. Одновременно с этим при производстве профи-
лей малотоннажных партий можно широко использовать старые ли-
нейные станы, хотя их производительность невелика, их трудно меха-
низировать и автоматизировать, у них в большинстве случаев неудов-
летворительный температурный режим прокатки по длине полосы,
сравнительно низкая точность размеров профиля. Однако такие станы
отличаются высокой маневренностью и весьма гибки при получении
на них разнородных профилей, необходимых в ограниченном объеме.
Для производства средне- и мелкосортных профилей широкое рас-
пространение наряду с непрерывными и комбинированными станами
получили станы с последовательным расположением клетей. Количе-
ство рабочих клетей на таких станах принимают равным числу прохо-
дов металла между валками для получения готового профиля из заго-
товки. Работа в данном случае ведется по принципу «в каждой клети —
один проход». Это снижает потери рабочего времени на настройку
стана, облегчает переход при прокатке одного профиля к другому. Ско-
рость прокатки в чистовых клетях на таких станах достигает 10...
15 м/с. Производительность станов зависит от принятой конструкции
и сортамента и может составлять от 500 тыс. до 1,5 млн. т готового
проката в год.
§ 42. Катанка
Катанку, главным образом круглого поперечного сечения, диа-
метром 5,5...9 мм производят на проволочных станах, которые по прин-
ципу прокатки подразделяются на линейные, полунепрерывные и не-
прерывные.
Станы линейного типа утратили свое значение и встречаются лишь
на старых заводах, так как прокатка на них ведется с применением
ручного труда, а из-за малых скоростей прокатки (не более 10 м/с) их
производительность при низком качестве продукта невелика. Поэтому
в настоящее время устанавливают исключительно непрерывные про-
волочные станы высокой производительности с большими скоростями
прокатки в чистовой клети — до 40 м/с в станах с чередующимися
клетями с горизонтальными и вертикальными валками и до 50...60 м/с
в клетях с групповым приводом, выполненных в виде компактных бло-
ков по 9... 12 двухвалковых или трехвалковых клетей в каждом блоке.
Прокатка на обычных непрерывных станах в компактных блоках обес-
печивает высокую точность размеров катанки (до ±0,2...0,3 мм) и еще
242
Рис. 140. Схема расположения оборудования непрерывного проволочного стана:
1 — загрузочная решетка; 2 — загрузочная решетка для возврата; 3 — весы; 4 — нагревательная печь; 6 — машина термической прз-
ки возврата; 6 — стыкосварочная машина; 7 — петлевая яма; 8 — индукционная подогревательная печь; 9 — ножницы* 10 — чрпновыр
клети; 11 — аварийные летучие ножницы; 12 — первая промежуточная группа клетей; 13 — петлевики; 14 — вторая’ rnvnna ппомр-
жуточных клетей; /5 — чистовая непрерывная группа клетей; 16 — моталки для проволоки; /7 — буитовязэльные машины % —
транспортеры бунтов; 19 — крюковые конвейеры для бунтов; 20 — съемники и пакетировщики бунтов; 21 — передаточная тележка

более жесткие допуски (до ±0,1 мм). Одновременно с этим улучшилось
качество поверхности металла, повысилась однородность структуры
и свойств металла по длине бунта благодаря высокой стабильности
температуры прокатки по длине.
На рис. 140 показана схема непрерывного 4-ниточного проволочного
стана 250, состоящего из 37 рабочих клетей. Прокатка каждой полосы
выполняется в 21 клети. Стан состоит из черновой группы (девять кле-
тей, из которых семь — 480 и две — 370 мм), двух промежуточных
групп: первая имеет четыре клети 320 мм, вторая — 2X4 клети 320 мм.
Четыре параллельных чистовых непрерывных группы имеют по две
вертикальных и по две горизонтальных клети 250 мм. В чистовой линии
валки вращаются в подшипниках жидкостного трения, а в качестве
привода используются безредукторные двигатели, что обеспечивает
частоту вращения до 4000 мин'1. Валки всех клетей имеют свой инди-
видуальный привод с общей мощностью 20 200 кВт.
Заготовки нагревают в двух методических печах с боковой выдачей.
По выходе из печи передний конец заготовки приваривается стыковоч-
ной машиной к заднему концу прокатываемой полосы, что обеспечи-
вает непрерывность процесса, а следовательно, и постоянство условий
прокатки. Печи ТВЧ, установленные перед первой клетью, позволяют
выравнивать и регулировать температуру металла. Прокатка на таком
стане выполняется при полной автоматизации, а его производитель-
ность составляет 800 тыс. т в год.
Значительное распространение получают непрерывные двух- и
трехвалковые станы блочной конструкции. Двухвалковые блоки пред-
ставляют собой малогабаритные клети с расстоянием между валками
400...600 мм. Валки, диаметр которых можно принимать до 150 мм,
располагают в пазах общей рамы под углом 45° к горизонтали. Следую-
щие оси пары валков располагают друг за другом с поворотом на 90°.
Трехвалковые блоки имеют валки диаметром 270...300 мм в виде дис-
ков с ручьями, которые располагаются под углом 120° относительно
друг друга, образуя соответствующий калибр.
Блоки обычно имеют груповой привод валков на всю клеть через
систему конических и цилиндрических шестерен и трансмиссионные
валы, смонтированные в общей жесткой раме. Валки, которые изго-
товляют из твердых материалов, жестко зафиксированы и не требуют
регулировки. Основным преимуществом блочной системы является от-
сутствие необходимости кантовки полосы при переходе из одного ка-
либра в другой. Компактное размещение рабочих клетей заметно умень-
шает потребность производственных площадей и затраты на механиче-
ское оборудование. Обычно катанку получают за 23...25 проходов,
которые выполняются в черновой группе из 6...8 клетей с диаметром
валков 450...350 мм, в промежуточной группе из 6...8 клетей с диамет-
ром валков 350...300 мм и в чистовой из 10 клетей с диаметром валков
200... 150 мм.
Сечение исходной заготовки берется 70Х 70...120Х 120 мм, масса
до 2300 кг.
Благодаря высокой скорости прокатки на обычных непрерывных
и блочных станах температура металла по ходу прокатки снижается
244
мало, а в последних клетях даже возрастает и может составлять после
чистовой клети 1000...1050°С, что увеличивает потери на воздушную
окалину (до 1,5%), вызывает обезуглероживание поверхностного слоя
и ухудшает структуру металла по длине бунта. Для устранения этих
нежелательных явлений на проволочных станах применяют охлаж-
дение катанки водой в направляющих трубках от последней клети до
моталки или сжатым воздухом — «рассеянные» витки катанки. Окон-
чательное охлаждение металл получает в бунтах на движущихся кон-
вейерах или транспортерах.
Наряду с традиционным способом производства катанки из заготов-
ки в 50-х годах был разработан проект литейно-прокатного агрегата
для получения катанки из жидкой меди или алюминия. Агрегат не-
прерывного получения катанки состоит из плавильной печи и кристал-
лизатора, совмещенного с непрерывным прокатным станом. Первые
подобные установки имели производительность 1,5 т/ч алюминиевой
катанки. Агрегаты более позднего времени имеют производительность
при получении алюминиевой катанки около 5,2 т/ч, а медной — 10 т/ч.
На ряде заводов успешно работают литейно-прокатные агрегаты
конструкции ВНИИМЕТМАШа для производства алюминиевой и мед-
ной катанки. При их сооружении удельные затраты снижены в 2,7 раза
по сравнению с установками прокатки катанки из заготовки. К достоин-
ствам нового технологического процесса следует отнести резкое повы-
шение производительности труда благодаря возможности полной авто-
матизации. Серьезным преимуществом также является большая масса
получаемого бунта (например, для меди в 10...20 раз выше обычной про-
катки), что значительно упрощает последующую обработку.
Ряд экономических и технических достоинств литейно-прокатных
агрегатов являются основной причиной попыток создания установок
для производства этим методом стальной катанкй.
§ 43.	Полосовой прокат
Для изготовления сварных труб, гнутых профилей и других видов
изделий широко применяют полосовой прокат (штрипсы) толщиной
1,7...15 и шириной 30...400 мм, а также ленту толщиной 1,5...3,5
и шириной 20...500 мм. Подобного вида изделия получают на специа-
лизированных, так называемых штрипсовых станах. Такие станы
обычно строят непрерывными, состоящими из 13... 15 рабочих клетей
с вертикальными валками. Все клети имеют самостоятельный привод
с регулируемой частотой вращения. Скорость прокатки на таких
станах достигает 21 м/с.
На рис. 141 показана схема штрипсового стана, на котором полу-
чают штрипсы и ленту толщиной от 2,5 до 5,0 и шириной 70...400 мм.
Стан имеет 15 рабочих клетей, из них четыре дуо 480 мм, три дуо
420 мм, три кварто 270/500 мм, обеспечивающие получение более
точных размеров полосы по толщине, и пять клетей с вертикальными
валками.
Заготовки сечением 100X100... 100x400 мм, длиной 12 м нагре-
вают в методической печи с боковой посадкой и выдачей. В процессе
245
Рис. 141. Схема расположения оборудования непрерывного полосового стана:
/ _ пролет склада заготовок; II — машинный зал; 111 — пролет стана; IV — склад готового проката; 1 — загрузочная площадка;
2 — рольганг, подводящий к печи; 3 — вталкивающее устройство; 4 — толкатель; 5 — выталкиватель; 6 — вытаскиватель; 7 — ножни-
цы для отрезки переднего конца; 8 — черновые клети; 9 — летучие ножницы; 10 — чистовые клети; 11 — транспортер; 12 — моталки:
13 — транспортеры для охлаждения рулонов; 14 — разгрузочное устройство
прокатки обращают серьезное внимание на удаление окалины, для
чего используют гидросбив с давлением воды до 10 МПа. Прокатанный
металл сматывают в рулоны на моталках, установленных за чистовой
клетью. Чтобы иметь необходимую для данной стали температуру
полосы при сматывании, между чистовой клетью и моталками уста-
новлено душирующее устройство, обеспечивающее регулируемую
подачу воды на полосу во время ее движения. На склад рулоны по-
ступают по транспортеру-холодильнику. Разрезку полос на мерные
длины, если возникает такая необходимость, производят в холодном
состоянии.
Производительность такого стана составляет 500...600 тыс. т в
год готового проката.
Глава VII
ПРОКАТКА ЛИСТА
Рассмотренное ранее разделение листов на толстые и тонкие не
определяет типа прокатного стана, на котором они производятся.
Характерно, что непрерывные и полунепрерывные листовые станы
прокатывают и тонкие и толстые листы (полосы), что дает основание
называть их широкополосными.
. Листы являются наиболее универсальным и экономичным видом
проката, так как их используют в качестве исходного, материала для
штамповки и сварки самых разнообразных изделий. Доля листового
проката во многих странах превышает 50%, что вызвано огромной
потребностью листа в автомобильной, судостроительной, авиацион-
ной, строительной, консервной и других отраслях промышленности.
Современные широкополосные листовые станы являются непре-
рывными или полунепрерывными станами с высокой степенью меха-
низации и автоматизации технологического процесса (нагрев, про-
катка, отделка и пр.). Широкополосные станы горячей прокатки
имеют рабочие клети кварто чаще всего с длиной бочки рабочих вал-
ков 2000...2300 мм с тенденцией к увеличению длины бочки валков.
Такие станы в зависимости от скорости прокатки и массы исходного
продукта обеспечивают производительность 3...6 млн. т в год. При
этом стальные листы сматывают в рулоны массой до 45 т, алюминие-
вые массой до 20 т и имеется тенденция к увеличению массы стальных
рулонов до 50...70 т.
§ 44.	Толстые листы
Прокатные цехи металлургических заводов изготовляют толстые
листы толщиной 4... 160 и шириной 600...5000 мм. Длина таких листов
составляет от 6 до 28 м, но при возможности сматывания в рулон
длина может достигать и больших значений.
Исходным материалом при прокатке толстых листов являются
слябы. Однако при изготовлении листов толщиной более 50 мм и

247
массой более 20...30 т в качестве исходного продукта применяют
тяжелые листовые слитки. Прокатку листов меньших размеров из
слитков можно встретить лишь на некоторых заводах.
Масса и размеры слябов определяются размерами требуемых ли-
стов. Наиболее выгодны для листового стана слябы, имеющие наи-
меньшую толщину, а ширину, равную ширине готового листа. Это
способствует уменьшению числа проходов на стане и увеличению его
производительности. Однако при выборе размеров сляба учитывают
возможности и условия работы слябинга или блюминга и возможности
МНЛЗ. Чем меньше толщина сляба, тем ниже производительность
обжимных станов. Поэтому для конкретных условий завода всегда
необходимо определять оптимальные размеры слябов с учетом произ-
водительности установок, их изготовляющих.
Слябы перед прокаткой нагревают в методических печах; тяжелые
слитки — в камерных печах с выдвижным подом. Прокатка толстых
листов ведется преимущественно' на двухклетевых станах. Длину
бочки валков принимают в зависимости от размеров готового листа
по ширине. Обычно длину бочки валков берут на 300 мм больше ши-
рины листа при прокатке из сляба и на 400 мм — при прокатке из
слитка.
Основным типом рабочих клетей тяжелых толстолистовых станов
признаны клети кварто. Станины и вся рабочая система этих клетей
отличаются высокой жесткостью, они могут быть к тому же оснащены
противоизгибным устройством прокатных валков, что способствует
прокатке листа высокой точности. Допуск на толщину при ширине
листа до 5000 мм может составлять ±0,4 мм.
Рабочие валки чугунные или стальные принимают диаметром
1000... 1100 мм, диаметр опорных валков составляет 1500...2100 мм
с массой одного опорного валка 140... 180 т при длине бочки валков
более 5000 мм.
Рабочие валки обычно устанавливают в роликовых подшипниках;
опорные монтируют на подшипниках жидкостного трения или четы-
рехрядных роликовых подшипниках. Для устойчивости процесса
прокатки оси рабочих валков при их установке смещают по отно-
шению к оси опорных валков приблизительно на 10 мм.
Чтобы обеспечить выравнивание боковых кромок полосы, у ра-
бочих клетей с горизонтальным расположением валков устанавли-
вают клети с вертикальными валками (эджерные клети), обычно с
диаметром валков около 1000 мм и длиной бочки валков 600 мм.
Расстояние между вертикальными валками определяется шириной
прокатываемого листа и устанавливается с помощью нажимных уст-
ройств вертикальных валков.
Каждая рабочая клеть располагает коллектором с соплами для
сбива окалины водой под давлением до 10... 15 МПа.
На рис. 142 приводится схема расположения оборудования тол-
столистового стана 3600, который прокатывает листы толщиной 5...
50 мм и шириной до 3200 мм из сляба массой до 16 т, а также тол-
стые тяжелые плиты толщиной 50...200 мм из слитков массой до 40 т.
Нагретый слиток из нагревательных колодцев клещевым краном
248
8z:
-------1
Сечкой пролет
1230000
Железнодорожный путь
Оклад готовой продукции
31 37 38
ШЙ
/4
4
16 17 18 19
III1
РпЧ h-A-Fr-dJ JlJ
wr
. 9.11 , ft.
13
т
41 43
51
$7
48 5^41 1т-52 Железнодорож*
J-L ёЛ; иый путь
24
О
/2-Е± 24
-30

40 45 47 49
Склад слМ
- -  	, ► 
Рис. 142. Схема расположения оборудования толстолнстовог© стана 3600. Оборудование для прокатки и отделки листов толщи-
ной 50... 200 мм:
1 — нагревательные колодцы; 2 — клещевой кран 50 т; 3 — стационарный опрокидыватель слитков; 4 — подъемно-опускающийся стол; 5 — те-
лежка для слябов; 6 — поворотное устройство и вес; 7 — весы; 8 — методические печи; 9 — толкатель; 10 — рольганг; 11 — загрузочный роль-
ганг; 12 — дымовые трубы; 13 •— стеллаж; 14 — передаточная тележка; 15 — камерные печи с выдвижным подом; 15 — окалиноломатель (клеть
дуО); /7 _. линейки манипулятора; 18 — клеть с вертикальными валками; 19. — черновая клеть кварто 3600; 20 — мостовые краны; 21 у сталкива-
тель листов; 22 — подъемно-опускающийся стол; 23 — чистовая клеть кварто 3600; 24 — стенд огневой резки; 25 — стенд огневой зачистки;
26 — роликовая закалочная машина; 27 — кантователь листов; 28 — ножницы поперечной резки; 29 — транспортер обрезков; 30 — передаточный
шлеппер; 31 — ножницы № 5с полем «гусиных шеек»; 32 —- роликовые печи для нормализации листов; 5<9— 11-ролнковая правильная машина
№ 1; 34 — рольганг; 35 — холодильник с дисковыми роликами; 36 — семироликовая правйльная машина № 2; 37, 56 — роликовая правильная
машина; 38 — стеллаж огневой зачистки; 39 — роликовая правйльная машина № 3; 40 — передаточный шлеппер; 41 — охлаждающее устройство;
42 — карманы для листов; 43 — инспекционный стеллаж; 44 — весы; 45 — клеймовочные и маркировочные устройства; 46 — пе.чип Дл?. термиче-
ской обработки листов; 47 — ножницы поперечной резки; 48 —ультразвуковой дефектоскоп; 49 — кромкообрезиые ножницы № 2 и № 3 бара-
банного типа; 50 — транспортер обрезков; 51 — дисковые ножницы для обрезки боковых кромок; 52 — транспортер проб для испытаний;,53 —• ин-
спекционный стеллаж № 2; 54 — роликовая правйльная машина № 5; 55 — роликовая правйльная машина № 6 для листов толщиной 20...50 мм
подается на приемный рольганг и далее к реверсивной клети с верти-
кальными валками, где за несколько проходов с боковых граней сни-
мается конусность слитка. Последующую прокатку выполняют в
реверсивной первой горизонтальной клети кварто с кантовкой на 90°
после снятия конусности широких граней слитка для поперечной
прокатки в целях увеличения ширины слитка. Уширенный слиток
вновь поворачивают на 90° с помощью рольганга с коническими ро-
ликами и прокатывают до требуемой толщины. Для придания плите
необходимой ширины прокатку периодически выполняют в вертикаль-
ных валках. В процессе прокатки гидросбивом под давлением до
15 МПа удаляют окалину. По получении требуемой толщины (50...
200 мм) плиты укладывают в пакеты массой до 90 т и транспортируют
передаточной тележкой на участок замедленного охлаждения, огневой
резки, термической обработки, зачистки и пр.
При прокатке листов толщиной 5...50 мм нагрев слябов выпол-
няют в методических печах. Горячие слябы выталкиваются из печей
на приемный рольганг и далее подаются к клети с вертикальными
валками и к первой (черновой) клети кварто для прокатки. При не-
обходимости слябы разворачивают на 90° для прокатки в целях уве-
личения ширины. В черновой клети слябы прокатывают до толщины
75...20 мм с периодической обработкой боковых кромок в клети с
вертикальными валками. Окончательную прокатку выполняют в
чистовой клети кварто.
В процессе прокатки листов большое внимание уделяют своевре-
менному удалению с поверхности проката печной и воздушной ока-
лины. В противном случае окалина вдавливается в поверхностные
слои листа, что резко ухудшает его качество. Наиболее рациональным
способом удаления окалины считается гидросбив. Так же как и в
первой клети, в чистовой клети установлены сопла для подачи струи
воды под определенным углом (75...80°) к поверхности листа. При
прокатке вода под давлением 15 МПа периодически подается на по-
верхность листа, что обеспечивает хорошее удаление окалины.
Обычно температура начала прокатки в чистовой клети составляет
не менее 1050°С, конца прокатки — не менее 830°С. Эта температура
в необходимых случаях позволяет без дополнительного нагрева про-
изводить закалку листа, которую выполняют в роликовой закалочной
машине при возвратно-поступательном движении листа между роли-
ками в целях уменьшения его коробления при охлаждении. Кроме
закалки при необходимости ускоренного охлаждения используют
обдувание поверхности листов воздухом или в смеси с водой. В за-
висимости от химического состава металла и предъявляемых требо-
ваний к качеству листов охлаждение можно выполнять также в
штабелях на воздухе или в закрытых термосах. Помимо этого, для
улучшения механических характеристик металла можно применять
специальную термическую обработку — нормализацию, высокий от-
пуск, отжиг, закалку с отпуском и др.
Последующие операции включают такие виды отделки, как осмотр
и зачистка верхней и нижней поверхностей листов, разметка и раз-
резка, клеймение и маркировка, взвешивание, сортировка по заказам
250
и сдача на склад, после чего их отгружают заказчику. Поэтому на
участке отделки предусмотрены ножницы поперечной и продольной
резки, правйльные машины, кантователи на инспекционных стеллажах
для осмотра поверхностей листов с обеих сторон, ультразвуковые
дефектоскопы, машины для зачистки дефектов на поверхности листов,
весы для взвешивания и пр.
§ 45.	Тонкие листы
Тонкие листы изготовляют прокаткой в горячем и холодном со-
стоянии. Наиболее целесообразным способом получения горячека-
таных тонких листов является прокатка слябов на непрерывных
широкополосных станах (НШПС). На старых заводах или при неболь-
шом объеме производства еще можно обнаружить прокатку тонкого
листа штучным способом. Исходным материалом в данном случае
служит сутунка, которую перед прокаткой нагревают до 800...850°С.
Прокатку выполняют на линейных станах дуо или трио. Подачу ме-
талла в валки и другие операции часто выполняют вручную.
Для прокатки тонкого листа на непрерывных широкополосных
станах используют слябы толщиной до 300 мм, шириной до 2000 мм
и более и массой до 45 т с тенденцией к увеличению массы до 70 т.
Благодаря высоким скоростям прокатки (до 30 м/с) такие станы обес-
печивают производительность до 6 млн. т в год и выше. В данном
случае все технологические операции полностью механизированы
с высокой степени автоматизации.
В качестве рабочих клетей НШПС принимают клети кварто, чаще
всего с длиной бочки рабочих валков 1700...2300 мм. Клети распо-
лагают последовательно одну за другой в две группы — черновую
и чистовую. Черновая группа обычно состоит из окалиноломателя (чаще
всего это клеть дуо) и 3...6 клетей кварто. Последние клети черновой
группы часто объединяют в непрерывную группу в целях сокращения
длины этого участка стана, а следовательно, уменьшения капиталь-
ных затрат на строительство сооружений, сокращения общего времени
прокатки и улучшения температурного режима прокатки.
В тех случаях, когда ширина сляба недостаточна, чтобы получить
необходимую ширину листа, первая рабочая клеть может быть исполь-
зована как уширительная для разбивки ширины. Поэтому длина
бочки валков в уширительной клети может быть больше, чем в ос-
тальных клетях. Перед подачей металла в валки этой клети сляб
поворачивают на 90° вокруг вертикальной оси так, что его продольные
размеры становятся шириной. После прохода раскат вновь развора-
чивается на 90°. Недостатком данного способа прокатки является
ограниченная длина сляба, а следовательно, и его масса. Поэтому чаще
всего ширину сляба выбирают без последующего увеличения ее раз-
меров поперечной прокаткой.
Одновременно с клетями с горизонтальным расположением валков
черновая группа включает клети с вертикальными валками, что обес-
печивает при прокатке в них получение ровных кромок листа и точных
размеров по ширине. Обычно черновые клети имеют диаметр рабочих
251
валков 1120... 1270 мм и опорных 1500...1800 мм. Диаметр валков
вертикальных клетей принимается 850... 1000 мм.
Чистовая непрерывная группа включает 6...8 клетей, установлен-
ных на расстоянии 5...6 м друг от друга. Диаметры рабочих валков
чистовой группы принимают 725...825 мм, опорных — 1500... 1800 мм.
В качестве привода клетей с горизонтальными валками используют
синхронные электродвигатели мощностью 5000... 10 000 кВт. Общая
масса механического оборудования составляет 40 000 т, а мощность
главных двигателей превышает 100 МВт. Такие НШПС прокатывают
лист толщиной обычно 1,2... 12 мм и шириной до 2200 мм со стрем-
лением уменьшать толщину до 0,8 мм.
На рис. 143 приводится схема расположения оборудования НШПС
2000, который прокатывает стальной лист толщиной 1,2... 16 мм и
шириной 1000...1850 мм. В качестве исходного материала используют
литые слябы толщиной до 300 мм, длиной до 10,5 мм, массой до 36 т.
Максимальная скорость прокатки составляет 27 м/с. Нагрев слябов
выполняют в методических печах с шагающими балками, что предо-
храняет появление холодных пятен на нижней поверхности слябов
и сокращает время на ремонт печей при остановках.
НШПС 2000 имеет 12 клетей кварто с горизонтальными валками,
одну клеть дуо — окалиноломатель и пять клетей с вертикальными
валками. Первая клеть с вертикальными валками диаметром 1200 мм
и длиной бочки 650 мм обеспечивает предварительную ломку печной
окалины и формирует точные размеры сляба по ширине. Обжатие
в этой клети составляет до 100 мм. Одновременно с разрыхлением
окалины выполняется ее гидросбив под давлением 15 МПа. Все сле-
дующие клети имеют вертикальные валки диаметром 1000 мм и длиной
бочки 470 мм. В первой черновой клети с горизонтальными валками
диаметром 1400 мм и длиной бочки 2000 мм слябы получают обжатие
50...70 мм. Черновые клети кварто имеют горизонтальные рабочие
валки диаметром 1180 мм и опорные — 1600 мм, причем последние
три черновых клети объединены в непрерывную группу, что умень-
шает длину цеха и улучшает температурный режим прокатки.
После черновой группы полоса толщиной 30...50 мм промежуточ-
ным рольгангом передается к чистовой группе, состоящей из восьми
клетей, последовательно расположенных на расстоянии 6 м друг от
друга. Рабочие валки чистовой группы клетей имеют диаметры 800 мм,
опорные валки — 1600 мм. Так же как и в черновой группе, рабочие
валки установлены в подшипниках качения, опорные — в подшип-
никах жидкостного трения (ПЖТ). Клети с горизонтально располо-
женными валками имеют безредукторные двигатели мощностью 4800...
6300 кВт. Общая мощность всех главных двигателей составляет
146 МВт, вспомогательных механизмов — 50 МВт при общей массе
механического оборудования 40 000 т.
Перед чистовой группой клетей работает роликовый окалиноло-
матель, который разрыхляет воздушную окалину и струями воды под
высоким давлением удаляет ее с поверхности раскатов.
При подходе раскатов к чистовой группе температура металла
обычно составляет 1О5О...11ОО°С, при выходе из чистовой клети —
252
756000
Рис. 143. Схема расположения оборудования непрерывного широкополосного стана 2000:
/ — тележка для слябов; 2 — подъемный стол; 3 — сталкнватель слябов; 4 — печной загрузочный рольганг; 5 — толкатели; б — тележка для
передачи слябов; 7 — печной разгрузочный рольганг; 8 — приемник слябов из печи; 9 — нагревательные печи с шагающими балками; 10 — чер-
новая вертикальная клеть; //—черновая клеть дуо; 12 — универсальная клеть кварто; 13, 14, /5 — непрерывная трехклетевая группа уни-
версальных клетей кварто; 16 — устройство для комплектной смены валков; 17 — промежуточный рольганг; 18 — летучие барабанные ножницы;
19 — чистовой окалиноломатель; 20, 21, 22, 23, 24, 25, 26, 27 — непрерывная чистовая группа клетей; 28 — отводящий душирующий рольганг;
29 — моталки для полосы толщиной 1,2...4 мм; 30 — тележка с кантователем рулонов; 31 — поворотный стол для рулонов; 32 — моталки для по-
лосы толщиной 4... 16 мм; 33 — транспортеры рулонов; 34 — передаточные тележки; 35 — ямы для окалины
850,..950°С. Чтобы уменьшить температуру полосы при сматывании
в рулон и тем самым улучшить структуру металла, на участке от чи-
стовой клети до моталки полосы интенсивно охлаждаются до 600...
650°С с помощью душирующего устройства.
Снятые с моталки рулоны поступают на дальнейшую прокатку в
холодцом состоянии или передаются на участок последующей обра-
ботки — отделки, объем которой определяется предъявляемыми тре-
бованиями к горячекатаным листам.
На участке отделки горячекатаного листа в зависимости от не-
обходимости листы подвергают термической обработке (главным
образом отжигу), травлению в целях освобождения от окалины,
поперечной и продольной резке, сортировке, упаковке и др.
К отделочным операциям относится и процесс дрессировки — про-
катки в холодном состоянии с малыми обжатиями (1...3%). Дресси-
ровка горячекатаного листа после отжига главным образом низко-
углеродистых сталей улучшает качество поверхности листа, исправ-
ляет коробоватость и волнистость листов и, что весьма важно, уст-
раняет площадку текучести. Это предохраняет от появления на по-
верхности изделий линий скольжения при последующей штамповке.
Дрессировку выполняют на специальных дрессировочных станах.
Получение листов толщиной менее 2 мм во многих случаях более
целесообразно методами холодной прокатки. При этом обеспечивается
получение проката с жесткими допусками по толщине и высоким
качеством поверхности листа. Кроме того, сочетание холодной про-
катки с термической обработкой позволяет получать листы с опти-
мальными механическими свойствами и тем самым экономить до 30%
металла. По этим причинам холодная прокатка является неотъемле-
мым технологическим процессом в прокатных цехах, изготовляющих
тонкие листы, хотя эксплуатационные расходы при производстве
холоднокатаных листов примерно на 10% выше горячекатаных, а
капитальные вложения при этом больше на 20...25%.
На листовых станах холодной прокаткой производят листы мини-
мальной толщиной 0,15 мм и шириной обычно не более 2000 мм, жесть
минимальной толщиной 0,07 мм и шириной до 1300 мм и ленту мини-
мальной толщиной до 0,0015 мм.
При большом объеме производства холоднокатаного листа исполь-
зуется рулонный способ, который обеспечивает высокую производи-
тельность прокатных и других вспомогательных агрегатов цеха, ста-
бильность свойств металла; при этом уменьшаются потери на обрезки.
В данном случае исходным материалом являются горячекатаные
рулоны, которые из тонколистового цеха горячей прокатки поступают
в травильное отделение цеха холодной прокатки обычно по подземному
транспортеру.
Перед холодной прокаткой производят очистку металла от окалины
главным образом травлением в кислотах. При этом наряду с химиче-
ским взаимодействием кислоты и окислов железа освобождение ме-
талла от окалины происходит в результате механического воздействия
на окалину свободного водорода (Н2), выделяющегося в результате
взаимодействия металла с кислотой. Прокатке некоторых металлов
254
(качественная и легированная сталь, ряд сплавов) и очистке их по-
верхности от окалины предшествует термическая обработка, которая,
с одной стороны, обеспечивает повышение пластичности материала
и снижает при прокатке необходимое усилие деформирования, а с
другой стороны, придает металлу с учетом последующей пластической
обработки необходимые механические и физические свойства.
При рулонном способе производства холоднокатаной стали трав-
ление выполняю! в непрерывных травильных машинах. На рис. 144
показана схема такой установки. Травление углеродистых сталей
16 15 14 13 12	11	10
8 8 7654321
Рис. 144. Схема расположения оборудования непрерывной травиль-
ной установки:
1 — разматыватель; 2, 7, 9 — тянущие ролики; 3 — правильная машина; 4,
14 — ножницы; 5 — сварочная машина; 6 — гратосниматель; 8 — петлевая яма;
10 — травильные ванны; И — промывочные ванны; 12 — отжимные ролики;
13 — сушильное устройство; 15 — дисковые иожннцы; 16 — моталка
производят в растворе серной кислоты. При удалении окалины с
поверхности нержавеющей стали используют смеси нескольких кислот
и щелочно-кислотное травление. После травления, промывки и сушки
рулоны поступают на прокатку, которую выполняют в зависимости
от необходимой производительности либо на реверсивном одноклетевом
стане, либо на непрерывном стане, состоящем из нескольких (3...6)
клетей.
Одноклетевые реверсивные станы применяют при сравнительно
небольшом объеме производства, чаще всего при прокатке легирован-
ных сталей и реже при прокатке конструкционных углеродистых
сталей. С обеих сторон такой клети устанавливают моталки, позво-
ляющие вести процесс прокатки с натяжением переднего и заднего
концов полосы. Это уменьшает усилие прокатки, а следовательно,
позволяет интенсифицировать процесс вытяжки. Кроме того, повы-
шается устойчивость самого процесса прокатки. Чаще всего такими
клетями являются клети кварто с приводными рабочими или опорными
валками; диаметры рабочих валков составляют 400...660 мм, опор-
ных— 1300...1600 мм при соотношении длины бочки к диаметру
рабочего валка 2,5...3,5.
Для прокатки листа и ленты толщиной 0,5...0,1 мм и менее, осо-
бенно при прокатке сталей и сплавов с высоким сопротивлением де-
формированию, применяют многовалковые (12- и 20-валковые) клети.
На этих клетях достигается значительно большее обжатие, чем на
клетях кварто. На таких многовалковых клетях производят прокатку
тонкого и тончайшего листа с суммарным обжатием до 80...90% без
промежуточной термической обработки.
При значительном объеме производства холоднокатаного листа
получили распространение непрерывные трех-, четырех-, пяти- и
255
шестиклетевые станы. Эти станы применяют для прокатки листа
толщиной 0,5...2 и шириной 1500...2300 мм из горячекатаных полос
толщиной 2...6 мм в рулонах массой 45 т и более. В качестве прокатных
клетей принимают клети кварто с длиной бочки рабочих валков 1700...
2500 мм; диаметр рабочих валков составляет 500...600 и опорных
1400... 1600 мм. Годовая производительность подобных станов состав-
ляет 1...1,5 млн. т.
При прокатке на трехклетевых станах суммарное обжатие во всех
клетях достигает 60%, на четырехклетевых — до 80% и на пятиклете-
вых — до 90% за один проход. Каждая клеть имеет индивидуальный
пульт управления для регулировки и фиксирования нагрузки на
становый двигатель, скорость прокатки, натяжения полосы, механиз-
мами нажимного устройства. Холодная прокатка выполняется с ис-
пользованием технологической смазки, что обеспечивается эмульсион-
ным устройством.
На рис. 145 показана схема расположения оборудования цеха
холодной прокатки, основным агрегатом которого является пятикле-
тевой непрерывный стан 1200. В состав цеха входйт: / — склад го-
рячекатаных рулонов и травильное отделение, II — склад протрав-
ленных рулонов, III — пролет стана, IV — склад холоднокатаных
рулонов, V — пролет продольной и поперечной резки и отделки листа,
VI — пролет горячего лужения, VII — склад белой жести и VIII—
пролет отгрузки готовых изделий. Цех выпускает главным образом
жесть толщиной 0,19...0,45 мм, трансформаторную сталь, декапиро-
ванные и кровельные листы толщиной 0,25...0,6 мм.
Прокатный стан имеет в своем составе пять клетей кварто, уста-
новленных последовательно одна за другой, с диаметрами рабочих
валков 500 мм, опорных 1300 мм и длиной бочки 1200 мм. Прокатка
на таком стане выполняется со скоростью до 35 м/с. В качестве исход-
ного материала используют горячекатаный лист толщиной 1,5...3 мм.
Рулоны массой до 17 т поступают по подземному транспортеру из
тонколистового цеха горячей прокатки. Перед прокаткой листы про-
ходят травление в непрерывной травильной машине. Последующая
после прокатки обработка включает такие отделочные операции, как
электролитическая очистка поверхности листов от масла и грязи,
отжиг в колпаковых или непрерывных печах, дрессировка и др.
При производстве холоднокатаных листов в зависимости от их
назначения и химического состава металла технологические операции
могут существенно различаться. Эта разница наблюдается не только
в режимах обжатий при прокатке, но и при таких операциях, как
термическая обработка, травление, покрытие антикоррозионными
веществами и др.
Рассмотрим некоторые особенности технологического процесса
производства холоднокатаных листов трансформаторной и нержаве-
ющей сталей.
Трансформаторная сталь должна иметь низкие потери на гисте-
резис и высокую магнитную индукцию. Получение листов с такими
свойствами обеспечивается не только химическим составом стали, но
и способом выплавки и последующими пластической и термической
256
9 Суворов И.
Рис. 145. Схема расположения оборудования цеха холодной прокатки с пятиклетевым станом 1200:
1 — конвейер горячекатаных рулонов; 2 — непрерывный травильный агрегат; 3 — транспортер для рулонов; 4 — стаи для прокатки
волнистых листов; 5, 13, 17, 20 — непрерывный агрегат для оцинкования; 6 — электропечи для высокотемпературного отжига трансфор-
маторной стали; 7 — колпаковые печи для отжига; 8, 15 — агрегат непрерывного отжига; 9 — агрегат для нанесения защитного покры-
тия перед отжигом; 10 — непрерывный пятиклетевой стан 1200; 11 — конвейер с кантователем для рулонов; 12 — агрегат электролитнче •
ской очистки; 14 — двухклетевой дрессировочный стан; 16 — лакировочный агрегат; 18 —> агрегат электролитического лужения; 19 —
гильотинные ножницы
обработками. Магнитные свойства трансформаторной стали в значи-
тельной мере определяются текстурой готовых листов, которая в
свою очередь зависит от всего технологического цикла, включая вы-
плавку и конечный высокотемпературный отжиг. Характерно, что
наиболее важная роль во всем технологическом процессе принадлежит
условиям горячей и холодной прокатки и промежуточным термиче-
ским обработкам, которые обеспечивают подготовку структуры к
заключительному этапу технологического цикла. Установлено, что
трансформаторная сталь имеет более высокие магнитные свойства,
если ее прокатка в холодном состоянии производилась не за один, а
за два передела. Первоначальную термическую обработку (отжиг
горячекатаных рулонов), необходимую для повышения пластических
свойств металла, чаще всего выполняют в колпаковых печах при
температуре 84О...85О°С без защитной атмосферы.
Холодная прокатка листов толщиной от 2...3 до 0,85 мм обычно
производится на непрерывном стане, а последующая до 0,35...0,5 мм —
на реверсивных станах.
Известно, что с уменьшением углерода в трансформаторной стали
ее магнитные свойства заметно улучшаются. Поэтому в процессе
производства листов после первой и второй прокаток отжиг для снятия
наклепа совмещают с процессом обезуглероживания, что выполняется
в непрерывных горизонтальных башенных печах. Обезуглероживаю-
щая среда — водород, который при температурах отжига 75О...95О°С
обеспечивает создание защитной атмосферы, исключающей окисление
поверхности и уменьшение углерода с 0,02...0,04 до 0,006...0,008%.
Помимо обезуглероживающего отжига листы трансформаторной стали
подвергают высокотемпературному отжигу при 115О...118О°С в ат-
мосфере водорода или газа, содержащего 75% Н2 и 25%N. В данном
случае происходит укрупнение зерна, коагуляция включений, повыше-
ние однородности металла. Все это положительно сказывается на
магнитных свойствах трансформаторной стали.
Листы из нержавеющих сталей широко применяются в нефтяной,
химической, пищевой и других отраслях промышленности. Исходным
магериалом при холодной прокатке нержавеющей стали являются
горячекатаные листы или рулоны, которые предварительно проходят
смягчающую термическую обработку, заключающуюся для сталей
аустенитного класса в нагреве до 1100...1150°С и последующей закалке
в воде или на воздухе, а также травлении. В зависимости от объема
, производства холодную прокатку выполняют на одноклетевых станах
кварто или на непрерывных станах.
В процессе получения готовых листов смягчающая термическая
обработка может производиться несколько раз в зависимости от на-
чальных и конечных размеров продукта обработки. Как правило,
промежуточную термическую обработку производят после холодной
прокатки со степенью деформирования 50...60%. В окончательном
виде термическая обработка может и не производиться, что зависит
от назначения листов из нержавеющей стали. Для получения чистой
и гладкой поверхности листы после прокатки шлифуют и полируют
на специальных станках с применением полировальной пасты. Это
258
улучшает антикоррозионные свойства и внешний вид изделий, изго-
товляемых из таких шлифованных листов.
Отделочные операции при производстве холоднокатаного листа
из углеродистой конструкционной стали не заканчиваются дресси-
ровкой, резкой, сортировкой и упаковкой готовых изделий. Часто
в цехах холодной прокатки выполняются защитные покрытия, которые
подразделяются на металлические и неметаллические.
Металлические покрытия выполняют погружением полос и листов
в расплавленный антикоррозионный металл (цинк, олово, алюминий
и др.) или в соответствующий электролит с пропусканием через них
тока. Электролитический способ обеспечивает покрытие толщиной в
несколько микрометров, что значительно экономит коррозионностой-
кие материалы. Среди антикоррозионных покрытий большая доля
принадлежит покрытию оловом при производстве белой жести из
низкоуглеродистой стали. Расход олова при электролитическом лу-
жении составляет 5,6...26 г на 1 м8 и при горячем лужении — 22,4...
45 г на 1 м8.
Наиболее распространенным неметаллическим защитным покры-
тием является плакирование листовой стали поливинилхлоридной
пленкой с помощью термопластичного клея. Толщина пластмассовой
пленки при одностороннем или двустороннем плакировании холодно'
катаной дрессированной стали, горячеоцинкованной и электролити-
чески оцинкованной листовой стали, черной и белой жести составляет
0,18...0,40 мм. Перед плакированием поверхность листов тщательно
обезжиривают, покрывают клеем с последующей термической обра-
боткой клея ТВЧ. После этого наносят пленку, покрытую клеем.
Глава VIII
ТЕХНОЛОГИЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
ТРУБ
Металлические трубы изготовляют прокаткой, сваркой или пай-
кой, прессованием, волочением и комбинацией этих способов, а также
вытяжкой из расплавленного металла и литьем. При этом следует
иметь в виду, что трубы можно получать не только круглые, но и фа-
сонные, а также переменного сечения как по диаметру, так и по тол-
щине стенки. Металлургические заводы выпускают трубы из угле-
родистых, легированных и высоколегированных сталей, цветных
металлов и сплавов сложного состава, биметаллические и др. Произ-
водство труб непрерывно растет, что связано с возрастающей потреб-
ностью в трубах в нефтедобывающей и газовой промышленности, ма-
шиностроении, тепловой и атомной энергетике, химии, капитальном
строительстве и др.
Рассмотрим наиболее распространенные способы производства
бесшовных и сварных труб, получаемых с применением методов об-
работки металла в пластическом состоянии.
9*
259
§ 46. Бесшовные трубы,
полученные горячей прокаткой
При изготовлении бесшовных труб первой основной операцией
является прошивка слитка или заготовки в гильзу (стакан), т. е. по-
лучение толстостенной трубы. Изготовление полой гильзы является
весьма ответственной операцией, от которой зависят качество готовых
изделий и производительность прокатных установок. Прошивку
заготовки выполняют на станах, которые по своей конструкции под-
разделяются на валковые с косо расположенными валками (см. рис. 3),
дисковые (см. рис. 81, в) и с грибовидными валками. Широкое распро-
странение имеет способ получения гильзы на вертикальных или го-
ризонтальных прошивных прессах. Последующую прокатку гильзы
в трубу требуемых диаметра и толщины стенки можно выполнять в
горячем состоянии на автоматическом стане, стане пилигримовой
прокатки, непрерывном стане, раскатных станах-поперечно-винтовой
прокатки, реечном стане и др.
Нагрев металла в трубопрокатных цехах производят в печах:
кольцевых с вращающимся подом, проходных туннельных и секцион-
ных, электрических индукционных и др. Наибольшее распространение
получили кольцевые печи, имеющие форму замкнутого пустотелого
кольца, разделенного на подогревательную, нагревательную, свароч-
ную и томильную зоны. Подина печи вращается с частотой до 1/30 мин"1.
Загрузку и выгрузку заготовок производят через соответствующие
окна специальной машиной с захватывающим хоботом.
Прокаткой на автоматических станах получают бесшовные трубы
диаметром 57...426 мм и толщиной стенки 3...30мм. Этот способ яв-
ляется наиболее распространенным, что объясняется высокой манев-
ренностью и универсальностью в отношении сортамента труб и до-
статочно высокой производительностью. На рис. 146 представлена
схема расположения оборудования такого стана для изготовления
труб диаметром 140...426 мм. В качестве исходного продукта исполь-
зуют заготовку круглого сечения, получаемую на крупносортовых
или трубозаготовочных станах. Диаметр трубной заготовки обычно
мало отличается от диаметра готовой трубы. Перед прокаткой металл
нагревают в печах с вращающимся кольцевым подом. Нагретая за-
готовка после центровки переднего конца пневматическим центро-
вателем для уменьшения в процессе прошивки разнотолщинности
гильзы и улучшения захвата металла валками поступает в прошивной
стан. При прошивке заготовка получает 2...3,5-кратную вытяжку.
Максимальное значение вытяжки не превышает 4,5...4,8. Последую-
щую обработку гильзы выполняют на автоматическом стане, пред-
ставляющем собой нереверсивную клеть дуо, в валках которой име-
ются последовательно расположенные круглые калибры. Перед по-
дачей металла в валки в калибр устанавливают оправку, закрепленную
на длинном стержне таким образом, что зазор между оправкой и ка-
либром соответствует толщине стенки прокатываемой трубы. Дефор-
мирование металла в данном случае происходит между валками и
оправкой, при этом наряду с утонением стенки наблюдается некоторое
260
Рис. 146. Схема расположения оборудования автоматического трубопрокатного стаиа с двумя прошивными кле-
тями:
™Г^.НГреБЛ^еЛЬНЬ1е пеЧи с вращающимся подом; 2 — загрузочные машины; 5 — разгрузочные машины; — пневматический центоова-
?	пРсшнвная '•лет?; 6 - ®™Рая прошивная клеть; 7 - подогревательная печь перед чистовой клетью; 7- чистовая клеты
9 - раскатные клети; 10 - калибровочные клети; 11 - холодильник; 12 — мостовые подъемные краиы; /3 - правйльны! машины!
14 — клеги для калибровки в холодном состоянии; 15 — инспекторские стеллажи Р
уменьшение наружного диаметра трубы (рис. 147). Так как прокатка
на круглой оправке за один проход не обеспечивает равномерной
деформации стенки трубы по ее периметру» то приходится давать два»
а иногда и три прохода с поворотом трубы после каждого прохода на
90°. Вытяжка за один проход не превышает 1,4... 1,6, а общая вытяжка
может составлять 1,5...2,1.
При прокатке на автоматическом стане условия работы оправки
очень тяжелые. Это связано с влиянием высоких температуры и дав-
ления прокатки, а также наличием
Рис. 147. Схема прокатки трубы в ка-
либре автоматического стаиа:
/ — гильза; 2 — оправка; 3 — стержень; 4 —
труба; 5 — верхний валок
трения скольжения между оправ-
кой и внутренней поверхностью
трубы. Поэтому оправку после
каждого прохода снимают и
охлаждают в воде. Для умень-
шения коэффициента трения
между трубой и оправкой внутрь
трубы забрасывают смесь пова-
ренной соли с графитом. Одна-
ко все эти меры не предотвра-
- щают полностью повышенный
износ инструмента и возмож-
ность налипания на него метал-
ла. Поэтому форма оправки и
применяемый материал требуют
тщательного изучения.
Так как клеть автоматическо-
го стана является нереверсивной,
то после первого прохода трубу необходимо возвращать на переднюю
сторону клети. Это производится автоматически с помощью роликов
обратной подачи, расположенных с задней стороны клети и вращаю-
щихся в противоположном направлении по сравнению с вращением
прокатных валков. По окончании прохода металла между валками
для возвращения трубы на переднюю сторону клети верхний рабочий
валок автоматически поднимается клиновым механизмом, что уве-
личивает просвет в калибре, достаточный для свободного прохождения
трубы обратно. Одновременно с этим вручную или специальным при-
способлением оправка снимается со стержня. Затем нижний ролик
обратной подачи прижимает трубу к верхнему ролику и силой трения
труба передается на переднюю сторону клети. Пссле этого устанав-
ливают новую оправку, верхний ваЛок опускается в рабочее поло-
жение и труба после "кантовки на 90° подается в валки для следующей
прокатки. Так повторяется необходимое количество раз до получения
требуемых размеров трубы.
По окончании прокатки для улучшения наружной и внутренней
поверхностей, устранения неровностей и рисок, уменьшения оваль-
ности и разностенности трубу передают на обработку в одну из двух
обкатных машин, аналогичных по своему устройству прошивной
двух- или трехвалковой клети. Обкатку выполняют на чугунной
оправке, диаметр которой на 1...6мм больше внутреннего диаметра
трубы после прокатки на автоматическом стане. При этом наблюдается
262
незначительное уменьшение толщины стенки и некоторое увеличение
диаметра трубы (на 3...5%), труба приобретает правильную круглую
форму с уменьшенной разностью толщины стенки.
Придание окончательных размеров трубе по диаметру произво-
дится на калибровочном стане, состоящем из 5...7 клетей дуо, рас-
положенных непрерывно. Клети калибровочного стана устанавли-
вают на общей раме таким образом, что оси валков попеременно в
разные стороны образуют с горизонтом угол 45°, а угол между осями
валков соседних клетей составляет 90°. Таким образом, труба при
прокатке деформируется в двух взаимно перпендикулярных направ-
лениях. При этом овальные калибры в клетях калибровочного стана
изменяются с постепенным уменьшением отношения осей до 1 к чи-
стовому калибру. При прокатке в калибровочном стане можно наблю-
дать некоторое уменьшение диаметра трубы и незначительное увели-
чение толщины стенки.
После прокатки на калибровочном стане трубы передаются на
правильный стан для выполнения отделочных операций. В тех слу-
чаях, когда необходимо получить трубу диаметром меньше 57 мм,
но не ниже 17 мм, производится дополнительная горячая прокатка
при температуре металла 950...1000°С в так называемом редукционном
стане, который состоит из 9...26 последовательно установленных
непрерывных клетей. Оси валков этих клетей расположены перпен-
дикулярно друг другу и под углом 45° к горизонту. При редуциро-
вании прокат ведется без оправки, вследствие чего наблюдается
уменьшение диаметра трубы на 10...60%.
Производительность установок с автоматическим станом составляет
100...300 тыс. т в год.
Прокаткой на пилигримовых станах получают бесшовные трубы
диаметрами 48...665 мм при толщинах стенки 2,25...50 мм. Этот способ
нашел значительное распространение, причем кроме круглых на
пилигримовых станах можно получать квадратные, шестигранные,
ступенчатые и другие трубы.
В качестве исходного продукта для пилигримовой клети исполь-
зуют толстостенную трубу-стакан, которую получают прошивкой
круглого слитка или заготовки в клети с косо расположенными вал-
ками. Этот способ прошивки в большинстве случаев заменяется про-
шивкой в горизонтальном или вертикальном прессе, что в значитель-
ной мере устраняет брак труб из-за внутренних плен и трещин, часто
имеющих место при прошивке на станах косой прокатки. После пресса
стакан с донышком дополнительно подогревается и поступает на рас-
катку и прошивку донышка на обкатной машине, что уменьшает
разностенность стакана и позволяет использовать более тяжелые
слитки, а следовательно, иметь повышенную производительность
агрегатов.
В стакан, толщина стенки которого составляет около 25% диа-
метра трубы, вводят дорн, на котором производят раскатку трубы
между двумя валками, установленными в пилигримовой клети, с
калибром переменного профиля. На рис. 148 показан валок пилигри-
мового стана, имеющий ручей переменной ширины и высоты по ок-
263
Рис. 148. Валок пилигримового стана
ружности, .подразделяемый на две части: холостую, где диаметр ка-
либра больше диаметра прокатываемой гильзы, и рабочую, состоящую
из рабочего и полирующего участков. Два ручья образуют круглый
калибр с переменными размерами глубины и ширины по окружности
валка. Прокатные вал-
ки вращаются в направ-
лении, обратном направ-
лению прокатки. Так
как при вращении вал-
ков размеры калибра
непрерывно меняются,
то в некоторый момент
можно подать металл в
валки для деформирова-
ния определенного уча-
стка полосы. Поэтому
процесс работы на пили-
гримовой клети заклю-
чается в периодической
подаче на определенную длину гильзы вместе с дорном (на 20...30 мм)
в зазор между валками в момент совпадения холостой части ручья
обоих валков. При дальнейшем вращении валков выполняется процесс
Рис. 149. Схема процесса гилигримовой прокатки:
1 — пнлигримовые валки; 2 — дорн; 3 — подающий механизм
прокатки и стакан перемещается в направлении, совпадающем с на-
правлением вращения валков (рис. 149), т. е. обратном ходу прокаты-
ваемой трубы. При этом захватывающий участок валков обжимает
стакан на дорне по диаметру и толщине стенки, а полирующий обес-
печивает выравнивание диаметра и толщины стенки трубы. Вытяжка
при такой прокатке достигает 10...14-кратного значения. При следу-
ющем повороте валков создается возможность новой подачи стакана
в область деформации, что выполняется специальным подающим ап-
паратом с одновременным вращением стакана на 90°. Подающий ме-
ханизм обычно работает от сжатого воздуха давлением до 1 МПа,
а поворот заготовки выполняется дрелью. При пилигримовой прокатке
заготовка с дорном совершает возвратно-поступательное движение,
а прокатанный участок трубы сходит с дорна. При прокатке в пили-
гримовой клети всегда остается недокатанным задний участок гильзы,
264
называемый пилигримовой головкой. По окончании прокатки дорн
извлекают из трубы для охлаждения, а в подающий механизм встав-
ляют новый дорн.
Прокаткой на пилигримовом стане получают достаточно качест-
венные и дешевые трубы. Однако при повышенных требованиях к
точности диаметра и толщины стенки трубы применяют горячую об-
работку на обкатном, а затем и редукционном стане, как правило, не-
прерывном, обеспечивающим уменьшение диаметра трубы. Произ-
водительность установок с пилигримовой клетью определяется сорта-
ментом и составляет 80...250 тыс. т в год.
Прокаткой на непрерывном стане получают трубы диаметром
16... 140 мм и толщиной стенки 2,3... 15 мм из углеродистых и легиро-
ванных сталей. Исходным продуктом являются заготовки круглого
сечения, прошиваемые на стане с косо расположенными валками,
или квадратного сечения, прошиваемые на прессе. Последующую
прокатку гильзы выполняют на длинной оправке в непрерывном
стане, состоящем из 7...9 рабочих клетей дуо. Оси валков расположены
под углами 90° друг к другу и 45° к горизонтальной плоскости. Каж-
дая клеть имеет индивидуальный привод с регулируемой частотой
вращения. Типовым непрерывным станом является стан 30-102.
Гильза на работающем непрерывном стане прокатывается с коэф-
фициентом вытяжки 5...7,5 при скорости прокатки до 6 м/с. Это обес-
печивает производительность непрерывных станов в пределах 300...
500 тыс. т в год.
После прокатки на непрерывном стане труба вместе с оправкой
поступает к оправкоизвлекателю. Последующая обработка трубы
производится на калибровочном или редукционном станах.
Прокаткой на станах с трехвалковыми клетями получают трубы
диаметром 34...200 мм и толщиной стенки 10...50 мм и выше. Исходным
продуктом в данном случае являются заготовки круглого сечения,
которые после нагрева прошивают в гильзу. Последующая обработка
гильзы производится на оправке в трехвалковой клети, характери-
зующейся тем, что валки в станине располагаются соответственно
вершинам равностороннего треугольника (рис. 150). Оси валков рас-
положены под углом 7... 10° к оси прокатки, и каждый валок устанав-
ливается с перекосом относительно плоскости симметрии проема
станины, что вызывает появление угла скрещивания осей валков (угла
подачи), который обычно принимается равным 4,5...7,5°. Этот угол •
обеспечивает появление осевой составляющей сил прокатки и, следо-
вательно, возможность поступательного движения трубы в направ-
лении прокатки.
Производство труб с использованием трехвалковой клети выпол-
няется .с вытяжкой 3...4. Кроме того, в данном случае в 2...2,5 раза
повышается точность толщины стенки трубы по сравнению с прокаткой
на автоматическом или пилигримовом стане. По этой причине станы
с трехвалковыми клетями весьма целесообразно использовать для
производства труб, которые впоследствии подвергают механической
обработке, так как при этом уменьшаются потери металла в стружку.
Важным достоинством трехвалкового агрегата является его высокая
265
Рис. 150. Трехвэлковая раскатная клеть:
•- ннжияя часть станины; 2 — рабочие валки; 3 — вводная проводка; 4 — подушки; 5 — верхняя часть станины; 6 — нажимные
винты; 7 — выводная проводка
маневренность, возможность быстрой перестройки на прокатку труб
другого диаметра. Для перехода на другой профиль требуется лишь
изменить расстояние между валками и заменить оправку, обеспечи-
вающую получение необходимого внутреннего диаметра трубы и тол-
щины стенки. Производительность подобных установок составляет
140... 180 тыс. т в год.
Помимо описанных способов получения бесшовных труб горячей
прокаткой существуют и такие, как, например, изготовление труб на
реечных станах, когда прошитую на прессе гильзу с донышком про-
талкивают на оправке через ряд роликовых обойм, имеющих круглые
калибры постепенно уменьшающегося диаметра. Таким способом из-
готовляют трубы диаметром 57...219 мм при толщине стенки
2,2... 1,5 мм и выше. Трехроликовые обоймы, образующие круглый
калибр тремя валками-роликами, применяют при производстве труб
диаметром до 112 мм; четырехроликовые обоймы, образующие калибр
четырьмя валками-роликами,— при производстве труб большего диа-
метра.
Широкое распространение получило производство бесшовных
труб прессованием из цветных металлов, углеродистых конструкцион-
ных и легированных сталей, нержавеющих сталей, титана, молибдена,
ниобия, хрома, никеля и их сплавов и других труднодеформируемых
металлов.
В отличие от трубопрокатных установок прессованием, главным
образом на гидравлических вертикальных или горизонтальных прес-
сах, можно получать трубы меньшего диаметра и с более тонкой стен-
кой. Основные преимущества получения труб прессованием: исполь-
зуется наиболее благоприятная схема напряженного состояния ме-
талла при деформации — всестороннее неравномерное сжатие; прес-
совые установки отличаются высокой маневренностью, что позволяет
успешно выполнять мелкосерийные заказы; прессованные трубы от-
личаются высоким качеством поверхности и равномерностью меха-
нических свойств по длине; прессованием можно изготовлять не
только круглые трубы, но и другого, практически любого сечения.
Горячекатаные или полученные другим способом трубы для до-
ведения их до действующих стандартов или технических условий
подвергают различным видам дополнительных обработок, которые
могут быть связаны с отделкой всей трубы (например, отрезка концов,
правка, термическая обработка, калибровка, окраска или покрытие
другими антикоррозионными материалами и др.) или с отделкой лишь
концов трубы (например, высадка концов, нарезка резьбы и др.).
Для выполнения всех отделочных операций в трубопрокатных цехах
устанавливают соответствующие машины и механизмы.
§ 47.	Бесшовные трубы,
полученные холодной прокаткой
Для различных видов машин и приборов требуются трубы с вы-
соким качеством внутренней и внешней поверхностей, высокой точ-
ностью размеров стенки трубы и ее формы. Такие трубы можно полу-
267
чать только в условиях холодной обработки: прокаткой в холодном
состоянии и волочением. Данные способы позволяют изготовлять
тонкостенные трубы диаметром 0,5...250 мм и более при толщине стенки
0,1...20 мм и выше. Исходным продуктом при этом являются горяче-
катаные трубы или трубы, получаемые прессованием.
Широкое распространение получило производство бесшовных
труб из некоторых цветных металлов (например, меди, алюминия и их
ькл
Рис. 151. Схема прокатки трубы на стане ХПТ:
/ = оправка; 2 — калибр; 3 — валок; 4 — стержень; 5 — заготовка; 6 — труба
сплавов и др.) путем прессования и последующего волочения на ба-
рабанных и реечных волочильных станах.
Наибольшее распространение при производстве холоднокатаных
труб диаметром 16...450 мм и толщиной стенки от 0,2 мм и выше по-
лучили двухвалковые станы с периодическим режимом работы клети.
Трубы в данном случае, как это видно на рис. 151, прокатывают на
неподвижной конической оправке /, установленной в калибре валко-
вых сегментов 2, укрепленных на рабочих валках 5. Ручьи выполнены
с переменным радиусом, меняющимся по длине окружности сегмента
от радиуса трубной заготовки (начальный размер) до радиуса готовой
трубы (конечный размер). Такие валки устанавливают в клети на жест-
кой раме, совершающей возвратно-поступательное движение на рас-
стояние £кл по рельсам на катках. В процессе прокатки валки имеют
синхронное вращательное движение, которое обеспечивается шестер-
нями, насаженными на их шейки и находящимися в зацеплении
между собой. При этом шестерни нижнего валка являются приводными,
так как они находятся в зацеплении с зубчатыми рейками, неподвижно
прикрепленными к приливам направляющих станин клети.
268
При рабочем ходе клеть с валками перемещается из положения I
в положение //. Сегменты разворачиваются, и радиус калибра между
ними уменьшается, что обеспечивает обжатие заготовки по диаметру
и толщине стенки. Периодическая подача трубы (обычно на 6...12 мм)
в калибр, когда зазор между валками позволяет выполнять эту опе-
рацию, и ее поворот на 60° по окончании данного цикла прокатки
производятся специальными кулачковыми механизмами. По воз-
вращении клети в первоначальное положение цикл повторяется.
Основными узлами станов холодной прокатки являются рабочая
клеть и ее приводной механизм, устройства подачи и поворота заго-
товки. Помимо двухвалковых станов для холодной прокатки труб
успешно применяют роликовые станы и станы поперечной прокатки.
Прокатка труб на роликовых станах, имеющих возвратно-поступатель-
ное движение рабочей клети, выполняется на цилиндрической оправке
тремя или четырьмя рабочими роликами. Этим способом получают
трубы с тонкой стенкой.
В станах поперечной прокатки деформация труб выполняется на
цилиндрической или конической оправке профильными валками.
При этом обжатие стенки трубы может производиться или с увели-
чением длины трубы, или с увеличением ее диаметра. Данным спо-
собом изготовляют тонкостенные трубы значительного диаметра.
§ 48.	Сварные трубы
Удельный вес сварных труб в общем производстве труб непре-
рывно возрастает, что объясняется высокой технологичностью и эко-
номической целесообразностью получения сварных труб при высоком
их качестве. Сварные трубы изготовляют различными способами:
печной сваркой, электросваркой и сваркой в защитном газе.
Печной сваркой изготовляют стыковые соединения труб диаметром
от 10 до 114 мм при толщине стенки 2...5 мм. Этот способ производства
водогазопроводных труб является наиболее производительным. Тру-
босварочные станы обычно имеют 6... 12 формовочно-сварочных клетей
дуо. Для последующей после сварки обработки труб используют
многоклетевые редукционные и калибровочные станы.
Исходным продуктом при печной стыковой сварке труб являются
штрипсы (ленты) из конструкционной низкоуглеродистой стали (обычно
до 0,18%С). Штрипс в рулонах с разматывателя подается в нагрева-
тельную туннельную печь, где металл нагревается до 1280...1320°С.
По выходе из печи кромки штрипса обдуваются воздухом, что повы-
шает температуру кромок до 139О...148О°С, кроме того, металл очи-
щается от окалины и шлака. Затем штрипс попадает в формовочно-
сварочный стан с чередующимися горизонтальными и вертикальными
консольными валками, имеющими соответствующие ручьи. В первой
вертикальной паре валков полоса сворачивается на угол 220...270°.
Перед следующей парой уже горизонтальных валков кромки штрипса
вторично обдуваются воздухом, часто обогащенным кислородом, что
269
повышает температуру металла кромок до 1500°С. При этом сопло
одновременно обеспечивает направление штрипса в сварочные валки,
где штрипс сворачивается в трубу, кромки металла соединяются и
происходит их сваривание. В следующих валках создается усилие для
протаскивания штрипса через печь и формовочные валки и для до-
полнительного обжатия, улучшающего качество сварного шва.
Характерной особенностью получения труб непрерывной печной
сваркой является неравномерное распределение температуры по
сечению полосы. Кромки штрипса должны иметь достаточно высокую
температуру, чтобы обеспечить получение качественной сварки. Од-
новременно с этим более низкая температура средней части штрипса
позволяет сохранить достаточную прочность для надежной транспор-
тировки его через печь и формовочную клеть. Неравномерный нагрев
штрипса по сечению обеспечивается соответствующей регулировкой
пламени горелок печи. Кроме того, двойное обдувание кромок также
способствует их разогреву вследствие некоторого сжигания поверх-
ностного слоя металла полосы.
Обычно после формовочно-сварочного стана труба, имея темпе-
ратуру до 1000°С, сразу поступает на редукционный стан для умень-
шения диаметра (редуцирования). Процесс редуцирования представ-
ляет собой прокатку на многоклетевом непрерывном стане без приме-
нения оправки. Обычно прокатку выполняют со значительным натяже-
нием между клетями, в результате чего уменьшается не только диаметр
трубы, но и толщина стенки.
Многоклетевые (до 20 клетей) редукционные станы имеют двух-
или трехвалковые клети, причем наиболее распространены двухвал-
ковые. Оси валков наклонены к горизонту на 45° и относительно друг
друга на 90°. Редукционные станы используют для производства труб
широкого сортамента диаметром 6...80 мм. В качестве исходных слу-
жат трубы диаметром до 180 мм и выше. При редуцировании исполь-
зуют круглые калибры, относительное уменьшение диаметра в каждом
из которых составляет 7... 14%. Применение редукционных станов
позволяет расширить сортамент станов печной сварки, используя
лишь один или несколько исходных размеров труб. После редукцион-
ного стана обычно выполняют прокатку на калибровочном стане,
состоящем из трех клетей: двух крайних горизонтальных и средней с
вертикальными валками. Назначение калибровочного стана — уве-
личить точность размеров трубы по диаметру.
На рис. 152 показана схема расположения оборудования стана
печной сварки труб. Технологический процесс строится таким образом,
что к заднему концу ленты данного рулона приваривается передний
конеп следующего рулона. Это создает непрерывность процесса фор-
мовки-сварки. Чтобы избежать остановки стана, за сварочной машиной
концов рулонов имеется петлеобразователь, где накапливается лента
длиной, достаточной для нормальной работы печи и формовочного
стана при некоторых задержках на сварке концов. Выходящая из
формовочного агрегата труба попадает в 14-клетевой редукционный
стан и затем в калибровочный. Разрезка трубы на мерные длины вы-
полняется летучей пилой на ходу.
270
30000 , 30000
i — n₽rw лля взвешивания пулонов; 2 — приемное устройство для рулонов; 3 — коисольно-поворотный кран; J —
зэгоузочно^ устройство” 5 -- разматыватель; 6 - девятнролнковая правйльиая машина; 7—ножницы ДЛЯ отрезки
коиРпов штпипса-« -• машина для сварки концов рулонов; 9 - тянущие ролики; 10 - регулятор петли; II - петлеобра-
аоаятель' 12 “ передвижные ножницы; 13 — автомат для приварки иглы к концу штрипса; 14 машина для подачи
штонпса выпечь; /5^—печь для нагрева штрипса; 16 - шестнклетевой формовочно-сварочный стан; 17- кривошипные
летучие ножницы для отделения иглы; 18 — 14-клетевой редукционный стан; 19 - трехклетевой калибровочный стан,
20 — летучая пила; 2/ — винтовая секция холодильника с винтовым сбрасывателем труб; 22 — цепная секция холодиль-
летуча ,нИка. 23 _ делительное устройство; 24 — рольганги четырех линий отделки труб
Производительность станов печной сварки может сосгавлять
250 тыс. т в год, она зависит от сортамента и скорости выхода трубы
из стана, которая принимается от 90 до 300 м/мин и выше.
Производство труб электросваркой получило широкое распрост-
ранение, так как при этом способе получают трубы с тонкой стенкой
(0,5 мм и меньше), большим диаметром (до 2400 мм и более), хорошо
выполненным швом и высоким качеством поверхности. Промышленное
значение получили несколько способов производства труб электро-
сваркой. Наиболее распространена сварка под флюсом с прямым
или спиральным швом. Трубы малого и среднего диаметров (6...630 мм),
используемые главным образом в качестве конструкционных и нефте-
газопроводных, получают сваркой сопротивлением переменным и
постоянным током и дуговым нагревом кромок свернутой полосы
неплавящимся электродом.
В качестве исходного продукта при производстве электросварных
труб используют полосы и листы в виде карточек или чаще в виде
рулонов. К подготовительным операциям относятся правка листов,
строжка кромок, предварительная сварка карточек, разматывание
рулонов, их резка, при необходимости очистка от окалины или трав-
ление, холодная прокатка, стыковая сварка концов ленты одного
рулона с другим и др.
Основной ответственной операцией перед сваркой является фор-
мовка трубной заготовки. В зависимости от имеющегося технологиче-
ского оборудования и принятого технологического процесса формовка
может выполняться на формовочных прессах, трех- или четырехвал-
ковых вальцах, при спиральной сварке — в машинах валково-опра-
вочного или полувтулочного типа на непрерывных трубоформовочных
станах, состоящих из системы чередующихся горизонтальных и вер-
тикальных клетей дуо (до 12 клетей) с соответствующими калибрами,
которые обеспечивают постепенный изгиб ленты до получения трубного
профиля.
Дуговой сваркой под флюсом производят трубы диаметром 426...
2500 мм при толщине стенки 3...25 мм, которые используют для ма-
гистральных трубопроводов газа, нефти, водопроводов и др. В за-
висимости от направления шва трубы подразделяются на прямошовные
и со спиральным швом.
Технологический процесс производства прямошовных труб со-
стоит из подготовки и формовки листа и последующей сварки. Сварка
под флюсом заключается в создании электрической дуги между элект-
родом и кромками трубной заготовки. В результате этого кромки
заготовки и электродная проволока плавятся (температура дуги может
достигать 3600°С), образуя ванну жидкого металла, при затвердевании
которого создается шов. Чтобы предохранить окисление жидкого
металла, процесс сварки выполняют под флюсом, который также
расплавляется, образуя защитный слой шлака. Для предохранения
утечки жидкого металла из образовавшейся ванны вниз внутри трубы
устанавливают скользящий медный башмак или флюсовую подушку.
После сварки трубы проходят ряд отделочных операций, например,
калибровку, правку, снятие фасок на торцах труб, раздачу внутренним
272
6 -
mmuu


Рис. 153. Схема стана спиральной сварки труб:
механизм поворота рамы; 2 — разматыватель; 3 — приемные валки;
гильотинные ножницы; 5 — установка для стыковой сварки ленты;
зачистное устройство: 7 — рама задающего механизма; 8 — валковая
клеть; 9 — коробка скоростей; /О — щелевые проводки; 11 — механизм
возврата; 12 — тележка с резаком; 13 — тележка концевая; 14 — пово-
ротно-регулнрующнй блок; 15 — разжимное приспособление; 16 — фор-
мующая гильза; /7 — кронштейн сварочной головки
гидравлическим давлением, что также является надежным методом
проверки качества труб и пр.
Производство труб со спиральным швом выгодно отличается от
рассмотренных способов простотой применяемого оборудования и
меньшим количеством отходов металла при производстве. Характер-
ная особенность способа получения труб со спиральным швом — его
универсальность, т. е. возможность из одной и той же ширины листа
изготовлять трубы различных диаметров, производя лишь переналадку
стана в соответствии с измененным углом спирали, и, наоборот, трубы
одного диаметра можно изготовлять из листа или ленты различной
исходной ширины. К достоинствам данного способа следует отнести
возможность изготовления труб с отношением диаметра к толщине
более 100, при этом непосредственно на стане обеспечивается высокая
точность труб. Способ позволяет при непрерывности процесса полу-
чать многослойные трубы, которые во многих случаях заметно уве-
личивают внутреннее рабочее давление. Недостатками являются
увеличенная протяженность шва и меньшие скорости сварки.
Основные операции при получении труб со спиральным швом —
это формовка трубы, сварка и резка на ходу. Поэтому стан спиральной
сварки помимо устройств, обеспечивающих подготовку листа (правку,
стыковую сварку концов, отрезку боковых кромок на дисковых нож-
ницах и пр.), состоит из следующих основных механизмов: подающего,
формовки и сварки, отрезного. На рис. 153 представлена схема стана
спиральной сварки труб конструкции «Челябинскгипротяжмаша».
Стан предназначен для получения сварных труб диаметром от 150 до
560 мм из ленты шириной 400...750 мм.
Подающий механизм стана подает ленту с необходимым усилием
и под определенным углом в механизм формовки и сварки, где она
сворачивается в спиральную трубу, а затем сваривается по кромкам
сплошным швом под флюсом. Угол между продольной осью ленты
и осью трубы определяется шириной ленты и диаметром свариваемой
трубы. Так как процессы формовки и сварки трубы происходят не-
прерывно со скоростью до 1,1 м/мин, то резка на мерные длины с
помощью газового резака выполняется на ходу. При этом весь цикл
резки от включения газового резака и сбрасывающего механизма до
выключения резака и отвода всех механизмов отрезного устройства
в исходное положение выполняется автоматически за один оборот
трубы, т. е. за один шаг спирали. Качество сварного шва подвергается
ультразвуковому контролю. Отрезанные трубы поступают на отде-
лочные операции (например, калибровка концов и пр.) и проходят
испытания гидравлическим способом.
Трубосварочный стан спиральной сварки можно установить на
транспортные машины. Это позволяет использовать его в полевых
условиях для изготовления и укладки, например, газовых магист-
ральных труб.
Годовая производительность стационарных станов спиральной
сварки определяется сортаментом выпускаемых труб. При производ-
стве труб диаметром 1020 мм она составляет 75 000 т, диаметром
1420 мм — 100 тыс. т.
274
Прямошовные электросварные трубы малого и среднего диаметров
от 6 до 529 мм с толщиной стенки 1...12мм изготовляют контактной
сваркой сопротивлением, индукционной и сваркой ТВЧ, а также свар-
кой в защитном газе. Характерным для всех этих способов является
то, что при переходе от одного способа к другому меняется лишь сва-
рочное оборудование, т. е. способ нагрева кромок. Методы подготовки
ленты, ее формовка и операции последующей отделки различаются
мало.
Обычно формовку штрипса выполняют в непрерывной группе кле-
тей с горизонтальными и вертикальными валками. После сварки
и снятия грата труба можёт обрабатываться на калибровочном стане,
а если возникает необходимость в значительном уменьшении диаметра
трубы,— на редукционном стане с предварительным нагревом.
Процесс контактной сварки сопротивлением заключается в разо-
греве кромок сформованного в трубу штрипса пропусканием тока от
вторичной обмотки вращающегося сварочного трансформатора. Сам
процесс сварки обеспечивается не только высокой температурой кро-
мок, но и сдавливанием металла в сварочном калибре валками и
электродными кольцами.
Индукционная сварка заключается в нагреве кромок штрипса
индукционным током с помощью плоского индуктора, расположенного
на стыке кромок сформованной трубы. Такая сварка обеспечивается
применением сварочного тока, частота которого может быть умень-
шена с увеличением толщины стенки трубы с 8 кГц при толщине
стенки 1,5...4 мм до 1 кГц при 5...10 мм. Индуктор нагревает кромки
трубной заготовки в течение 1...3с, а установленные за индуктором
сварочные ролики своим давлением обеспечивают качественную
сварку.
Сварка труб токами высокой частоты (ТВЧ) (частота тока 70...
450 кГц) позволяет осуществлять поверхностный нагрев кромок свер-
нутого штрипса в весьма тонком слое контактным или индукционным
способом. При этой сварке в проводнике ток индуктируется и распре-
деляется неравномерно по сечению, концентрируясь в поверхностном
слое проводника. Благодаря этому очень тонкий слой поверхности
металла нагревается и при сдавливании кромок роликами осуществ-
ляется сварка. В качестве источника энергии обычно используются
ламповые генераторы. Сварка ТВЧ характеризуется высокой степенью
концентрации энергии при нагреве металла (только по кромкам), по-
этому во многих случаях она заменяет сварку труб сопротивлением.
Скорость сварки зависит от толщины трубы и может достигать
120 м/мин.
На рис. 154 показана схема размещения оборудования трубосва-
рочного стана 20... 102, технологический процесс на котором осуще-
ствляется на трех поточных участках — подготовительном, формовки
и сварки, отделки. При этом формовка и электросварка выполняются
как непрерывный процесс. Формовку ленты (горячекатаной толщиной
1,75 мм, холоднокатаной ft^l,75 мм) производят в девяти при-
водных клетях и одной неприводной. Сварку кромок сформированной
трубы осуществляют в сварочной клети, где кромки сближаются
275
moos
Машинный зал
чесш мостер с кос
Рис. 154. Схема расположения оборудования цеха для производства сварных труб диаметром 20..Л02 мм:
; — агрегат продольной резки ленты; 2 — приемное устройство для рулонов; 3 — консольно-поворотный края; 4 — загрузоч-
ное устройство; 5— разматыватель; 6 — правйльная машина; 7 — ножницы и установка для уборки обрезков; 8 — стыкосва •
рочиая машина; 9 — тянущие ролики; 10 — петлеобразователь; // — дисковые ножницы с кромкокрошнтелем; 12 — формовоч-
ный стан; 13 — трубосварочная машина; 14 — калибровочный стаи; 15 — летучий трубоотрезной станок; 16 — трубообрезной
станок; 17 — нормализацнонная роликовая печь; 18 — охладительный стол; 19 — передаточная решетка; 20 — семивалковый
правйльный стаи; 2/ — пресс для гидравлического испытания труб; 22 — пакетировочная машина; 23 — установка обезжи-
ривавия и промывки труб; 24 — камера покраски труб в электростатическом поле; 25 — сушило труб после покраски; 26 — уст-
ройство для промасливания труб; 27 — роликовая правйльная машина; 28 — инспекционный стол для профильных труб;
29 — абразивные отрезные станки; 30 — гидравлический пресс для калибровки концов патрубков; 31 — станок для контроля
карданных труб
вертикальными неприводными роликами и вращающимися сварочными
электродными кольцами, что обеспечивает необходимое сварочное
давление. Кромки штрипса нагреваются током, который подводится
этими вращающимися медными электродами. Для электросварки
используют переменный ток низкого напряжения с частотой 140 Гц,
что позволяет довести скорость сварки до 60 м/мин. Постоянный ток
из-за сложности электрооборудования не применяют. После выхода
из сварочной клети труба имеет некоторую овальность, которую
устраняют прокаткой в калибровочном стане, состоящем из трех привод-
ных клетей с горизонтальными валками; в каждой из клетей установ-
лены еще вертикальные неприводные валки. Резку труб на мерные
длины производят на ходу специальным автоматически работающим
разрезным станком.
Подобные трубосварочные станы имеют устройства для удаления
наружного и внутреннего грата, т. е. избытка металла, вытесненного
при сварочном давлении по шву. Наружный грат удаляют резцом,
режущая кромка которого заточена по радиусу, соответствующему
наружному радиусу трубы. Внутренний грат снимают резцом или
закатывают роликами, которые закрепляются на длинной оправке.
Трубы из сталей аустенитного класса, никеля и его сплавов, а
также магния и некоторых других цветных металлов изготовляют
дуговой сваркой с применением аргона, гелия или смеси гелия с ар-
гоном в отношении 3 : 1 в качестве защитной среды. Источником теп-
лоты при сварке в защитном газе является дуга, возникающая между
тугоплавким электродом из вольфрама и основным металлом, что
обеспечивает образование небольшой ванночки жидкого металла, при
затвердевании которой кромки трубной заготовки соединяются. Од-
нако процесс может проводиться и с плавящимся электродом. Ван-
ночка жидкого металла в этом случае образуется из металла элект-
рода и кромок заготовки. Инертный газ защищает металл шва в про-
цессе сварки от действия атмосферного кислорода. Поэтому химиче-
ский состав шва не отличается от основного металла, имея лишь более
крупнозернистую структуру. Однако эта разница полностью устра-
няется холодным волочением или холодной прокаткой и термической
обработкой, после чего обнаружить шов почти невозможно.
К новым способам производства сварных труб относится элект-
ронно-лучевая сварка, сущность которой заключается в использовании
кинетической энергии свободных электронов, движущихся в глубоком
вакууме. При резком торможении их кинетическая энергия выделя-
ется в виде теплоты. Если электронный луч направить на кромки
металла, они быстро разогреваются и плавятся, что и обеспечивает
сварку.
Для сварки ряда металлов, например циркония, титана, тантала,
применяют ультразвуковую сварку. Ультразвуковые колебания, под-
веденные к сжатым кромкам заготовки, вызывают их микроскопиче-
ские возвратно-поступательные движения. Выделяемая от трения теп-
лота и некоторое сжатие обеспечивают образование прочной металли-
ческой связи.
Глава IX
ИЗГОТОВЛЕНИЕ СПЕЦИАЛЬНЫХ
ВИДОВ ПРОКАТА
§ 49.	Колеса и бандажи
Колеса и бандажи для железнодорожного транспорта производят
путем обработки металла в пластическом состоянии. Процесс изго-
товления включает такие операции, как ковка и прошивка заготовки
на прессе и прокатка на колесо- или бандажепрокатном стане.
Рис. 155. Последовательность технологических операций при произ-
водстве цельнокатаных колес
Цельнокатаные колеса, т. е. колеса, выполняемые за одно целое
с бандажом, изготовляют диаметрами 950, 1050 и 1250 мм из углеро-
дистой стали с содержанием 0,6...0,7% С и 0,6...0,9% Мп, т. е. из
стали, по своему составу близкой к рельсовому металлу. В качестве
исходного материала при производстве цельнокатаных колес обычно
используют слитки массой 3...5 т и заготовки круглого или много-
гранного сечения, получаемые прокаткой. Массу слитка выбирают
такой, чтобы из него можно было изготовить несколько колес.
Рассмотрим последовательность технологических операций при
производстве колес из слитка (рис. 155). Принятые к обработке слитки 1
предварительно осматривают и удаляют все поверхностные дефекты.
Затем их разрезают на слиткоразрезных многорезцовых токарных
станках (операция 2) на отдельные заготовки 3 (из каждой заготовки
получают одно колесо). Металл до температуры обработки (1200...
1250°С) нагревают в кольцевых печах с вращающимся подом. По
выдаче из печи заготовки поступают к устройству для гидросбива
окалины водой давлением 15 МПа. Затем заготовка передается к
гидравлическим штамповочным прессам, на которых осуществляют
операции осадки 4 (на прессе усилием 200 Н) с дополнительным гид-
росбивом окалины, прошивки центрального отверстия и придания
заготовке формы чернового колеса 5 (на прессе усилием 500 Н). По-
278
следующую обработку выполняют на прессе усилием 1000 Н, где
производится формовка ступицы, диска и обода.
Полученная ковкой колесная заготовка 6 поступает на колесо-
прокатный стан, где производится окончательная выкатка оббда и
Рис. 156. Схема прокатки на колесопрокатном стане
гребня и раскатка диска (операция 7). Последней операцией пласти-
ческой обработки колеса (операция 3) является выгибка диска, калиб-
ровка обода и удаление небольшой перемычки в центральном отвер-
стии ступицы, что выполняется на прессе усилием 350 Н.
Колесопрокатный стан (рис. 156) имеет четыре приводных рабочих
валка, из которых два (/ и 2) коренных и два (3 и 4) наклонных. Для
лучшей обработки гребня колеса используют еще два неприводных
прижимных ролика 5. Частота вращения колеса на стане при прокатке
составляет 3...5 с”1, производительность такого стана — два колеса
в минуту.
Все операции при изготовлении колес, связанные с обработкой
металла давлением, выполняют за один нагрев. После этого для
предупреждения появления флокенов колеса при температуре 900...
950°С помещают в камеры, где они охлаждаются со скоростью 300 град/ч
до температуры 350...500°С. Затем колеса вновь нагревают до 600...
279
650°С и выдерживают при этой температуре 2...4 ч. Последующая
термическая обработка включает операцию закалки с температуры
85О...88О°С и отпуска при температуре 450°С продолжительностью
2,5 ч. После осмотра и дефектоскопии колеса поступают на оконча-
тельную механическую обработку.
Бандажи производят из углеродистой стали такого же состава,
что и цельнокатаные колеса. Исходным материалом являются слитки;
из каждого слитка получают 5...8 бандажей. После удаления поверх-
ностных дефектов слитки разрезают на заготовки, которые нагре-
вают в печи. Горячие заготовки осаживают на прессе и прошивают
отверстие в центре. При последующей обработке разгоняют отверстие
и придают точные размеры ободу по высоте. Это выполняют в черновой
клети, а затем прокатывают в чистовой клети, где получают требуемый
профиль поверхности качения и заданный диаметр бандажа. После
прокатки бандажи растягивают на прессе, чтобы придать им точные
размеры по диаметру, и устраняют овальность. Заключительной
операцией при изготовлении бандажей является термическая обра-
ботка — закалка с отпуском. Перед поступлением на склад бандажи
осматривают, испытывают на твердость и сортируют.
§ 50.	Гнутые профили
При горячей прокатке фасонных профилей с толщиной стенки
или отдельных участков менее 2...3 мм из-за быстрого и неравномер-
Рис. 157. Некоторые виды гнутых профилей
кого охлаждения металла в валках возникают значительные труд-
ности или невозможность получения точных размеров изделия. По-
этому излишне завышенные размеры некоторых участков поперечного
280
сечения горячекатаных профилей часто приходится дополнительно
обрабатывать на механических станках с потерей металла в стружку.
Между тем производство проката способом профилирования полос
и ленты в холодном состоянии на роликогибочных станах дает воз-
можность получать изделия с более
рациональным распределением металла
по сечению, а следовательно, изготов-
лять профили большей прочности при
сохранении массы. Кроме того, методы
производства гнутых профилей позво-
ляют получать линейные размеры из-
делия высокой точности с низкой ше-
роховатостью их поверхности, что
устраняет необходимость применять до-
полнительную обработку перед установ-
кой в готовое изделие. При этом эконо-
мия металла в зависимости от вида из-
делия составляет от 10 до 70%, а в сред-
нем около 25%.
Производство профилированного про-
ката на роликогибочных станах заме-
нило малопроизводительный способ
гибки металла в штампах. На профиле-
гибочных прокатных агрегатах получают
изделия для строительной, машиностро-
ительной, автомобильной и авиацион-
ной промышленностей. Некоторые виды
гнутых профилей показаны на рис.
157.
Исходным материалом при произ-
водстве гнутых профилей являются по-
лосы и ленты из стали, цветных метал-
лов и сплавов. Процесс профилирования
является непрерывным и заключается
в изменении формы поперечного сече-
ния полосы при ее прохождении через
последовательно установленные пары
валков-роликов без изменения площа-
ди поперечного сечения. Профилеги-
бочные агрегаты аналогичны формо-
вочным клетям трубосварочных станов
и имеют приводные горизонтальные вал-
ки и холостые вертикальные валки. В
каждой паре валков полосе благодаря
пластическому изгибу придается про-
межуточная форма сечения, а в по-
следней паре валков полоса полу-
чает окончательный требуемый про-
филь.
281
Процесс профилирования можно совмещать со сваркой, пайкой,
пробивкой отверстий, рифлением, резкой и рядом других операций
(окрашивание, промасливание, травление, лужение, оцинкование
и др.). Для этого в потоке непосредственно за роликогибочным станом
или в помещении для отделки устанавливают соответствующие машины.
Производство изделий профилированием выполняют двумя спо-
собами: прерывным из отдельной заготовки и непрерывным из рулона.
Во втором случае концы рулонов перед формовкой сваривают встык.
По окончании формовки готовый профиль разрезают на ходу ножни-
цами, если позволяет форма профиля, или дисковыми пилами. Раз-
мещение оборудования такого стана показано на рис. 158.
Хотя профилированием обрабатывают полосы толщиной до 20 мм
и шириной до 2000 мм, наиболее характерными типами установок
являются агрегаты, на которых производится гибка следующих полос:
1—4 x 50—300 мм, I—4 x 400—1500 мм, 2—7 x 80—500 мм, 2—8х
X 100—600 и 4—10 x 400—1200 мм.
К профилировочному инструменту относят формующие валки,
боковые и верхние вспомогательные ролики, промежуточные и выход-
ные направляющие планки и оправки-заполнители. Последние при-
меняют, когда требуется получить точные размеры внутреннего кон-
тура полузакрытых и закрытых профилей.
Высокая производительность роликогибочных станов (скорость
движения полосы через профилированные валки достигает 3 м/с),
дешевизна обслуживания благодаря высокой стойкости инструмента,
возможность полной механизации и автоматизации процесса обработки,
сравнительно малые капитальные вложения при постройке цеха гну-
тых профилей, которые обычно окупаются менее чем за полгода ра-
боты, незначительные потери металла (не более 0,3...0,5%) и другие
достоинства способствуют быстрому распространению производства
гнутых профилей.
§ 51.	Периодические профили
Периодические профили в отличие от обычных имеют закономерно
изменяющееся сечение в направлении длины изделия, причем оно
может периодически повторяться много раз. Такие профили, получа-
емые периодической прокаткой, могут представлять собой готовое
изделие (например, арматурная полоса, лемех, полуоси автомобилей
и тракторов и др.) или полуфабрикат для штамповки деталей авто-
мобилей, тепловозов и др. Получение заготовок периодической про-
каткой чрезвычайно выгодно, так как при их последующей обработке
значительно сокращаются операции штамповки (уменьшаются за-
грузка прессов и молотов, расход энергии, рабочей силы и др.) и,
что весьма важно, наблюдается экономия металла до 20...30% по
сравнению со штамповкой деталей из обычного проката. Производство
периодических профилей в отдельных случаях может полностью ис-
ключить такие операции, как ковка, штамповка и обдирочные работы
на металлорежущих станках. Характерно, что механические харак-
282
теристики металла при производстве периодических профилей не
ухудшаются, а в подавляющем большинстве случаев возрастают.
Периодические профили получают двумя основными способами:
продольной и поперечно-винтовой прокаткой.
Продольную прокатку периодических профилей производят в
ручьевых валках, выполненных неодинаковым радиусом по длине
окружности. На металлургических заводах периодический профиль
получают в виде прутка, длина которого принимается кратной длине
периода. На машиностроительных заводах периодический профиль
производят в кузнечно-штамповочных цехах чаще всего штучным
способом — прокаткой в ковочных вальцах.
Форма калибров для получения периодического профиля и их
расчет существенно отличаются от формы калибров при прокатке
обычных профилей. Это объясняется тем, что при получении окон-
чательной формы периодического профиля вытяжка по длине одного
периода непрерывно меняется, достигая в отдельных случаях двух-
и трехкратной. Между тем в чистовом проходе при обычной прокатке
вытяжка редко превышает 1,2... 1,25. Высокие обжатия в отдельных
сечениях по длине периодического профиля вызваны тем, что в данном
случае применяют только один периодический калибр. Применение
двух-трех калибров исключается из-за отсутствия механизмов, ко-
торые обеспечили бы подачу полосы в строго определенный момент
поворота валков, а учесть форму и размеры чистового периодического
калибра при подаче в него полосы переменного сечения пока что не
представляется возможным из-за чрезвычайной сложности.
Разница в обжатии по длине периода вызывает изменение просвета
в калибре вследствие неплотностей и упругих деформаций валков и
деталей стана, что следует учитывать при калибровке валков и вносить
соответствующие поправки, иначе размеры профиля по высоте будут
отличаться от заданных на 1,5...2 мм. Однако более серьезные затруд-
нения встречаются при расчете длины периода на валках. Дело в том,
что допуски по длине периода обычно весьма незначительны — всего
1%, а между тем длина выходящей из валков полосы зависит от из-
менений опережения значение которого теоретически определить
очень трудно из-за непостоянства радиуса валков, обжатия, темпера-
турных условий трения между полосой и валками и т. п.
Подготовка валков для периодической прокатки представляет
известную сложность, так как кроме обработки на обычных токарных
станках необходимо производить долбежные и фрезерные работы.
Кроме того, в большинстве случаев для придания ручью окончатель-
ных размеров наиболее сложные участки его приходится обрабатывать
вручную.
Для получения многих видов периодических профилей валки
изготовляют сборными. Такой валок состоит из сердечника и набора
колец, образующих калибр. Низкие допуски по длине (не более 1%)
ограничивают возможность использования валков после их переточки.
Практически в сборных валках средние кольца перетачивают не
более одного-двух раз.
Валковая арматура при периодической прокатке отличается от
283
обычной. С передней стороны стана устанавливают более массивную
коробку, пропуски в которой регулируют болтами увеличенного
диаметра. С задней стороны ставят нижнюю и верхнюю проводки.
Так как дно калибра имеет сложную конфигурацию, то носок про-
водки не упирается в дно калибра, как это имеет место при обычной
прокатке. Сама проводка выполняется шире калибра и опирается на
бурты валка. Носок проводки входит в калибр, но не касается дна
даже на участке, где калибр имеет наименьшую глубину. Во избежание
продавливания или изгиба проводку изготовляют более массивной,
чем при обычной прокатке.
Большое значение при производстве периодического проката
имеет создание механизма подачи полосы в валки в нужный момент
прокатки. При случайной подаче металла в валки на концах каждой
полосы появляются периоды неполной длины, что увеличивает потери
металла на обрез. Чтобы приблизить потери к оптимальному значению,
необходимо осуществлять захват металла при положении валков,
соответствующем началу периода. Особенно чувствительны эти потери
металла в тех случаях, когда период имеет большую протяженность.
Поперечно-винтовой и поперечной прокаткой изготовляют перио-
дические круглые профили, являющиеся заготовками для последу-
ющей штамповки или обработки резанием,— оси, шары для шарико-
подшипников и шаровых мельниц, различные шестерни и др.
Прокатка круглых периодических профилей существенно отли-
чается от продольной прокатки. Так, круглый периодический профиль
с переменным диаметром по длине получают на двух- и трехвалковых
станах с дисковыми (рис. 159, с) или коническими (рис. 159, б) вал-
ками, которые располагаются в рабочей клети под углом 120° один к
другому. Кроме того, их устанавливают с некоторым перекосом
(4...8°) по отношению к оси прокатки, что обеспечивает поступательное
винтовое движение прокатываемой заготовки через очаг деформации.
Заготовками являются круглые полосы, которые после нагрева
до Н00...1150°С подаются к упору зажима. Захват переднего конца
полосы производится автоматически одновременно с опусканием
ролика следящего клапана на копировальную линейку. Гидравличе-
ское устройство перемещает зажимный патрон вместе с обрабатыва-
емым металлом в направлении рабочего хода, создавая необходимое
тяговое усилие. Копировальная линейка, перемещаясь одновременно
с зажимным патроном, обеспечивает через гидравлический нажимный
механизм изменение расстояния мажду рабочими валками, благодаря
чему получается требуемый периодический профиль круглого сече-
ния. Прокатка заканчивается освобождением заготовки, после чего
процесс повторяется в той же последовательности.
Данный вид производства заготовок имеет следующие преимуще-
ства: возможность полной автоматизации технологического процесса
(загрузка металла в нагревательную печь и нагрев, подача к стану,
захват, прокатка, освобождение и транспортировка к сборочным
карманам), уменьшение загрузки металлорежущих станков; высокая
универсальность, позволяющая получать изделия различной конфи-
гурации, причем смена профиля осуществляется за весьма короткое
284
время; сравнительно высокая точность размеров изделия (отклонения
от номинала обычно составляют ±Г% по диаметру и 0,5% по длине).
На металлургических заводах прокатку круглых периодических
профилей диаметром 50...220 мм и длиной 700...5100 мм выполняют
Рис. 159. Схемы трехвалковых станов для прокатки пе-
риодических профилей
на трехвалковых станах конструкции ВНИИМЕТМАШа. Заготовки
меньшего диаметра прокатывают непосредственно на машинострои-
тельных заводах.
При производстве шаров диаметром 15...25 мм для подшипников
качения и диаметром 25... 125 мм для помола руды, угля, цемента
и т. д. в шаровых мельницах получили распространение двухвалко-
вые станы поперечно-винтовой прокатки (рис. 160). Прокатку заго-
товок шаров подшипников качения выполняют из калиброванных
круглых прутков, диаметр которых на 1,5...2 мм меньше диаметра
шара. При этом шарикоподшипниковая сталь нагревается до 850...
900°С в индукционной печи и, проходя термостат, подается во вращаю-
285
щиеся в одну сторону валки. Поскольку на каждом валке имеются
ручьи, выполненные по винтовой линии, а оси валков установлены
под некоторым углом, подобно валкам прошивных трубопрокатных
станов, то поступившая к валкам заготовка, вращаясь, продвигается
в направлении оси. При этом она постепенно приобретает форму шара,
который за каждый оборот валков выбрасывается с другого конца.
Для увеличения производительности шаропрокатного стана приме-
няют двух-, трех- и четырехзаходные винтовые калибры, которые за
ЗлектпршМигатель
Рис. 160. Схема стана для прокатки шаров
каждый оборот валков обеспечивают получение двух, трех и четырех
шаров. Чтобы удержать заготовку от смещения с оси прокатки, уста-
навливают направляющие боковые линейки.
Заводской опыт показал, что диаметр валков следует выбирать,
исходя из условий прочности осей валков и надежности захвата ме-
талла валками. Так, например, при прокатке шаров диаметром 24...
30 мм диаметр валков берется 200...220 мм, при диаметре шаров 36...
50 мм диаметр валков 280...300 мм.
Существенное влияние на получение качественных шаров оказы-
вает протяженность калибра, которая измеряется в градусах развергки
винтовой линии. Обычно эта величина находится в пределах 1170...
1350°, причем 810° приходятся на протяженность отделочного участка.
На аналогичных станах осуществляют прокатку заготовок сфе-
рических роликов для подшипников качения, а также другие цилинд-
рические и профилированные тела вращения короткой длины. Калиб-
ровку валков в данном случае выполняют применительно к требуемому
профилю. Наибольшее затруднение при этом вызывает получение
плоских торцов заготовки.
28$
Длительное время зубчатые колеса, являющиеся весьма распро-
страненными деталями машин, изготовляли из кованой или литой
заготовки на станках механической обработкой со снятием металла
в стружку. Этот малопроизводительный и дорогостоящий способ
изготовления зубчатых колес заменила прокатка нагретой заготовки
на профилированных зубчатых валках, имеющих модуль зацепления.
Рис. 161. Схема установки для прокатки шестерен:
а — с радиальной подачей заготовки; б — с осевой подачей заготовки; / — электромотор;
2 — клиноременная передача; 3 — коробка скоростей; 4 — сменная шестерня; 5 шестеренная
клеть; 6 — шпиндели; 7 — заготовка; 8 — рабочий валок; 9 — рабочий валок (чистовой); 10 —
механизм установки и зажима заготовки; 11 — рабочая клеть; 12 — штурвал для перемещения
правой подушки; 13 — шпиндель; 14 — рабочие валки, 15 — нагретая заготовка; 16 — механизм
зажима и подачи прутковых заготовок
равный модулю необходимых шестерен. Прокатка наряду с высокой
производительностью обеспечивает получение зубчатых колес с луч-
шими механическими характеристиками. Производительность труда
по сравнению с операцией чернового зубофрезерования возрастает
в 5...10 раз при экономии металла до 15...20% от массы заготовки
колеса.
Зубчатые колеса пластической деформацией металла получают
двумя способами:
1. Плоский диск зажимают головками суппорта и располагают
между двумя зубчатыми валками (рис. 161, а). Заготовку нагревают
в индукционной печи на сравнительно небольшую глубину непосред-
ственно в суппорте. Процесс формовки зубьев выполняют при вра-
щении и постепенном сближении валков. Как только диаметр шестерни
287
достигает заданного значения, процесс обработки заканчивают. Дан-
ную схему прокатки используют преимущественно при изготовлении
шестерен значительного диаметра, а также шестерен с косо располо-
женными или шевронными зубьями.
2. Прокатку шестерен между зубчатыми валками выполняют про-
давливанием между вращающимися зубчатыми валками в направлении
оси круглой длинной заготовки или сложенных стопой коротких за-
готовок, каждая из которых равна толщине шестерни (рис. 161, б).
Заготовки нагревают в индукционной печи. В процессе прокатки рас-
стояние между осями валков не меняется, что обеспечивает выпол-
нение зубчатого зацепления с высокой степенью точности.
Прокатные валки для производства шестерен изготовляют из ле-
гированной и низкоуглеродистой стали. В последнем случае рабочую
поверхность зубьев валков цементируют на глубину 0,5...! мм, что
повышает стойкость до 3000...5000 шестерен на комплект валков.
Изготовление шестерен прокаткой помимо высокой производи-
тельности обеспечивает получение более качественного металла в зуб-
чатом венце, обладающего повышенной прочностью и износостой-
костью. Это объясняется тем, что изгиб волокна по профилю зуба при
пластической деформации металла заготовки способствует получению
более качественного металла в зубчатом венце — поверхность зубьев
уплотняется на глубину 0,5...0,6 мм. Специальные исследования на
усталостное выкрашивание поверхностей зубьев шестерен из стали 45,
прокатаных и дополнительно фрезерованных со снятием стружки тол-
щиной лишь 0,15 мм, показали, что предел усталости составляет
7 МПа, в то же время для шестерен из того же материала, полученных
только фрезерованием, при тех же условиях испытания предел уста-
лости составил всего 5,3 МПа, т. е. приблизительно на 25% ниже.
Кроме рассмотренных видов периодических профилей, получа-
емых прокаткой, можно изготовлять профили с винтовой поверхно-
стью — с малой (с шагом до 3...5 мм) и крупной резьбой. Такие станы
имеют производительность в 10...20 раз выше производительности
токарных и резьбофрезерных станков при экономии металла до 10...
15%.
Успешно освоено производство периодического профиля в виде
ребристых труб для теплообменных аппаратов. Производство этого
вида периодических профилей обеспечивают трехвалковые станы
горячей и холодной прокатки высоко- и низкоребристых труб из
черных и цветных металлов, созданные ВНИИМЕТМАШем.
Известно, что наиболее распространенным режущим инструментом
являются сверла, винтовые каналы которых изготовляют на механи-
ческих станках, где до 50% металла уходит в стружку. Изготовление
сверл продольно-винтовой прокаткой на четырехвалковом станс
характеризуется высокой производительностью и экономичностью.
Валки такого стана расположены под углом 90° друг к другу и повер-
нуты к оси заготовки на угол, соответствующий углу подъема вин-
товых канавок сверла. Валки образуют закрытый калибр, который
обеспечивает прокатку канавок сверла и профиля спинок и ленточки
сверла за один проход заготовки. Прокатку выполняют в горячем
288
состоянии. Производительность одного стана составляет 400 сверл
в час, что в 10... 15 раз выше по сравнению с фрезерными автоматами
при экономии металла до 25...30%.
Глава X
ПРЕССОВАНИЕ МЕТАЛЛА
§ 52. Назначение и сортамент изделии
Процесс прессования представляет собой выдавливание металла,
помещенного в замкнутую полость контейнера, через отверстие мат-
рицы. Этот способ пластической обработки находит широкое приме-
нение при деформировании как в горячем, так и в холодном состоянии
Рис. 162. Виды изделий, получаемых прессованием
металлов, имеющих не только высокую податливость, но и обладаю-
щих значительной природной жесткостью, а также в одинаковой
мере применим для обработки металлических порошков и неметалли-
ческих материалов (пластмасс и др.).
Прессованием изготовляют прутки диаметром 3...250 мм, трубы
диаметром 20...400 мм при толщине стенки 1,5... 12 мм, полые про-
фили с несколькими каналами сложного сечения, с наружными и
внутренними ребрами, разнообразные профили с постоянным и изме-
няющимся (плавно или ступенчато) сечением по длине. Некоторые
виды изделий, получаемых прессованием, представлены на рис. 162.
Профили для изготовления деталей машин, несущих конструкций и
других изделий, получаемые прессованием, часто оказываются более
экономичными, чем изготовляемые прокаткой, штамповкой или от-
ливкой с последующей механической обработкой. Кроме того, прес-
сованием получают изделия весьма сложной конфигурации, что ис»
ключается при других способах пластической обработки.
10 Суворов И. К.
289
К основным преимуществам прессования металла относятся: воз-
можность успешной пластической обработки с высокими вытяжками,
в том числе малопластичных металлов и сплавов; возможность полу-
чения практически любого поперечного сечения изделия, что при
обработке металла другими способами не всегда удается; получение
широкого сортамента изделий на одном и том же прессовом оборудо-
вании с заменой только матрицы; производство изделий с высокими
качеством поверхности и точностью размеров поперечного сечения,
что во многих случаях превышает принятую точность при пластиче-
ской обработке металла другими способами (например, при прокатке).
К недостаткам получения изделий прессованием следует отнести:
повышенный расход металла на единицу изделия из-за существенных
потерь в виде пресс-остатка; появление в некоторых случаях заметной
неравномерности механических и других свойств по длине и попереч-
ному сечению изделия; сравнительно высокую стоимость прессового
инструмента.
§ 53. Теоретические основы
процесса прессования
Основным признаком разновидностей процесса прессования яв-
ляется наличие или отсутствие поступательного перемещения металла
относительно стенок приемника (контейнера), за исключением неболь-
ших участков вблизи матрицы, называемых мертвыми зонами, где
перемещение металла отсутствует. Наряду с наиболее распространен-
ным методом прессования с прямым истечением (рис. 163, а. б), ко-
торое используется для получения сплошных и полых изделий, ши-
рокое применение получил обратный (обращенный) метод (рис. 163, в, г),
а также другие схемы истечения металла (рис. 163, д...и). Каждый
из этих методов имеет определенные преимущества. Так, например,
при боковом истечении металла (рис. 163, ж) помимо удобств приема
пресс-изделия обеспечивается минимальная разница механических
свойств изделия в поперечном и продольном направлениях.
Процесс прессования выполняется в условиях неравномерного
всестороннего сжатия металла, что положительно сказывается на
увеличении его пластичности. Поэтому прессованием можно обраба-
тывать металлы и сплавы с низкой природной пластичностью. Однако
трехосное сжатие вызывает необходимость значительных усилий при
обработке. Поэтому прессование требует повышенного расхода энер-
гии на единицу объема деформируемого тела.
Процесс прессования чаще всего изучают по изменению коорди-
натной сетки, нанесенной на плоскостях разрезанного по оси образца
и плотно сложенного этими плоскостями перед прессованием. Область
деформирования при прессовании не всегда имеет одинаковую про-
тяженность: она может быть сосредоточена вблизи матрицы или рас-
пространяться по длине заготовки на всю ее длину. В силу этого
течение металла отличается определенной неравномерностью, которая
зависит от режима обработки (значения вытяжки, температуры и ско-
290
рости деформации), условий контактного трения, природных свойств
материала и др.
При прессовании внешнее трение существенно влияет на весь ход
процесса. Особенно заметна роль трения при прямом методе прессо-
вания. В этом случае при движении металлу приходится преодолевать
значительное трение по стенкам контейнера, внутренней поверхности
матрицы и поверхности выходного очка.
Рис. 163. Методы прессования металлов:
а — с прямым истечением прутка; б — с прямым истечением трубы; в — с обратным
истечением прутка; г — с обратным истечением трубы; д — с совмещенными прямым
и обратным методами истечения; е — с боковым истечением в один канал; ж — с
боковым истечением в два канала; з — двусторонним боковым истечением; и —
прессование с «рубашкой»
При обратном прессовании перемещение металла сосредоточива-
ется только вблизи матрицы и около поверхности очка. При этом
наблюдается пониженный расход энергии на выполнение прессования,
так как необходимое усилие прессования в 1,5...2 раза ниже, чем
при прямом методе. Однако обращенный метод имеет ряд существен-
ных недостатков. К ним прежде всего следует отнести сокращенный
сортамент получаемых изделий, иногда меньшую производительность
и низкое качество поверхности изделий. По этим причинам обращенный
метод получил меньшее распространение.
Изучая характер истечения металла при прессовании в зависи-
мости от метода выполнения, значения коэффициента трения и степени
однородности металла в отношении его податливости, С. И. Губкин
отмечает три наиболее характерных вида очага деформации.
Первый вид (рис. 164, а) характерен тем, что деформация сосре-
доточивается вблизи матрицы. Такой случай наблюдается при обрат-
ном методе прессования, а также при прямом, если коэффициент
ю*
291
трения низок, что соответствует тщательной обработке стенок контей-
нера и применению качественной смазки, и если нет значительной
неоднородности свойств самого деформируемого металла. При этом
прессование выполняется без «заворота» металла, а следовательно,
механические свойства металла прутка по сечению и длине отличаются
значительной однородностью.
Второй вид очага деформации наблюдается при средних значениях
коэффициента трения и наличии лишь незначительной неоднородности
механических свойств металла по сечению (например, наличие захоло-
женных периферийных слоев). В данном случае очаг деформации
распространяется на всю длину заготовки (рис. 164, б). Течение внут-
ренних слоев происходит с некоторым опережением внешних, т. е.
появляются как бы два объема деформируемого тела: внутренний Vi
Рис. 164. Различные виды очага Деформации при прессо-
вании металла (по С. И. Губкину):
с — при обратном прессовании; б, в — при прямом прессова-
нии; Л1 — мертвая зона
и внешний У?. Благодаря задерживающему влиянию трения о стенки
контейнера и большей жесткости периферийных слоев металла внеш-
ние слои текут медленнее, чем внутренние. Однако прессование и в
этом случае выполняется без «заворота» металла.
Третий вид очага деформации наблюдается при высоком значении
коэффициента контактного трения, что вызывает сильное торможение
слоев металла, прилегающих к стенкам контейнера, а также при
значительной жесткости внешних слоев заготовки по сравнению с
внутренними. Очаг деформации при этом характеризуется высокой
неравномерностью течения металла и состоит из трех объемов (рис.
164, в). Объем |/1? расположенный непосредственно против матрицы,
отличается наибольшей интенсивностью течения металла. Объем
по мере развития деформации течет от периферии к оси заготовки и
создает пережим в первом объеме — возникают вихревые движения
металла. Объем Vs примыкает к поверхности пресс-шайбы. Поэтому
он в известной мере определяет размер пресс-остатка. Прессование
следует прекращать, прежде чем этот объем начнет поступать в пруток,
т. е. начнется процесс прессования с «заворотом», иначе произойдет
снижение качественных характеристик готового изделия. Длина
объема 1/8 в конце прессования приближается к значению диаметра
контейнера. Следовательно, в условиях наличия объема 1/8 неизбежно
292
увеличивается расход металла на производство единицы готового
изделия, так как приходится прекращать процесс до перехода объема
1/8 в пруток. Кроме того, вихревые течения металла приводят к во-
ронкообразованию пресс-утяжины, что также увеличивает ее протя-
женность. Таким образом, изменяя условия прессования, представ-
ляется возможным уменьшать неравномерность механических свойств
материала изделия и регулировать протяженность пресс-утяжины.
Как отмечалось, при прессовании в местах перехода контейнера в
матрицу появляются так называемые мертвые углы, т. е. такие зоны,
которые испытывают лишь упругую деформацию. Течение металла
в мертвых зонах отсутствует, пока размер пресс-остатка не будет до-
статочно мал. Эти мертвые зоны при прессовании прутков большой
длины в известной мере играют положительную роль, так как оказы-
вают фильтрующее воздействие: в мертвых углах задерживаются
различные загрязнения, что предохраняет от вдавливания посторон-
них включений в поверхностные слои изделия. При неправильно вы-
бранном размере пресс-остатка загрязнения мертвых углов могут
попасть в изделие и вызвать заметное понижение его качеств. Все это
необходимо учитывать при разработке технологического процесса
прессования. Практикой установлено, что при нормальных условиях
прессования минимальная высота пресс-остатка составляет 0,10...
0,30 диаметра исходной заготовки.
Силовые условия прессования определяются свойствами деформи-
руемого металла, температурным режимом, размерами заготовки,
скоростью и степенью деформации, значением контактного трения,
геометрией инструмента и др. К сожалению, еще не разработана
методика, позволяющая связать все эти факторы в математическую
зависимость для определения усилий прессования. Поэтому прихо-
дится пользоваться методами расчета, лишь приближенно отражаю-
щими условия деформации.
Хорошие результаты при определении усилия Q (Н) выдавливания
металла с прямым истечением дает формула Унксова, которая имеет
следующий вид:
Q = (огат [2L/D + (1 /а) 1п (о^/со,) +
где <oi — площадь поперечного сечения заготовки, мм2; со2 — площадь
поперечного сечения изделия, мм2; от — предел текучести металла
при температуре прессования, Па; L — длина заготовки в момент
начала выхода металла из формующей цилиндрической части мат-
рицы, мм; D — диаметр заготовки, мм; d — диаметр цилиндрической
части очка матрицы, мм; а — угол при вершине конуса матрицы, рад;
I — длина цилиндрической части очка матрицы, мм.
§ 54. Оборудование и инструмент
для прессования
Разнообразие металлов и сплавов, обрабатываемых прессованием,
и богатый сортамент изделий требуют наличия таких машин-орудий,
которые позволяли бы в широких пределах регулировать условия
обработки (скорость, усилие прессования и др.). Наибольшее рас-
293
пространение получили прессы с гидравлическим приводом. Такие
машины отличаются простотой конструктивного исполнения и в то
же время могут развивать значительные усилия; при этом в процессе
работы исключается возможность появления перегрузки, а скорость
рабочего хода плунжера пресса легко регулируется изменением ко-
личества подаваемой в цилиндры жидкости. Прессы с механическим
приводом от электродвигателя для прессования металла применяют
значительно реже.
Гидравлические прессы строят с горизонтальным перемещением
пресс-шайбы и прутка, с максимальным усилием прессования от 6 до
60 МН и выше и с вертикальным перемещением пресс-шайбы, с мак-
симальным усилием прессования от 3 до 10 МН. Наибольшее распро-
странение получили горизонтальные прессы с усилием прессования
в 10, 15, 25, 35 и 50 МН.
В соответствии с требованиями принятой технологической схемы
производства изделий прессованием гидравлический пресс должен
иметь ряд вспомогательных механизмов, используемых для выпол-
нения таких операций, как подача слитка в нагревательную печь,
отрезка пресс-остатка и его уборка, транспортировка отпрёссованных
прутков и их отделка, включая при необходимости термическую об-
работку. Успешная эксплуатация пресса обеспечивается надежной
и четкой работой всех вспомогательных устройств. Характерным для
современных прессов является его полная механизация и автомати-
зация с программным управлением выполнения основных и вспо-
могательных операций, начиная от подачи заготовки в нагревательную
печь, самого процесса прессования и кончая уборкой готовых из-
делий.
Успешное выполнение прессования во многом зависит от качества
и стойкости инструмента. Прессовый инструмент (контейнер, мат-
рицы, иглы, пресс-шайба, иглодержатель, матрицедержатель) рабо-
тает в очень тяжелых условиях. Это становится ясным из того, что
температурный интервал прессования цветных металлов достигает
500—900сС, а стали, никелевых и титановых сплавов— Ю00...1250°С,
причем отдельные элементы инструмента нагреваются до температур,
близких к температуре прессуемого металла. Следует также иметь
в виду, что в процессе прессования напряжения на отдельных участках
инструмента достигают больших-значений. Например, в пресс-шайбе
и контейнере они могут превышать 1500 МПа. По окончании операции
прессования инструмент во многих случаях подвергается быстрому
охлаждению в воздушной или водяной струе или масле, что также
усугубляет условия их эксплуатации.
'Для изготовления прессового инструмента применяют высокока-
чественную легированную сталь, например сталь 5ХНВ, 5ХНМ,
0ХН4М, ЗХ2В8, 4ХВ2С, 5ХВ2С, 4ХВ2С. Отдельные виды инстру-
мента или их элементы изготовляют из материалов, обладающих
высокой жаростойкостью—победит (ВК8), микролит (ЦМ338), тер-
мокорунд (ТВ 14) и др.
При изготовлении инструмента необходимо высокое качество вы-
полнения доводочных механических работ, применение термической
294
обработки и пр Все это увеличивает стоимость инструмента, а следо-
вательно. и стоимость изделия. По данным П. С. Истомина, стоимость
прессового инструмента составляет около 15% стоимости всего пере-
дела прессового цеха.
- Не рассматривая конструктивные особенности всех видов инстру-
мента, остановимся лишь на одном из них — матрице. При прессо-
вании матрица обеспечивает получение правильных размеров профиля
и ьачестно поверхности. В то же время матрица работает в исключи-
тельно тяжелых условиях — высокая температура на протяжении
всего процесса прессования и высокие удельные усилия при минималь-
ных возможностях смазки и охлаждения.
По количеству отверстий матрицы могут быть одноочковыми и
многоочковыми. Количество отверстий в многоочковой матрице оп-
ределяется видом получаемого изделия и необходимой производитель-
ностью пресса. Так, при прессовании круглых профилей небольших
размеров матрица может иметь до 30 отвер-
стий и более, которые расположены на равных	/
расстояниях по концентрическим окружно-
стям. Характерно, что при" прессовании в
многоочковой матрице создаются условия
более равномерной деформации металла, а
пресс-утяжина становится меньше, чем в
одноочковой матрице.
По форме матрицы изготовляют конически-
ми с одним и двумя рабочими конусами, пло-
Рис. 165. Сечение типовой
матрицы
скими и радиальными. Наибольшее распро-
странение получили конические матрицы с одним конусом (рис. 165).
Практикой установлено, что оптимальный угол конуса составляет
60... 100°. С ростом угла конуса появляются мертвые зоны, следова-
тельно, уменьшается возможность попадания в изделие загрязненных
частей слитка. По этой причине используют матрицы с двойным .ко-
нусом: первый с углом 100°, обеспечивающий создание мертвой зоны,
второй с углом 60...80°, обеспечивающий оптимальное сочетание с
калибрующим очком матрицы.
Протяженность цилиндрической части калибрующего пояска 1
определяется видом прессуемого металла. Так, при прессовании алю-
миния длину калибрующего пояска принимают З...5мм, при прессо-
вании тяжелых металлов и крупных изделий для увеличения стой-
кости матрицы длину калибрующего пояска принимают до 25 мм.
Для облегчения выхода изделия из очка размеры отверстия в матрице
за калибрующим пояском, т. е. со стороны выхода металла из мат-
рицы, несколько увеличивают.
При прессовании тонких профилей, а также изделий с переменным
сечением по длине прутка матрицы делают разъемными. В условиях
прессования длинных прутков и проволоки из-за продолжительного
воздействия высоких температуры и давления матрица быстро теряет
размеры калибрующего пояска. Поэтому для увеличения стойкости
рабочей поверхности применяют специальные матрицы со вставками
очка из победита, микролита или термокорунда.
295
I
Рис. 166. Язычковая матрица
Полые профили из легкосвариваемых материалов (например, из
алюминия и его сплавов) с небольшим отверстием (диаметром 5...
10 мм) или отверстием сложной формы производят в комбинированной
матрице, имеющей иглу. Такие
матрицы (рис. 166) получили наз-
вание язычковых, Их применение
исключает необходимость прошив-
ки слитка (заготовки). В передней
части такой матрицы имеется
рассекатель (нож) /, переходящий
в язычок (иглу) 2, форма попереч-
ного сечения которого определяет
форму отверстия полого изделия.
Металл при прессовании обтекает
рассекатель, попадает в зазор
между язычком и отверстием мат-
рицы 3, где благодаря высокому
давлению и наличию гладких поверхностей происходит сваривание.
При этом образуется цельный прессуемый полый профиль,
в
§ 55.	Технология прессования
Прессование металла выполняется в условиях наиболее благопри-
ятной схемы напряженного состояния — неравномерного трехосного
сжатия. Поэтому данным способом обрабатывают металлы, деформи-
рование которых другими способами из-за низких природных пла-
стических свойств не представляется возможным. Однако прессова-
нием получают изделия и из Металлов с высокими пластическими
свойствами, что, как указывалось, объясняется рядом преимуществ
данного вида обработки.
Прессование широко применяют для получения изделий из меди,
латуни, бронзы, сплавов никеля (монель-металл, нихром и др.),
алюминия, цинка, магния, а также при производстве труб и прутков
из стали углеродистой (У7, У8, 20 и др.), конструкционной (ЗОХГСА,
40ХН и др.), хромоникелевой с 14...28% Сг и 9...22% Ni и др. Прес-
сованием успешно обрабатывают титан и его сплавы, получают прутки
и трубы из бериллия, циркония, урана, тория.
Получение изделий с необходимыми качественными показателями
зависит от правильно принятого термомеханического режима обра-
ботки, т. е. температуры, степени деформирования и скорости прес-
сования. Большое значение также имеет выбор смазки.
При разработке технологических операций поперечные размеры
слитка или заготовки следует принимать исходя из минимально до-
пустимой вытяжки, обеспечивающей получение оптимальных меха-
нических свойств изделия и их однородность по сечению и длине.
Так, при производстве изделий, которые в дальнейшем не подвергаются
более или менее значительному деформированию, минимальная вы-
тяжка должна быть не менее 10-кратной. При прессовании изделий,
которые в дальнейшем обрабатывают ковкой, прокаткой или воло-
296
чением, минимальная вытяжка может быть снижена до 5-кратной.
Вместе с тем известно, что вытяжки при прессовании ряда металлов
могут достигать весьма значительных размеров, например меди —
280, латуни ЛС59—700, алюминия — 1000.
Продольные размеры слитка также выбирают не случайно. Уве-
личение длины слитка приводит к уменьшению удельных отходов
металла в виде пресс-остатка. Однако с увеличением длины слитка
возрастает усилие прессования, повышается вероятность заметного
охлаждения металла к концу прессования, что может служить причи-
ной неравномерности свойств изделия. Поэтому считается, что опти-
мальная длина слитка или заготовки равна 2...3 его диаметрам при
производстве сплошных профилей и 1,5...2 диаметрам при производ-
стве полых профилей. Диаметр слитка в нагретом состоянии прини-
мается на 1...1,5% меньше диаметра контейнера. Это упрощает ввод
слитка в контейнер.
Перед нагревом слиток или заготовку тщательно осматривают и
все обнаруженные на поверхности дефекты удаляют. Зачистка поверх-
ности может быть полной или частичной. Помимо этого, производят
зачистку торцовых поверхностей, а также сверловку отверстий, если
прессование полого изделия выполняют без прошивки.
Большое значение при получении качественных изделий имеет
выбор температурно-скоростного режима прессования, который за-
висит от природы металла, его состояния, степени деформирования,
формы и размеров получаемого изделия. Теоретически рассчитать
температурно-скоростной режим практически невозможно. Поэтому
приходится пользоваться накопленными практическими данными.
При выдавливании металла из контейнера различают скорость прес-
сования (скорость движения пуансона пресса) и скорость истечения
металла (величина, определяющая скоростные условия на выходе из
очка матрицы). По условиям неразрывности среды, скорость прессо-
вания vnp и скорость истечения металла иив связаны между собой
следующей зависимостью:
Цис “ Н^пр>
где р — вытяжка, что указывает на непосредственную связь степени
деформирования со скоростными условиями процесса.
Так как степень деформирования определяет упрочнение, а тепло-
вой эффект прессования совместно с длительностью пребывания ме-
талла в очаге деформации определяют разупрочнение, то это дает
основание считать, что скорость прессования (и скорость истечения)
вполне определенно влияет на сопротивление деформированию и об-
щее усилие прессования. Изменяя скорость прессования, получают
различные виды течения металла (различные виды очага деформа-
ции), а это приводит к получению разнообразных результатов прессо-
вания. Следовательно, скорость прессования может определенным об-
разом влиять и на качество продукта обработки. Обычно более плас-
тичные металлы и сплавы прессуют с повышенными скоростями. На-
пример, скорость истечения металла при прессовании медных труб
составляет 120 см/с при вытяжке р<40 и 500 см/с при р>100. Высо-
297
кие скорости истечения можно наблюдать при прессовании прутков
из алюминия, при р>100 скорость истечения достигает 2500 см/с.
При прессовании стальных прутков скорость истечения доходит до
600...800 см/с, при этом скорость перемещения пресс-штемпеля со-
ставляет 40 см/с. В то же время малопластичные материалы, напри-
мер сплавы магния МА5, МАЗ, прессуют со скоростью истечения
только 1,5...5 см/с.
Как указывалось, на равномерность течения металла через очко
матрицы существенно влияет уменьшение перепада температуры
между слитком или заготовкой и стенками инструмента. Поэтому
инструмент перед прессованием рекомендуется подогревать, не до-
пуская потерь механических свойств материала инструмента. Это
благоприятно сказывается на уменьшении перепада температуры по
сечению слитка, создаются условия более равномерного течения ме-
талла, а следовательно, повышения однородности изделия и умень-
шения размера пресс-утяжины.
Известно, что с ростом коэффициента трения повышается взаимо-
действие деформируемого тела с инструментом, увеличиваются раз-
меры упругих зон у пресс-шайбы и в противоположных углах контей-
нера. Все это создает условия неравномерного1 деформирования ме-
талла, заметно повышает усилие прессования (для алюминия, меди,
цинка в 2,5...5 раз). С другой стороны, определенная толщина слоя
смазки выполняет роль теплоизолирующей прослойки, замедляет
охлаждение поверхностных слоев слитка, уменьшает неравномер-
ность деформации по сечению и длине слитка. При охлаждении по-
верхности слитка, а следовательно, и понижении податливости его
поверхностных слоев появляется тенденция к более интенсивному
течению внутренних слоев, что в сочетании с задерживающим дейст-
вием сил трения стенки матрицы способствует возникновению растя-
гивающих напряжений в поверхностных слоях прутка, а при опре-
деленном их значении (если пластичность металла в данный момент
недостаточна) вызывает образование поверхностных трещин, называе-
мых в производстве «ершом». Эти кольцевые трещины по мере углуб-
ления внутрь прутка перпендикулярно его оси затухают лишь у се-
редины. Однако если условия деформирования не изменились, воз-
никает новая трещина на поверхности в той же плоскости поперечного
сечения, где заканчивается предыдущая.
Технологическая смазка удлиняет срок службы инструмента,
в особенности игл, матриц и втулок контейнера, уменьшает возмож-
ность появления задиров и налипания металла на инструмент, а это
положительно сказывается на получении качественной поверхности
изделия. Смазку подбирают соответственно прессуемым металлам и
сплавам. Составное частью смазки очень часто служит пластинчатый
серебристый графит тонкого помола. В качестве основы используют
машинные масла. Для получения консистентной густой смазки в ма-
шинное масло добавляют канифоль. При прессовании легированных
сталей, сплавов никеля и титана в качестве смазки применяют стекло,
которое на протяжении всего процесса обработки обеспечивает на-
дежную смазочную пленку между поверхностью инструмента и прес-
293
суемым металлом. При прессовании стеклосмазку наносят на нагре-
тый слиток перед подачей его в контейнер, прокатывая по слою стекло-
смазки. На матрицу подобную смазку наносят в виде стеклянной
шайбы, которая под действием температуры слитка расплавляется и
эффективно смазывает матрицу. Отпрессованные в таких условиях
изделия попадают в водяную ванну, где стеклосмазка легко отде-
ляется.
Несовершенство существующих промышленных методов нагрева
металла перед пластической обработкой вызывает появление окислов
на поверхности слитка или заготовки, которые вместе с поверхност-
ными или близко расположенными к поверхности дефектами, возни-
кающими при отливке и кристаллизации, в процессе прессования
часто попадают в изделие и ухудшают его механические свойства и
внешний вид. Для устранения данного явления прессование иногда
производят с «рубашкой» (см. рис. 163, и). При этом все поверхностные
дефекты слитка остаются в рубашке и вместе с пресс-остатком идут
в отход, не попадая в изделие. Кроме того, рубашка в конце прессо-
вания задерживает скольжение металла по торцовой поверхности
пресс-шайбы в направлении оси заготовки, что предохраняет переход
окисленных слоев под пресс-шайбу и в значительной мере уменьшает
расход металла вследствие сокращения размера пресс-остатка. Пресс-
шайбу при таком прессовании изготовляют на 2...3 мм меньше диаметра
контейнера. Прессование с рубашкой может успешно применяться
при обработке металлов и сплавов со сравнительно невысокой вяз-
костью и низкой прилипаемостью (малой способностью привари-
ваться) к инструменту. Например, при прессовании меди, имеющей
повышенную вязкость, образование рубашки затруднено, она при
этом получается неполной, разностенной и рваной. Алюминий и его
сплавы при пластической деформации склонны к свариванию с ин-
струментом из стали, что также затрудняет прессование их с рубаш-
кой. Чаще всего с рубашкой прессуют латунь ЛС59, бронзы
Бр.АЖМц 10-3-1-5, Бр.АЖН 10-4-4 и некоторые другие сплавы.
Прессование труб из цветных металлов, сталей и сплавов на меха-
нических или гидравлических прессах можно выполнять* совмещен-
ным или раздельным способом. Первый способ применяют при произ-
водстве труб диаметром более 100 мм. В данном случае заготовку вна-
чале осаживают до полного заполнения контейнера, затем выполняют
операцию прошивки. При этом прошивная игла входит в очко матрицы,
образуя постоянный кольцевой просвет (см. рис. 163, б). При после-
дующем действии пресс-шайбы на заготовку металл выдавливается
в кольцевой зазор, образуя трубу. Процесс прессования в данном
случае характеризуется более равномерным течением металла, чем
при прессовании прутков. Таким способом прессуют полые изделия,
главным образом податливые металлы, такие, как алюминий, магний,
медь.
При прессовании труб из тугоплавких металлов операция получе-
ния отверстия может выполняться отдельно. Вначале осуществляется
прошивка отверстия или высверливание и лишь затем прессование
трубы. Сам процесс прессования производится ходом пресс-шайбы.
299
При этом металл выдавливается через кольцевую щель, образуемую
матрицей и введенной иглой.
Отпрессованные изделия проходят ряд отделочных операций,
например, термическую обработку, правку, зачистку, травление,
оксидирование, анодирование и др.
Глава XI
ВОЛОЧЕНИЕ МЕТАЛЛА
§ 56.	Назначение процесса волочения
и сортамент изделий
Обработка металла волочением, т. е. протягивание прутка через
отверстие, выходные размеры которого меньше, чем исходное сечение
прутка, находит широкое применение в металлургической, кабельной
и машиностроительной промышленностях. Волочением получают про-
волоку с минимальным диаметром 0,002 мм, прутки диаметром до
100 мм, причем не только круглого сечения, трубы главным образом
небольшого диаметра и с тонкой стенкой. Волочением обрабатывают
стали разнообразного химического состава, прецизионные сплавы,
а также практически все цветные металлы (золото, серебро, медь,
алюминий и др.) и их сплавы. Изделия, полученные волочением, об-
ладают высоким качеством поверхности и высокой точностью разме-
ров поперечного сечения. Если изделию требуется придать в основном
эти характеристики, то такой вид обработки называют калибровкой.
Волочение чаще всего выполняют при комнатной температуре,
когда пластическую деформацию большинства металлов сопровож-
дает наклеп. Это свойство в совокупности с термической обработкой
используют для повышения некоторых механических характеристик
металла. Так, например, арматурная проволока диаметром 3...12 мм
из углеродистой конструкционной стали (0,70...0,90%С) при произ-
водстве ее волочением обеспечивает предел прочности 1400... 1900 МПа
и предел текучести 1200...1500 МПа.
Волочение выгодно отличается от механической обработки металла
резанием (строганием), фрезерованием, обточкой и пр., так как при
этом отсутствуют отходы металла в виде стружки, а сам процесс за-
метно производительнее и менее трудоемок.
Волочением можно изготовлять полые и сплошные изделия часто
сложного поперечного сечения, производство которых другими спосо-
бами не всегда представляется возможным (например, тонкие изделия,
прутки значительной длины).
§ 57.	Теоретические основы
процесса волочения
Волочение представляет собой один из древнейших способов обра-
ботки металла давлением. Впервые волочение начали применять
3...3,5 тыс. лет до н. э. Однако систематическое опытное и теоретиче-
ское изучение процесса по существу началось лишь в XX в.
300
Несмотря на кажущуюся простоту, многие элементы процесса про-
тягивания прутка через отверстие не представлялись достаточно яс-
ными и являлись объектом тщательного изучения. Характер течения
металла, его напряженное состояние, силовые условия, влияние усло-
вий волочения на свойства объекта обработки и прочее изучают раз-
личными методами. Большое распространение получил метод измере-
ния искажения координатной сетки, нанесенной до деформации на
плоскости симметрии составного прутка.
Неравномерное деформирование сечения прутка некоторые иссле-
дователи объясняют также появлением искажения плоского среза
заднего конца прутка в процессе волочения. На основании этого же
явления иногда утверждают о разности скоростей течения отдельных
слоев прутка при деформировании, хотя по данному вопросу имеется
и другое мнение. О характере и условиях деформирования металла при
волочении можно судить по изменению твердости или разнице размера
зерна в сечении прутка после волочения. Неравномерность напряжен-
ного состояния можно также наблюдать оптическим методом при во-
лочении образцов из оптически активных материалов (синтетических
смол).
Рассматривая процесс волочения (см. рис. 4), можно видеть, что
взаимодействие деформируемого металла с волокой характеризуется
наличием трения скольжения по всей контактной поверхности. Это
существенно влияет на силовые условия процесса, вызывает неравно-
мерное распределение деформации по диаметру протягиваемого прутка.
В любом слое, находящемся на некотором расстоянии от централь-
ного, как указывал С. И. Губкин, элементы слоя испытывают не
только растяжение, но и деформацию дополнительного сдвига и де-
формацию изгиба, причем тем большую, чем дальше слой удален от
оси протягиваемого прутка. При волочении в результате имеющихся
сил трения на контактной поверхности металла и инструмента воз-
никает задерживающее действие поверхностных слоев прутка, что
наряду с влиянием других факторов процесса создает условия для
появления разности продольных скоростей по сечению деформируемого
тела. Однако ввиду целостности прутка и сдерживающего действия
его внешних, недеформируемых в'данный момент участков скорости
течения периферийных и центральных слоев, как показали опыты
И. К. Суворова и др., принудительно выравниваются. Вследствие
этого появляются продольные растягивающие напряжения в поверх-
ностных слоях и сжимающие — в центральных.
Возможность протягивания прутка через отверстие волоки огра-
ничивается предельными условиями: усилие волочения Q не должно
вызывать в переднем конце прутка пластическую деформацию, иначе
передний конец будет иметь остаточную деформацию и в конечном
итоге произойдет его разрыв. По этой причине волочение горячего
металла или металла с низким значением предела текучести может
быть использовано весьма ограниченно вследствие уменьшенной проч-
ности переднего конца. Поскольку прилагаемое усилие волочения
к переднему концу прутка определяется податливостью металла плас-
тическому деформированию, значением контактного трения и пло-
301
щадью соприкосновения прутка с волокой, то, следовательно, для
данной геометрии волочильного очка усилие волочения будет тем
выше, чем больше степень деформирования и чем больше контактные
силы трения. Установлено, что до 30...50%, а иногда и до 80% общего
усилия волочения расходуется на преодоление контактного трения.
Это ограничивает практическое значение единичной вытяжки р, ко-
торое чаще всего составляет 1,2... 1,3 и редко поднимается до 1,5.
G
zzzzzzzzzz^
Рис. 167. Способы волочения труб
*
Кроме того, контактные силы трения и работа деформации, большая
часть которой превращается в теплоту, повышают среднюю темпера-
туру проволоки до 250°С, а температуру контактной поверхности —
до 700°С. Это создает условия повышенного износа инструмента, нали-
пания металла на контактную поверхность, увеличивает обрывы де-
формируемого тела и пр. Поэтому всегда стремятся уменьшить силы
трения. Наряду с улучшением качества самой смазки большое зна-
чение имеет способ подачи смазки на контактные поверхности. Наи-
больший эффект обеспечивает гидродинамический ввод смазки. Тео-
рия и исследования этого способа ввода смазки принадлежат
В. Л. Колмогорову и его сотрудникам. В основу метода положено ис-
пользование сборной волоки, состоящей из напорного и рабочего
твердосплавных вкладышей.
Заметный эффект увеличения вытяжки может дать противонатяже-
ние, т. е. усилие, приложенное к заднему концу прутка. Противо-
натяжение снижает сопротивление металла деформированию, умень-
шает влияние контактного трения и, следовательно, разогрев волок,
а в конечном итоге обеспечивает увеличение вытяжки р.
Большое влияние на условия волочения оказывает выбор профиля
волочильного отверстия, поскольку это определяет условия дефор-
302
мании металла и возможность успешной подачи смазки на рабочие
поверхности, т. е. снижение отгона смазки. Заметное снижение со-
противления трению и необходимого усилия волочения наблюдается
при замене обычной волоки роликовой (дисковой). Но применение
роликовых волок ограничено их конструктивной сложностью.
Положительное влияние на силовые условия волочения показало
приложение ультразвуковых колебаний к волочильному инструменту
в процессе волочения. При этом обнаружено, что энергия ультразвука
улучшает условия жидкост-
ного трения.
При волочении полых из-
делий наблюдается много об-
щих явлений с обработкой
волочением цельных прутков.
Однако имеются и некоторые
отличия, определяемые схемой
получения полых изделий.
Волочение труб выпол-
няют на короткой непод-
вижной оправке (рис. 167, Рис. 168. Способы раздачи труб:
с), на длинной движу- а — при осевом сжатии; б — при осевом растяжении
щейся оправке (рис. 167, б),
на плавающей оправке (рис. 167, в) и без оправки (рис. 167, г). При
волочении без оправки наблюдается уменьшение наружного и внут-
реннего диаметров трубы. В зависимости от формы очага деформации
и степени изменения диаметров стенка трубы может сохраняться не-
изменной, утолщаться или утоняться. При волочении труб на оправке
всегда происходит уменьшение* диаметра и утонение стенки трубы.
При этом вытяжка может достигать значительного размера. Напри-
мер, при волочении на длинной движущейся оправке вытяжка состав-
ляет 2 и более. Волочение на свободной (плавающей) оправке широко
распространено главным образом при производстве’ медных труб.
Этот способ волочения имеет ряд преимуществ. Так как длина трубы
не имеет ограничений, то можно применять намотку на барабан
в бухту, что существенно снижает потери металла на заострение перед-
него конца для захвата клещами, уменьшает потери времени на вспо-
могательные операции.
В тех случаях, когда требуется увеличить диаметр трубы, приме-
няют раздачу волочением (рис. 168). При этом диаметр трубы полу-
чает приращение за счет уменьшения толщины стенки. Длина трубы,
как правило, уменьшается лишь незначительно.
Размер полного усилия волочения Q имеет большое практиче-
ское значение, так как прежде всего дает возможность оценить проч-
ность переднего конца прутка и, следовательно, определить техноло-
гический процесс — маршрут волочения. Силовые условия позволяют
также установить возможность использования принятого оборудо-
вания, мощность привода и пр. Усилие волочения Q можно опреде-
лить опытным путем с помощью силоизмерительных приборов, по
мощности, расходуемой на волочение, а также расчетным путем. Ана-
303
литические методы, хотя дают приближенные значения усилия воло-
чения, все же играют большую роль, поскольку не всегда имеются
опытные материалы. Для определения усилия волочения сплошного
прутка в конической волоке может быть рекомендована упрощенная
формула Перлина, которая дает удовлетворительные результаты при
замене степенных членов разложением их в ряд. В этом случае фор-
мула имеет удобный для расчета вид
Q = со2 In (co^coj [<7rc +f ctg ct1 (CTTC—CT0) 4-CT0],
где oTC — среднее значение предела текучести металла в очаге дефор-
мации, сгтс=(от1+от2)/2;	— напряжение противонатяжения, Па;
f — коэффициент трения; ах — приведенный угол, отвечающий гра-
ницам условного конуса деформации;
tg «1 = (D
*0/(2/о6щ) = [(£>— d) tg a]/(2Z2 tg a+D—dy.
D — диаметр прутка до волочения, мм; d — диаметр после волоче-
ния, мм;	мм (/i — длина области деформирования в ко-
нической части волоки, см. рис. 171, поз.///; /а — длина калибрую-
щего пояска, см. рис. 171, поз. IV); а — угол между осью прутка и
образующей деформирующей зоны конуса волоки, град.
§ 58.	Устройство волочильных станов
Машины, обеспечивающие выполнение пластической деформации
металла при протягивании прутка через отверстие в целях измене-
ния размеров и формы сечения исходного продукта обработки, назы-
вают волочильными станами. Основными элементами их являются
волочильный инструмент и тянущее устройство. Принцип работы
волочильных станов определяется характером работы тянущего
устройства. Станы могут быть с прямолинейным движением протя-
гиваемого металла (цепные, реечные, гидравлические и др.) и с нама-
тыванием на барабан (барабанные). Первый тип машин применяют
для волочения профилей, сматывание в бунт которых вызывает опре-
деленные трудности, например из-за значительных размеров попереч-
ного сечения прутка или возможности нарушения формы его сечения.
Барабанные волочильные станы используют для волочения прово-
локи, а также сплошных и полых профилей из черных и цветных
металлов, если форма их поперечного сечения при этом не нарушается.
Станы с прямолинейным движением прутка при волочении строят
чаще всего цепными. Основными элементами такого стана (рис. 169)
являются станина 5, бесконечная цепь 2, тележка с захватом 4, стойка
для крепления волок 5, двигатель и передающие движение меха-
низмы /. В современных конструкциях цепных станов имеются уст-
ройства для автоматического возвращения тележки с захватом, наде-
вания труб на оправку и сбрасывания их с оправки после волочения,
автоматического захвата прутков и др. Длина протягиваемого изде-
лия на цепных станах ограничивается размерами станины и чаще
всего не превышает 15 м. Однако имеются станы, на которых протя-
гиваются прутки и трубы до 50 м.
304
Цепные станы строят усилием волочения от 5 до 1500 Н. Скорость
волочения на них при обработке относительно коротких прутков
(порядка 5...8 м) составляет 0,03...0,65 м/с, при волочении длинных
прутков — 1,5...2 м/с. В последнем случае предусматривается автома-
тическая регулировка скорости волочения, так как включение тяну-
щей тележки на больших скоростях увеличивает возможность обрывов
переднего заостренного конца прутка в начальный момент волочения.
Для увеличения производительности волочильных станов приме-
няют многониточное (многопрутковое) волочение, причем если число
Рис. 169. Общий вид цепного многопруткового волочильного стана
одновременно протягиваемых прутков не превышает пяти, то волоки
располагают в горизонтальной плоскости; при большем количестве
волок их располагают в ряд в вертикальной плоскости.
Барабанные станы в зависимости от характера их работы и коли-
чества барабанов делят на: однократные, или однобарабанные; много-
кратные, или многобарабанные, которые подразделяются по способу
выполнения на них волочения на многократные, работающие без
скольжения; многократные, работающие со скольжением, и много-
кратные, работающие с противонатяжением.
Однократные станы используют при волочении толстой проволоки-
и прутков чаще всего диаметром от 4 до 25 мм. По способу укладки
металла на барабане изготовляют станы с вертикальным и горизон-
тальным расположением оси барабана^ В последнем случае упрощается
заправка металла и снятие бунта с барабана. Диаметр барабана оп-
ределяется формой и размерами сечения протягиваемого изделия.
Так, при диаметре проволоки 4 мм диаметр барабана применяется
равным 450 мм, при диаметре прутка 25 мм диаметр барабана 1000 мм.
При волочении труб в бухтах на самоустанавливающейся (плавающей)
оправке, чтобы избежать появления недопустимой овальности попереч-
11 Суаороа И. К.
305
ного сечения трубы в результате изгиба при намотке на барабан,
диаметр барабана может достигать 1500...2000 мм. Барабан воспри-
нимает значительные усилия волочения при наматывании изделия.
Для уменьшения износа барабана его рабочей поверхности придают
повышенную твердость. Чтобы витки изделия по мере наматывания
можно было свободно сдвигать по барабану, освобождая рабочую
поверхность для следующего витка, его выполняют не цилиндриче-
ским, а в виде усеченного конуса или состоящего из усеченного конуса
и цилиндра. Скорость волочения на однократных станах чаще всего
составляет 1...2 м/с и обычно не превышает 5 м/с. В зависимости от
формы сечения и материала обрабатываемого прутка станы однократ-
ного волочения строят на тянущее усилие от 0,05 до 100 кН.
Принцип работы станов многократного волочения заключается
в том, что пластическое деформирование -прутка последовательно вы-
полняется в нескольких волоках, причем по выходе из одной волоки
протягиваемый металл наматывается на барабан и в то же время дру-
гой конец прутка сматывается с него,' поступая через следующую
волоку на другой барабан, и т. д. Такой способ волочения через не-
сколько последовательно расположенных между барабанами волок
заметно повышает производительность волочильного стана вследствие
сокращения вспомогательных операций. Такие станы могут иметь
до 30 волок.
При волочении без скольжения протягиваемая проволока наматы-
вается на тянущий барабан (шайбу), как на однократном стане, хотя
стан состоит из нескольких последовательно расположенных волок
и тянущих барабанов, которые в некотором отношении могут рабо-
тать независимо друг от друга. В данном случае жесткое постоянство
секундного объема металла для всех волок стана не является обяза-
тельным, так как между соседними волоками предусматривается со-
здание запаса проволоки на барабане, т. е. промежуточные шайбы
могут принимать на себя в единицу времени большее, равное или мень-
шее число витков, чем снимаемое за этот же промежуток времени. Это
означает, что любой барабан некоторое время может работать неза-
висимо от других, а следовательно, на подобных станах можно вы-
полнять волочение с минимальной дробностью деформации. Практи-
кой установлено, что необходимый запас проволоки на барабане обес-
печивается следующим соотношением скоростей на двух соседних
барабанах и вытяжкой в волоке, установленной между ними:
р.„ = 1
Сматывание проволоки с барабана во время волочения без сколь-
жения выполняется различным образом. Из рис. 170, а видно, что
сматывание проволоки производится через систему роликов, один из
которых имеет возможность свободно вращаться вокруг оси барабана.
Скорость волочения на станах без скольжения может достигать 12 м7с
и выше. Подобные станы изготовляют как с групповым, так и с инди-
видуальным приводом для каждого барабана.
Станы многократного волочения, работающие со скольже-
нием (рис. 170, 5), существенно отличаются от станов, работающих без
306
скольжения. При волочении со скольжением протягиваемую прово-
локу навивают вокруг тяговых шкивов (шайб) один или несколько
раз так, чтобы тяговое усилие на каждом шкиве обеспечивалось дейст-
вием сил трения, которые возникают между поверхностью шкива и
обхватывающей его в процессе волочения проволокой. При работе
такого стана за каждый оборот тянущей шайбы на нее наматывается
один виток проволоки и вместе с этим один виток сматывается (схо-
дит) с проскальзыванием витков по рабочим поверхностям шайб, что
и создает необходимое тяговое усилие волочения. Число витков на
шайбе принимается от 1 до 4, их выбор является важным условием
нормальной работы стана многократного волочения со скольжением.
Скольжение проволоки по тяговым шайбам вызывает дополнительную
Рис. 170. Схемы волочильных станов
затрату энергии, возможность появления поверхностных дефектов на
проволоке и повышенный износ рабочих поверхностей тяговых шайб.
Так как удельные давления проволоки на- шайбу могут приближаться
к пределу текучести материала шайбы, это вызывает образование
в ней прорезей, что в свою очередь приводит к росту сил трения и
возможности нарушения процесса. Поэтому для тяговых шайб при-
меняют высокостойкие против истирания материалы, а сам процесс
волочения со скольжением используется главным образом для произ-
водства медной, алюминиевой и сравнительно мягкой стальной про-
волоки.
Существенным условием нормальной работы станов многократного
волочения со скольжением является соблюдение постоянства секунд-
ного объема через все волоки при сохранении числа витков на проме-
жуточных шайбах. Однако неизбежный износ волок при работе и не-
точность их изготовления затрудняют сохранение постоянства се-
кундного объема. Учитывая также, что скорость выхода металла из
волоки не может оказаться больше окружной скорости следующей
за ней шайбы, ибо волочение выполняется тянущим усилием этой
шайбы, наблюдается некоторое несоответствие между требуемой ско-
11*
307
ростью из условия постоянства секундного объема и окружной ско-
ростью тяговой шайбы. Чтобы проскальзывание имело вполне опре-
деленное направление, при работе на станах со скольжением окруж-
ную скорость тяговых шайб выбирают на 2...4% больше скорости,
найденной из условия соблюдений постоянства секундного объема
металла в предыдущей волоке. На последнем приемном барабане эта
разница скоростей отсутствует.
Станы со скольжением изготовляют с горизонтальным и верти-
кальным расположением тяговых шайб. Габариты их меньше, чем
габариты станов без скольжения. Кроме того, их конструкция и прин-
цип работы позволяют выполнять волочение в жидкой смазке, что
обеспечивает возможность применения высокоскоростного волоче-
ния до 30...40 м^с.
Противонатяжение при волочении положительно сказывается на
силовых условиях процесса и способствует уменьшению износа во-
лок, а следовательно, повышению точности размеров проволоки и
производительности станов. В связи с этим появились волочильные
станы, работающие с противонатяжением. Такими станами могут быть
и станы со скольжением. Однако натяжение на них трудно поддается
регулировке, так как эта величина зависит от коэффициента трения
в паре проволока — тяговая шайба, который в свою очередь может
меняться в весьма широких пределах. Поэтому для более точного ре-
гулирования противонатяжения были созданы станы с автоматиче-
ской установкой частоты вращения тяговых шайб. Натяжение в них
осуществляется регулировкой частоты вращения промежуточного
барабана при исключении скольжения проволоки по тяговой шайбе.
Каждая шайба в данном случае имеет привод от индивидуального дви-
гателя с регулируемой частотой вращения.
Обычно размер противонатяжения устанавливают в пределах
10...30% от усилия волочения. Однако при волочении стальной про-
волоки значение противонатяжения допустимо и целесообразно уве-
личивать примерно до 50% от усилия волочения.
§ 59.	Волочильный инструмент
Основной инструмент при волочении — это волоки разнообразной
конструкции. При производстве полых изделий с утоненной стенкой
помимо волок к волочильному инструменту относятся оправки (длин-
ные и короткие).
Волока обычно состоит из двух деталей: обоймы 1 и собственно
волоки 2 (рис. 171). Такая конструкция волоки обусловлена особыми
условиями ее работы и свойствами материала, из которого она изго-
товлена. Для увеличения стойкости волок против истирания их де-
лают из твердых сплавов металлокерамическим способом (из карбидов
вольфрама и титана, иногда ванадия, молибдена, тантала, бора и др.).
Применяют также волоки из керамических твердых сплавов — микро-
лита, термбкорунда, которые отличаются высокой износостойкостью
и в то же время их стоимость во много раз ниже обычных волок из
вольфрамовых сплавов. При волочении наитончайшей стальной про-
308
волоки, которые
Рис. 171. Разрез волоки

волоки (менее 0,2 мм) для изготовления волок применяют техниче-
ские алмазы. Все эти материалы наряду с высокой твердостью и стой-
костью против истирания отличаются низкой вязкостью. Чтобы избе-
жать разрушения такой волоки в процессе работы, ее заключают
с предварительной затяжкой (запрессовкой и пр.) в обойму из доста-
точно вязкой и прочной стали. При этом заметно уменьшаются рас-
тягивающие напряжения в кольцевом направлении волоки в момент
волочения или исключаются напряжениями сжатия со стороны обоймы.
Наряду с такой конструкцией одинарной волоки в последние годы
широкое применение получают сборные
вают волочение в условиях гидродина-
мического трения. На рис. 172 показа-
на сборная волока конструкции Урал-
НИИЧМ с встроенной мыльницей. В
качестве смазки используется мыльный
порошок иногда с добавкой порошкооб-
разной серы (до V3 массы). Сборная
волока, улучшая условия смазки, обес-
печивает повышение производител ьно-
сти волочильных станов до 30%; сни-
жает до 20% расход энергии на воло-
чение и увеличивает стойкость в 3...4
раза и более.
При волочении прутков и труб боль-
ших сечений волоки изготовляют без
обоймы из инструментальной стали
(графитизированная сталь, сталь У8,
У12, ШХ15, Х12М и др.). Различные
оправки и стержни, применяемые при
волочении полых изделий, изготовляют
из инструментальных сталей и твердых
сплавов. Для увеличения стойкости стальных оправок их обычно хро-
мируют, а иногда цианируют или цементируют и всегда термически
обрабатывают для повышения твердости.
Независимо от конструкции волоки ее отдельные участки имеют
свою форму и наименование. Продольный разрез профиля наиболее
часто применяемой конической волоки (см. рис. 171) состоит из сле-
дующих участков. Деформирующая или рабочая зона 111 имеет ко-
ническую форму с углом при вершине 2а. Перед рабочей зоной на-
ходится смазочная зона //, которая заполнена технологической
смазкой. За деформирующей зоной расположен калибрующий поя-
сок /V, имеющий цилиндрическую форму. Выходная зона или рас-
путна V выполняется в форме конуса с углом у или чаще сферической
формы.
Считается, что наиболее оптимальным профилем деформирующей
зоны волочильного канала является конус. Угол рабочего конуса 2а
принимается равным 8...24°, причем он должен быть тем меньше, чем
выше твердость и меньше сечение протягиваемого металла, а также
чем меньше значения вытяжки и коэффициента контактного трения.
309
Рис. 172. Сборная волока для во-
лочения проволоки в режиме гид-
родинамического трения:
/ — рабочий твердосплавный вкладыш;
2 — напорный вкладыш; 3 — зажимиая
втулка; 4 — корпус; 5 — гайка; 6 —
уплотнение; 7 — упорная шайба *
Длина рабочего конуса принимается 0,5...0,7 от диаметра получае-
мого изделия. Длина калибрующего пояска &=(0,3...l)d. При воло-
чении стальной проволоки наибольшую эксплуатационную стойкость
показали волоки с fe=0,5d.
Смазочная зона для облегчения поступления смазки в процессе
волочения выполняется конической формы с углом (3=40...60°. При
удлиненной смазочной зоне, а следовательно, и уменьшенном угле
наклона образующей благодаря снижению интенсивности отгона
смазки гидродинамический эффект смазки повышается. Выходная
распушка увеличивает жесткость волоки и принимается сферической
или конической формы. В последнем случае угол у=60...90°, а ее
протяженность берется не менее 0,15 от общей высоты волоки Я3.
При волочении большое значение имеет качество поверхности во-
лочильного канала. Чтобы придать каналу волоки чистую, полиро-
ванную поверхность и необходимые размеры, волоку подвергают
соответствующей обработке. Наи-
большее распространение получила
механическая обработка канала аб-
разивными материалами — карбидом
бора или его заменителем — порош-
ком карборунда. Шлифовку и поли-
ровку канала волоки производят
стальными или медными притирами,
которые совершают вращательное и
поступательное движения и при входе
в волоку прижимают зерна абразив-
ного материала к обрабатываемой
поверхности, обеспечивая тем самым
необходимую обработку. Притиры
имеют заострение, выполненное по
форме рабочего канала волоки. В
заводских условиях притирку воло-
ки выполняют на специальных мно-
гошпиндельных автоматических стан-
ках.
Прогрессивным способом обработки канала является электро-
искровой, заключающийся в воздействии на металл электрических
искровых разрядов. При электроискровом способе обработки кон-
такты — волока (анод) и притир (катод) — включаются в цепь элект-
рического колебательного контура, создающего искровой разряд,
который позволяет получать отверстия диаметром от 0,03 мм и более
в металлах и сплавах любой твердости при высокой скорости выпол-
нения операций.
Несколько иные методы применяют при изготовлении и обработке
алмазных волок. Алмазные заготовки весьма хрупки и поэтому тре-
буют надежного закрепления во втулке, что выполняется горячей
запрессовкой. Трудоемкая операция при изготовлении алмазных
волок — это сверление отверстий, которая производится на специаль-
ных станках с помощью притиров и алмазной пудры. После сверления
310
канал волоки шлифуют и полируют алмазной пудрой. Тщательность
проведения обработки контролируют под микроскопом.
При волочении ряда профилей (квадратный, треугольный, шести-
угольный и др.) используют составные волоки, которые отличаются
высокой универсальностью, так как в одной и той же волоке, меняя
профиль отверстия соответствующей перестановкой отдельных плас-
тин, можно получать различные размеры профиля. Поскольку рабо-
чая поверхность канала такой волоки составляется из отдельных плас-
тин, то их обработка упрощается. Кроме составных волок при произ-
водстве прутков и главным образом труб применяют шариковые и
роликовые волоки. При получении профилей сложной формы при-
меняют дисковые волоки, в которых рабочие, поверхности волочиль-
ного канала образуются поверхностями свободно вращающихся дис-
ков (неприводных валков-роликов).
§ 60.	Технологические операции
при волочении
В качестве исходного материала для волочения применяют ката-
ную и прессованную заготовки. При производстве алюминиевой,
медной и другой проволоки в качестве исходной заготовки используют
катанку, получаемую непосредственно из плавильной печи через
кристаллизатор и непрерывный прокатный стан. Независимо от спо-
соба получения исходная заготовка перед волочением проходит тща-
тельную предварительную подготовку, которая заключается в про-
ведении того или иного вида термической обработки, удалении ока-
лины и подготовке поверхности для закрепления и удержания на ней
смазки в процессе волочения. Эти предварительные операции обеспе-
чивают нормальное выполнение пластической деформации в волочиль-
ном отверстии, способствуют получению высокого качества поверх-
ности изделия, уменьшают усилие и энергию на волочение и снижают
износ волочильного инструмента.
Термическая обработка металла перед волочением снимает наклеп,
придает металлу необходимые пластические свойства, обеспечивает
получение наиболее оптимальной структуры. Поэтому термическую
обработку выбирают такой, чтобы в сочетании с пластической дефор-
мацией она обеспечивала максимальные механические и другие ха-
рактеристики обрабатываемого изделия. В зависимости от химиче-
ского состава металла и назначения продукта волочения применяют
отжиг, нормализацию, закалку, патентирование. Патентирование
применяют для углеродистых сталей, поскольку в данном случае
получают сорбитную структуру металла с равномерным распределе-
нием цементита в основной массе ферритных зерен. Это способствует
устойчивости самого процесса волочения и получению продукта вы-
сокой прочности. Процесс патентирования состоит в нагреве металла
выше критической точки Лсз и охлаждении его в среде с температу-
рой 450...500°С. В качестве такой закалочной среды используют рас-
плавленный свинец или соли. Обычно патентирование осуществляют
в непрерывных проходных установках.
311
В процессе получения готового изделия волочением термическую
обработку для снятия наклепа и улучшения структуры металла можно
выполнять несколько раз в зависимости от размеров исходного и
конечного продуктов обработки и окончательных его качественных
показателей. Обычно промежуточную термическую обработку произ-
водят после относительного обжатия — 70...85% за данный передел,
принимая за относительное обжатие значение [(coj—co2)/coi] 100%. Го-
товый продукт тоже можно подвергать окончательной термической
обработке в целях придания металлу требуемых механических свойств
и структуры.
При производстве проволоки и прутков волочением большое вни-
мание уделяют подготовке поверхности продукта обработки перед
волочением. Удаление окалины в калибровочных и волочильных це-
хах производят механическим, химическим и электрохимическим
способами, а также комбинациями этих способов. При механической
очистке поверхности от окалины проволоку или пруток подвергают
периодическим перегибам в разных плоскостях между роликами,
после чего металл поступает на завершающую очистку стальными
щетками. Такой способ экономически целесообразен, пригоден для
очистки поверхности главным образом из углеродистой стали, ока-
лина которой при перегибах сравнительно легко разрушается и опа-
дает. Из механических способов, обеспечивающих достаточно успеш-
ную очистку поверхности металла, находит применение дробеструй-
ная обработка. Под действием ударов дроби из отбеленного чугуна,
стального литья или высокопрочной мелко нарезанной стальной про-
волоки окалина на поверхности обрабатываемого изделия разрых-
ляется и удаляется. Этот способ очистки поверхности металла от ока-
лины во многих случаях не требует дополнительного травления и
наиболее часто применяется в калибровочных цехах.
Химические способы удаления окалины получили широкое рас-
пространение благодаря своей надежности, хотя они менее эконо-
мичны по сравнению с механическими способами. Травление углеро-
дистых и ряда легированных сталей производят в серной или соляной
кислотах. Концентрацию серной кислоты принимают в пределах
5...20%, а температуру раствора ограничивают до 80°С. Хотя с по-
вышением температуры скорость травления резко возрастает, все же
не следует допускать температуру раствора более 80°С, так как при
этом кислота начинает сильно испаряться из раствора. При травлении
соляной кислотой ее концентрацию принимают в пределах 5... 10%.
Во избежание выделения вредных газов (хлороводород и др.) нагрев
соляной кислоты выше 50°С недопустим-
Высоколегированные стали (кислотоупорные, нержавеющие и др.)
травят в смесях кислот (серная и соляная, серная и азотная и др.).
Медь и ее сплавы травят в 5... 10%-ной серной кислоте при темпера-
туре ЗО...6О°С. Заготовки из сплавов никеля травят в растворе, содер-
жащем 5...7% серной кислоты и 4% хромпика (К2СгО7) при темпера-
туре 6О...7О°С.
Травление металла в кислотах для очистки от окалины обычно
производят с добавлением в ванну присадок (ингибиторов травления),
312
которые значительно уменьшают скорость растворения основного
металла, но не влияют на скорость растворения окалины, что предот-
вращает перетравливание. Кроме того, присадки снижают диффузию
водорода (Н2) в металл, уменьшают загазованность травильных от-
делений, улучшают условия труда.
Существуют и другие химические способы, например травление
высоколегированных сталей и сплавов щелочно-кислотным способом,
удаление окалины водородистонатриевым процессом, а также газовое
травление. В последнем случае температура травления может совпа-
дать с температурой отжига металла, что позволяет сочетать обе эти
операции. Кроме описанных способов очистки металла от окалины
в волочильных и калибровочных цехах применяют электролитиче-
ское травление, которое может быть анодным или катодным. Наиболь-
шее распространение получил анодный способ травления. В этом
случае изделие, подвергаемое травлению, является анодом. В качестве
катода можно использовать свинец, медь, железо. При катодном
травлении окалина частично восстанавливается, но в подавляющем
большинстве случаев отрывается бурно выделяющимся водородом.
В качестве анода применяют свинец и его сплавы, а также кремнистый
чугун. При этом способе появляется опасность образования травиль-
ной (водородной) хрупкости.
Непосредственно после травления металл тщательно промывают
для удаления остатков раствора кислоты, солей железа, шлама, тра-
вильной присадки, грязи. Промывку производят немедленно после
травления, так как задержка ведет к высыханию травильной жид-
кости и выделению труднорастворимых солей железа. Обычно про-
мывку ведут сначала в горячей воде, что обеспечивает интенсивное
растворение солей, а затем для лучшего удаления шлама — в струе
холодной воды из шланга под давлением около 0,7 МПа.
После удаления окалины наносят подсмазочный слой, который
должен хорошо удерживать смазку при волочении и способствовать
предохранению налипания металла на рабочую поверхность волоки.
Подсмазочный слой наносят при операциях желтения, меднения, фос-
фатирования, известкования. При желтении поверхность изделия
покрывают тонким слоем гидрата окиси железа Fe(OH)3 желтого
цвета, который совместно с известью выполняет роль наполнителя
при волочении с мыльным порошком. Желтение проводят в камере,
заполненной водяным "паром.
Прутки и проволоку из углеродистой и легированной сталей часто
подвергают меднению в течение 1...5 мин в растворе, состоящем из
2...4% серной кислоты и 2...4% медного купороса. Медненный про-
дукт обработки позволяет проводить волочение с большими суммар-
ными обжатиями, так кап тонкая пленка меди на поверхности изделия
заметно снижает коэффициент трения, что облегчает процесс волоче-
ния. Однако меднение начинает уступать место фосфатированию, ко-
торое представляет собой процесс образования на проволоке мелкой
кристаллической пленки фосфатов марганца и железа или цинка.
Фосфатная пленка в сочетании со смазкой способствует равномер-
ному прилипанию смазки, что влечет за собой заметное уменьшение
313
усилия волочения и износа волок. Если при меднении коэффициент
трения равен 0,08...0,12, то после фосфатирования — 0,04...0,06.
Известкованием продукта обработки при волочении решаются две
задачи. С одной стороны, происходит нейтрализация остатков кислоты
на поверхности металла, с другой — осевшие частицы извести на
металле являются как бы наполнителем при сухой смазке мыльным
порошком, т. е. играют роль подсмазочного слоя и носителя смазки.
Известкование производят погружением изделия на 1 мин в ванну
с раствором извести, имеющим температуру 8О...9О°С.
После травления, промывки, нанесения подсмазочного слоя металл
сушат в специальных камерах при циркуляции воздуха температурой
300...350°С. Сушка удаляет влагу, а также устраняет возможную тра-
вильную (водородную) хрупкость, которая может возникнуть от
того, что часть водорода, образующегося при травлении, диффунди-
рует в металл и вызывает ухудшение его пластических свойств.
Все операции по подготовке поверхности металла к волочению вы-
полняют в специальном изолированном помещении. Для травления и
обработки поверхности проволоки и прутков существуют травильные
машины периодического и непрерывного действия. При обработке
в машинах периодического действия проволока находится в бунтах.
Доступ растворов к внутренним виткам бунта затруднен, поэтому
в данном случае трудно обеспечить равномерность травления и нане-
сения соответствующего подсмазочного слоя по длине уложенной
в бунт проволоки. Обработка в машинах непрерывного действия обес-
печивает быстрое и равномерное травление изделий любых сечений.
Этот способ является наиболее прогрессивным, так как в непрерыв-
ном процессе можно сочетать термическую обработку, удаление ока-
лины и нанесение подсмазочного слоя. Такая поточная обработка
обеспечивает полную автоматизацию процесса, повышает качество
металла, снижает трудоемкость операций.
После процесса волочения прутки помимо термической обработки
во многих случаях правят, шлифуют, полируют и в зависимости от
назначения наносят на них защитные покрытия, например, цинкова-
нием, лужением, хромированием, кадмированием, алитированием,
лакировкой и др. Правку обычно выполняют на роликоправйльных
машинах, которые устанавливают или в потоке производства, или
отдельно. Шлифовка поверхности калиброванных прутков на глубину
до 0,15...0,30 мм используется для удаления поверхностных дефек-
тов, снятия обезуглероженного слоя, придания точных размеров по-
перечному сечению прутка и др.
Для регламентации технологических операций составляются тех-
нологические карты, в которых расписан весь технологический про-
цесс по подготовке металла к волочению, маршрут волочения, способы
начальной, промежуточной и окончательной термических обработок,
операций отделки и пр. Так как маршрут волочения представляет
собой последовательность изменения размеров поперечного сечения
исходного материала на волочильном стане, а на одной установке
обычно получают изделия с различными размерами поперечного се-
чения, то для каждого из них должен быть свой маршрут волочения.
814
Определяя маршрут обработки металла на станах многократного
волочения, необходимо учитывать кинематику стана, т. е. вытяжки
должны согласовываться с частотой вращения и размерами диаметра
каждого барабана. Маршрут, принятый без учета кинематики стана,
особенно для станов, работающих со скольжением, не только затруд-
няет процесс волочения, но и делает его невыполнимым. Лишь на
станах е автоматической регулировкой скоростей можно допускать
некоторое несоответствие принятых вытяжек и заданных скоростей.
При выборе маршрута волочения необходимо определить значения
частных и суммарных обжатий. При этом следует иметь в виду, что
частные обжатия принимаются с учетом ряда факторов обработки,
в том числе свойств заготовки и необходимости придания нужных
свойств изделию, а также с учетом закономерности изменения меха-
нических характеристик металла в процессе волочения. Частные от-
носительные обжатия обычно принимаются в пределах от 10 до 35%
(максимальные не превышают 45%). Суммарное относительное обжа-
тие за данный передел, т. е. полное обжатие после соответствующей
термической обработки, может достигать 98%. Однако практически
суммарное относительное обжатие при производстве патентированной
проволоки составляет 75...85%, высокопрочной стальной прово-
локи — более 85%. Цветные металлы и сплавы обрабатывают с сум-
марным относительным обжатием 95% и более.
Глава XII
ХАРАКТЕРИСТИКА КОВОЧНО-ШТАМПОВОЧНОГО
ПРОИЗВОДСТВА
§ 61.	Назначение ковки и штамповки
•Пластическая обработка металлов прерывистым воздействием уни-
версального инструмента или соответствующей рабочей частью спе-
циального инструмента (штампа) для придания телу заданной формы
и размеров называется в первом случае ковкой, а во втором — штам-
повкой.
Данными способами получают весьма разнообразные по форме и
размерам изделия из металла, пластмасс и других материалов с раз-
личными степенью точности размеров, механическими и другими ха-
рактеристиками и качеством поверхности. Поэтому ковочно-штампо-
вочное производство находит широкое применение в машиностроении
и приборостроении, в производстве предметов народного потребления
и других отраслях народного хозяйства. Получение изделий ковкой
и штамповкой позволяет максимально приблизить исходную форму
заготовки к форме и размерам готовой детали и тем самым уменьшить
или полностью исключить дорогостоящие операции с потерей металла
в стружку. При изготовлении изделий из прокатных заготовок на
машиностроительных заводах с использованием только металлорежу-
щих станков теряется в виде стружки до 30...40% металла. Предвари-
тельная же обработка этих заготовок методами ковочно-штамповоч-
315
него производства снижает отходы металла в 4...5 раз, уменьшает
необходимый парк металлорежущих станков и в целом дает значи-
тельную экономию средств. Кроме того, ковка и штамповка улучшают
свойства металла, вследствие чего наиболее ответственные детали
многих машин и приборов часто изготовляют только из поковок.
Значение ковочно-штамповочного производства подтверждается
огромным разнообразием получаемых изделий, номенклатура выпуска
которых в СССР превышает 500 000 типов, а всего методами ковки-
штамповки обрабатывают 7...8% выплавляемой в стране стали. При-
чем выпуск поковок современного цеха серийного производства со-
ставляет 150...200 тыс. т в год, крупносерийного производства —
200...300 тыс. т в год, а производительность кузнечных заводов — до
400...500 тыс. т в год. Практически каждый машиностроительный завод
имеет ковочно-штамповочные цехи, которые в зависимости от степени
специализации, производительности, типа принятого основного обо-
рудования можно подразделить на специализированные, универсаль-
ные и смешанные. В качестве примера приводятся следующие подраз-
деления ковочно-штамповочного производства:
I)	кузнечные цехи ковки, изготовляющие единичные и мелкосерий-
ные изделия; чаще всего встречаются на металлургических, судострои-
тельных и других заводах. В таких цехах ковкой на молотах произ-
водят сравнительно небольшие поковки (массой до 1 т);
2)	кузнечно-прессовые цехи ковки, изготовляющие единичные и
мелкосерийные поковки значительной массы (до 250 т и более). Ос-
новными машинами таких цехов являются гидравлические и парогид-
равлические прессы;
3)	ковочно-штамповочные цехи, выпускающие поковки массой до
1000 кг крупносерийного и массового производства, предназначенные
для изготовления автомобилей, тракторов, самолетов и других машин;
основными агрегатами таких цехов являются штамповочные молоты и
прессы, горизонтально-ковочные машины и пр.;
4)	холоднопрессовые цехи, изготовляющие изделия холодной штам-
повкой из листового материала. Такие цехи предназначаются для
производства крупносерийных и массовых деталей, которые чаще
всего поступают на сборку без существенной “дополнительной обра-
ботки;
5)	специализированные цехи, которые определяются типом вы-
пускаемых массовых изделий (пружинные, рессорные, метизные й др.)
или типом установленного оборудования (например, цех холодновыса-
дочных автоматов и др.).
Производительность ковочно-штамповочного производства и ка-
чество изделий определяются применением специализированных ма-
шин и инструмента, механизацией и автоматизацией ковочных и тран-
спортных операций, специализацией цехов на выпуск ограниченного
наименования поковок или изделий, совершенствованием организа-
ции рабочего места и организации поточных линий, применением
специализированных слитков и периодического проката, повышением
качества нагрева при горячей и термической обработке (внедрение
скоростных и безокислительных методов нагрева — электронагрев
316
индукционным и контактным способами, нагрев в нейтральной ат-
мосфере и др.).
Прогресс современного машиностроения в значительной мере оп-
ределяется состоянием ковочно-штамповочного производства. Поэтому
развитию этих видов обработки металла давлением уделяется серьез-
ное внимание.
§ 62.	Характеристика исходных материалов
и основные технологические операции
Для процессов ковки исходными материалами являются слитки»
масса которых может составлять от нескольких килограммов до
250...350 т, и прокатные заготовки. Для горячей штамповки исполь-
зуют кованую, прокатанную, прессованную заготовки и заготовки,
получаемые волочением, а также жидкий металл. При листовой штам-
повке исходный материал — это горяче- и холоднокатаные листы и
ленты из различных сталей, сплавов на основе алюминия, меди, ни-
келя, титана, благородных металлов и другие материалы.
Все основные положения теории обработки металла давлением,
касающиеся механизма пластического деформирования, энергосило-
вых параметров, термомеханических режимов и пр., рассмотренных
выше для прокатки и других способов обработки, полностью приме-
нимы при деформировании металла ковкой-штамповкой.
В условиях ковочно-штамповочного производства часто характе-
ристикой деформирования металла при протяжке или осадке является
размер укова, который определяется степенью изменения попереч-
ного сечения изделия или степенью изменения высоты заготовки
в процессе осадки. Как показали многочисленные исследования и
производственный опыт, при протяжке слитка участками обеспечи-
вается высокая турбулентность течения деформируемого металла, что
способствует разрушению дендритной структуры, а следовательно,
интенсивному выравниванию механических свойств в продольном и
поперечном направлениях при повышении общего уровня этих харак-
теристик. При ковке слитков из углеродистой стали высокие механи-
ческие свойства достигаются, если размер у ковки составляет не ме-
нее 2,5; при ковке легированной стали уковка должна быть равна
3...4. При дальнейшем увеличении степени деформирования наблю-
дается лишь слабое изменение механических свойств металла. Из-
вестно, что подобных показателей при прокатке можно достигнуть
лишь не менее чем при 7-кратной вытяжке, 10-кратном волочении.
Важной величиной, влияющей на свойства металла поковки, яв-
ляется относительная подача при протяжке, которая определяется
отношением 1/Н (рис. 173), где I — подача, Н — высота обжимаемого
тела в данный момент обработки. Известно, что для устранения поро-
ков слитка (уплотнение металла, заварка внутренних неплотностей,
раздробление дендритной структуры и др.) ковку необходимо вести
в условиях всестороннего неравномерного сжатия и не допускать ус-
ловий деформации, когда в отдельных частях поковки возникают
растягивающие напряжения. Выше отмечалось, что напряженное
317
состояние и деформирование любого участка обрабатываемого тела
определяются характером приложения внешней нагрузки и гранич-
ными условиями. Если при осадке граничные условия характери-
зуются отсутствием на боковой поверхности заготовки нормальных
к ней напряжений, то при протяжке лишь часть боковой поверхности
свободна от них. Другая часть граничит с внешними недеформируе-
мыми участками (жесткими концами). Поэтому в прилегающих сече-
ниях возникают напряжения как результат взаимодействия этих зон.
Область пластического деформирования во внешних участках тем
больше, чем меньше относительная подача l/Н. Наличие внешних
недеформируемых в данный момент обработки участков влечет за
собой рост общего усилия деформирования. Однако наряду с этим
изменение значения относительной подачи может при определенных
условиях привести к изменению схемы напряженного состояния в цент-
ральной зоне деформируемого тела. Так
]Р	было обнаружено, что при протяжке с отно-
сительной подачей	в центральной
части поперечного сечения поковки возни-
кают продольные растягивающие напряже-
ния. При протяжке с подачей //Я>0,5
действуют только напряжения сжатия. По-
этому для улучшения качественных показа-
телей центральной зоны металла поковки
ковку рекомендуется производить с относи-
тельной подачей //Н>0,5.
Выбирая технологические операции про-
изводства поковок, необходимо учитывать
направление волокна в исходной заготовке,
которое получается при предварительном деформировании (напри-
мер, при прокатке) и в готовом изделии. Металл изделия при волок-
нистом строении характеризуется анизотропностью свойств. Напри-
мер, поковка, изготовленная протяжкой, имеет лучшие механические
свойства вдоль оси, а поковка, изготовленная осадкой,— в радиаль-
ном направлении. Поэтому в процессах ковки и штамповки способ
обработки выбирают таким, чтобы обеспечить расположение волокон
в изделии, отвечающее максимальному повышению механических
характеристик металла в нужном направлении. Наиболее наглядным
примером необходимости учета направленности волокна является
изготовление коленчатых валов. Если коленчатый вал изготовить
механической обработкой на металлорежущих станках из поковки
в виде пластины, то волокна в щеках вала получаются подрезан-
ными (рис. 174, я), что снижает прочность этих участков. Если при
изготовлении коленчатого вала применяют операции гибки или пере-
дачи металла, то получают волокнистую структуру, расположенную
по контуру вала (рис. 174, б), а следовательно, и повышенную его
прочность.
Так как при получении изделий ковкой и штамповкой приходится
иметь дело с подготовкой, пластической обработкой и отделкой, вклю-
чая необходимые виды термической обработки исходных материалов
Рис. 173. Очаг деформа-
ции при протяжке
318
в
Рис. 174. Расположение волокна в поковке
коленчатого вала в зависимости от способа
его изготовления
— в печах с выдвижным подом. При
(слитки, заготовка), то технологические операции ковочно-штампо-
вочного производства можно подразделить на три основные группы:
подготовительные; собственно ковочно-штамповочные; отделочные.
Подготовка исходного материала (слиток, прутковый или листовой
металл) к ковке и штамповке включает такие операции, как сорти-
ровка, разрезка на мерные
длины, удаление поверхност-
ных дефектов, термическая об-
работка, если это необходи-
мо, и др. Если деформирование
выполняется в горячем состоя-
нии, возникает необходимость
нагрева металла. При ковке ча-
сто нагрев выполняютв камерных
печах, а нагрев крупных слитков
горячей штамповке наряду с пламенными печами большое распрост-
ранение получил индукционный нагрев, так как при нем быстро до-
стигается необходимая температура, что сокращает потери металла
в окалину по сравнению с нагревом в пламенных печах с 2,5...3 до
0,5... 1 %, и практически исключается обезуглероживание поверхност-
ного слоя. Индукционный нагрев наиболее рентабелен при обработке
легированных сталей, титана, молибдена, никеля и других дорогостоя-
щих материалов. Нагрев металла токами промышленной частоты про-
изводят при диаметре заготовки выше 150 мм, при меньших сечениях
заготовки применяют нагрев ТВЧ. Контактный нагрев используют
для заготовок значительной длины при диаметре 60...70 мм. Нагрев
мелких заготовок целесообразно выполнять в электролите, расплав-
ленных солях или жидком стекле. Эти виды нагрева характеризуются
незначительным окислением металла или полным отсутствием образо-
вания окалины, что в два раза и более уменьшает расход штампового
инструмента по сравнению с нагревом в пламенных печах.
К ковочно-штамповочным относятся все операции, непосредственно
связанные с изменением формы исходной -заготовки в пластическом
состоянии. Сюда следует отнести все операции ковки, объемной и лис-
товой штамповки, а также такие операции, как накатка, штамповка
выдавливанием и пр.
Разнообразие существующих технологических операций в ковочно-
штамповочном производстве требует соблюдения при выборе техноло-
гического процесса следующих основных показателей: принятый тех^
нологический процесс должен обеспечить производство изделий с оп-
ределенными точностью их геометрической формы и размеров, меха-
ническими свойствами, структурой и отсутствием поверхностных и
внутренних дефектов. При проектировании технологического процесса
предусматривается периодический контроль качества изделий, кото-
рый должен не только выявлять, но и предупреждать появление
брака.
Отделочные операции включают такие виды обработки, как об-
резка облоя (заусенца) или других отходов, калибровка для повышения
точности размеров и формы изделия и улучшения качества поверх-
'	319
ности, термическая обработка, правка, очистка и травление, гальва-
нические и лакокрасочные покрытия, оксидирование, анодирова-
ние и пр.
§ 63.	Ковка
Основные технологические операции. При получении изделий ков-
кой исходный продукт обрабатывают многократным прерывистым
воздействием универсального инструмента молота или пресса. Сме-
щаемый объем деформируемого тела по высоте* свободно перемещается
по контактной поверхности инструмента. Ковка находит применение
Рис. 175. Инструмент, применяемый при ковке:
а — бойки; б — обжимки; © — наметки; е — топоры; д — прошивки;
е оправки; ж — калибры
при единичном и мелкосерийном производстве и выполнении ремонт-
ных работ. Данным способом изготовляют тяжелые поковки (до
250 т и более — валы гидротурбин, цельнокованые паровые кот-
лы и др.), поковки средней массы (50...400 кг — коленчатые валы
крупных дизелей, маховики, диски и др.) и мелкие поковки массой
до 50 кг самого разнообразного назначения.
Технологические процессы ковки представляют собой различные
сочетания и последовательность основных и вспомогательных опера-
ций, таких, как биллетировка, осадка, протяжка, разгонка, прошив-
ка, гибка, скручивание, рубка, кузнечная сварка и др., а также
операции отделки и термической обработки, если это необходимо.
Рис. 176. Удерживающий инструмент, применяемый прн ковке:
а — патрон; б — вилка; в — клещи с различной формой губок
Ковку выполняют с применением кузнечного инструмента, кото-
рый можно подразделить на основной, обеспечивающий деформиро-
вание металла (рис. 175), и вспомогательный, используемый для удер-
жания и манипулирования поковкой в процессе обработки,— это все-
возможные патроны, вилки, клещи с различной формой губок
(рис. 176).
Рассмотрим основные операции ковки.
Биллетировка слитка представляет собой операцию обжатия ребер
заготовки для придания ей формы тела вращения. При этом одновре-
менно со снятием конусности слитка разрушается литая дендритная
структура, происходит заварка пузырей и других дефектов литого
металла.
Перед процессом биллетировки со стороны прибыльной части
слитка обычно производят оттягивание хвостовика, который позволяет
удерживать слиток и манипулировать при последующих операциях
ковки. Биллетировку выполняют с одного нагрева и заканчивают
удалением донной части слитка. Ковку слитка обычно выполняют
в плоских, вырезных и комбинированных бойках (см. рис. 175, а).
Осадка — процесс уменьшения высоты заготовки с одновременным
увеличением площади ее поперечного сечения (рис. 177, а). Осадку
производят для устранения литой структуры, повышения степени
уковки, получения поковок с относительно малой высотой (для про-
321
изводства зубчатых колес, дисков и пр.) и как предварительную опе-
рацию перед прошивкой при изготовлении барабанов, колец и др.
Для предотвращения продольного изгиба при осадке высоту заготовки
принимают не более 2,5 ее диаметра, при этом процесс выполняют
между плоскими и вогнутыми (вырезными) бойками.
Высадка — это осадка части заготовки. При этом происходит
увеличение площади поперечного сечения части заготовки с одно-
временным уменьшением ее продольных размеров. Эта операция мо-
жет производиться различным образом, например осаживанием заго-
товки, имеющей местный нагрев (рис. 177, б), или ограничением де-
Рмс. 177. Некоторые операции ковки
*
формирования на определенном участке заготовки с помощью колец
(рис. 177, в).
Протяжка — это удлинение, заготовки или ее части за счет умень-
шения площади поперечного сечения (см. рис. 173). Протяжку и ее
разнообразные варианты используют при производстве гладких, сту-
пенчатых, коленчатых валов и других изделий; она занимает до 70%
всего времени обработки. При этом применяют бойки различной
формы — плоские и вырезные (см. рис. 175, а)* обжимки (см. рис.
175, б). Протяжку выполняют последовательной подачей и обжатием*
заготовки при ее повороте вокруг своей оси на определенном этапе
обработки. Одновременно с протяжкой в качестве подготовительной
операции может применяться операция пережима-раздвигания близ-
лежащих слоев. Это делают различного вида пережимками (см.
рис. 175, в).
Разгонка используется для увеличения ширины части заготовки
за счет уменьшения ее толщины (рис. 177, г). Разгонку чаще всего
выполняют подкладным инструментом (круглым, овальным, плоским).
Чтобы иметь при разгонке направленное течение металла, перпенди-
кулярное длине инструмента, соотношение между длиной и шириной
заготовки принимают в пределах 5... 10.
Прошивка представляет собой операцию получения полостей в за-
готовке за счет вытеснения металла (рис. 177, д, е). Она может выпол-
322
няться сплошным прошивнем на молотах или прессах, при этом
прошиваемая поковка поворачивается на 189°. При сравнительно
низкой высоте заготовки прошивку выполняют на подкладных коль-
цах. При этом инструмент продавливают до полного среза металла
по периметру отверстия. При получении отверстий значительного
диаметра (более 400 мм) прошивни делают полыми, что уменьшает
усилие прошивки. Придание точных размеров отверстию по диаметру
производят продавливанием калибра. Прошитая заготовка в дальней-
шем может подвергаться обработке (раскатке).
Раскатка — операция, заключающаяся в увеличении диаметра
кольцевой заготовки при вращении за счет уменьшения ее толщины
с помощью бойка, оправки или роликов (рис. 177, ж). Раскатка ис-
пользуется при изготовлении поковок, имеющих незначительную
толщину стенки по сравнению с диаметром отверстия (кольца, бандажи,
венцы, различные обечайки). Операция раскатки аналогична протяжке
заготовки, концы которой соединены между собой —см. рис. 175,е.
Гибка — образование или изменение углов между частями за-
готовки или придание ей криволинейной формы. Гибку чаще всего
выполняют между подкладными опорами. При операции гибки имеется
тенденция к образованию складки по внутреннему контуру заготовки
и трещины — по наружному. Чтобы избежать появления этих де-
фектов, радиус гибки должен быть больше 0,5Н.
Закручивание — поворот части заготовки вокруг продольной оси.
Эту операцию применяют при производстве поковок некоторых типов
коленчатых валов, крупных спиральных сверл и др. Закручивание
выполняют вручную или с помощью крана, для чего используют
воротки, вилки и другой инструмент.
Отрубка — полное отделение части заготовки по незамкнутому
контуру путем внедрения в заготовку деформирующего инструмента.
При этом если от заготовки отделяют часть металла по незамкнутому
(наружному) контуру, то такую операцию называют разрубкой, а по
замкнутому (внутреннему) контуру — вырубкой. Почти каждый тех-
нологический процесс ковки включает операцию отрубки, которая
выполняется топорами различной формы (см. рис. 175, г) — двусто-
ронними, односторонними, угловыми и др. Разрубку и вырубку можно
выполнять и в специальных штампах.
Передача металла — смещение одной части заготовки относи-
тельно другой при сохранении параллельности осей или плоскостей
частей заготовки. Подобные операции применяют при ковке колен-
чатых валов. Заготовка деформируется на ограниченном участке,
когда возникает необходимость выполнить ось заготовки ступенчатой.
Помимо рассмотренных при ковке имеют место и другие операции:
кузнечная сварка, которая утрачивает свое значение в связи с разви-
тием электро- и газосварки, растяжка (местное уменьшение площади
поперечного сечения заготовки путем растяжения), прожимка (мест-
ное уменьшение площади поперечного сечения заготовки путем об-
жатия), обкатка (придание заготовке формы тела вращения путем
повторных ударов или нажатий), подкатка (обкатка части заготовки),
засечка (выделение части объема заготовки путем нанесения углубле-
323
ния по ее границам), проглаживание (устранение неровностей поверх-
ности заготовки путем пластического деформирования) и др.
В производственных условиях рассмотренные операции в зависи-
мости от вида и размеров поковки могут применяться в том или ином
сочетании. Однако при выборе технологического процесса ковки об-
щим во всех случаях является учет необходимого размера укова,
значений и последовательности подач, кантовок, формы бойков,
температурного режима обработки и количества выносов.
При разработке технологических операций изготовления поковок
составляют чертеж самой поковки с припусками на обработку реза-
нием, напусками (некоторым добавлением объема металла в поковке
для упрощения ее изготовления, например изготовление поковки без
отверстий, имеющихся в готовой детали) и допусками, т. е. значением
узаконенных отклонений размеров готовой поковки. Размеры при-
пусков и допусков определяются размерами и формой изделия и для
поковок из углеродистых и легированных сталей регламентируются
ГОСТ 7062—67 и 7829—70. .По чертежу поковки определяют ее объем,
а следовательно, и массу. Учитывая все виды отходов металла в про-
цессе обработки, устанавливают массу исходной заготовки или слитка:
где Gn — масса поковки, кг; GOTX — масса отходов в виде прибыльной
и донной частей слитка (прибыльная — 20...35%, донная —5... 10%),
кг; Gyr—потери от угара (2,..3% от массы заготовки), кг; Go6p —
масса отходов на обрезки (обычно 5...8%, при сложных поковках —
20...30%), кг.
При ковке катаной заготовки отходы в виде прибыльной и донной
частей слитка отсутствуют.
Определив массу поковки и всех видов отходов металла, находят
размеры заготовки или слитка, которые принимают из нормального
ряда по размерам, равным расчетным или ближайшим большим. После
этого выбирают основные, вспомогательные и отделочные ковочные
операции (стремясь к их минимуму), последовательность их выпол-
нения, принимают температурные условия ковки, производят выбор
необходимого оборудования, инструмента и пр.
Помимо решения указанных задач при разработке технологиче-
ского процесса производства того или иного вида поковок обязатель-
ным является нормирование принятых операций, калькуляция себе-
стоимости и вопросы организации работ. Все эти подсчеты заносят
в технологическую карту, которая представляет собой основной про-
изводственный документ кузнечного цеха.
В качестве примера получения поковки опорного валка методом
ковки из слитка на рис. 178 показана схема ковки за три выноса.
После первого нагрева производят подкатку прибыльной части слитка
под патрон и его биллетировку. Второй нагрев обеспечивает осадку
биллетированной заготовки и протяжку осаженного блока. После
третьего нагрева обрабатывают боковые поверхности и шейки до тре-
буемых размеров поковки.
324
Ковочные молоты и прессы. Ковку выполняют на молотах и пресс-
сах. Первые представляют собой машины динамического воздействия
на обрабатываемую заготовку, вторые — статического.
Молот состоит из: шабота с нижним рабочим инструментом (ниж-
ним бойком), станины (стойки), падающих частей, основными эле?
ментами которых являются баба с верхним бойком, а также привода
и механизма управления. Молоты чаще всего характеризуются мас-
сой падающих частей. При
этом в одних молотах дефор-
мирование металла обеспечи-
вается только действием мас-
сы свободно падающих час-
тей (молоты простого дейст-
вия), в других молотах
происходит принудительное
ускорение падающих частей
(молоты двойного действия) .
В Ъбоих типах молотов к мо-
менту удара падающие части
на ка пл ивают кинетическую
энергию
Ек = ти2/2,
где т — масса падающих
частей молота, кг; v — ли-
нейная скорость падающих
частей в момент соприкосно-
вения бойка с деформируе-
мым телом, м/с.
Полезно используемая Рис. 178. Схема ковки опорного валка
энергия удара зависит от
массы шабота по сравнению со значением массы падающих частей.
Чтобы обеспечить высокий КПД удара (г]^0,8...0,9), масса шабо-
та должна быть по крайней мере в 15 раз больше массы падаю-
щих частей молота.
Для ковки наибольшее распространение получили паровоздушные
и пневматические молоты двойного действия, скорость бойка которых
к моменту соприкосновения с поковкой составляет 6,5...9 м/с; молоты
простого действия утрачивают свое значение, скорость их бойков
в момент удара достигает 4,5...6,5 м/с.
На рис. 179 представлен паровоздушный молот, который работает
следующим образом. Пар или сжатый воздух давлением 0,4...1,2 МПа
подается с помощью золотника 3 в цилиндр 1 под поршень 2 или над
ним. Поршень соединен штоком с бабой 4, имеющей верхний боек 6.
Попеременная подача пара или воздуха над поршнем или под порш-
нем обеспечивает соответствующее движение бабы. При этом следует
помнить, что процесс расширения пара и воздуха происходит по раз-
ным законам. Поэтому при переходе с пара на воздух требуется
соответствующее регулирование парораспределительного механизма.
325
Рис. 179. Схема паровоздушного молота
Нижний боек 7 укреплен на шаботе 8, который устанавливают на
самостоятельной части фундамента, используя при этом подушку из
дубовых брусьев в виде плит в несколько рядов, уложенных крест-
накрест. Стойки 5 молота крепятся к другой части фундамента.
В зависимости от массы изготовляемых поковок молоты строят
двухстоечными (арочными) и мостовыми (для крупных поковок), а
Рис. 180. Схема пневматического молота
также одностоечными (для мелких поковок). На паровоздушных моло-
тах обрабатывают слитки и блюмы массой до 2...3 т, но чаще всего
до 1,5 т. Масса падающих частей таких молотов по ГОСТ 9752—75 при-
нимается от 1 до 5 т.
Для производства сравнительно мелких поковок строят одностоеч-
ные молоты, масса падающих частей которых принимается в пределах
100... 1000 кг. На рис. 180 изображена схема пневматического молота,
имеющего два цилиндра — рабочий 1 и компрессорный 2. Поршень 3
компрессорного цилиндра приводится в движение двигателем через
редуктор и кривошипный механизм 5. При этом создается определен-
ное давление воздуха, который в данном случае играет роль упругой
327
4
Рис. 181. Схема гидравлического пресса
Рис. 182. Схемы аккумуляторов
связи между рабочим и компрессорным поршнями, чем обеспечивается
попеременное движение бабы 4 совместно с верхним бойком 6. Нижний
боек 7 крепится к подушке, которая в свою очередь устанавливается
на шаботе 8 молота. Воздухораспределительный механизм при дви-
жений компрессорного поршня позволяет регулировать силу удара,
удерживать бабу на весу и в нижнем положении.
Ковку слитков более 2...3 т производят на гидравлических прессах
с усилием прессования от 5 до 150 МН и более. Гидравлические прессы
деформируют поковку не ударным воздействием, а постепенным прод-
вижением инструмента. При этом в процессе рабочего хода бойков
непрерывно подводится энергия, для чего используется вода или масло
под высоким давлением. Гидравлические прессы в зависимости от
направления перемещения инструмента строят вертикальными и го-
ризонтальными. По харак-
теру привода прессы под-
разделяют на насосно-акку-
муляторные (с приводом не-
посредственно от насоса) и
с мультипликаторным при-
водом.
На рис. 181 показана
схема гидравлического прес-
са усилием 30 МН. Такие
прессы имеют две системы
цилиндров. Рабочий ход
верхнего бойка 2 обеспечивается цилиндром 4. В различных конст-
рукциях прессов количество цилиндров может приниматься до девяти.
Возвратное движение выполняется цилиндрами 3. Нижний боек 1
устанавливают на столе, имеющем широкую возможность переме-
щаться в горизонтальной плоскости с использованием гидравличе-
ского привода через распределительное устройство 18. Успешная ра-
бота пресса обеспечивается рядом механических устройств, основными
из которых являются главный водораспределитель /7, устройство для
подаода пара 6, бак для приготовления эмульсии 16 и бак готовой
эмульсии /5, насос 14. электромагниты 13. автоматический запорный
клапан 12. насос высокого давления //, компрессор 10. аккумуля-
тор 9. наполнительные баки 8. мультипликаторы 7, коробка обратного
сливного клапана 5.
При работе пресса давление жидкости чаще всего создается с по-
мощью плунжерных насосов. Чтобы поддерживать давление жидкости
в сети и уменьшать требуемую мощность привода насосов, применяют
аккумуляторы, которые строят грузовыми (рис. 182, о) или воздуш-
ными (рис. 182, б). Грузовые аккумуляторы выполняют двух типов:
с неподвижным цилиндром (рис. 182, о) и неподвижным плунжером.
Подвижные части аккумуляторов посредством траверс нагружают
чугунными плитами, что создает давление жидкости в плунжере,
которое передается по системе трубопроводов в рабочие цилиндры
прессов.
Наряду с применением гидравлических прессов с нагнетательным
329
насосом получили распространение прессы с мультипликатором.
Специальный аппарат — мультипликатор — позволяет повышать дав-
ление в рабочей сети до 40...60 МПа. Принцип работы мультиплика-
тора можно уяснить из рис. 183.
Мультипликатор имеет паровой 3 и
гидравлический 1 цилиндры. Внут-
ри парового цилиндра имеется пор-
шень 4 со штоком, который является
плунжером 2 для гидравлического
цилиндра. Давление пара на боль-
шой поршень (можно также исполь-
зовать напор воздуха или воды от
самостоятельной насосно-аккумуля-
торной станции) обычно составляет
10... 12 МПа. Поскольку коэффици-
ент мультипликации может состав-
лять 40...60, это вполне обеспечи-
вает требуемое давление в рабочих
цилиндрах.
В цехах ковки в зависимости от
вида выпускаемых поковок и необ-
ходимой производительности уста-
навливают молоты и прессы различ-
ного типа. Помимо основного обо-
рудования — молотов и прессов —
цехи ковки располагают нагрева-
тельными средствами, мостовыми кра-
нами, транспортными средствами —
машинами для посадки металла
в печь, выдачи из печи и подачи к
молоту или прессу, рельсовыми или
безрельсовыми манипуляторами и
т. п., поскольку все основные и
вспомогательные операции ковки
выполняются с использованием соот-
Рис. 183. Схема мультипликатора ветствующих машин и механизмов,
причем во многих случаях имеется
возможность их автоматизировать. Оборудование цеха ковки разме-
щают с учетом поточности производства: обрабатываемую заготовку
от одного агрегата к другому передают в соответствии с наиболее ра-
циональным расчленением ковочных, а также отделочных операций.
§ 64.	Горячая штамповка
Виды горячей штамповки. Штамповку выполняют с использова-
нием специального инструмента — штампа, который состоит из двух
частей или более. Полости штампа называются ручьями. Заготовка,
деформируясь в ручьях, заполняет полости и принимает форму по-
ковки. Течение металла при штамповке принудительно ограничи-
вается поверхностями инструмента, что вызывает перераспределение '
объема заготовки.
Распространение штамповки связывают с развитием машинострое-
ния, особенно автомобильной промышленности, когда возникла необ-
ходимость организации массового производства однотипных поковок.
Хотя штамповый инструмент отличается высокой стоимостью и чаще
всего используется для узкоспециализированнвтх целей, а деформи-
рование металла при этом требует значительно большей мощности по
сравнению с койкой, штамповка при массовом производстве однотип-
ных поковок имеет ряд существенных преимуществ. Помимо высокой
производительности штамповка обеспечивает получение поковок с вы-
сокой точностью размеров, что уменьшает расход металла на изготов-
ление детали и снижает трудоемкость при последующей обработке
металла резанием. Кроме того, штамповка обеспечивает получение
высокого качества поверхности поковок, при этом исключается необ-
ходимость последующей обработки резанием всей поковки — обрабаты- J
вается лишь та ее часть, которая будет соприкасаться с другими дета-
лями. Последующие за горячей штамповкой отделочные операции, ।
например калибровка в холодном состоянии, повышают качество по-
верхности поковок, а допуску размеров при этом снижаются до ±0,1,	(
а иногда до ±0,05 мм. Поэтому все повышенные расходы на штам-	||
повку и изготовление инструмента окупаются экономией металла и
расходами на механическую обработку поковок.	i
Вместе с тем следует отметить, что штамповка обеспечивает полу- 'I
чение изделий весьма сложной формы, во многих случаях невыпол-
нимых ковкой без напусков.
Штамповкой изготовляют поковки преимущественно массой до
100 кг, однако производят поковки массой и до 400...500 кг, а в от-
дельных случаях и до 2 т.
Исходным материалом для горячей штамповки являются сортовой
прокат, прессованные прутки, калиброванный металл, литая заго-
товка и жидкий металл. В крупносерийном производстве деталей на-
ходят большое применение заготовки из проката периодического про-
филя, что обеспечивает в процессе штамповки сокращение подготови-
тельных операций. Исходный материал в заготовительном отделении
цеха разрезают на мерные длины. Эту операцию выполняют на хладно-
ломах, кривошипных прессах, механических пилах или производят
газовой и электрической резкой. Перед штамповкой заготовки нагре-
вают до температур, определяемых условиями деформирования, под- '
робно рассмотренных применительно к другим видам горячей обра-
ботки.
Технологический процесс горячей штамповки отличается значи-
тельным разнообразием и определяется видом самого изделия и при-
меняемым оборудованием. Штамповку производят на молотах, прес-
сах, горизонтально-ковочных машинах, гибкой на бульдозерах, валь-
цовкой и такими способами, как раскатка, ротационная ковка и пр.
Горячую штамповку выполняют двумя методами:, облойным (с зау-
сенцем) в открытых штампах и безоблойным (при отсутствии заусенца)
в закрытых штампах.
331
f
Сущность облой лого метода заключается в том, что поковка по
месту разъема штампа вследствие избытка металла получается с зау-
сенцем (облоем) (рис. 184). Наличие облоя способствует хорошему
заполнению полостей штампа, ибо сам заусенец начинает образовы-
Рис. 184. Облойная
штамповка в молотовом
штампе:
1 — верхний штамп; 2 — из-
делие; 3 — облой; 4 — ниж-
ний штамп
ваться раньше заполнения ручьев. При после-
дующем смыкании штампа сопротивление ме-
талла истечению в зазор с образованием облоя
резко увеличивается. Это создает подпор по
контуру изделия, который способствует за-
полнению углов штампа, т. е. облой выпол-
няет определенную технологическую функ-
цию. Поэтому заусенцу придают целесооб-
разную форму — заусеничную щель между
частями штампа выполняют в виде специаль-
ной канавки по периметру поковки. По окон-
чании пластической обработки облой удаля-
ют на обрезных штампах. Этот способ штам-
повки, несмотря на потери металла в виде
Рис. 185. Безоблойная штам-
повка в молотовом штампе:
1 — верхний штамп; 2 — изде-
лие; 3 — нижний штамп
заусенца, получил значительное распространение, так как в дан-
ном случае надежно обеспечивается заполнение полостей штампа.
Но объем заготовки может быть лишь приблизительно равен необ-
ходимому.
При безоблойном методе заготовку помещают в полости одной
части штампа (в матрице) и процесс деформирования выполняют
другой частью (пуансоном) (рис. 185). При этом облой в изделии не
предусматривается. Незначительный за-
усенец, который может иметь место по
плоскости разъема, не-оказывает влияния
на процесс штамповки и является резуль-
татом неточности размеров заготовки. Для
облегчения свободного удаления поковки
из штампа его стенки изготовляют с ук-
лоном или применяют выталкиватели.
Пониженный расход металла при штампо-
вке данным способом является существен-
ным преимуществом, однако формы по-
ковок при этом менее разнообразны, чем
при изготовлении в открытых штампах с
облоем.
Уместно отметить, что штамповки выдавливанием и прошивкой
(закрытая прошивка) являются разновидностями процесса штамповки
в закрытых штампах.
Как при открытой, так и при закрытой штамповках обработка заго-
товки может выполняться в одном или нескольких ручьях. В условиях
многоручьевой штамповки заготовка постепенно изменяется при пере-
ходе от одного ручья к другому и в чистовом ручье ей придается окон-
чательная форма и размеры. В зависимости от вида поковки, про- ч
граммы производства, имеющегося оборудования ручьи при много-
ручьевой штамповке могут размещаться в одном общем или несколь-
Рис. 186. Схема фрикци-
онного штамповочного мо-
лота с доской
ких штампах, установленных на однотипных или разнотипных ковоч-
ных машинах.
Как уже указывалось, процесс штамповки выполняют на различ-
ных установках. Однако наибольшее распространение получила штам-
повка на молотах (паровоздушных, фрикционных, бесшаботных),
прессах (кривошипных, винтовых гидравлических) и горизонтально-
ковочных машинах.
Штамповка на молотах. Широкое использование молотов при штам-
повке определяется рядом достоинств этого вида оборудования и ме-
тодов обработки. При штамповке на молотах
можно быстро и многократно деформировать
заготовку в каждом ручье, осуществлять
чрезвычайно энергоемкие операции и боль-
шие суммарные деформации. По этим при-
чинам парк штамповочных молотов занима-
ет ведущее положение.
Паровоздушные молоты (ГОСТ 7024—75)
строят с массой падающих частей от 630 кг
до 25 т. Принцип их действия аналогичен
принципу действия ковочных молотов. Од-
нако по конструктивным признакам они
различаются. Так, например, стойки штам-
повочных молотов устанавливают непосред-
ственно^на шаботе, масса которого превышает
массу падающих частей в 20...30 раз, а соеди-
нение между ними выполняется болтами с
пружинами. Кроме того, верхняя часть штам-
па крепится к бабе, которая перемещается
в регулируемых усиленных направляющих,
что обеспечивает более высокую точность
совпадения частей штампа в процессе
удара.
При штамповке ^получили распростране-
ние благодаря простоте устройства фрикцион-
ные молоты с доской. У этих молотов энергия
удара определяется массой падающих частей
Как видно из рис. 186, нижний конец доски соединен с бабой 2, а верх-
ний проходит между двумя принудительно вращающимися чугунными
роликами /, которые, сближаясь, зажимают доску с некоторым уси-
лием. Возникающая при этом сила трения обеспечивает подъем доски
с бабой. При разведении роликов доска вместе с бабой падает вниз и
ударяет по заготовке. Такие молоты имеют педальное управление 3,
которое позволяет осуществлять единичные и автоматические непре-
рывные удары, а также удерживать бабу на весу. Чаще всего фрик-
ционные молоты с доской имеют массу падающих частей от 500 до
1500 кг, но есть молоты и с большей массой падающих частей.
Хотя КПД фрикционных молотов выше паровоздушных, все же
они получили меньшее распространение, так как производительность
jix более низкая из-за пониженного числа ударов в минуту. Кроме
СпЭ
и
V
333
того, при работе на таких молотах затруднена возможность регули-
рования энергии удара, что особенно важно при обработке изделий
сложной формы в заготовительных ручьях, где обычно требуется
меньшая сила удара. У фрикционных молотов доска жестко связана
с бабой, а это приводит к появлению в доске в момент удара значи-
тельных напряжений, и она быстро выходит из строя. Вместе с тем
доска слабо противостоит износу, возникающему в месте контакта
с подъемными роликами. Поэтому в молотах доску стали заменять
шарнирной цепью, которая одним концом соединена с бабой, а вторым
подвешена на эксцентриковом блоке, привод которого осуществляется
электродвигателем через редуктор и фрикционную муфту. Подъемное
устройство с эксцентриковым блоком обеспечивает постепенное на-
растание скорости подъема бабы из нижнего положения. Молот с це-
пью при ходе 1000... 1300 мм делает до 55 ударов в минуту. Тормозное
устройство позволяет фиксировать и поднимать бабу из любого поло-
жения и медленно опускать до смыкания штампов. У молота с цепью
КПД равен 0,4...0,55.
Помимо описанных типов молотов существуют различные конст-
рукции бесшаботных молотов, деформирование металла в которых
производится путем встречного движения верхнего и нижнего
штампов. Бесшаботные молоты в 2...2,5 раза легче шаботных при
той же энергии удара. При работе бесшаботного молота заметно
уменьшаются сотрясения фундамента и грунта, что дает возможность
устанавливать молоты на более легком фундаменте с неглубоким зале-
ганием. Такие молоты чаще строят вертикальными, но для некоторых
работ — горизонтальными.
В бесшаботных вертикальных молотах нижняя баба приводится
в движение от верхней бабы с использованием механической (ленточ-
ной, рычажной) или гидравлической связи. Однако из-за ударного
режима работы такие устройства не отличаются надежностью. Наибо-
лее удачно решается этот вопрос созданием конструкции бесшаботных
молотов с независимым приводом нижней бабы. На рис. 187 показана
схема такого молота, разработанная ЦНИИТМАШем.
По принципу действия инструмента на деформируемую заготовку
в процессе пластической обработки к молотам близки винтовые (фрик-
ционные) прессы. При этом так же, как и на молотах, можно дефор-
мировать металл в каждом ручье штампа за несколько ударов. Винто-
вые прессы являются машинами-орудиями, в которых энергия привода
преобразуется в полезную работу посредством винтового механизма,
т. е. деформирование металла осуществляется кинетической энергией
вращательного движения винта с маховиком или без маховика и
поступательного движения ползуна с верхним штампом. Номиналь-
ное усилие винтовых прессов от 40 до 630 Н, в качестве привода ис-
пользуют электродвигатели и передаточные механизмы: механиче-
ские фрикционные, электрические и гидравлические или пневмати-
ческие.
При штамповке на молотах используют открытые штампы. В зави-
симости от сложности получаемого изделия и вида применяемой за-
готовки штамповка, как отмечалось выше, может быть одноручьевой
334
или многоручьевой. В последнем случае каждый ручей имеет опреде-
ленное назначение, поэтому их подразделяют на штамповочные и
заготовительные. *
Штамповочные ручьи — черновой (предварительный) и чистовой
(окончательный) — обеспечивают получение необходимой формы и
размеров изделия. В плоскости разъема чистового ручья штампа по
Рис. 187. Схема бесшаботного молота с независимым приводом баб:
1 — буфер верхнего цилнцдра; 2 — верхний цилиндр; 3 — золотник верхнего цилиндра; 4—
дроссель верхнего цилиндра; 5 — амортизатор штока верхней бабы; 6 — верхняя баба; 7 — гид-
равлический усилитель; 8 — рукоятка управления; 9 — иижняя баба; 10 — амортизатор ниж-
ней бабы; 11 — вспомогательная линия трубопровода; 12 — буфер иижиего цилиндра: 13 —
золотник иижнёго цилиндра
его периметру выполняют канавку для облоя, размеры и форму кото-
рой выбирают по соответствующим нормативам в зависимости от слож-
ности конфигурации поковки. Обработку в чистовом ручье обычно
выполняют за 2...4 удара молота.
Обработка в черновом ручье способствует увеличению стойкости
чистового ручья. Черновой ручей отличается от чистового отсутствием
канавки для облоя и несколько большими штамповочными уклонами.
335
Обработкой в черновом ручье выполняется значительное формоизме-
нение заготовки. Поэтому на него приходится в 1,5...2 раза больше
ударов молота по сравнению с обработкой в чистовом ручье.
,К другой группе ручьев относятся заготовительные (протяжной,
-подкатной, пережимной, формовочный и гибочный, площадка для
осадки), используемые для первоначальной обработки при переходе
от простейшей формы заготовки к более сложной с постепенным при-
ближением к окончательной форме изделия. Если в качестве исходного
материала используют периодический прокат или фасонную заготовку,
необходимость обработки в заготовительных ручьях снижается, а
иногда и совсем отпадает. В заготовительных ручьях при обработке за-
готовки выполняют предварительные операции различного назначе-
ния. Поэтому заготовительные ручьи отличаются по своему конструк-
тивному выполнению. Рассмотрим некоторые из них.
Протяжной ручей используют для удлинения отдельных участков
заготовки за счет изменения площади ее поперечного сечения, при этом
заготовка может обрабатываться в закрытых или открытых ручьях.
Деформирование металла в открытом протяжном ручье имеет много
общего с протяжкой между плоскими бойками при ковке с поворотом
на 90° вокруг оси, когда это необходимо. Протяжка в закрытом ручье
обеспечивает более интенсивную вытяжку, при этом условия дефор-
мирования во многом напоминают ковку вырезными (фасонными) бой-
ками.
Подкатной ручей используют для увеличения поперечного сечения
одних участков заготовки за счет уменьшения других в соответствии
с необходимым распределением объема металла в изделии. В подкат-
ной ручей заготовка поступает в исходном состоянии или после об-
работки в протяжном ручье, причем длина заготовки при подкатке
мало меняется. Подкатка выполняется в открытом или закрытом
ручьях за три удара (или более) молота с поворотом заготовки на 90°
после каждого удара.
Пережимной ручей используется в тех случаях, когда необходимо
получить местное уширение заготовки без перераспределения металла
вдоль оси. По форме пережимной ручей напоминает подкатной. Од-
нако заготовка в нем обрабатывается за 1...2 удара без кантовки и
после этого передается в окончательный ручей, сохраняя положение,
занимаемое в пережимном ручье.
Формовочный ручей применяют для придания поковке необходимой
формы в плоскости, параллельной действующей силе, а также для не-
которого набора металла. В формовочном ручье очертание поковки
совпадает с плоскостью, параллельной направлению хода бабы мо-
лота. При передаче заготовки в штамповый ручей ее кантуют на 90°.
Гибочный ручей необходим при штамповке поковок, имеющих
изогнутую ось в плоскости разъема. Когда требуется выполнить слож-
ный изгиб заготовки, то гибку производят за несколько операций,
' последнюю из которых выполняют в чистовом ручье. При конструи-
ровании гибочного ручья необходимо учитывать его расположение
в штампе, чтобы при деформировании исключалось возникновение
сил, -сдвигающих одну половину штампа относительно другой.
336
К третьей группе ручьев относятся отрубные — передний и задний
ножи. Отрубной нож применяют при отделении поковки от прутка,
удалении клещевины, т. е. участка, за который удерживается поковка
при штамповке, а также при разрубке поковок на две или более части,
если из одной заготовки одновременно штампуют несколько изделий.
Отрубной ручей располагают в одном из углов штампа — переднем
Рис. 188. Молотовой штамп и схема изменения заготовки в по-
ковку шатуна:
1 — протяжной ручей; 2 — подкатной ручей; 3 — предварительный ручей;
4 — гибочный ручей; 5 — окончательный ручей
или заднем. Поковку укладывают перемычкой на лезвие ножа и одним
ударом отсекают от заготовки.
Штамповку на молотах обычно выполняют за 2...4 удара в каждом
ручье. Однако при изготовлении крупных поковок число ударов мо-
лота может достигать 10...20. Сами молотовые штампы изготовляют
цельноблочными или со вставками. Штампы со вставками уменьшают
расход дорогостоящей штамповой стали в 15...20 раз по сравнению
с цельными штампами. Если учесть, что расход стали на цельные
штампы составляет иногда до 10% массы выпускаемых изделий, то
применение вставок становится экономически выгодным. При изго-
товлении штампов со вставками уменьшаются расходы не только
дорогостоящей стали, но также падают расходы на механическую об-
12 Суворов И. К.
337
работку, упрощается выполнение термической обработки и пр. Креп-
ление штампов к бабе молота в соединениях типа ласточкина
хвоста обычно производится клиньями.
В зависимости от конфигурации, размеров и требований в отноше-
нии направления волокна в поковке используют те или иные виды
ручьев. На рис. 188 показаны расположение ручьев в многоручьевом
штампе и последовательность изменения заготовки в готовую поковку
шатуна.
При разработке технологических операций производства того или
иного вида поковок штамповкой принимают во внимание следующее.
Поверхность разъема штампа желательно располагать в такой плос-
кости, чтобы полости штампа имели наименьшую глубину. Это облег-
чает выполнение поковки сложной конфигурации. Для упрощения
изготовления штампов разъем следует принимать по плоскости, а не
по сложной поверхности. Кроме того, разъем должен быть на таких
участках детали, чтобы легко можно было обнаружить сдвиги штампов
и предотвратить это явление.
При конструировании штампов боковые стенки ручьев следует
выполнять с некоторым уклоном (штамповочный уклон), который
предотвращает застревание поковки в штампе. Размер уклона зависит
от глубины полости штампа и принимается в соответствии с ГОСТ
7505—74. Обычно при штамповке стальных изделий уклон равен 3, 5,
7, 10°. Для наружных поверхностей поковки штамповочные уклоны
принимаются меньшими, чем для внутренних. Это предохраняет от
защемления поковки выступами штампа при охлаждении металла.
На практике всегда стремятся уменьшать штамповочные уклоны, по-
скольку они увеличивают расход металла при дальнейшей обработке
детали резанием.
На получение качественных изделий существенно влияет наличие
в штампе плавных переходов одной поверхности в другую. При этом
различают два вида радиусов закруглений: внутренний, определяю-
щий сочленение заполняемых металлом участков ручья, значение ко-
торого принимается от 1,5 до 12 мм, и наружный (или внешний),
определяющий сочленение обтекаемых металлом в процессе штам-
повки участков ручья, значение которого принимается в 3...4 раза
больше внутренних радиусов.
При штамповке на молотах используют не только открытые, но и
закрытые штампы. При этом заготовительные ручьи открытых и за-
крытых штампов не имеют различий. Различие наблюдается лишь
в штамповочных (чистовых) ручьях и в объеме принимаемой заго-
товки, т. е. ее массе. При обработке в открытом штампе масса облоя
обычно составляет 15...20% от массы поковки, а при производстве
мелких и сложных по форме изделий масса облоя иногда равна массе
самого изделия. Все это указывает на определенную выгодность при-
менения закрытых штампов, когда в заусенец, который получается
вследствие незначительного затекания металла в зазоры между час-
тями штампа, попадает всего лишь 1...2% металла от массы поковки.
При безоблойной штамповке требуемая мощность кузнечных
машин-орудий может быть на 40% меньше, чем при облойной штам-
338
Рис. 189. Схема получения по-
ковки в подкладных штампах
повке, однако стойкость штампов часто оказывается более низ-
кой.
В условиях мелкосерийного производства поковок для уменьше-
ния отходов металла и повышения точности получаемых изделий при-
меняют подкладные штампы, которые представляют собой инструмеш
с полостью поковки или отдельного участка поковки. Подкладные
штампы изготовляют из двух половин (рис. 189). В данном случае
нижнюю половину 5 штампа устанавливают на нижний боек молота.
В полость нижнего подкладного штампа помещают заготовку 4, кото-
рую накрывают верхней половиной 1 штампа. Рабочая установка
штампов фиксируется отверстиями 2 в ее одной половине и штырями
3 — в другой. Процесс штамповки вы-
полняют ударами верхнего бойка мо-
лота по верхней половине штампа, в
результате чего заготовка, деформиру-
ясь, заполняет полости подкладного
штампа.
Штамповка на прессах. Для горячей
штамповки помимо молотов широко
применяют кривошипные и гидравли-
ческие прессы. Штамповка на криво-
шипных прессах получила значительное
распространение лишь к середине XX в.
и в результате заметного экономического
эффекта во многих случаях вытесняет штамповку на молотах.
Кривошипные прессы имеют массивную закрытую станину, кри-
вошипно-ползунный механизм, механические нижний и верхний вы-
талкиватели. Прессы изготовляют в соответствии с ГОСТ 6809—70
с усилием обработки от 6300 до 80 000 кН и более, причем (по практи-
ческим данным) при штамповке в открытых ручьях каждые 10 000 кН
усилия пресса соответствуют 1 т массы падающих частей паровоздуш-
ного молота двойного действия.
Ползун кривошипного пресса, кинематическая схема которого
дана на рис. 190, совершает возвратно-поступательное движение при
помощи кривошипно-ползунного механизма. Движение ползуна под-
чинено определенному закону: каждому углу поворота кривошипного
вала соответствуют вполне определенная скорость и положение пол-
зуна по высоте. Следовательно, ползун пресса имеет постоянное зна-
чение хода и определенные нижнее и верхнее положения. Поэтому
штамповку в каждом ручье обычно производят только за один ход
ползуна, а размеры изделия по высоте получаются более точными,
чем при штамповке на молотах.
Наличие у кривошипных прессов выталкивателей позволяет в 2...3
раза уменьшить штамповочные уклоны по сравнению с уклонами
молотовых штампов, что снижает припуски на механическую об-
работку. Следует также указать на отсутствие потерь металла на кле-
щевину, которая необходима во многих случаях ковки и штамповки
на молотах.
Штамповка на механических прессах имеет и другие преимуществ/!,
12*	3JU
которые снижают стоимость изделий. Так» на кривошипных прессах
широко используют менее дорогостоящие составные штампы. Произ-
водительность механических прессов на 30....50% выше производи-
тельности молотов» так как изделие выполняется за один ход ползуна,
при этом упрощается возможность применения автоматизации, улуч-
шаются условия труда рабочих. Штамповка на кривошипных прессах
имеет еще и то преимущество, что скорость движения ползуна к мо-
менту соприкосновения верхней части
штампа с обрабатываемой заготовкой со-
ставляет всего лишь 0,3...0,8 м^с, т. е.
по крайней мере в 25 раз меньше скоро-
сти хода инструмента в момент удара на
молотах, что по существу указывает на не-
ударный характер работы пресса. Это поз-
воляет устанавливать их в зданиях облег-
ченного типа.
К недостаткам штамповки на криво-
шипных прессах следует отнести их мень-
шую универсальность по сравнению с мо-
лотами, высокую стоимость самих прессов
(в 3...4 раза выше стоимости такого же по
мощности молота), худшее заполнение
полостей штампа ввиду меньших скоро-
стей деформирования на прессах, что тре-
бует большего количества ручьев по срав-
нению с молотовыми штампами.
Горячую штамповку на кривошипных
прессах выполняют в открытых (с обра-
зованием облоя в полости разъема) и за-
крытых штампах. Вместе с этим на меха-
нических прессах выполняют штамповку
выдавливанием, штамповку прошивкой и
различные комбинированные операции.
Процесс выдавливания применяют в тех
случаях, когда необходимо получать по-
ковки, имеющие длинные отростки и, сле-
довательно, значительную разницу по-
перечных сечений. Этот процесс анало-
гичен прессованию металла.
Штамповка прошивкой представляет собой процесс вдавливания
пуансона в заготовку круглого, квадратного или другого сечения.
В результате этой операции получаются поковки с полостью. При
закрытой (глухой) прошивке в процессе штамповки часть металла за-
готовки может выдавливаться против хода пуансона в зазор между
пуансоном и матрицей.
Штамповка на гидравлических прессах получила распространение
при производстве различных рычагов, зубчатых колес, полых корпу-
сов, коленчатых валов, сферических днищ сосудов, лопастей самолет-
ных винтов и других изделий из прокатной сортовой и листовой за-
Рис. 190. Кинематическая
схема горячештамповочного
пресса:
1 — электродвигатель; 2 — кли-
воременная передача; 3 — махо-
вик; 4 — малая шестерня; 5 —
большая шестерня; 6 — тормоз
маховика; 7 — тормоз; 8 — кри-
вошипный вал; 9 — шатун;
10 — ползун; 11 — клии стола
340
готовки и из кованых заготовок с массой в несколько сотен килограм-
мов и более (до 5 т). Штамповку на гидравлических прессах выполняют
в открытых и закрытых штампах.
Усилие обработки гидравлических прессов для штамповочных
работ составляет 750 МН и более. В сравнении со штамповочными
молотами, имеющими соответствующую массу падающих частей,
гидравлические прессы более дорогостоящие, тихоходнее и обеспечи-
вают меньшую производительность. Поэтому их применяют чаще всего
в том случае, когда использование молота по каким-либо причинам
исключается: при штамповке крупных поковок, если масса падающих
частей молота становится недостаточной; при штамповке труднообра-
батываемых сплавов с низкими скоростями деформирования; при
штамповке изделий с применением операции выдавливания, прошивки,
протяжки и др., требующих значительного хода инструмента.
Так как обработка на кривошипных и гидравлических прессах
выполняется за один ход ползуна, вся окалина может вдавиться в по-
верхность поковки. Чтобы избежать ухудшения качества поверхности
изделий, применяют различные способы очистки заготовки от ока-
лины (например, гидравлическая очистка), а при производстве мел-
ких и средних по размеру изделий стремятся вести безокислительный
нагрев заготовок (чаще всего в индукционных печах).
По окончании горячей штамповки возникает необходимость при-
менения ряда отделочных операций; К ним в первую очередь относится
удаление облоя и заусенца, что выполняют в обрезных штампах,
обычно устанавливаемых на кривошипных прессах, в холодном со-
стоянии (облой поковок, получаемых на молотах с массой падающих
частей выше 1...1,5 т, удаляют в горячем состоянии). После удаления
облоя в некоторых случаях требуется правка поковок, которая может
быть выполнена в специальном правочном или чистовом ручье. Правку
мелких изделий производят в холодном состоянии, крупных — в го-
рячем.
К отделочным операциям относят также и калибровку, которая
придает поковке точные размеры и форму и повышает качество по-
верхности. Калибровку выполняют как в горячем, так и в холодном
состоянии. Кроме того, для улучшения качества поверхности изделий
и удаления окалины применяют дополнительную обработку: травле-
ние, пескоструйную и дробеструйную очистку и обработку в галто-
вочных (вращающихся) барабанах. Большое внимание уделяется тер-
мической обработке поковок (замедленное охлаждение, нормализа-
ция, отжиг и др.).
Штамповка на горизонтально-ковочных машинах. Горизонталь-
но-ковочные машины (ГКМ) представляют собой кривошипные прессы
с перемещением главного и зажимного ползунов в горизонтальной
плоскости. Кинематическая схема ГКМ показана на рис. 191.
Существенное конструктивное отличие штампов ГКМ от рассмот-
ренных до сих пор заключается в том, что в штампе имеются три части,
размыкающиеся в двух перпендикулярных плоскостях. Основной
разъем штампов происходит между пуансоном /, закрепленным на
главном ползуне, и составной матрицей, которая располагается в не-
341
подвижной части 2 и в зажимном пуансоне 3. Наличие взаимно пер-
пендикулярных разъемов в штампе создает определенные удобства
для выполнения всевозможных высадочных работ, а также позволяет
получать в закрытых ручьях поковки без штамповочных уклонов,
заусенцев, с глубокими и сквозными отверстиями, при этом обеспе-
чиваются высокая точность размеров изделия, возможность исполь-
зования вставок для ручьев, что экономит штамповую сталь.
На Г КМ штампуют поковки болтов, гаек, колец, втулок, клапанов,
шестерен и др. При этом штамповка может выполняться как за один
ход пуансона, так и за несколько переходов. При многоручьевой штам-
повке переходы имеют существенное отличие от применяемых на моло-
тах и прессах. На ГКМ
производят такие опера-
ции, как набор, т. е. по-
лучение высадкой некото-
рого утолщения на исход-
ной заготовке; формовку,
которую выполняют в за-
висимости от объема выса-
живаемой части и диамет-
ра заготовки непосредст-
венно из заготовки или
Z
Рис. 191. Кинематическая схема горизонталь- после осуществления на-
но-ковочной машины	борных переходов; про-
шивку, т. е. получение
сквозных или несквозных отверстий, удаление заусенца; отрезку
конца прутка.
В качестве исходного материала обычно применяют прокатанную
заготовку повышенной точности и калиброванный металл, чаще круг-
лого и реже квадратного сечений. Штамповку от прутка без предва-
рительной его разделки следует считать наиболее целесообразным
процессом.
ГКМ имеют высокую производительность (до 400...900 изделий в
час). Работа на них безударна, удобна и менее опасна, при этом имеется
возможность полной автоматизации процесса штамповки. Сущест-
вуют полностью автоматические ГКМ с горизонтальным разъемом
матриц.
К недостаткам ГКМ следует отнести меньшую универсальность,
поэтому номенклатура штампуемых на них изделий заметно ограни-
чена; пониженную стойкость штампов, так как в закрытых штампах
ГКМ в полости ручьев возникают перегрузки; сравнительно высокую
стоимость (в 1,5 раза выше кривошипных прессов той же мощности).
В соответствии с ГОСТ 7023—70 ГКМ строят с усилием основного
ползуна от 1000 до 31 500 кН, при этом зажимный ползун развивает
0,4...0,6 усилия главного ползуна.
Помимо рассмотренных способов штамповки на молотах, прессах
и ГКМ в штамповочном производстве встречается обработка металла
на машинах специализированного назначения, например, гибка в го-
рячем или холодном состоянии, выполняемая на кривошипных маши-
342
нах с горизонтальным перемещением ползуна в одноручьевых и много-
ручьевых штампах. Такие машины называют бульдозерами. Их строят
с номинальным усилием от 50 до 7500 кН.
Для производства фасонных заготовок в ковочно-штамповочных
цехах широко используют ковочные вальцы, обработка в которых
представляет собой обычную прокатку периодического профиля.
Для получения поковок кольцевой формы применяют процесс рас-
катки. Деформирование металла в данном случае выполняется между
вращающимися валками-роликами при непрерывном вращательном
движении кольцевой заготовки в той же плоскости, что и ролики.
Некоторые виды поковок (ступенчатые и конические валики, трубы
с оттянутыми на конус концами и др.) производят на ротационно-ко-
вочных машинах (процесс редуцирования) в холодном и горячем со-
стояниях. В данном случае получают изделия высокой точности,
а ротационно-ковочные агрегаты отличаются высокой производитель-
ностью (до 600 изделий в час).
Разнообразные сравнительно мелкие изделия сложной формы
из стали и цветных металлов и их сплавов изготовляют объемной штам-
повкой в холодном состоянии. При холодной штамповке стальных из-
делий горизонтальная проекция их площади обычно не превышает
50 см2, а высота — 20...25 мм. В зависимости от сложности формы из-
делия процесс штамповки может выполняться за одну или несколько
операций. Холодная объемная штамповка обеспечивает получение из-
делий высокой точности (в пределах ±0,02...0,05 мм) с качественной
поверхностью (шероховатость /?п=0,32...2,6 мкм).
Автоматизация технологических процессов горячей штамповки.
Механизация и автоматизация ковочно-штамповочного производства
снижают стоимость поковок, повышают их качественные показатели и
существенно улучшают условия труда. Однако значительные вибра-
ции, резкая смена температур, высокие скорости работы механизмов,
значительный износ инструмента, трудности контроля размеров изде-
лия при обработке и прочее затрудняют сохранение стабильности
технологического процесса, а следовательно, и автоматизацию про-
изводства. Поэтому внедрение автоматизации в ковочно-штамповоч-
ных цехах связано с рядом объективных трудностей, обусловленных
самой природой данного вида обработки металлов. Наибольшие труд-
ности возникают при автоматизации процессов горячей штамповки
на молотах. Поэтому около 2/3 поковок автомобилей и тракторов все
еще изготовляют на паровоздушных молотах с применением ручного
труда. В данном случае представляется возможным автоматизировать
главным образом вспомогательные операции: заготовительные (резка
на пилах, кривошипных прессах, хладноломах, газовая резка, анодно-
механическая резка и др.), подачу для нагрева (толкатели, загрузоч-
ные кассеты, бункерные питатели и др.), нагрев металла (индукцион-
ный, в защитной атмосфере и др.), транспортировку горячих загото-
вок к ковочно-штамповочному агрегату, удаление окалины из штам-
пов, их охлаждение и др.
Как известно, кривошипные горячештамповочные прессы характе-
ризуются постоянным ходом ползуна, безударной нагрузкой и тем-
343
что деформирующие усилия не передаются на фундаменты, а воспри-
нимаются станиной пресса. Деформирование заготовки в каждом
ручье штампа выполняется за один ход пуансона. Все это создает
благоприятные условия для автоматизации работы на кривошипных
прессах. Представляется возможным механизировать и автоматизи-
ровать ориентацию заготовки в заданном положении, перемещение
ее к машине-орудию и подачу в рабочую зону, удержание заготовки
при штамповке и перемещение в ручьях штампа, удаление отштампо-
ванного изделия из рабочей зоны, уборку готовых изделий и отходов.
Часть этих операций может выполняться только при работе самого
штамповочного агрегата, другие и при его остановке. Весьма важными
объектами автоматизации процесса штамповки являются способ вве-
дения заготовки в ручей штампа и передача поковки по потоку. Сле-
довательно, разрабатывая ручьи штампа и переходы, необходимо об-
ращать внимание на установку фиксаторов, манипуляторов, приспо-
соблений для выталкивания поковки и удаления отходов при обрезке
облоя. Работа этих устройств должна быть соответствующим образом
согласована с работой пресса.
Производство многих штамповочных изделий может быть пол-
ностью механизировано и автоматизировано с организацией поточных
линий, имеющих законченный технологический цикл. К автомати-
зированному производству можно отнести: специализированные авто-
маты по изготовлению изделий массового производства, изготовляе-
мых холодной высадкой (гайковысадочные и др.), специальные авто-
матические линии для массового производства горячей штамповкой
мелких и средних размеров поковок, автоматические линии изготов-
ления крупных поковок в серийном производстве.
Эффект автоматизации в значительной мере определяется не только
снижением трудоемкости производства поковок, но и более интенсив-
ным использованием дорогостоящего штамповочного оборудования.
При этом необходимо использовать как все имеющиеся резервы авто-
матизации основных производственных процессов, так и автомати-
зацию вспомогательных складских, транспортных, наладочных работ,
начиная с поставки исходных материалов и кончая транспортировкой
готовых изделий на склад.
Наиболее прогрессивным этапом развития ковочно-штамповочного
производства, обеспечивающим значительное увеличение производи-
тельности, является организация автоматических поточных линий,
когда все технологические операции и контроль осуществляются
самим механизмом и соответствующими приборами. Роль обслужи-
вающего персонала в данном случае сводится к наблюдению за про-
цессом и поддержанию оборудования в рабочем состоянии.
На рис. 192 показана схема расположения оборудования автома-
тической поточной линии для производства звеньев цепи гусеницы
трактора. Все производственное оборудование линии, состоящее из
14 агрегатов, связано между собой транспортными средствами и раз-
грузочными механизмами. Прокатные штанги по транспортеру через
подающие ролики поступают к ножницам 1 для разрезки на заготовки
определенной длины, нагрев которых выполняется в индукционном
344
нагревателе непрерывного действия 2. Нагретая заготовка специаль-
ным механизмом подается в штамп кривошипного пресса 3. Отштам-
пованная поковка сбрасывается на механизм переноса в штамп обрез-
ного пресса 4 для удаления облоя и прошивки отверстия. После очист-
ки от окалины в дробеструйном агрегате 5 поковка попадает в бункер
для ориентировки 6, откуда кантователем 7 передается для правки
и калибровки отдельных плоскостей на чеканочный пресс 8. На по-
следующих установках выполняются такие необходимые при произ-
водстве звеньев гусеницы операции, как сверление и расточка отвер-
Рис. 192. Схема автоматической поточной линии изготовления
звеньев цепи гусеницы трактора
стий на сверлильно-расточном автомате Р, контроль размеров изде-
лия на автомате /О, нагрев для закалки в электрической конвейерной
печи 11 и охлаждение в баке с соответствующей средой» отпуск в
печи 12 и охлаждение в баке. Заканчивается производство звеньев
гусеницы проверкой твердости на автоматической установке 13 и
подготовкой деталей к консервации на специальном устройстве 14.
Общая длина такой автоматической поточной линии составляет 95 м.
§ 65.	Листовая штамповка
Назначение и основные технологические операции. Листовая штам-
повка предназначается для получения изделий из листового, ленточ-
ного, полосового металла и других материалов без значигельного
изменения толщины заготовки. Изделия, получаемые листовой штам-
повкой, широко применяют в транспортном и сельскохозяйственном
машиностроении, авиационной промышленности, электро- и приборо-
строении, производстве товаров широкого потребления и др. Листовая
штамповка обеспечивает производство деталей с достаточно высокой
345
точностью, хорошим качеством поверхности, что позволяет во многих
случаях применять их непосредственно сразу для сборки машин.
Машины-орудия, используемые для штамповочных операций, имеют
высокую производительность, доходящую в некоторых случаях до
30 000.. .40 000 и более деталей в смену на один штамп.
В качестве исходных материалов при листовой штамповке исполь-
зуют все технические металлы и их сплавы в виде листов, лент и полос,
способные пластически деформироваться. Штамповке подвергают
также картон, кожу, пластмассы и другие неметаллические материалы.
Деформирование металлов производится в холодном состоянии и лишь
при обработке толстых листов (10 мм и более) и малопластичных
сплавов (например, сплавов магния) — в горячем или подогретом
виде.
Многообразие форм и размеров получаемых листовой штамповкой
изделий определяет значительное количество штамповочных операций,
отличающихся характером изменения формы заготовки, а следова-
тельно, и условиями дефор-

Рис. 193. Пример раскроя листов при разде-
лительных операциях
мирования металла при вы-
полнении данной технологи-
ческой операции. Их можно
подразделить на следующие
виды: разделительные, фор-
моизменяющие, прессовочные
и штампосборочные.
Разделительные операции
предназначены для получе-
ния заготовки из листа
или ленты. К таким операциям, выполняемым по замкнутому
или незамкнутому контуру, относятся: отрезка (отделение от заго-
товки ее части), вырезка (отделение по контуру изделия от заготовки),
пробивка (удаление части материала заготовки в отход с образованием
отверстия), надрезка (отделение металла от заготовки в отход), вы-
сечка (отделение небольшой части металла по краю заготовки) и др.
Листовой штамповкой нередко изготовляют миллионы однотип-
ных деталей в год. Поэтому в целях экономии металла всегда стре-
мятся наиболее целесообразно произвести раскрой листа и по
возможности уменьшить перемычку т (рис. 193), ширина которой
определяется толщиной листа, размерами и формой заготовки. Напри-
мер, для листа толщиной 0,2 мм ширину перемычки принимают не
менее 1,5 мм, а для листа 4 мм — не менее 3,1 мм. Если размер пере-
мычки принять слишком малым, возникает опасность ее разрыва,
при большой перемычке заметно возрастают безвозвратные потери
металла.
Формоизменяющие операции обеспечивают получение из листовой
или полой заготовки пространственной детали необходимой формы
и размеров. Условия деформирования металла при листовой штам-
повке разные и зависят от вида получаемого изделия и применяемых
операций. К формоизменяющим операциям относятся: гибка, профи-
лировка (гибка плоской заготовки для получения профиля), вытяжка,
346
отбортовка (образование борта по наружному контуру плоской за-
готовки или торце трубы), разбортовка (образование борта по кон-
туру отверстия в заготовке), выпучивание (образование полого изде-
лия из плоской заготовки или изменение формы или размеров полой
заготовки путем равномерного распределения давления, которое
создается жидкостью, сыпучими телами, резиной, взрывным спосо-
бом и т. п.), листовая накатка (образование выступов и углублений
на листовой заготовке путем качения инструмента по заготовке или
наоборот).
Рассмотрим некоторые наиболее часто встречающиеся формоиз-
меняющие операции.
Гибкой изменяют направление оси заготовки с помощью штампов.
В зависимости от формы детали гибка заготовки может быть одно-,
двух- и многоугловой. Процесс гиб-
ки (рис. 194) сопровождается растя-
жением внешних волокон изгибае-
мого материала и сжатием внутрен-
них, причем с уменьшением радиу-
са изгиба растет относительное сжа-
тие внутренних слоев и растяжение
наружных. Поэтому минимальный
радиус изгиба принимают из усло-
вий, не допускающих разрушения на-
ружных растягиваемых слоев заго-
товки. Обычно минимальный внут-
ренний радиус изгиба устанавлива-
ется в зависимости от пластичности
материала и направления прокатки:
rmhl=(0,25... 2,5)Л, где h — толщина
Рис. 194. Схема процесса гибки:
/ — матрица; 2 — заготовка; 3 — пуан-
сон; 4 — нейтральный слой
листа, мм.
Поскольку нейтральный слой заготовки при гибке не подвергается
сжатию и растяжению, его размеры сохраняются практически неиз-
менными. Поэтому необходимые размеры заготовки определяются
по длине нейтрального слоя.
Гибка металла в холодном состоянии сопровождается упруго-
пластической деформацией вблизи углов гибки. Проявление упругих
свойств материала приводит к изменению значения изгиба заготовки
на угол пружинения, который для среднеуглеродистой стали при гибке
на 90° может составлять 6... 12°, для алюминия, мягкой стали и мягкой
латуни—2...6°. Поэтому при проектировании гибочных штампов
всегда следует учитывать поправку на пружинение.
Усилие (Н), действующее на инструмент при одноугловой гибке,
с достаточной для практических расчетов точностью можно опреде-
лять по формуле
Р = 0,7 В№ст/(г+Л),
где В — ширина изгибаемой заготовки, мм; опа — предел прочности
материала заготовки, Па; г — радиус гибки, мм; h — толщина за-
готовки, мм.
Вытяжка представляет собой операцию превращения плоской или
347
Рис. 195. Схема операции вытяжки:
а — без прижима; б — с прижимом
полой заготовки в полое изделие (колпачок, чашечку) или полуфаб-
рикат, выполняемый как без утонения, так и с утонением стенки.
В зависимости от материала заготовки и глубины полого изделия
процесс вытяжки может выполняться за несколько операций в после-
довательном ряде штампов с постепенным уменьшением диаметра
заготовки. Процесс штамповки-вытяжки (рис. 195, а) производится
в штампе нажатием пуансона 2 на среднюю часть заготовки /. Дно
будущего изделия (чашечки), проходя через матрицу 3, тянет за собой
остальную часть заготовки к центру, что вызывает ее сворачивание и
уменьшение диаметра. Условия деформирования при этом таковы,
что каждая элементарная радиально расположенная часть заготовки
вклинивается между соседними такими же частями. В результате этого
в кольцевом направлении появляются напряжения сжатия, вызываю-
щие при определенных усло-
виях потерю устойчивости и
появление складок. Чтобы
исключить это явление, при-
меняют различной конструк-
ции кольцевые прижимы 4
(рис. 195, б), которые прижи-
мают фланец заготовки к тор-
цу матрицы, предохраняя от
образования складок. Удель-
ное усилие прижимного коль-
ца обычно составляет L..4
МПа и может создаваться
пружинами, резиновыми вкла-
дышами или сжатым возду-
хом. Практически без при-
жима вытяжку тонких листов можно выполнять, если D3—18,
где D3 и dn — диаметры заготовки и пуансона.
При штамповке для снижения местных давлений на кромках
пуансона и матрицы и уменьшения концентрации напряжений в де-
формируемом теле, а следовательно, и уменьшения возможности раз-
рыва заготовки кромки у пуансона и матрицы скругляют радиусом
гп=(4...6)Л, гм=(5...10)й.
При выполнении операции вытяжки металл заготовки получает
наклеп, вследствие чего теряет свои пластические свойства. За один
проход ненаклепанная низкоуглеродистая сталь допускает получение
чашечки диаметром в 1,8...2,0 раза меньше диаметра заготовки, при
последующих операциях уменьшение диаметра из-за потери пластич-
ности металла принимается еще меньшим — всего лишь в 1,2... 1,4
раза от диаметра исходной чашечки. Поэтому при получении изделий
за несколько операций на промежуточных стадиях обработки, обычно
через 2...3 операции вытяжки, полуфабрикат подвергают отжигу
с последующим удалением окалины с поверхности изделия. Суммар-
ную деформацию следует принимать, исходя из возможности макси-
мального использования пластических свойств материала между тер-
мическими обра боткам и.
348
когда деформирование выпол-
и-изд
Рис. 196. Схема разбортовки:
/ — заготовка; 2 — пуансон; 3 — матрица
Вытяжку выполняют с применением смазки контактных поверх-
ностей матрицы и прижимного кольца. Это уменьшает необходимое
усилие на пуансоне при деформировании, снижает возможность отрыва
дна и повышает стойкость инструмента. В качестве смазки используют
различные масла, во многих случаях с наполнителями (графит, мел,
тальк), а также мыльные эмульсии,
яяется с малыми коэффициен-
тами вытяжки.
При получении изделий из
заготовки без утонения кольце-
вой зазор между пуансоном и
матрицей принимается равным
(1,1...1,3)Л. Когда получают де-
тали с толщиной стенки меньше
толщины дна, применяют вытяж-
ку с утонением. В этом случае
зазор между пуансоном и мат-
рицей берут меньше толщины
заготовки.
Разбортовка применяется в
тех случаях, когда на некотором
участке плоской заготовки требуется получить горловину с отвер-
стием (рис. 196). Чтобы избежать появление трещин по краю отвер-
стия, при выполнении разбортовки не следует допускать увеличение
диаметра отверстия более чем в 1,4... 1,5 раза.
Чтобы повысить производительность изготовления деталей мето-
дами листовой штамповки, объединяют несколько операций (раздели-
тельных, формоизменяющих в том или ином сочетании) в одном и
том же штампе — так называемая комбинированная штамповка (от-
резка и пробивка, отрезка и гибка, вырубка и вытяжка и пр.).
Прессовочные операции — чеканка, клеймение (маркировка), раз-
метка (кернение) и холодное выдавливание — основаны на переме-
щении части или всего объема деформируемой заготовки. При холод-
ном выдавливании получают сосуды, форма которых соответствует
форме пространства между пуансоном и матрицей. При этом металл
заготовки приходит в состояние текучести вследствие давления инст-
румента и перемещается из матрицы вниз или вверх вдоль пуансона.
Чеканка представляет собой операцию образования углублений, вы-
ступов и рисунков на поверхности заготовки в штампе при ударах или
нажатиях. Так как при этом требуются значительные усилия, то чаще
всего рельефную штамповку выполняют на заготовках из наиболее
податливого материала (медь, латунь, мельхиор, серебро и др.). Пуан-
сон и матрицу с впадинами и выступами выполняют граверным спосо-
бом, который требует специальной подготовки и поэтому является
весьма дорогостоящим.
Штампосборочные операции используют для соединения несколь-
ких деталей в одно изделие (узел). К таким операциям относят запрес-
совку (соединение заготовок путем посадки с натягом), клепку
(соединение заготовок посредством заклепок), закатку (соединение
349
Рис. 197. Схема пресса двойного действия
холодной и горячей штамповки
ванных цехах, имеющих в своем
заготовок посредством продольного замка), штамповку-сварку дета-
лей и пр. Изделия» изготовленные этими способами, успешно конку-
рируют по экономичности и качественным показателям с литыми из-
делиями и изделиями, изготовленными методами обработки металла
резанием. Поэтому эти способы изготовления изделий широко рас-
пространены в приборостроении,
электро- и радиотехнике» при
производстве предметов народ-
ного потребления и др.
«Листовой штамповкой иног-
да экономически целесообразно
изготовлять детали не только
массового, но и мелкосерийно-
го производства. К таким видам
обработки можно отнести штам-
повку резиной на гидравличе-
ских прессах, включая операции
вырубки, пробивки, разбортов-
ки и др.; импульсные методы
штамповки (штамповка взрывом,
гидроэнергетическая штамповка
и др.). Иногда целесообразно
изготовлять полые изделия, яв-
ляющиеся телами вращения, из
плоской заготовки путем обжа-
тия на вращающейся вместе с
ней шайбе (оправке) токарно-
давильного станка соответст-
вующим инструментом.
Основное оборудование и
инструмент. Производство
деталей методами листовой
выполняется в специализиро-
составе различные машины и
станки: ножницы с параллельными, наклонными и дисковыми но-
жами, кривошипные (или эксцентриковые) прессы простого, двойного
или тройного действия, гидравлические прессы, а также агрегаты,
используемые для правки и гибки листов, профилирования лент и др.
У прессов простого действия предусматривают только один пол-
зун, на котором укрепляют пуансон. Такие прессы используют для
вырубки, гибки, некоторых операций вытяжки и др. Прессы двойного
действия имеют два ползуна (рис. 197). Наружный ползун 3, к кото-
рому прикреплен складкодержатель 4, обеспечивает в процессе штам-
повки необходимый прижим листовой заготовки к матрице 6. Внут-
ренний ползун, к которому крепится пуансон 5, обеспечивает выпол-
нение основной операции штамповки (вытяжку). В кривошипных и
эксцентриковых прессах давление складкодержателя достигается
устройством, обычно состоящим из роликов 2 и кулачка /. Давление
на складкодержатели гидравлических прессов передается от главного
350
го
I
С12
цилиндра через пружины или резину от специально установленных
гидравлических и пневматических цилиндров.
При штамповке изделий сложной формы, когда необходимо выпол-
нить полость повторной вытяжкой, используют прессы с тремя ползу-
нами, т. е. прессы тройного действия. В этих прессах принцип работы
двух верхних ползунов аналогичен прессам двойного действия, на-
правление рабочего хода третьего нижнего ползуна противоположно
верхним ползунам.
Наибольшее распространение при листовой штамповке получили
кривошипные прессы простого и двойного действия, открытые и за-
крытые, двустоечные и др. Уси-
Рис. 198. Вырубной штамп простого
действия
лие, развиваемое главным ползу-
ном при выполнении штамповоч-
ных операций, у таких прессов
составляет от 1 кН до 20 МН и
более, гидравлические прессы для
этих целей строят с усилием до
70 МН и более (так, нашей страной
для Франции был изготовлен в
1976 г. гидравлический пресс уси-
лием 650 МПа).
Основным инструментом при ли-
стовой штамповке является штамп
(вырубной, гибочный, вытяжной и
др.), который состоит из рабочих
элементов (пуансон и матрица) и ряда вспомогательных деталей.
Часть штампа с пуансоном крепится к ползуну пресса, а часть штампа
с матрицей закрепляется на столе. Крепление обычно выполняется
болтами с помощью ряда приспособлений. Для ускорения замены пу-
ансона и матрицы их крепление производят к промежуточным чугун-
ным или стальным плитам (подушкам). Это упрощает конструкции
пуансона и матрицы, уменьшает их габариты, а следовательно, при-
водит к экономии штамповой стали и упрощает выполнение терми-
ческой обработки.
Важным условием работы штампа является совпадение осей мат-
рицы и пуансона. Это обеспечивается направляющими колонками,
которые располагают обычно по диагонали штампа. Перемещение
верхней плиты в вертикальной плоскости выполняется в данном слу-
чае во втулках по этим колонкам. Они же воспринимают на себя и
изгибающие усилия, возникающие в штампе при смещении центра
давления. Для направления подаваемого в матрицу металла исполь-
зуют направляющие планки. Кроме того, для многих штампов воз-
никает необходимость иметь съемники, выталкиватели и другие
устройства.
В зависимости от количества производимых операций в штампе
их подразделяют на штампы простого действия (рис. 198), выполняю-
щие какую-либо одну операцию листовой штамповки, и многоопера-
ционные, которые по принципу работы могут быть последовательного
и совмещенного действия. В штампах последовательного действия
351
операции следуют одна за другой при последовательном перемещении
заготовки от одного пуансона к другому. Например, при получении
шайб в таком штампе вначале пробивается отверстие, затем произво-
дится вырезка. В штампах совмещенного действия выполняется нес-
колько операций листовой штамповки за один ход пуансона, например
при изготовлении чашечки вначале производится вырезка кружка,
затем при этом же ходе пуансона — вытяжка. В многооперационных
штампах может выполняться до пяти операций и более. Такие штам-
пы обеспечивают наибольшую производительность, их проще автома-
тизировать, а сами прессы занимают меньшую производственную
площадь.
Касаясь вопросов механизации и автоматизации процесса листовой
штамповки, необходимо указать на имеющуюся здесь большую воз-
Рис. 199. Схема автоматической поточной линии
штамповки колпачков
можность, что широко используется в металлообрабатывающей про-
мышленности как при штамповке из рулонной полосы, так и при
штамповке из заготовки. Механическую подачу полосы в штамп чаще
всего выполняют роликами, которые периодически в нужный момент
поворачиваются на определенный угол, обеспечивая перемещение по-
лосы на размер требуемого шага. Устройства для автоматической по-
дачи штучной заготовки в рабочую зону весьма разнообразны. В дан-
ном случае механизм должен обеспечить заготовке определенную
ориентацию в пространстве и последующую подачу ее к рабочему
инструменту. При листовой штамповке широко применяют «механи-
ческие руки» различной конструкции с использованием механиче-
ского и автоматического зажимов.
К вспомогательному оборудованию штамповочных прессов отно-
сятся: магазинные устройства, питающие пресс заготовками, тран-
спортные устройства с механизмами для соответствующей ориентации
загоювки в пространстве, механизмы для удаления деталей из штам-
пов, приспособления для нанесения технологической смазки перед
штамповкой, механизмы для удаления отходов, счетчики готовых
изделий и др., работа которых должна быть синхронизирована с ра-
ботой основного оборудования. Это, конечно, еще определяется и сис-
352
темой связи отдельных участков между собой, которые могут подраз-
деляться на линии с жесткой, гибкой и смешанной связью.
Механизированные штамповочные поточные линии включают про-
изводственное оборудование, которое обеспечивает выполнение всех
технологических операций производства, включая при необходимости
оборудование для сварки и клепки, печи для нагрева под термическую
обработку, моечные агрегаты, механизмы контроля качества изде-
лий и пр. Поточное размещение оборудования обеспечивает высокую
производительность при наиболее рациональном использовании про-
изводственных площадей.
На рис. 199 показана схема автоматической поточной линии про-
изводства колпачков. Заготовки элеватором 1 через рукав 2 подаются
в бункер 3, откуда по транспортеру 4 поступают в приемник 5 загру-
зочного устройства 6 штамповочных прессов 3. Подача заготовок
в бункер выполняется скребками 7, которые автоматически регули-
руют уровень заполнения заготовками загрузочного устройства.
Готовые изделия из ящиков 9 после контроля попадают на транспор-
тер //, который передает их в накопитель 10. Заготовки, не поступив-
шие в загрузочное устройство 6, попадают на нижнюю ветвь транспор-
тера 4 и передаются в бункер /2, а затем элеватором 13 переносятся
в бункер 3 для последующей подачи в загрузочный бункер 6.
Применение специальных механизмов, автоматических устройств
и поточных линий преследует цель увеличить производительность
прессового и другого оборудования, улучшить условия труда, повыт
сить безопасность работы, рационально использовать производствен-
ные площади, а следовательно, уменьшить издержки производства на
единицу изделия.
ПРИЛОЖЕНИЕ
Примеры расчета
некоторых технологических параметров
обработки металлов давлением
Пример 1. Горячая прокатка заготовки. В первом калибре обжимной клети,
калибровка валков которой показана на рис. 121, производится прокатка заготовки
конструкционной стали с исходными размерами поперечного сечения 0,32X0,31 м.
Температура прокатки 1200°С, химический состав прокатываемой стали: 0,5%С,
0,7% Мп, 0,9% Сг, частота вращения валков при прокатке п= 1,25с”1, валки сталь-
иые кованые.
Требуется определить: 1) возможность захвата металла валками, 2) уширение
полосы при прокатке, 3) полное усилие прокатки, 4) крутящий момент и 5) проверить
прочность валков.
Решение. 1. Чтобы определить возможность захвата металла валками, необходимо
сравнить угол захвата а и угол трения Р3. Согласно зависимости (П.1), устойчивый
захват металла валками обеспечивается при а < 03.
По формуле Экелунда (1.99) находим коэффициент трения: /=1,05—0,0005Х
X 1200=0,45. Тогда согласно формуле (1.98) угол трения Р3~24°15'.
По формуле (П.5) находим cosa, а следовательно, и угол захвата а. При этом
примем, что катающий диаметр валков в калибре равен полусумме диаметров нижнего
и верхнего валков:
£)к == (£)в+ DB)/2 == (0,485+ 0,465)/2 м =0,475 м.
Поскольку обжатие составляет Д/г= 0,320—0,275м= 0,045 м, то
cos а = 1 ~ ДЛ/Г)К = 1 —0,045/0,475=0,9053,
а угол захвата а=25°50/.
В рассматриваемом примере угол захвата а оказался несколько больше угла тре-
ния рз. Следовательно, естественный захват металла валками будет затруднен. Как
известно, существует несколько способов обеспечения устойчивого захвата металла
валками. При прокатке в первых калибрах обжимных станов во многих случаях до-
пустимо применять искусственное загрубление поверхности дна калибра — наиесе*
иие насечки и наварки. Опасность появления дефектов на готовом изделии при этом
весьма мала, а устойчивый захват металла валками надежно обеспечивается до
а=32° и выше.
2.	Определим уширение полосы при прокатке. Абсолютное значение уширеиия
иайдем по формуле Бахтинова (11.15):
ДВ = 1, 15ДА/(2Я) [ /Дйг^— Дй/(2#] =
= 1,15 0,045/0,640 (К0,045-0,2375—0,045/0,800) « 0,0043 м.
3.	Полное усилие прокатки, воспринимаемое валками, определяется следующей
зависимостью:
р=[₽ср (В1+ В^/2] vЫггк
где рСр — удельное усилие, Па; Blt — ширина полосы до и после прокатки, м;
Н и h — толщина полосы до и после прокатки, м; — катающий радиус валка, м.
354
67,4-10® Па=57,4 МПа.
Для определения удельного усилия рс« воспользуемся методом Экелунда [см.
формулу (II. 24)]. Находим удельное сопротивление при статическом сжатий k по
формуле (II. 25):
Л=(14—0,01 -1200) (1,4+0,5+0,7+0,3-0,9)
Определяем вязкость прокатываемого металла по формуле (II. 26) для принятой
скорости прокатки £^==1:
т]=0,01 (14—12)^0,02 Пя-с = 0,2 МПа-с.
Определяем коэффициент т, учитывающий влияние контактного тпения. по Лоо-
муле (II. 27):	*
(1,6-0,45 V 0,045-0,2375— 1,2 -0,045)/0,595
0,0342.
Определяем среднюю скорость деформирования по формуле (II. 28):
w = 2 (3,14 •0,475  1,25) /45/297,5/0,595 = 2,72 с “К
Находим удельное усилие прокатки по формуле (II. 24):
рср=-(5,7410в+0,02-2,72) (1 + 0,0342) к 60-10е Па =60 МПа.
Полное усилие прокатки
Р = [6,0 (0,3104-0,3143)/2] К0,045-0,2375 к 1932500 Н = 1932,5 кН.
4.	Определим крутящий момент деформации при прокатке. Если принять, что
усилие прокатки приложено в точке, разделяющей длину дуги захвата пополам, то
коэффициент плеча равнодействующей ф=0,5, а крутящий момент деформации’ на
одном валу
Л1деф=-Р’1’ Г ДЛгк = 1932500-0,5 У 0,045-0,2375 га 1№Н-м.
5.	Произведем проверку валка на прочность. Зная полное усилие прокатки в при-
нятом калибре, проверим значение максимального напряжения изгиба в валке. При
этом влиянием крутящего момента деформации пренебрегаем. Пусть длина шейки вал-
ка /=0,500 м, диаметр шейки d=0,450 м (рис. 200). Тогда, используя рис. 121, най-
дем: с—0,491 м, 1,849 м, £=1,840 м.
Изгибающий максимальный момент в первом калибре
Mn*=Pab/(L+ /) = 1932500-0,491 • 1,849/(1,84+0,50) =
=748 -103 Н - м=748 кН - м.
Тогда максимальное напряжение изгиба
Ои = Л4и/(0,1Ри)=748 • 103/(0,1 -0,4653) = 74,6  10® Па =74,6 МПа.
Принимая во внимание возможность появления ударных нагрузок, прокатные
валки для обжимных клетей выбирают стальными коваными с коэффициентом без-
опасности £^=5. Это означает, что допускаемое напряжение принимается равным
°ПЧ “ ^Пч/5»
где опч — предел прочности материала валков, Па.
Для кованой углеродистой стали опч=600...650 МПа. Тогда «качение допускае-
мого напряжения опч=120...130 МПа.
В сечении по середине калибра максимальное рабочее напряжение составляет
74,6 МПа, что значительно меньше допускаемого, т. е. 0и<[опч].
6.	Проверим прочность шейки валка. Наибольшая реакция в левой шейке (см.
рис. 200) составляет
Qi = [b/(L-\- /)] Р = 1,849 -1932500/2,340 = 1525 - IO3 Н = 1525 кН.
Находим максимальное напряжение изгиба в шейке;
OiH = /WH/0,ld3^(Q1//2)/(0,ld3)= 1525-103-0,25/0,1 -0,453 =
=41,8 • 10е Па=41,8 МПа.
Допустим, что вращение валку передается через левую шейку. Тогда крутящий
момент деформации, равный 100-103 Н-м, передается этой шейкой. Кроме того, в
355
процессе прокатки шейка воспринимает крутящий момент сил трения в подшипниках
валка:
/Итр = /Рг
III»
где f — коэффициент трения в подшипниках валка; гш— радиус шейки валка, см.
Коэффициент трения для вкладышей из текстолита можно принять равным /=
•Си
=0,1. Тогда момент трения
/Итр=0,1 • 1932500 -0,225 Н -м=43481,25 Н -м=43,48 кН -м.
Суммируя крутящий момент деформаций и момент трения, получаем
Мдеф+ Л4тр = 1 - 105Ч- 43481,25= 143481,25 Н-м= 143,48 кН -м.

Исходя из суммарного крутящего момента, находим напряжение кручения в
«лейке валка:
тш = M/(0,2tP) = 143481,25/(0,2 -458) = 7,88 • 10е Па = 7,88 МПа.
Результирующее максимальное напряжение в шейке от совместного действия из-
гиба и кручения для стальных валков определяется так:
ор=К Ош+ ЗТщ=К41,82+3-7,88» » 44-10е Па=44,0МПа.
Так же как и в сечении по ручью валка, максимальное результирующее напряже-
ние в шейке не превышает допускаемого, т. е. ор<[ор]. Следовательно, с точки зре-
ния прочности, валки удовлетворяют требованиям надежности.
Рис. 200. Схема к расчету валка на прочность обжимной клети трио
Пример 2. В клетки кварто 250/750X 800 производится прокатка листа латуни
Л63 шириной 0,620 м. Исходная толщина 0,001 м, конечная толщина 0,0006 м, пре-
дел текучести латуни до прокатки от//=580 МПа, предел текучести латуни после
прокатки птй—660 МПа, коэффициент трения при прокатке /=0,08, рабочий и опор-
ный валки приняты цилиндрической формы, размеры валков приняты следующими
(рис. 201): £)р=0,250 м, dp=0,l40 м,£>оп=0,750 м, don=0,350 м, /г=0,800 м, /=
— 0,450 м, с ~ 0,050 м, а ~ 1,300 м, материал рабочих валков: хромоникелевая
сталь (закалка с отпуском) £=2,2-10б МПа—2,2-1011 Па.
Требуется определить: 1) полное усилие прокатки, 2) прочность валков,
3) прогиб валков.
Решение. 1. Полное усилие прокатки определяем по формуле
где Рср — среднее удельное усилие, Па; В — ширина полосы (величина постоянная),
м; Z — длина области деформации, м.
Для определения среднего удельного усилия прокатки воспользуемся форму-
лой Королева (11.23), которая дает вполне удовлетворительные результаты. Найдем
значения величин формулы (П.23):
А = 1,15 (580 -10®+660 • 10®)/2 Па = 71,9  10е Па=719МПа,
е=(1—0,6)/1 =0,4, а= V0,4/125 = 0,0566, б=2 (0,08/0,0566)=2,83.
Тогда
рср = (719-10®/0,4) (0,0566/0,08) [(1/(1—0,4) (2,83—1)/2 — (1—0,5-0,4)] =
= 1000-10® Па = 1 ГПа.
При тонколистовой прокатке всегда заметно появляется сплющивание валков
(см. рис. 54), что по ряду исследований увеличивает на 10...60% и более расчетную
длину области деформирования 1= Ahr. Анализируя зависимость рср, при сплющи-
Рис. 201. Схема к расчету валков клети кварто на прочность
вании валков можно обнаружить, что на среднее удельное усилие существенное влия-
ние оказывает коэффициент б. Поскольку Z приобретает значение/с—х0+ 1^ Д/гг-[“хо’
коэффициент 6 будет иметь значение
6c = 2//a=2/Zc/(Aft).
Следовательно, при упругом сплющивании валков
Рс₽ 3==: (9500/г) (Zc — /).
(«)
Решая уравнение (11.23) и (а) относительно /с, получаем
Zc= lV[1 + (2 - е)/(9500/е)] k(Alc— 1),	(6)
где Л=[1/(1—е)]^/дй.
Корень уравнения (б) можно найти подбором соответствующего значения /с,
т. е. методом последовательного приближения. Если подстановкой некоторого зна-
чения /с в формулу (б) получим равенство правой и левой частей уравнения, это озна-
чает, что /с соответствует искомому значению.
Используем уравнение (б) применительно к нашим условиям прокатки. Найдем
значение А:
А = [(1/(1 — 0,4) [°-08/0’4 = 1,66e>« = 1,107.
Тогда
/с — 0,00707 V[l + (2—0,4)7(9500-0,08-0,4)]719(1,107^—1).	(в)
Решив тождество (в) с помощью ЭВМ «Наири» методом итерации с точностью до
0,001-, получим значение длины области деформирования сплющенного валка 1С~
—0,00879 м. Таким образом, в нашем случае область деформирования с учетом упру-
гого сплющивания валка оказалась на 24,5% длиннее области деформирования без
учета сплющивания.
357
Определим теперь среднее удельное усилие с учетом упругого сплющивания
валка по формуле (а):
рср=9500/0,125 (0,00879 —0,00707) = 1300 - 10е Па = 1,3 ГПа.
Тогда полное усилие прокатки составит
Р = рсрВ/с 2= 1300-10е-0,62-0,00879 = 7,1-106 Н = 7,1 МН.
2. Выполняем расчет валков на прочность. В клетях кварто рабочие и опорные
валки усилием прокатки упруго изгибаются. При этом если они цилиндрической фор-
мы, то стрелка прогиба рабочего валка равна стреле прогиба опорного и значение
стрелы прогиба определяется на основании следующих зависимостей:
f раб —	^раб^ /оп — ^оп / ^оп>
где k — коэффициент пропорциональности.
Поскольку /раб~/оп> ТО
^Эоп/^Эраб = (^оп/Праб)4«	(г)
Усилие прокатки Р, действующее на рабочий валок, частично поглощается его
упругим изгибом (Рраб)» остальная часть передается опорному валку (Роп), т. е.
Р = Рраб 4“ ^оп»	(д)
ИЛИ Рраб”^5 Роп и Роп = Р Рраб-
В нашем примере диаметр опорного валка в три раза больше рабочего, следова-
тельно,
(£\}П Д^раб)4 ~ 81.
Подставляя выражение (д) в выражение (г) и решая относительно Рраб, получаем
Рраб = P/11 + (Роп/^раб)4] = Р/( 1 + 81) = Р/82.
Таким образом, в нашем примере только 1/82 полного усилия прокатки воспри-
нимается рабочим валком и остальное (около 99%) воспринимается опорным валком.
Очевидно, с достаточной для практических расчетов точностью можно считать, что
полное усилие прокатки воспринимается полностью опорным валком. Это дает осно-
вание рассчитывать опорный валок на прочность при изгибе от полного усилия про-
катки. Рабочий же валок следует проверять на прочность приводной шейки, передаю-
щей крутящий момент при прокатке.
Проверим опорный валок на прочность. Максимальный изгибающий момент в
сечении посередине бочки
Ми = (Чь L&) (a—L/2) = (Р/4) (а—L/2),
где Ql — равномерно распределенное погонное усилие, воспринимаемое опорным
валком, Н/м;
Мк = (7,1 • 106/4) (1,3 • 10®—0,80/2) = 16 • 106 Н • м = 16 МН - м.
Максимальное напряжение от изгиба
ои = /Ии/(0,1Роп) = 16-10в/(0,Ь0,758) к 38-10® Па=38МПа.
Проверим шейку опорного валка на прочность. Максимальный изгибающий мо-
мент в шейке (рис. 201)
МШ = <Э [(/—с)/2]= 355000-0,40/2 = 710-103 Н-м=71 ОкН-м.
Максимальное напряжение изгиба
ош = Л1ш/(0,|4п)=710.10-'’/(0,1 -0.353) » 165-10® Па=165МПа.
Допускаемое напряжение для опорных валков исходя из пятикратного запаса
прочности принимается в пределах [о]=250...350 МПа. В нашем примере изгибаю-
щие напряжения как в сечении бочки опорного валка, так и в шейке весьма малы по
сравнению с допускаемыми напряжениями. Следовательно, их прочность вполне
достаточна для выполнения прокатки по принятому режиму.
Проверим шейку рабочего валка на прочность. Крутящий момент, воспринимае-
мый приводной шейкой рабочего валка, численно равен сумме двух моментов (/Идвф+
358
+Л1Тр). Найдем 7Идеф:
Мдеф=Рф V&ht = 7,1-10» -0,45 -0,00707 =22 580 Н -м=22,58 кН -м.
Так как усилие прокатки полностью воспринимается подшипниками опорного
валка, то момент сил трения будет определяться потерями на трение в подшипниках
опорных валков Мтр>оп. Очевидно, что момент трения в шейке рабочего валка состав-
ляет некоторую часть момента трения в шейках рабочего валка:
^тр. раб — (Ораб/Ооп)^тр. оп = В^тр. оп-

0,003-7,1 - 10е -0,35=7455 Н -м.
Рис. 202. Эскиа ста-
кана к моменту окон-
чания прошивки
Момент сил трения в подшипниках опорного валка при коэффициенте трения /=
=0,003 (подшипники качения)
^тр. ОП “= fPd-ОП
Момент трения, воспринимаемый шейкой рабочего валка,
Л4тр. раб—1 /в -7455 = 2485 Н-м.
Тогда полный крутящий момент, передаваемый привод-
ной шейкой рабочего валка,
2ИК=М деф Л4тр. раб=22 580-f- 2485 =25 065 Н - м.
Напряжение кручения в шейке рабочего валка
т=Л1к/(0,2<$)==25065/(0,2-0,148) к 457-10вПа=457МПа.
Таким образом, приводная шейка рабочего валка
также имеет высокий запас прочности. При принятом
обжатии прокатка выполняется вполне надежно.
3. Определим прогиб валка. Значение упругого про-
гиба валка при прокатке существенно влияет на разно-
толщинность листа по ширине. При этом очевидно, что на-
иболее важно анать не собственно значение прогиба по
середине бочки валка, а разность между прогибом по
середине и прогибом у края листа (на расстоянии В/2 от
середины). Именно эта разница влияет на получение ли-
ста с неодинаковой толщиной по ширине. При расчете про-
гиба рабочего валка его можно рассматривать как балку
на упругом основании (опорном валке) с равномерно ра-
спределенной нагрузкой со стороны прокатываемого ме-
талла. Для практических расчетов прогиба рабочего валка
относительно края полосы можно воспользоваться следующей формулой:
Д/р = Р (£ — В) [в2 (6L—5B)/(18,8£DpL)+ 1/(2лС£)р)],
(е)
где Е — модуль упругости материала валков, Па; G — модуль сдвига материала вал-
ков, Па.
Так как ранее мы приняли, что £=2,2-1011 Па, то G«s/fi£»82-10» Па=82000
МПа.
Подставив эти значения в формулу (е), получим разницу значений прогиба ра-
бочих валков по середине бочки и у края полосы:
Д/р=7,1 - 10е -0,180 [0,6202 -1,700/(18,8-2,2 - 101* -2504 -0,800) +
+1 /(2л -82 -10» -0,2502)]=0,001046 м=0,1046 мм.
Чтобы компенсировать прогиб валка и обеспечить получение листа равной тол-
щины по ширине, валки делают не цилиндрическими, а бочкообразными с увеличе-
нием диаметра к середине. Расчетное значение выпуклости рабочего валка корректи-
руют с учетом нагрева валка в процессе прокатки или предварительного нагрева
перед прокаткой.
Пример 3. На гидравлическом прессе производится штамповка полого изделия с
размерами поковки по рис. 202. Материал поковки — конструкционная легирован-
ная сталь с пределом прочности при комнатной температуре опч=800 МПа. К моменту
359
С. Предел прочности
=90 МПа.
г 4 6 8 W 12 14 15 d/$
2
О
Рис. 203. График для определения
поправочного коэффициента k
окончания штамповки средняя температура поковки равна 950°
материала поковки при температуре окончания штамповки составляет опч
Требуется определить максимальное усилие штамповки.
Решение. Процесс штамповки выполняют в матрице путем постепенного углубле-
ния пуансона. Готовую поковку удаляют из матрицы выталкивателем.
Максимальное усилие прошивки с доста-
точной для практических целей точностью
можно вычислить по формуле
Р=(лй®/4) ^пч,
где d — наибольший диаметр полости, м;
k — поправочный коэффициент, значение ко-
торого находим по графику (рис. 203), по-
строенному по опытным данным; опч — предел
прочности стали при температуре окончания
штамповки, МПа.
Для нахождения коэффициента k необ-
ходимо предварительно знать отношение dis
(где s — средняя толщина стенки стакана):
d!s= 100/17^6. По графику (рис. 203) нахо-
дим Л^2,5.
2,5-90• 10^1770-103 Н=1,8 МН.
Усилие штамповки Р=(л-1002/4)
Вполне очевидно, что при горячей штамповке могут возникнуть условия, вызы-
вающие понижение температуры деформации металла ниже принятой при расчете.
Рис. 204. Штамповка колпачка в многооперационном штампе
Тогда потребное усилие штамповки может значительно превышать расчетное. При
выборе пресса следует учитывать такую возможность.
Пример 4. Определить усилие на ползуне пресса при штамповке колпачка из
листовой стали, размеры которого показаны на рис. 204, а. Исходные данные: мате-
риал — листовая сталь 08, предел прочности материала опч—330 МПа.
Получение колпачка, т. е. вырубка и вытяжка производятся за один ход ползуна
пресса при помощи штампа (рис. 204, б). Перед штамповкой, когда верхняя часть
штампа находится в крайнем верхнем положении, полоса 1 подается на вырубную мат-
рицу 2. После опускания верхней части штампа вырубной пуансон 3 (он же вытяж-
ная матрица) подходит к полосе, производит вырубку и прижимает ее к складкодер-
жателю 4. При дальнейшем опускании пуансона 3 заготовка вытягивается в его по-
360
лость, т. е. в вытяжную матрицу. Далее происходит поднятие верхней части штампа и
удаление отштампованной детали.
Таким образом, на первой стадии штамповки усилие, действующее на ползун
пресса, или равно усилию вырубки, или, если складкодержатель имеет возможность
подниматься до рабочей плоскости вырубной матрицы, равно сумме усилий вырубки
Рх и прижима Q (на схеме штампа буферное устройство показано в виде пружин).
Решение. Усилие вырубки определяется по формуле
Рх — 1,3nD/iocr,
где 1,3 — коэффициент, учитывающий затупление инструмента и пр., D и h—ди-
аметр и толщина заготовки, м, оср —сопротивление срезу при вырубке; оср=(0,8...
0,86) опч*
Тогда усилие вырубки будет составлять
Рхх=1,3-3,14-0,120-0,002-0,86 330.10е « 280-КРИ «280 кН.
Найдем усилие вытяжки, возникающее на второй стадии штамповки,
Р2 = (1 >5 . -. 2) опчлс!А In D/d,
где коэффициент 2 принимается для неблагоприятных условий вытяжки (неравно-
мерная толщина листа, затрубленная поверхность штампа и пр.). Тогда усилие вы-
тяжки
Р2=2 -330 - 10е  3,14 -0,080- 0,002 1п 0,120/0,080 « 134  10» Н = 134 кН.
При определении усилия, действующего на ползун при второй стадии штамповки,
необходимо учитывать противодействия Q буферного устройства, значение которого
для небольших механических прессов обычно составляет 20...25% номинального уси-
лия пресса.
При выборе характеристик пресса для холодной и горячей штамповки помимо
максимального усилия штамповки должны быть приняты во внимание и другие
параметры, а именно: значение хода ползуна, мощность электродвигателя, габариты
штампа и пр.
ЛИТЕРАТУРА
Безухов Н.П. Основы теории упругости, пластичности и ползучести. М., 1968.
Бернштейн М. Л. Термомеханическая обработка металлов и сплавов. Т. I и II, М.,
1968.
Бернштейн М. Л. Структура деформированных металлов. М., 1977.
Бочаров Ю. А. Винтовые прессы. М., 1976.
Диомидов Б. Б., Литовченко Н. В. Калибровка прокатных валков. М., 1970.
Жолобов В. 3,, Зверев Г. И. Прессование металлов. М., 1971.
Залесский В. И. Оборудование кузнечно-штамповочных цехов. М., 1973.
Когос А. М. Механическое оборудование волочильных и лентопрокатных цехов.
М., 1964.
Колмогоров В. Л., Орлов С. И., Колмогоров Г. Л. Гидродинамическая подача смазки.
М_, 1975.
Королев А. А. Механическое оборудование прокатных цехов черной и цветной метал-
лургии. М., 1976.
Меерович И. М. Прокатка плит и листов из легких сплавов. М., 1972.
Новиков И. И. Теория термической обработки металлов. М., 1974.
Норицын И. А., Власов В. И. Автоматизация и механизация технологических процес-
сов ковки и штамповки. М., 1967.
Богоявленский К. H.t Жолобов В. В., Ландиков А. Д., Постников Н, Н. Обработка
цветных металлов и сплавов давлением. М., 1973.
Охрименко Д. М. Технология кузнечно-штамповочного производства. М., 1976.
Полухин П. И., Королев А. А., Федосов Н. М. Прокатное производство. М., 1968.
Перлин И. Л., Ерманок М. 3. Теория волочения. М., 1971.
Перлин И. Л., РайтбартЛ. X. Теория прессования металлов. М«, 1976.
Розов И. В. Производство труб. М.» 1974.
Семенов Е. И. Ковка и объемная штамповка. М., 1972.
Северденко В. П. Основы теории прокатки.— Минск: Наука и техника, 1969.
Смирнов В. С. Теория обработки металлов давлением. М., 1973.
Смирнов-Аляев Г. А. Механические основы пластической обработки металлов. М.,
1968.
Сторожев М. В., Попов Г. А. Теория обработки металлов давлением. М., 1977.
Целиков А. И., Гришков А. И. Теория прокатки. М., 1970.
Целиков А. И., Зюзин В. И. Современное развитие прокатных станов. М., 1972.
Чекмарев А. П., Нефедов А. А., Николаев В. А. Теория продольной прокатки. Харь-
ков, 1965.
Шевакин Ю. Ф., Сейдалиев Ф. С. Холодная прокатка труб. М., 1965.
Шефтель И. И. Технология прокатного производства. М., 1976.
Юхвец И. А. Производство высокопрочной проволоки. М., 1973.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие............................................................. 3
Введение................................................................ 4
Глава I. Теоретические	основы обработки металла давлением.......... 10
§	1.	Величины, характеризующие пластическую деформацию............. 10
§	2.	Механизм пластического деформирования металла................. 13
§	3.	Наклеп и рекристаллизация...................................   25
§	4.	Термомеханическая обработка металла........................... 30
§	5.	Напряженное состояние в точке тела ........................... 33
§	6.	Деформированное состояние в точке тела......................   46
§	7.	Условие пластического равновесия ............................. 51
§	8.	Соотношения между напряжениями и деформациями................. 57
§	9.	Внешнее трение................................................ 60
§	10.	Неоднородность напряжений и деформаций . ..................... 67
|	II.	Пластические свойства металла и сопротивление деформированию ...	73
$12. Усилие деформации	и	работа........................ 82
Глава II. Основы теории прокатки. . ............................... 92
§ 13.	Захват металла валками........................................... 92
§14.	Кинематика процесса прокатки..................................... 97
§ 15.	Поперечная деформация........................................... 104
§ 16.	Усилие прокатки................................................... щ
§17.	хМомент прокатки и мощность...................................   118
§18.	Поперечная и поперечно-винтовая прокатка........................ 122
Глава III. Характеристика прокатного производства................. 127
§19.	Прокатные изделия.............................................   127
§ 20.	Технологическая схема производства.............................. 129
§ 21.	Исходный материал и его подготовка  ............................ 133
§ 22.	Температурные условия горячей прокатки.......................... 137
§ 23.	Охлаждение металла.............................................. 139
§ 24.	Производительность прокатного стана..........................    142
Глава IV. Механическое оборудование прокатных цехов............... 150
§ 25.	Классификация прокатных станов.................................. 150
§ 26.	Основное оборудование........................................... 159
§ 27.	Вспомогательное оборудование.................................... 181
Глава V. Калибровка прокатных валков.............................. 196
§ 28.	Общие положения........................................      ,	196
§ 29.	Валки блюминга.................................................. 205
§ 30.	Валки обжимного стана трио...................................... 207
§31.	Валки для прокатки полос квадратного сечения.................... 209
§ 32.	Валки для прокатки полос круглого сечения ...................... 210
§ 33.	Валки для прокатки полос прямоугольного сечения................. 211
§ 34.	Валки для прокатки угловых профилей............................. 213
§ 35.	Особенности прокатки во фланцевых калибрах...................... 215
§ 36.	Валки для прокатки двутавровых балок............................ 216
§ 37.	Валки для прокатки швеллера..................................... 218
§ 38.	Валки для прокатки рельсов...................................... 220
363
Стр.
Глава VI. Производство полупродукта и сортового металла..........  223
§ 39.	Полупродукт............. ......................................  223
.§ 40. Балки и рельсы................................................. 230
€41. Крупно-, средне- и мелкосортный прокат .......................... 236
§ 42.	Катанка . ...........	........................................ 242
§ 43.	Полосовой прокат ............................................... 245
Глава VII. Прокатка листа......................................... 247
§ 44.	Толстые листы в	s ............................................. 247
§ 45.	Тонкие листы . . <............................ ................ 251
Глава VIII. Технология изготовления труб.......................... 259
§ 46.	Бесшовные трубы,	полученные	горячей	прокаткой.................. 260
§ 47.	Бесшовные трубы,	полученные	холодной	прокаткой. ........	267
§ 48.	Сварные трубы................................................... 269
Глава IX. Изготовление специальных видов проката ....	....	278
§ 49.	Колеса и бандажи	. » ........................................... 278
§ 50.	Гнутые профили .. .............................................. 280
§ 51.	Периодические профили............ . .	282
Глдва X. Прессование металла...................................... 289
§ 52.	Назначение и сортамент изделий ...............................   289
§ 53.	Теоретические основы процесса прессования........................290
§ 54.	Оборудование и инструмент для прессования....................... 293
§ 55.	Технология прессования.......................................    296
Глава XI. Волочение металла....................................... 300
§ 56.	Назначение процесса волочения и сортамент изделий............... 300
§ 57.	Теоретические основы процесса волочения......................... 300
§ 58.	Устройство волочильных станов................................... 304
§ 59.	Волочильный инструмент........................................   308
§ 60.	Технологические операции при волочении.......................... 311
Глава XII. Характеристика ковочно-штамповочного производства ...	315
§ 61.	Назначение ковки и штамповки.................................... 315
§ 62.	Характеристика исходных материалов и основные технологические опе-
рации ................................................................ 317
§ 63.	Ковка........................................................... 320
§ 64.	Горячая	штамповка............................................... 330
§ 65.	Листовая	штамповка ...	   345
Приложение. Примеры расчета некоторых технологических параметров
обработки металлов давлением ...................................   354
Литература , , , «	..............- . ............................ 362
Иван Капитонович Суворов
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ ДАВЛЕНИЕМ
Редактор Н. Н. Ещенко
Художник В. 3. Казакевич
Художественный редактор Н. К. Гуторов
Технический редактор Л. А. Григорчук
Корректор Г И. Кострикова
ИБ № 2120
Изд. Ne От-ЗОЗ. Сдано в набор 01.08.79. Поди, в печать 21.11.79.
Т-18693. Формат 60x90l/te- Бум. тип. № 2. Гарнитура литера-
турная. Печать высокая. Объем 23 усл. печ. л. 24,24 уч.-изд. л.
Тираж 25000 экз. Зак. № 491. Цена 1 р. 10 к-
Издательство «Высшая школа»,
Москва, К-51, Неглинная ул., д. 29/14
Ордена Октябрьской Революции
и ордена Трудового Красного Знамени
Первая Образцовая типография имени А. А. Жданова
Союзполиграфпрома при Государственном комитете СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
Москва, М-54, Валовая, 28