1.2. Характеристика обладнання

Валково-роликовий формувальний стан призначений для формування з окремих листів напівциліндричних заготовок з геометрією поперечного перетину, необхідного для збору та зварювання газонафтопровідних труб діаметром 1220-1420 мм.

початковою заготовкою для формування напівциліндричних заготовок є гарячекатаний нормалізований лист з вуглецевих та низьковуглецевих сталей типу 17ГС з наступними механічними властивостями [2]: границя міцності _в = 420750 Н/мм²; границя текучості _т = 280550 Н/мм²; відносне подовження не менш 22,0 %; ударна в'язкість при 40С не менш 45 Нм/мм².

На малюнку 2.1 зображена схема формувального стану (III), що складається з семи формувальних клітей (8, 10, 12, 14, 16, 18, 20), однієї спрямовуючої кліті (ІІ), що встановлена поперед першою формувальною кліттю (8) та шести секцій формувальних холостих валків (9, 11, 13, 15, 17, 19), що установлені між робочим клітями. Від електродвигунів постійного струму (22) крізь циліндричні редуктори (4, 5, 6) та шпинделі ШПКК-16, приводяться до обертання нижні валки робочих клітей. Відповідними вмиканнями електродвигунів забезпечується спільне та окреме посування валків за допомогою натискних механізмів. Крайнє положення валків обмежується шляховими вимикачами.

Перед першою формувальною кліттю (8) встановлюється кліть спрямовуюча (ІІ), що призначена для спрямування листа під час задачі його у формувальний стан (ІІІ). Листи з обробленими кромками та очищеною поверхнею подаються до спрямовуючої секції, центруються та задаються у першу кліть формувального стану.

Зазор між валками першої кліті налагоджується залежно від товщини листа за допомогою прокладок, що встановлюються між подушками валків. Далі через роликові проводки 1-9, у яких відбувається підгин кромок, проштовхується лист. Секція проводок І-ІІ (9) належить до складу формувального стану та призначена для формування трубної заготовки на ділянці між клітями І-ІІ (8-10).

Після цього відбувається спрямування листа у другу кліть. Підгнуття ділянок, близьких до кромок листа, до радіуса менше заданого на готовій заготовці на величину вільного розпружинювання відбувається у калібрі другої кліті. Кліть робоча № 2 (10) також належить до складу формувального стану. Призначена вона для формування та задачі листа до третьої кліті. Потрібний зазор між валками встановлюються залежно від товщини листа за допомогою верхнього натискного механізму.

На ділянці останніх формувальних клітей, до шостої включно, відбувається послідовне гнуття середньої частини листа. При цьому профіль заготовки заформується на радіус менший, ніж радіус готової заготовки.

Між шостою та сьомою клітями відбувається розгин профілю до радіусу більшого, ніж радіус готової заготовки на величину пружинення після розгину. У роликових проводках між 6 та 7 клітями відбувається знакозмінне гнуття кромок у подовжньому спрямуванні для стабілізації розміру кінцевих ділянок заготовки.

Кліть робоча № 7 (20) призначення для розформування та видачі готової заготовки – напівциліндра. Напівциліндрична трубна заготовка, що виходить з стану під нахилом, приймається підйомним рольгангом, ставиться в горизонтальне положення та подається на установку для очищення внутрішньої поверхні від відшарованої окалини.

I	- кромкостругальний стан
II	- спрямовуюча кліть
III	- формувальний стан
IV	- зборка напівциліндричних заготовок
1	- рольганг	9	- секція холостих валків I-II	17	- секція холостих валків V-VI
2	- редуктор  = 63,3	10	- формувальна кліть № 2	18	- формувальна кліть № 6
3	- електродвигун АОС-2-32	11	- секція холостих валків II-III	19	- секція холостих валків VI-VII
4	- редуктор комбінований  = 5,845	12	- формувальна кліть № 3	20	- формувальна кліть № 7
5	- редуктор РЦД-1030-11,3-1Ц	13	- секція холостих валків III-IV	21	- рольганг
6	- редуктор ЦО-1200-6,33-2	14	- формувальна кліть № 4	22	- електродвигун МП2-133-4К
7	- редуктор 4ГН 130/270  = 10,89	15	- секція холостих валків IV-V
8	- формувальна кліть № 1	16	- формувальна кліть № 5

Рисунок 1.1 – Схема формувального стану 1220-1420 ТЕЗЦ-2 ВАТ «Харцизький трубний завод»

2. Методика розрахунку параметрів напівциліндра та профілювання заготовки у безперервному валково-роликовому формувальному стані

Розрахунок параметрів напівциліндрів та профілювання заготовки у діючому безперервному валково-роликовому формувальному стані засновується на конкретному завданні, що включає наступні вихідні дані:

– типорозмір труби: зовнішній діаметр та товщини стінки;

– відомості про матеріал, що використовується для виготовлення труб: марка сталі, дані про механічні властивості сталі, дані про розкид механічних властивостей у межах однієї плавки.

Регламентування вимог, що до тимчасового опору _вта межі текучості_т , що пред’являються до металу труб виконуються відповідно ТУ У 322-8-14, ТУ 14-3-1898, ТУ У 322-8-21, ТУ У 322-8-10, ТУ У 14-8-2-97, ТУ У 14-3-1873, ТУ 14-3-1938, ТУ У 322-8-22, ГОСТ 10704, ГОСТ 10706, ГОСТ 20295, API Spec 5L, DIN 2458, BS 3600, JIS 3454. В таблиці 3.1 надані вищезгадані вимоги, що до найбільш масових марок сталей, що використовуються для виробництва труб.

Специфіка технологічного переділу, формування смуги чи листа здійснюється безперервним поперечним гнуттям плескатої заготовки в заготовку з криволінійним поперечним перерізом за рахунок зрушених деформацій металу відносно нейтрального перерізу, що веде до зміцнення основного металу [3]. При цьому пластичні властивості збільшаться приблизно на 1520 Н/мм². Тому до наданих в таблиці 3.1 значень межі текучості_т[2] необхідно добавити 1520 Н/мм²– це буде складати мінімальне значення_{т min} , а далі збільшити її на 90100 Н/мм². Це дозволить отримати макси­маль­не значення межі текучості_{т max} , тобто діапазон розкиду механічних властивостей металу листа в межах вимог нормативних документів. Для основного металу листа отримаємо наступні вираження для визначення_{т min}та_{т max}

, (2.1)

. (2.2)

Таблиця 2.1 – Загальні вимоги до труб, що виготовляються в ТЕЗЦ-2 ВАТ «ХТЗ»

Загальна характеристика	Стандарт ТУ-У	Довжина, мм	Діаметр, мм	Товщина стінки, мм	Робочий тиск, МПа	Матеріал
						Марка сталі (клас сталі)	Тимчасовий опір розриву, МПа	Межа текучості, МПа	Відносне подовження, %
Двошовні водопровідні та загального призначення	API Spec 5L ГОСТ 10706	5,55,9	1220	10,014,0	–	Ст 3 сп (пс) низьколеговані сталі (К-38)	не менш 370 за ТУ на сталь	не менш 245 за ТУ на сталь	18 за ТУ на сталь
			1420	10,013,0
Двошовні експандовані загального призначення	API Spec 5L ГОСТ 10706	10,511,6	1220	12,017,5	–	Ст 3 сп (пс) низьколеговані сталі (К-38)	не менш 370 за ТУ на сталь	не менш 245 за ТУ на сталь	18 за ТУ на сталь
			1420	14,520,0
Двошовні експандовані нафтогазопровідні	API Spec 5L ТУ-У 14-8-2-97	10,511,6	1220	13,017,5	5,47,4	13ГС (К-52) 13ГС-У (К-52)	510628	363481	20
						13Г1С-У (К-55)	539657	402520
						10Г2ФБ (К-60)	590708	441559
	API Spec 5L ТУ 14-3-1973-92	10,511,6	1220	13,017,5	7,4	09Г2ФБ(К-56)	550668	422540
			1420	14,021,8
	API Spec 5L ТУ 14-3-1938-94	10,511,6	1420	15,7; 18,7	7,4	10Г2ФБ (К-60) Х-70	588706	411559
				18,3; 21,8	8,24			441579
	API Spec 5L ТУ 322-8-22-96	10,511,6	1420	14,020,0	7,4	13Г1СБ-У (К-58)	570688	470588

Розрахунок параметрів базової ширини трубної заготовки

На безперервних формувальних станах трубоелектрозварювальних агрегатів формування смуги чи листа здійснюється безперервним поперечним гнуттям плескатої заготовки в заготовку з криволінійним поперечним перерізом за рахунок зрушених деформацій металу відносно нейтрального перерізу, котрий в процесі гнуття не змінює свої довжини, тобто залишається рівним ширині вихідної смуги чи листа. Ширина листа розраховується із наступної залежності [4]:

(2.3)

де	Вл	–	Ширина листа, мм
	Dзов	–	Зовнішній діаметр готової труби, мм
	S	–	Товщина стінки труби, мм
	Еост	–	Величина остаточної деформації труби при розтині по діаметру на гідромеханічному експандері, %

Що до умов труб діаметром 12201420 мм величина Е_ост складає 0,4…0,5 %.

Розрахунок вихідних параметрів трубної заготовки

Розрахунок параметрів трубної заготовки, напівциліндра, а також параметрів формування здійснюється відносно нейтрального перерізу. Початковою умовою порядку розрахунку є овальність труби, що зварена усіма швами (технологічним, внутрішнім та зовнішнім робочим), котра перед експандуванням повинна бути приблизно 0. Внаслідок цього, величина овальності трубної заготовки після зварювання технологічних швів визначає параметри напівциліндрів після формувального стану.

Величина овальності після станів СО₂ приймається в залежності від товщини стінки труби, тому що в процесі технологічного переділу після зварювання кожного з робочих швів від теплових (зварювальних) деформацій відбувається збільшення розміру заготовки за зварювальними швами, тобто спостерігається ефект деовалізації заготовки в профіль, близький до форми круга.

На рисунку 2.1 надані дослідницькі дані для виробу вихідної величини

, мм

S, мм

Рисунок 2.1 – Залежність величини овальності трубної заготовки  від товщини стінки труби S для легованих сталей

овальності трубної заготовки () в залежності від товщини стінки труби для легованих сталей.

Дослід експлуатації станів СО₂ показав, що найбільш оптимальним засобом зборки та зварювання технологічних швів є натягання напівциліндрів на оправу станів. При цьому відбувається розгинання профілю напівциліндрів до 180 з виникненням в металі стискуючих напружень, що викликають притиснення кромок до роликів оправки. Цим забезпечується якісна збірка напівциліндрів без зазорів за всією довжиною. Кут виформовування _кр та радіус профілю R_кр прикромочних ділянок напівциліндра при відгинанні в станах СО₂ практично не змінюється, зменшується кут _{ц заг} та збільшується радіус R_{ц заг} центральної частини профілю напівциліндра. На рисунку 3.2 надана схема розрахункового профілю напівциліндричних заготовок. Оптимальний кут виформовування прикромкової ділянки напівциліндра _кр=20.

Параметри профілю трубної заготовки після станів СО₂ визначаються з геометричних відношень:

(2.4)

де	Rкр	–	радіус профілю прикромкової ділянки напівциліндра, мм
	Вл	–	ширина листа, мм
		–	овальність трубної заготовки, мм
	кр	–	кут виформовування прикромкової ділянки профілю напівциліндра, град

(2.5)

де

Rц

–

радіус центральної частини профілю трубної заготовки після станів СО2, мм

Довжина прикромкової ділянки напівциліндрів _кр дорівнюється:

(2.6)

Для розрахунку останніх параметрів напівциліндра після формувального стану приймаємо сумарну величину кута заформовування профілю .

Рекомендовані кути заформовування профілю напівциліндра в залежності від товщини стінки труби S надані на рисунку 2.3.

Довжина центральної ділянки профілю напівциліндра дорівнюється:

(2.7)

Де

кр

–

довжина прикромкової ділянки профілю напівциліндра, мм

Кут виформовування центральної ділянки профілю напівциліндра:

(2.8)

Де		–	сумарний кут профілю напівциліндра, град
	кр	–	кут виформовування прикромкової ділянки, град

Радіус центральної ділянки профілю напівциліндра дорівнюється:

(2.9)

Рисунок 2.2– Схема розрахункового профілю напівциліндричних заготовок

, град

S, мм

Рисунок 2.3 – Залежність кута заформовування профілю напівциліндра  від товщини стінки труби S

Розрахунок режимів деформації, які забезпечують стабільність розмірів заготовки

Для забезпечення стабільності розмірів заготовки при коливанні межі текучості металу від _min до _max , на останньому етапі формування використовують певну ступінь відгинання центральної ділянки профілю заготовки. Необхідні для цього кути вигину та розгину центральної ділянки визначаються аналітичним шляхом з обліком зміцнення металу, а також ефекту Баушингера при знаковідмінних деформаціях.

Різниця між кутами загину та розгину:

(2.12)

Де	р	–	кут розгину центральної частини профілю напівциліндра, рад
	в	–	кут вигину центральної частини профілю напівциліндра, рад
	Ко	–	відносний модуль зміцнення металу (за Е.М. Мошніним)

Коефіцієнти, що увійшли до (2.12) K_max та K_min відповідають максимальному та мінімальній в заданому діапазоні межі текучості металу та визначаються за наступними формулами:

(2.13)

(2.14)

Де	Е	–	модуль пружності, Н/мм^2
	ц	–	довжина центральної частини профілю напівциліндра, мм

Значення модуля пружності металу Е та коефіцієнт зміцнення К_о обираються згідно рекомендаціям [2] та [3].

Пружиніння заготовки після розгинаючого калібру розраховується за формулою, що була отримана з обліком припущення про те, що підвищення межі текучості методу з-за зміцнення в результаті гнуття та його зниження внаслідок ефекту Баушингера при знаковідмінній деформації за своїми абсолютними величинами приблизно порівну. При цьому найбільший ефект спостерігається у випадках з максимальним значенням межі текучості _max у цьому випадку, величина пружиніння після розгинаючого калібру знаходиться за формулою:

(2.15)

Де	р	–	величина кута пружиніння після розгину, рад
	в, р	–	повний кут профілю відповідно у вигинаючому та розгинаючому калібрах стану

Аналіз запропонованих формул пружиніння заготовок довів, що при однозначному вигині на ділянці між суміжними калібрами величина пружиніння зростає з ростом величини межі текучості матеріалу зменшенням товщини стінки. Цього не можна однозначно сказати про величину пружиніння після розгинаючого калібру, тому що у цьому випадку в результаті знаковідмінного вигину з однаковою ступеню деформації для заготовок з різними товщинами стінок та міцностними характеристиками величина пружиніння може бути однаковою. Величину __р можна визначити з діаграми, наданої на рисунку 2.4.

За заданим центральним кутом профілю готового напівциліндра _ц згідно формули (2.8) знаходимо кут профілю центральної ділянки заготовок в розгинаючому калібрі _р :

(2.16)

Кут профілю центральної ділянки у вигинаючому калібрі _в визначається за допомогою закономірностей (3.12) та (3.16)

(2.17)

Радіус центральної ділянки профілю заготовок у вигинаючому калібрі дорівнює:

∆

140

_и-_р

130

120

110

100

90

80

70

60

50

40

30

5

10

15

20

25

30

35

40

45

К₁ =0,42

К₂ =0,40

К₃ =0,38

К₄ =0,36

К₅ =0,34

К₆ =0,32

К₇ =0,30

К₈ =0,28

К₉ =0,26

К₁₀=0,24

К₁₁=0,22

К₁₂=0,20

К₁₃=0,18

10

11

12

13

6

5

4

3

2

1

7

9

8

10

11

12

13

6

5

4

3

2

1

7

9

8

(2.18)

Радіус центральної ділянки профілю заготовки у розгинаючому калібрі:

(2.19)

Розраховані режими деформації здійснюють у валках передостанньої (VI) та останньої (VII) клітях формувального стану. Вигин та розгин виробляють з центральною ділянкою профілю заготовки, оскільки прикромочні ділянки виформовують в ІІ кліті стану, та при формуванні заготовки в останніх клітях їх параметри (_кр та R_кр) залишаються незмінними.

Розрахунок режимів деформації заготовки в клітях II-V

Згідно з схемою стану (малюнок 2. 1) у формувальних клітях (з II доV) відбувається гнуття прикромкової та центральної частин смуги без додаткового розгину. Аналіз діючих калібровок свідчить, що на практиці існує два різних підходи до деформації центральної частини смуги.

Розрахунок режимів деформації заготовки в клітях II – V згідно з трьохзонною схемою розбиття профілю (рисунок 2. 5)

Для вищезазначеного допущення приймаємо, що радіус гнуття проміжної частини заготовки у клітях з II до V постійний і дорівнює радіусу гнуття у VI кліті, тобто

(2.22)

де



=

1, 2, 3, 4 – номер формувальної кліті.

Крім того, згідно рекомендаціям [4, 6] приймаємо рівномірний розподіл деформації за клітями, тобто

(2.23)

де		–	порядковий номер формувальних клітей стану;
	n	–	кількість формувальних клітей стану, n = 5.

Прийнята тризонна схема розбиття ширини початкового листа у найбільшій мірі враховує фізику процесів, що відбуваються. На відміну від двозонної схеми розбиття, що характеризується допущенням про підгнуття лише кромки у II кліті, прийнята схема припускає підгнуття не лише кромки, а й деякої проміжної частини ширини початкового листа, Практика реалізації процесу формування труб великого діаметра виявила справедливість прийнятого допущення.

Розмір радіусу гнуття прикромкових ділянок профілю заготовки в калібрі кліті II можна визначити за формулою:

(2.25)

Кут виформування прикромкової ділянки профілю напівциліндра визначається за формулою:

(2.26)

Розрахунок режимів деформації в центральній частині заготовок базується на експериментальних даних.

Довжина центральної ділянки (в тому числі і для кліті II) для половини напівциліндричної заготовки визначається з виразу:

(2.27)

Кут виформування центральної ділянки _ц звичайно змінюється в межах (0,140,2) від розміру кута виформування проміжної ділянки _пр. При цьому найбільший розмір коефіцієнту пропорційності характерний для IV кліті, найменший – для III кліті, а середній – для V кліті.

Радіус центральної ділянки профілю визначаємо з виразу:

(2.28)

(2.29)

До формули (3.28) _ц підставляється половинним, бо роздивляється лише половина заготовки.

Розрахунок режимів деформації в клітях II – V згідно з двозонною схемою розбиття профілю.

Відповідно до схеми стана (рисунок 1.1)у формувальних клітях (з III до V) відбувається гнуття центральної частини смуги без доповнюючого розчину. Приймаємо рівномірний розподіл деформації за клітями стану для двозонної схеми розбиття профіля відповідно рекомендаціям, викладеним у роботі [4, 6]:

_иl= (l/n)_B (2.30)

R_l = l_ц / l_иl (2.31)

Для прийнятої схеми розбиття ширини вхідного листа приймаємо таке припущення:

• в II кліті здійснюється підгортання тільки кромки, а не цілої заготовки як в решті інших формувальних клітях.

В цьому випадку величину радіуса вигину білякромкових ділянок профіля заготовки у вичинаючому калібрі II кліті можна визначити по формулі:

R_кр = (0.750.8)Д_зов /2, (2.32)

а кут виформування прикромкової ділянки профілю напівциліндра _кр по формулі:

_кр = l_{кр II} / R_{кр II} , (2.33)

3. Розрахунок профілювання напівциліндричної заготовки для труби 122012 мм з сталі 13Г1С – У