4.3. Технологический инструмент станов хпт

Рабочий инструмент станов ХПТ представлен на рис. 4.11. Рабочие валки станов ХПТ непосредственно не контактируют с прокатываемой трубой и обжатие металла осуществляется специальными калибрами трех видов: полудисковыми, кольцевыми и подковообразными, установленными на рабочих валках и прикрепленными к рабочим валкам (рис. 4.12).

Наиболее распространен тип крепления, когда калибр – полудиск закрепляют в вырезе рабочего валка (рис. 4.12. а) и крутящий момент калибру передается через клинья. При втором типе крепления (рис. 4.12, б) калибр выполнен в виде кольца, которое насаживают на валок-ось. При третьем типе крепления (рис. 4.12, в) подковообразный калибр закрепляется на валке боковыми гайками. Полудисковые калибры применяют в короткоходовых станах; кольцевые калибры устанавливают в длинноходовых станах, а подковообразные калибры применяют главным образом при модернизации короткоходовых станов.

Исследования, проведенные Ю.Ф. Шевакиным и Ф.С. Сейдалиевым, показали, что конструкция стана с применением подковообразного калибра оптимальна.

Калибры изготавливают из стали ШХ-15 и 60ХФА; после термообработки твердость поверхности ручья калибра должна быть не менее 55...60 HRC. Рабочие валки изготавливают из стали 30ХГСА; их подвергают объемной закалке до твердости 250...320 НВ. Шестерни рабочих валков выполняют из стали 45Х с поверхностной закалкой зубьев до твердости не менее 45 НRC.

Оправки станов ХПТ состоят из цилиндрической и конической частей с хвостовиком для их крепления. Износостойкость и твердость их не менее 55…60 HRC достигается применением сталей ШХ15 и 50ХФА и соответствующей термической обработкой; чистота поверхности и точность размеров достигаются шлифовкой и полировкой рабочей поверхности. калибров и оправок.

В табл. 4.3 приведены данные по стойкости калибров и оправок станов ХПТ при прокатке 1 тыс. м труб из сталей разных марок.

Таблица 4.3. Стойкость калибров и оправок станов ХПТ

Стали труб	Стойкость, тыс. м труб
	калибров станов			оправок станов
	ХПТ32	ХПТ55	ХПТ75	ХПТ32	ХПТ55	ХПТ75
Углеродистые и низколегированные	18–32	18–35	20–40	3–6	4–8	5–9
Высоколегированные и легированные	13–27	16–30	18–32 (10–15)*	1,5–4	2,5–5	3–5
Коррозионностойкие и жаропрочные	8–10	8–12	10–15	0,5–2,5	0,5–3	1–3

* При прокатке труб из стали ШХ15.

4.4. Методы расчета на прочность основных механизмов и технологического инструмента станов хпт

Расчет рабочей клети стана ХПТ. Схема действия сил на рабочую клеть с подвижной станиной приведена на рис. 4.13.

К клети приложены: и – равнодействующие сил от прокатываемой трубы соответственно на верхний и нижний валок; и – нормальные силы в зацеплении между рейкой и соответственно левой и правой ведущими шестернями (на рис. 4.13 сила сливается с силой ); и – усилия соответственно от левого и правого шатунов; и – усилия соответственно от верхнего и нижнего штоков уравновешивателя; – сила тяжести клети; q_н – нормальное давление со стороны рельсов на опору клети (распределенная сила).

В горизонтальной плоскости клеть фиксируется направляющими, реакция от которых возможна только при погрешностях изготовления и монтажа клети. В связи со случайным характером этих нагрузок они в расчете не учитываются.

Вследствие малой жесткости прокатываемой трубы в вертикальном направлении можно считать, что силы и равны. Они определяются как равнодействующие , и для нескольких положений рабочей клети:

(4.1)

В формуле (4.1) М.И. Гриншпун и В.И. Соколовский рекомендуют принимать, что точки приложения сил и совпадают. Усилия численно равно полному усилию в одном шатуне, умноженному на коэффициент неравномерности распределения усилий между шатунами, равный 1,3–1,5. Усилия и определяются из условия равенства нулю моментов всех сил, действующих на валки (включая динамический момент):

(4.2)

Учитывая неравномерность распределения нагрузки между левой и правой шестернями коэффициентом 1,5, можно записать:

, (4.3)

где – момент прокатки на обоих валках; и – маховые моменты соответственно верхнего и нижнего валков вместе с калибрами; – угловое ускорение валков; – момент трения в опорах валков.

Момент прокатки

(4.4)

где для угла зацепления .

Угловое ускорение валков:

, (4.5)

где (4.6)

– ускорение клети, – угловая скорость кривошипа; – радиус кривошипа; – угол поворота кривошипа;  – отношение радиуса кривошипа к длине шатуна;  – отношение дезаксиала к радиусу кривошипа.

Величины и переменны по длине хода клети, поэтому величина сил и будет зависеть от рассматриваемого положения клети. Максимальное значение сил и можно определить, если на одном графике суммировать кривые

и .

Усилия и зависят от выбранного типа уравновешивающего устройства, а сила тяжести клети определяется по обычной методике.

Принимаем условно, что нагрузка q_н равномерно распределяется по длине опоры и зависит от вертикальной составляющей сил и , силы тяжести клети и распорных усилий в зацеплении ведущих шестерен с рейкой, тогда:

. (4.7)

Для расчета рабочей клети с неподвижной станиной удобнее составить две расчетные схемы (рис. 4.14, а, б) для подвижной рабочей обоймы и неподвижной станины.

Внешние силы , , , и момент для подвижной обоймы определяются так же как и для рабочей клети с подвижной станиной.

Нормальные силы в зацеплении и находятся с учетом того, что привод валков односторонний, а маховые моменты верхнего и нижнего валка одинаковы:

. (4.8)

Тогда принимая, что = = , имеем

. (4.9)

Для определения нормальных сил , , и , действующих со стороны неподвижных рельсов на большие бегунки, рассмотрим равновесие рабочих валков с учетом сил уравновешивания верхнего валка.

Из равенства нулю суммы моментов сил, действующих на верхний валок, можно записать:

(4.10)

. (4.11)

Аналогично определяем силы и (для более точного их определения учитывают составляющую силу тяжести кассеты, действующую на нижний валок). Так как силы и намного меньше усилия , приближенно можно принять

. (4.12)

При определении нормальных сил и , действующих на малые бегунки со стороны рельсов, или сил и , которые могут возникнуть, когда вертикальная составляющая P_ш направлена вверх, следует учитывать, что внешние силы , , практически симметричны относительно оси прокатки, и поэтому реакции появляются только от вертикальных составляющих и , а также от силы тяжести кассеты . Взяв сумму моментов этих сил и принимая, как и ранее, что неравномерность распределения усилий между шатунами составит 1,3–1,5, можно записать:

. (4.13)

На неподвижную станину (рис. 4.14, б) действуют силы , , , равные по величине и противоположные по направлению соответствующим силам на предыдущей расчетной схеме (рис. 4.14, а). Распределенная сила – нормальное давление со стороны фундамента

, (4.14)

где – сила тяжести станины; и – реакции в опорах коренных шеек коленчатого вала.

Горизонтальная сила, воспринимается фундаментом, равна:

. (4.15)

Расчет станин рабочих клетей стана ХПТ по методике М.И. Гриншпуна и В.И. Соколовского. Для расчета подвижной станины на прочность составим так называемую «основную» систему сил (рис. 4.15), заменяя для упрощения задачи пространственную раму станины рабочей клети двумя плоскими рамами.

Для рабочих клетей без уравновешивания обе плоские рамы полностью идентичны; станины с уравновешивающимися устройствами отличаются расположением прилива под его штоки. Можно предположить, что в наиболее неблагоприятных условиях работает станина, у которой прилив расположен ближе к середине вертикальной стойки, поэтому такую раму и рассчитывают на прочность.

В основную систему сил (см. рис. 4.15) включают: вертикальное усилие прокатки Р₀, которое равно: ; при этом распорными усилиями в реечном зацеплении и в зацеплении ведомых шестерен пренебрегаем, так как эти усилия составляют не более 3–5% Р_в; силы давления L₁ и L₂ верхней и нижней подушек на станину, определяемые из равенства нулю суммы горизонтальных проекций всех сил, действующих на рабочий валок. Очевидно что

; (4.16)

где R₁ – нормальная сила в зацеплении ведомых шестерен.

При равенстве моментов прокатки на верхнем и нижнем валках R₁ = 0,5R, и тогда

(4.17)

горизонтальное усилие в шатуне

(4.18)

считая, что степень уравновешивания близка к единице, можно принять усилие от штока уравновешивателя

(4.19)

Вообще линия действия силы Т_з может не совпадать с осью прокатки; при этом создается крутящий момент в соединительном шве между левой и правой половинами станины. Однако это смещение незначительно, и им можно пренебречь. Пренебрегаем также силой тяжести станины и силой давления со стороны опорных рельсов вследствие малой вертикальной составляющей силы Р_ш1г.

Наиболее неблагоприятная для прочности станины комбинация сил возникает в случае, когда напряжения от горизонтальных сил складываются с напряжениями от вертикальных сил. Такое сочетание сил возникает при приближении рабочей клети к переднему крайнему положению, если усилие прокатки остается постоянным на всем участке рабочего хода клети. Поэтому для расчета можно принять максимальные значения сил Р_в и Р_ш1г.

Для удобства вычислений и оценки влияния по отдельности вертикальных и горизонтальных сил на напряжения в станине ее рассчитывают с учетом независимости действия сил. С этой целью «основную» систему сил расчленяют на две: с вертикальными и с горизонтальными силами.

Для системы с вертикальными силами изгибающий момент в поперечине М_1-1 находится графоаналитическим методом по известной формуле

(4.20)

а момент в стойке

(4.21)

где y – длина волокна между сечением а-а и рассматриваемым сечением; l_x – момент инерции рассматриваемого сечения; y₁ – (см. рис. 4.15, а).

Система с горизонтальными силами решается несколько сложнее, так как симметрия сил не соблюдена. Поэтому в уравнении Кастильяно, которое определяет угол поворота сечения b-b

, (4.22)

потенциальная энергия системы берется как сумма потенциальных энергий двух участков. На участке 0 < x < c где у – плечо силы Р_ш1г / 2 относительно рассматриваемого сечения; х – длина нейтрального волокна станины между сечениями b-b и рассматриваемым; l – длина нейтрального волокна станины между сечениями b-b и b₁-b₁.

После преобразований и перехода от интегралов к конечным суммам выражение для момента M_II-I примет вид

. (4.23)

Символы «l» и «l – с» у знака суммы означают, что суммирование ведется по всей длине рамы l или на участке l-с.

Момент М_II-I также находят графоаналитическим способом. На графике (см. рис. 4.15), где по оси ординат отложены моменты М_х, а по оси абсцисс – нарастающая сумма , числитель выражения представляет собой площадь S₁, ограниченную осью абсцисс и кривой 1, ординаты которой равны разности . При этом необходимо иметь ввиду, что величину нужно учитывать, начиная с абсциссы u, для которой . Как и в предыдущем случае, значение М_II-I равно высоте прямоугольника OABC, площадь которого S-S₁ и определяется по графику с помощью планиметра или каким-либо другим способом.

Момент в поперечине от действия горизонтальных сил

, (4.24)

где у₂ – расстояние от оси станины до нейтральной оси поперечины.

Определив эти моменты, нетрудно найти полные изгибающие моменты в сечениях а-а и b-b:

(4.25)

по которым определяют напряжения изгиба в этих сечениях.

Учитывая, что сила тяжести подвижной клети существенно влияет на усилие в приводе, а также относительно малые размеры подвижных станин станов ХПТ по сравнению со станинами обычных прокатных станов, допускаемые напряжения в станине выбирают значительно более высокими, чем это принято при проектировании прокатных станов. Так, для стали 30Л принимают []_u = 80÷100 Н/мм².

Расчет неподвижной станины на прочность. Неподвижную станину сборной конструкции можно рассчитывать на прочность по упрощенной методике, так как в этом случае сила тяжести станины не влияет на динамические усилия в приводе и, следовательно, запасы прочности могут быть больше, чем в предыдущем случае. Кроме того, в сборной станине, в зависимости от качества изготовления и сборки, узел соединения траверсы с колоннами может работать как жесткий угол (заделка) или как шарнир. В первом варианте в наиболее неблагоприятных условиях оказываются колонны, на которые действует изгибающий момент, во втором – верхняя траверса, работающая как балка на двух опорах.

Таким образом, расчетные напряжения в верхней траверсе с учетом изгиба и кручения:

(4.26)

где ; l₅ – плечо, определяющее наибольший крутящий момент, воспринимаемый траверсой, когда валки находятся близко к крайнему положению; W_Tи и W_Tк – моменты сопротивления траверсы соответственно изгибу и кручению.

Обычно изготавливают траверсу прямоугольного коробчатого сечения, для которого

, (4.27)

где В_Т и Н_Т – ширина и высота траверсы; b_T и h_T – ширина и высота окна (внутренней полости).

Для траверсы из стали 30Л σ_расч ≤ [σ] = 40…50 Н/мм².

Расчетные напряжения в колонне с учетом растягивающих сил и изгибающего момента в заделке определяем, рассматривая систему как П-образную раму с защемленными стойками:

, (4.28)

где ; h_к, l₇ , l₄ – (см. рис. 1.19); d_к – диаметр колонны в посадочной расточке; l_к и l_Т – моменты инерции колонны и траверсы.

Расчетные напряжения, вычисленные по формуле (4.28), выше действительных, так как принято, что в работе участвуют только две колонны. Это допущение справедливо лишь для момента, когда валки находятся вблизи крайних положений. Допускаемое напряжение для колонн из стали 50: []_u = 150 Н/мм².

При расчете неподвижной станины необходимо также проверить напряжение в рельсе, рассматриваемом как балка на двух опорах. Наиболее опасно сечение с-с, в котором напряжение изгиба

(4.29)

где b_p и h_p – ширина и высота рельса в сечении с-с.

Расчет на прочность валков станов ХПТ. Рабочие валки станов ХПТ непосредственно не контактируют с прокатываемой трубной заготовкой, а обжатие металла осуществляется специальными калибрами (см. рис. 4.12)

Рабочий валок рассчитывают на прочность с учетом знакопеременного характера напряжений, при этом чаще всего напряжения проверяют для сечений I-I и II-II (см. рис. 4.12). На рис. 4.16 показана схема действия сил на рабочие валки стана ХПТ: вертикальные усилия прокатки – Р; окружные – Р₁ и радиальные – N₁ усилия ведущих шестерен; окружные – Р₂ и Р₃ и радиальные – N₂ и N₃; усилия ведомых шестерен; распорные силы – Т от клиньев, крепящих калибры (только для вырезного валка (см. рис. 1.22, а), а также крутящий момент – М_кр

Крутящий момент М_кр, действующий на одну шейку рабочего валка, принимается равным половине момента прокатки: М_кр = 0,5М_пр.

Окружные силы

(4.30)

где D₁ и D₂ – начальные диаметры соответственно ведущей и ведомой шестерен.

Радиальные силы определяются так:

N₂ = N₃ =P₂tg20⁰ (4.31)

Р и М_пр в общем случае переменны по длине хода рабочей клети. Достаточно точно значения Р и М_пр могут быть определены по формулам Ю.Ф. Шевакина:

(4.32)

(4.33)

где К_ – коэффициент, зависящий от характера упрочнения металла и равный 1,42 для черных металлов и сплавов, сплавов титана и 1,10…1,17 для сплавов на основе меди и алюминия; – коэффициент, учитывающий влияние конусности оправки (для   0,02 рад), где  – средний угол наклона образующей оправки к ее оси; _В50 – предел прочности материала при 50% деформации; D_з, D_тр, S_з, S_тр – диаметр и толщина стенки соответственно заготовки и готовой трубы; m – величина подачи; _ – суммарный коэффициент вытяжки; R_ср – средний радиус гребня ручья: R_ср = R_б – 0,125 (D_з + D_тр); R_б – радиус бочки калибра; L₁ – длина рабочей части ручья без калибрующего участка; R_расч – расчетный радиус валка; R_расч = R_б – 0,125 (D_з – D_тр); ΔS_ср – среднее обжатие за цикл , – длина рабочей части ручья.

Эпюры изгибающих и крутящих моментов показаны на рис. 4.17.

На валках, предназначенных для крепления кольцевых и подковообразных калибров, крутящий момент действует по всей длине валка, а момент от действия сил Т отсутствует.

Характер нагружения валка близок к симметричному знакопеременному циклу (рис.4.18). Максимальное значение напряжений определяют по формулам

, , (4.34)

где i – сечение валка, i – I, II, III.

В частности, W_изг сечения II–II валка относительно проходящих через центр тяжести осей X-X и Y-Y (рис. 4.18) можно определить так:

, (4.35)

, (4.35, а)

где – положение центра тяжести, величины b, b_1, b₂, b₃, h показаны на рис. 4.18,

При этом , , .

В расчетах используется радианная мера . Коэффициент запаса прочности

(4.36)

где – коэффициент запаса по нормальным напряжениям при отсутствии кручения; – коэффициент запаса по касательным напряжениям при отсутствии изгиба; и – пределы выносливости материала (для стали 30ХГСА  = 28 Н/мм² и  = 15 Н/мм²; для стали 35ХМ  = 38 Н/мм² и  = 22 Н/мм²); k_ и k_ – эффективные коэффициенты концентрации напряжений при изгибе и кручении для рассматриваемого сечения валка (определяются по справочным данным в зависимости от вида и параметра концентратора напряжений);  – коэффициент упрочнения, вводимый для валков с поверхностным упрочнением (поверхностная закалка, химикотермическая обработка, поверхностный наклеп и т. д.);  – масштабный фактор, равный 0,4…0,6 для валков станов ХПТ 32, 55, 75, 90; _, _ – коэффициенты, характеризующие чувствительность материала к асимметрии цикла; (для материала валков станов ХПТ _ = 0,2 и _ = 0,1); , – амплитуда первой гармоники функций  (t) и  (t) (см. рис. 4.18).

Средние значения функций  (t) и  (t) за период – , ; коэффициент запаса прочности n  1,4.

Валковые шестерни рассчитывают на прочность при изгибе по формуле

, (4.37)

где К_х – коэффициент характера нагрузки; учитывая реальные условия работы передачи с большими боковыми зазорами (до 2–3 мм), принимают К_х = 2,2…2,5 (неизбежность зазоров определяется необходимостью регулировки валков по высоте); y_з – коэффициент формы зуба; для Z_з = 20…30 y_з = 0,106…0,128; m_з – модуль; Z_з – число зубьев; b_з – ширина зуба.

Хотя открытые зубчатые передачи не принято рассчитывать на контактную прочность, опыт эксплуатации станов показывает, что основная причина выхода из строя реек и валковых шестерен – их износ. Учитывая это, для проверки зубьев можно рекомендовать формулу, полученную из известной формулы Герца:

, (4.38)

где [σ_к] в единицах HRC.