Обработка материалов давлением. Сборник научных трудов. №19

Подождите немного. Документ загружается.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

Выводы

На основе обобщенного уравнения метода планирования эксперимента предложена

математическая модель качества процесса. Модель включает: минимальные значения факто-

ров как предельные значения достижимого качества входных факторов, отклонения факто-

ров как потери качества на входе процесса; минимальное значение отклика как предельное

значение достижимого качества выходного параметра, отклонение от достижимого уровня

качества (

потерю качества) выходного параметра, относительное отклонение параметра; от-

носительные коэффициенты факторов, связывающие отклонения факторов с отклонением

выходного параметра, факторные доли, определяющие меру влияния отклонения фактора на

отклонение выхода.

В программе конечно-элементного моделирования «РАПИД» выполнено исследова-

ние технологического процесса горячей объёмной штамповки детали «венечная шестерня» в

условиях завода «КАМАЗ - Металлургия». Результаты

представлены в виде моделей качест-

ва трех операций, связывающих факторы температуры нагрева, контактного трения и объёма

заготовки с силой деформирования.

Наименьшей устойчивостью к изменению факторов характеризуется третья операция

штамповки. Наибольшим влиянием на отклонение силы деформирования обладает фактор

объёма. Он определяет максимальное усилие штамповки, превышающее номинальную силу

применяемого КГШП 63МН.

Целесообразно

разделить имеющийся допуск на объём заготовки на две части, произ-

водить разделение заготовок на две партии и осуществлять штамповку с подналадкой инст-

румента для каждой партии, отвечающей селективному допуску.

Целесообразно перевести штамповку детали на новую технологию (например, бес-

подпорную), менее чувствительную к отклонению объёма заготовки.

ЛИТЕРАТУРА

1. Новик Ф.С. Оптимизация процессов технологии металлов методами планирования экспериментов /

Ф.С. Новик, Я.Б. Арсов. – М.: Машиностроение; София: Техника, 1980.-304 с.

2. Полищук Е.Г. Система расчета пластического деформирования «Рапид» / Е.Г. Полищук, Д.С. Жи-

ров, Р.А. Вайсбурд // Кузнечно-штамповочное производство.–1997.-№ 8.- С. 16-18.

3. Семендий В.И. Прогрессивные технология,

оборудование и автоматизация кузнечно-штамповочного

производства КамАЗа. / В.И. Семендий, И.Л. Акаро, Н.Н. Волосов – М.: Машиностроение, 1989. – 304 с.

4. Ковка и штамповка: Справочник. В 4-х т. / Ред. совет: Е.И. Семенов (пред.) и др.-М.: Машино-

строение, 1986.- Т.2. Горячая штамповка / Под ред. Е.И. Семенова, 1986. – 592 с.

5. Володин И.М. Экспериментальное

определение граничных условий при горячей пластиче-

ской деформации // Известия ТулГУ.- 2005.- № 2.- С. 71-80.

6. Борисов А.В. Горячая объемная штамповка поковок венечных шестерен / А.В. Борисов, И.М. Воло-

дин, В.С. Борисов // Авиакосмические технологии «АКТ-2007»: труды VIII Всерос. с международным участием

науч.-техн. конф. и школы молодых ученых, аспирантов и студентов. – Воронеж

: ГОУВПО «Воронежский

государственный технический университет», 2007. – C. 64-71.

Борисов А. В. – канд. техн. наук, проф. ЛГТУ.

ЛГТУ – Липецкий государственный технический университет, г. Липецк.

kaf-eo@stu.lipetsk.ru

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

УДК 621.7.014.2

Кирица И. Ю.

Розенберг О. А.

Огородников В. А.

Нахайчук О. В.

МЕТОД ОЦЕНКИ ДЕФОРМИРУЕМОСТИ ЗАГОТОВОК

ПРИ ХОЛОДНОМ ПЛАСТИЧЕСКОМ ФОРМОИЗМЕНЕНИИ

С ОБЪЕМНОЙ СХЕМОЙ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ

При оценке деформируемости заготовок в процессах холодного пластического де-

формирования, в большинстве известных нам работ [1–3], не учитывается влияние объемно-

сти схемы напряженного состояние на предельное формоизменение.

В данной работе исследуется процесс формирования внутренних шлицевых поверх-

ностей с глухим отверстием, в котором определяющим параметром, влияющим на качество

изделий, принято предельное формоизменение.

Целью работы является уточнение метода оценки деформуемости заготовок с учетом

третьего инварианта тензора напряжений.

Для оценки деформуемости заготовок необходимо иметь информацию о напряженно-

деформированном состоянии на протяжении всего процесса формоизменения, что вызвало

необходимость поэтапного формирования внутренних шлицевых поверхностей с глухим от-

верстием при прохождении заготовки через 2, 4, 6, 7 волоки.

На рис. 1 изображены фотографии

заготовок полученных при поэтапном формирова-

нии внутренних шлицевых поверхностей с глухим отверстием соответственно через 2, 4, 6, 7

волоки.

а)

б) в)

Рис. 1. Заготовки с внутренней шлицевой поверхностью, полученные при поэтапном

формировании.

Для изучения распределения твердости заготовки на переходах поэтапного формиро-

вания разрезали и вырезали образцы, которые заливали в специальной обойме эпоксидным

клеем, потом по меридиональной плоскости их шлифовали, полировали до шероховатости R

< 0,16 мкм (ГОСТ 2789-73) и измеряли твердость по Виккерсу HV на приборе ТП-7Р-1 под

нагрузкой 50 Н и выдержкой 12,5 с., как показано на рис. 2.

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

а) б) в) г)

Рис. 2. Измерение твердости на образцах с внутренней шлицевой поверхностью

полученных при поэтапном формировании через:

а – волоку № 2, б – волоку № 4, в – волоку № 6, г – волоку № 7.

После построения графиков распределения твердости строили изолинии равных

твердостей при поэтапном формировании внутренних шлицевых поверхностей с глухим

отверстием

Согласно градуировочного графика [4], в каждой точке деформированной области оп-

ределяли интенсивность напряжений и интенсивность деформаций.

Напряженно

-деформированное состояние рассчитывали по методике, предложенной в

работе [5].

Результаты расчетов напряжений в наиболее характерных точках и областях при фор-

мировании внутренних шлицевых поверхностей с глухим отверстием получены с помощью

программы MathCAD.

Из результатов расчетов напряженно

-деформированного состояния следует, что наи-

более опасными областями являются области вблизи центральной части впадины шлицевой

поверхности – точки 1, 2, и вблизи зуба шлицевой поверхности θ = 30 º (рис. 3).

/ 2

5 '

2 3 r

Рис. 3. Расчетная схема.

Для областей, наиболее близких к разрушению, построили пути деформирования час-

тиц металла характерных точек 1, 2 (рис. 3).

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

а) б)

Рис. 4. Диаграмма пластичности стали 20Х и пути деформирования частиц материала

в опасных областях при формировании внутренних шлицевых поверхностей с глухим отвер-

стием: а – т. 1; б – т. 2.

Использованный ресурс пластичности Ψ рассчитывали по критерию (1), предложен-

ному Г. Д. Делем, В. А. Огородниковым и В. Г. Нахайчуком:

()

∫

−

(1)

где

arctgan

⋅+=1

В таблице 1 приведены результаты расчетов использованного ресурса пластичности

для опасных с точки зрения разрушения областей.

Таблица 1

Результаты расчетов использованного ресурса пластичности

№ волоки 2 4 6 7

Ψ (точка 1 – вблизи впадины

шлицевой поверхности)

0,14 0,3 0,32 0,41

Ψ (точка 2 – вблизи впадины

шлицевой поверхности)

0,17 0,3 0,36 0,48

Ψ (вблизи зуба шлицевой

поверхности θ = 30º)

0,19 0,58 0,69 0,78

Следует отметить, что при формировании внутренних шлицевых поверхностей с глу-

хим отверстием реализуется объемное напряженное состояние. В связи с этим необходимо

учесть третий инвариант тензора напряжений І

(Т

Используя методику, предложенную В. А. Огородниковым [6] для учета влияния І

(Т

) на величину предельной деформации, рассчитали показатель напряженного состояния по

критерию (2):

(

)

()

σσσ

321

. (2)

Для разных значений показателя η (–2 ≤ η ≤ 0), определили f(η) по функциональной

зависимости приведенной в работе [6]. Из выражения

η−ηΔ

=η)(f (3)

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

определили

. Величина

определяет “смещение” вдоль оси

кривой

)(

∗

, ко-

торая построена при І

(Т

) ≠ 0 относительно кривой

)(

, построенной при І

(Т

) = 0.

Таким образом, нами была введена поправка на диаграмме пластичности связанная с

влиянием показателя χ (см. рис. 4).

а) б)

Рис. 5. Диаграмма пластичности стали 20Х с учетом показателя χ и пути деформиро-

вания частиц материала в опасных областях при формировании внутренних шлицевых по-

верхностей с глухим отверстием: а – т. 1; б – т. 2.

Полученные результаты по диаграмме пластичности стали 20Х с учетом показателя χ

использовали для расчета использованного

ресурса пластичности по критерию (4):

∫

∗

+∗

+=ψ

)]e([e

dee

)f1(

, (4)

где

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

arctgf

χη

2.0

Таблица 2

Результаты расчетов использованного ресурса пластичности

№ волоки 2 4 6 7

Ψ (точка 1 – вблизи впадины

шлицевой поверхности)

0,2 0,36 0,4 0,5

Ψ (точка 2 – вблизи впадины

шлицевой поверхности)

0,23 0,36 0,45 0,6

Ψ (вблизи зуба шлицевой

поверхности

θ = 30º)

0,25 0,64 0,75 0,84

В таблице 2 приведены результаты расчетов использованного ресурса пластичности

по критерию (4), что учитывает влияние третьего инварианта тензора напряжений для опас-

ных с точки зрения разрушения областей.

Выводы

На основе анализа напряженно-деформированного состояния оценен использованный

ресурс пластичности и определены области наиболее близкие к разрушению: вблизи цен-

тральной части впадины шлицевой поверхности

и вблизи зуба шлицевой поверхности.

Уточнен метод оценки деформуемости заготовок в процессе формирования внут-

ренних шлицевых поверхностей с глухим отверстием. Использованный ресурс пластично-

сти оценен с учетом показателей напряженного состояния, которые включают в себя три

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

инварианта тензора и девиатора напряжений. Показано, что учет третьего инварианта тензо-

ра напряжений (

(Т

)) при оценке использованного ресурса пластичности приводит к пони-

жению предельной до разрушения деформации, а соответственно увеличению использован-

ного ресурса пластичности. Информация об использованном ресурсе пластичности позволи-

ла рекомендовать, для повышения производительности данного процесса, уменьшения ис-

пользованного ресурса пластичности и увеличения величины коэффициента заполняемости

шлицевого профиля, проводить промежуточный отжиг и перейти

к схеме деформирования с

ограниченным осевым течением металла.

Полученные в работе результаты с целью оценки использованного ресурса пластич-

ности могут быть применены для оценки предельного формоизменения в подобных техноло-

гических процессах для изделий, которые изготовляются из других марок сталей путем мо-

делирования соответствующих процессов. Это утверждение основано на гипотезе широко

подтвержденной

в роботах [6, 7]. Сущность этой гипотезы заключается в том, что пути де-

формирования частиц материала в координатах

η (е

) практически не зависят от свойств ма-

териала, а соответственно появляется возможность моделирования подобных технологиче-

ских процессов с построением диаграмм пластичности других материалов.

ЛИТЕРАТУРА

1. Розенберг А.М.. Механика пластического деформирования в процессах резания и деформирующего

протягивания. / А. М Розенберг., О. А. Розенберг – К: Наук. думка, 1990. – 320 с.

2. Розенберг О.А. Формообразования шлицевых отверстий в трубных заготовках методом холодного пла-

стического деформирования / О. А. Розенберг, Б. П. Траченко // Технология и организация производства. – 1991. –

№2. – С. 20–23.

Огородников В.А. Деформируемость металла при ротационном обжатии / Огородников В.А., Шес-

таков Н.А. // Изв. вузов. Машиностроение. – 1975. – № 9. – С. 147–152.

4. Розенберг О.А. Деформируемость металла при формировании внутренних шлицевых поверхностей в

глухих отверстиях методом холодного пластического деформирования (Сообщение 1) / О. А. Розенберг, С. Ф.

Студенец, В. В. Мельниченко, И. Ю.

Кирица // Вісник Донбаської державної машинобудівної академії: Зб. наук.

праць. – Краматорськ, 2007. – № 1(7). – С. 117–120.

5. Огородников В.А. Напряженно- деформированное состояние при формировании внутреннего шлице-

вого профиля методом обжатия на оправке / В. А. Огородников, И. Г. Савчинский, О. В. Нахайчук // Тяжелое

машиностроения. – 2004. – № 12. – С. 31–33.

6. Огородников В.А. Оценка деформируемости металлов при

обработке давлением. – Киев: Вища шко-

ла, Головное изд-во, 1983. – 175 с.

7. Огородников В.А. Моделирование напряженного состояния в процессах объемного формоизменения на

основании гипотезы о подобии путей деформирования / В. А. Огородников, М. А. Рвачев, В. Д. Покрас, О. Л. Гай-

дамак // Кузнечно-штамповочное производство. – 1991. – № 11. – С. 2–4.

Кирица И. Ю. – аспирант ВНТУ;

Розенберг О. А. – д-р техн. наук, проф. ИСМ им В. М. Бакуля НАН Украины;

Огородников В. А. – д-р техн. наук, проф. ВНТУ;

Нахайчук О. В. – д-р техн. наук ВГАУ.

ВНТУ – Винницкий национальный технический университет, г. Винница;

ИСМ им В. М. Бакуля – Институт

сверхтвердых материалов им. В. М. Бакуля

НАНУ, г. Киев

ВГАУ – Винницкий государственный аграрный университет, г. Винница.

visvpi@vstu.vinnica.ua

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

УДК. 621.774.35.016.3

Король Р. Н.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ СИЛОВЫХ ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА РЕДУЦИРОВАНИЯ

ТРУБ НА СТАНАХ ХОЛОДНОЙ ПЕРИОДИЧЕСКОЙ РОЛИКОВОЙ

ПРОКАТКИ

Холоднокатаные тонкостенные и особотонкостенные трубы, прокатываемые на ста-

нах ХПТР, имеют эксцентричную и симметричную поперечную разностенность, а так же

локальную – после местного ремонта наружной поверхности. Рациональная технология

уменьшения разностенности тонкостенных и особотонкостенных труб редуцированием на

станах ХПТР позволяет повысить точность по толщине стенки и снизить расходный коэф-

фициент металла [1].

Основными

силовыми параметрами процесса редуцирования труб на станах ХПТР яв-

ляются: полное давление металла на ролик и осевые усилия, действующие на заготовку. Зна-

ния об этих параметрах позволяют определить оптимальную настройку рычажной системы, а

так же перейти от принудительного характера ведения процесса прокатки к естественному за

счет установки на цапфы рабочих роликов

подшипников качения. Расчет полного давления

на ролик позволяет определить оптимальные режимы деформирования с целью исключения

проскальзывания цапф роликов относительно рабочей калиброванной поверхности опорных

планок.

Аналитическая формула определения полного давления метала на валок при редуци-

ровании труб на станах ХПТ валкового типа представлена в работе [2]. Вышеуказанная фор-

мула не учитывает особенности

трех- и четырехроликовых схем прокаток на станах ХПТР.

В работах [3, 4, 9] приведена методика для определения силовых параметров процесса

прокатки труб на станах ХПТР. Указанные формулы относятся к зоне обжатия по толщине

стенки для случая прокатки рабочими роликами с прямыми выпусками, при этом угол вы-

пуска менее 30°.

Экспериментальное исследование влияния параметров настройки рычажной

системы

и катающего радиуса ролика на силовые параметры процесса прокатки труб в станах ХПТР

проведено в работе [5].

Неисследованными являются вопросы определения суммарной площади контакта ме-

талла с ручьем рабочего ролика, имеющего закругленные выпуски «свободного» типа, пол-

ного давления металла на ролик и осевых усилий, действующих на заготовку.

Целью данного исследования

является разработка метода определения силовых пара-

метров процесса редуцирования труб рабочими роликами с ручьями, имеющими закруглен-

ные выпуски «свободного» типа, на станах ХПТР.

Анализ формоизменения рабочего конуса в процессе редуцирования труб на станах

ХПТР [1] с использованием опорных планок с калибровкой рабочей поверхности по методу

[1] и рабочих роликов с ручьями, имеющими

закругленные выпуски «свободного» типа [1, 6,

7, 8], с углом выпуска 30° при угле кантовки 60° для трехроликовой схемы прокатки (углом

выпуска 22,5° при угле кантовки 45° для четырехроликовой схемы) позволил выявить де-

формационные особенности, характерные для указанного процесса:

- равномерное обжатие радиуса заготовки, как в продольном, так и поперечном на-

правлении;

- в выпусках калибров одновременно происходят процессы

утяжки и овализации ра-

бочего конуса.

Овализация рабочего конуса приводит к удлинению дуги захвата металла поверхно-

стью ручья ролика на величину, равную коэффициенту овализации: 15,105,1k

х.ов

÷= , кото-

рый зависит от отношения диаметра к толщине стенки трубы, обжатия по диаметру трубы на

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

контрольном участке и величины подачи. Приближенно, максимальную величину коэффици-

ента овализации в начале зоны редуцирования можно определить по формуле:

()

зтз

max.ов

RRR

+−

= .

Суммарная контактная поверхность ручья ролика с металлом состоит из двух облас-

тей: зоны опережения и зоны отставания, при этом принимаем, что задняя граница очага де-

формации проходит по линии вертикальной оси ролика. Катающий радиус ролика находится

на границе между вышеуказанными зонами. Зона опережения расположена по середине

ручьев роликов и ограничена углом центральной части

, равном 60° (рис. 1).

Рис. 1. Схема к определению длины площади контакта металла с ручьем рабочего

ролика в процессе редуцирования труб на стане ХПТР, трехроликовая схема прокатки.

На рис. 1:

R046,1

EE =

= и

R785,0

EE =

= – длина дуги части ручья

ролика, ограниченной углом центральной части, для трехроликовой и четырехроликовой

схем прокаток, соответственно; °

−

30cosRRR

то3.к

и °

−

5,22cosRRR

то4.к

– катающий

радиус ролика для трехроликовой и четырехроликой схем прокаток, соответственно; T –

технологический зазор;

Δ – деформационный зазор между ребордами соседних роликов;

тод

RRR −=

– радиус рабочего ролика по дну;

R – идеальный радиус ролика;

R и

R –

радиус заготовки и трубы, соответственно;

xxх

tgmR

⋅

– обжатие металла в мгновен-

ном очаге деформации;

1х

=μ – коэффициент вытяжки в контрольном сечении рабочего

конуса;

x1x

−

=γ

– конусность контрольного участка рабочего конуса;

– радиус

рабочего конуса в контрольном сечении;

l – длина контрольного участка;

– подача.

Приняв замену закругленного выпуска хордой, можно найти ее длину из прямоуголь-

ных треугольников

OKE и EKB (рис. 1) для трехроликовой схемы прокатки:

тз

т3.в

)30cosRR()30sinR(l °−+°=

и для четырехроликовой схемы:

тз

т4.в

)5,22cosRR()5,22sinR(l °−+°=

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

Рис. 2. Схема к определению суммарной площади контакта металла с роликом в

процессе редуцирования труб на стане ХПТР, трехроликовая схема прокатки.

На рис. 2:

дх.овх.д1

RR41,1klCC Δ⋅== – длина дуги контакта металла с ручьем ро-

лика [2] с учетом овализации рабочего конуса.

Площадь зоны опережения можно заменить площадью равнобедренного треугольника

CEE

, тогда для трехроликовой схемы прокатки:

хдтх.овх.3.оп

RRRk737,0F Δ= . Площадь

зоны опережения для четырехроликовой схемы равна:

хдтх.овх.4.оп

RRRk553,0F Δ=

Приняв, что ширина очага деформации по длине зоны редуцирования одинакова, по-

скольку имеет место полное заполнение выпусков совализированным рабочим конусом

(применительно к прокатке особотонкостенных труб), площадь контакта метала с роликом

можно представить в виде трапеции

BDDB

(рис. 2), площадь которой с учетом допущений

будет примерно равна, для трехроликовой схемы прокатки:

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

+°−+°Δ=

Σ т

тз

тхдх.овх.3

R092,2)30cosRR()30sinR(3RRk705,0F

и для четырехро-

ликовой схемы:

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

+°−+°Δ=

Σ т

тз

тхдх.овх.4

R57,1)5,22cosRR()5,22sinR(3RRk705,0F .

При этом площадь зоны отставания равна:

.оп.от

FFF

−

Удельное давление на ролики при редуцировании можно определить по формуле [2]:

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

+σ=

1х

вх.ред

, где

σ – предел прочности материала трубы;

х.утзх

ttt

+= –

толщина стенки в контрольном сечении рабочего конуса с учетом ее утолщения;

t – толщи-

на стенки заготовки;

()

х.р

х.ут

8,07,0t Δ÷=Δ – утолщение стенки заготовки в контроль-

ном сечении рабочего конуса [2];

х1xх.р

RRR

−

– обжатие по радиусу заготовки в кон-

трольном сечении. Тогда полное давление металла на ролик в зоне редуцирования равно, для

трехроликовой схемы прокатки:

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

+°−+°

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

+Δσ=

тз

1х

хдвх.овх.3

R092,2)30cosRR()30sinR(3

RRk705,0P

и для четырехроликовой схемы:

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

+°−+°

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

+Δσ=

тз

1х

хдвх.овх.4

R57,1)5,22cosRR()5,22sinR(3

RRk705,0P

При определении полного давления на ролик для прямого хода клети необходимо пе-

ред обжатием в мгновенном очаге деформации

подставлять коэффициент 0,7, а при об-

ратном ходе клети – 0,3 [2].

Обработка материалов давлением №1 (19), 2008

Спроектировав силы, действующие

со стороны рабочего ролика на заготовку

(рис. 3), получим при прямом ходе клети:

sinPTTQ

.пр

x.1х.2х.1х.пр

+−=

и при обратном ходе клети:

sinPTTQ

х.обр

x.1х.1х.2х.обр

−−= ,

где

х.пр

Q и

х.обр

Q – осевые усилия

в контрольных сечениях, действующие на

заготовку со стороны одного рабочего ро-

лика при прямом и обратном ходах клети,

соответственно;

(

)

х.опх.х.редх.1

FFfpT −

– резуль-

тирующая контактных сил трения в зоне

отставания металла;

х.опх.редх.2

fFpT

– результирующая

контактных сил трения в зоне опережения

металла;

08,006,0f

– коэффициент трения

на контактной поверхности ручья ролика;

хд

RR705,0

sin

– угол на-

клона равнодействующей сил нормального

давления к вертикали (при прямом ходе

клети необходимо перед обжатием в мгно-

венном очаге деформации

RΔ подставлять

коэффициент 0,7, а при обратном ходе кле-

ти – 0,3);

х.х.редx.1

FpP

– сила нормального

давления на ролик, принята расположенной

по середине угла контакта дна ролика с ме-

таллом [3].

Суммарное осевое усилие, действую-

щее на заготовку со стороны всех роликов,

при прямом ходе клети равно:

х.прх..пр

nQQ

и при обратном ходе клети:

х.обрх..обр

nQQ

где

n – количество рабочих роликов.

По результатам расчетов, выполненных по предложенной методике, построены гра-

фики изменения расчетных значений полного давления металла на ролик и осевого усилия на

заготовку при прямом и обратном ходах клети в процессе редуцирования труб на стане

ХПТР 15÷30 по маршруту 17×0,75→15×0,82 мм с подачей 1,5 мм для случая отсутствия об-

жатия по толщине стенки в зоне калибрования (рис. 4).

Рис. 3. Схема действия сил со стороны

рабочего ролика на металл, в процессе

редуцирования труб на стане ХПТР:

– при прямом ходе клети;

– при обратном ходе клети;

– оправка; 2 – рабочий конус;

– рабочий ролик.