Журнал - Вісник Донбаської державної машинобудівної академії 2010 №1 (6Е)

Подождите немного. Документ загружается.

НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010

284

вывезено из области 30 млн. долларов, а суммы, поступившие от иностранных туристов, со-

ставили только 100–130 тыс. долларов [3]. Следствием вышесказанного является то, что

в Донецке крайне необходимо повышать культурную и интеллектуальную сферы, искусство

и туризм.

Кроме этого, следует отметить, что наиболее предпочтительными направлениями ин-

вестирования в Донецком регионе являются инвестиции в:

– промышленное

производство;

– транспортную инфраструктуру и связь;

– производство строительных материалов;

– жилищное строительство в городской и пригородной зоне;

– торговлю, массовое питание и бытовое производство;

– медицинские и спортивные учреждения;

– страховой и банковский бизнес.

К наиболее действенным и актуальным методам повышения инвестиционной привле-

кательности Украины можно отнести:

– снижение административного и налогового давления

на предпринимательские объ-

екты со стороны государства;

– реформирование налоговой системы государства;

– осуществление борьбы с коррупцией среди чиновников;

– улучшение экономической ситуации в стране и отдельных регионов;

– урегулирование вопросов по защите прав интеллектуальной и материальной собст-

венностей предпринимателей;

– упрощение процедур организации и регистрации предприятий;

– повышение уровня платежеспособности внутри страны и т. д.[1].

ВЫВОДЫ

Оценка инвестиционной привлекательности регионов Украины открывает новые воз-

можности региональной диверсификации для отечественных и зарубежных инвесторов, по-

вышает гарантию эффективности инвестиционной деятельности. Наряду с более обоснован-

ной региональной диверсификацией инвестиционной деятельности на современном этапе

такая оценка позволяет разрабатывать инвестиционную стратегию крупных компаний

и фирм на длительную перспективу

(т. к. региональные факторы носят более устойчивый ха-

рактер, чем отраслевые), увязать эту стратегию с потенциалом региональных потребитель-

ских рынков и рынков факторов производства, учитывать возможный период реализации ин-

вестиционных проектов в отдельных регионах с учетом уровня развития их инвестиционной

инфраструктуры. В конечном итоге это будет способствовать повышению инвестиционной

деятельности

Украины.

ЛИТЕРАТУРА

1. Сивый Н. Г. Инвестиционная привлекательность Украины / Н. Г. Сивый // Бизнес. – 2007. – № 6. –

C. 120–123.

2. Чабанов К. Донецк : комментарии. Весь Донецк в одном портале / К. Чабанов [Электронный ре-

сурс]. – Режим доступа: http://donetsk.proua.com

3. Державний комітет статистики України [Електронний ресурс]. – Режим доступу:

www.ukrstat.ua.

4. ИнвестГазета. Главные новости [Электронный ресурс]. – Режим доступа: www.investgazeta.net.

5. Пахомова И. Г. Проблемы и перспективы привлечения иностранных инвестиций в экономику

Украины / И. Г. Пахомова // Економічний простір. – 2009. – № 22/1. – С. 45–52.

НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010



ОБ ИЗМЕНЕНИИ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ РАЗМЕРОВ ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ

РУЧЬЯ КАЛИБРОВ СТАНОВ ХПТ ПОД ВЛИЯНИЕМ ТЕПЛОВОГО РАСШИРЕНИЯ

Григоренко В. У., Пилипенко С. В.

Рассматриваются особенности влияния теплового расширения металла на изменение

размеров поперечного сечения ручья калибров стана ХПТ и размеров рабочего конуса для

процесса деформации при прокатке труб на солевой смазке и при отсутствии эмульсионного

охлаждения. Проведенные замеры температуры поверхности металла рабочего конуса при

установившемся процессе прокатки показали, что температура достигает 270 °C в районе се-

редины длины рабочего конуса. Эксперименты по нанесению рисок на поверхности бочки

валка рядом с выпуском калибра показали, что максимальное истирание рисок происходит

непосредственно вблизи выпусков. Это указывает на локальный характер теплового расши-

рения. Приведены зависимости, позволяющие определить величину изменения геометриче-

ских параметров инструмента в зависимости от температуры нагрева. Указанные зависимо-

сти были протестированы экспериментально и положены в основу развития метода расчета

параметров поперечного ручья калибров стана ХПТ с учетом термического локального рас-

ширения в районе мгновенного очага деформации.

Розглядаються особливості впливу теплового розширення металу на зміну розмірів

поперечного перерізу рівчака калібрів стана ХПТ і розмірів робочого конуса для процесу де-

формації при прокатці труб на сольовому мастилі та при відсутності емульсійного охоло-

дження. Проведені виміри температури поверхні металу робочого конуса показали, що тем-

пература досягає 270 °C в районі середини довжини робочого конуса. Експерименти по на-

несенню рисок на поверхню бочки валка поруч з випуском калібру показали, що максималь-

не витирання рисок відбувається безпосередньо поблизу випусків. Це вказує на локальний

характер теплового розширення. Приведені залежності дозволяють визначити зміну геомет-

ричних параметрів інструменту в залежності від температури. Вказані залежності були про-

тестовані експериментально й покладені в основу розвитку метода розрахунку параметрів

поперечного перерізу рівчака калібрів стана ХПТ з врахуванням термічного локального роз-

ширення в районі миттєвого осередку деформації.

The features of the influence of the thermal expansion of metal on changing of dimension of

the cros section of the pass groove in the cold tube rolling mill and dimension of the working cone for

the deformation process while rolling tubes on the salt lubricant and in the absence of emulsion cool-

ing are considered. Measurements of the temperature on the surface of the working cone at the stable

rolling process showed that the temperature reaches 270 °C the middle of the working cone length.

Experiments on applying the marks to the surface of the roll barrel near the pass taper showed that the

maximum fretting of the marks takes place directly near tapers. It points to the local character of the

thermal expansion. Dependence allowing to determine the value obchanging the geometrical parame-

ters of tool depending on the heating temperature are given. The shown dependences have been tested

experimentally and have been put in the base of developing the method of calculating the parameters

of transverse pass groove in the cold tube rolling mill taking into acconut the thermal local expansion

in the area of instantaneous zone of deformation.

Григоренко В. У. д-р техн. наук, проф. НМетАУ

Пилипенко С. В. канд. техн. наук, доц. НМетАУ

44-08@mail.ru

НМетАУ – Национальная металлургическая академия Украины, г. Днепропетровск

НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010



УДК 621.774

Григоренко В. У., Пилипенко С. В.

ОБ ИЗМЕНЕНИИ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ РАЗМЕРОВ ПОПЕРЕЧНОГО

СЕЧЕНИЯ РУЧЬЯ КАЛИБРОВ СТАНОВ ХПТ ПОД ВЛИЯНИЕМ

ТЕПЛОВОГО РАСШИРЕНИЯ

Развитие уровня техники требует от производителей холоднодеформированных труб

постоянного повышения точности [1, 2]. Холодная пильгерная валковая прокатка является

одним из основных заключающих процессов производства труб повышенной точности и ка-

чества. В некоторых случаях на станах ХПТ используется безэмульсионный способ прокатки

[3]. Известна прокатка труб из титановых сплавов на станах ХПТ на солевых смазках без ох-

лаждения валков и прокатываемой трубы. В таком процессе происходит изменение размеров

поперечного сечения ручья калибров. Это приводит к сложностям настройки станов ХПТ для

прокатки точных труб.

Существующие на данный момент исследования освещают исследуемый вопрос не-

достаточно широко. В статье [3] авторами предложено, например, учитывать изменение ши-

рины ручья калибров (рис. 1) по следующим зависимостям:

iiii

BtBBt

(1)

где Bt

– ширина калибра с учетом разогрева; B

– ширина калибра согласно калибров-

ке; Δt

– температура калибра в данном сечении; β – коэффициент термического расширения

металла;

),(

−

(2)

где Dt

– диаметр калибра с учетом разогрева D

– диаметр калибра согласно калибровке;

– диаметр валка; Δ – зазор между калибрами.

Δ/2



Рис. 1. Параметры поперечного сечения ручья калибра:

Δ – зазор между калибрами; В

– ширина; b

– развалка; β – угол развалки; r

– радиус

калибра; R

– расстояние то центра вращения валка до труби по гребню ручья; d

– диаметр

оправки

НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010



Однако экспериментальных исследований по температуре в очаге деформации, по

термическому расширению металла прокатного инструмента, по искажению формы очага

деформации из-за изменения размеров калибра проведены не были.

Целью данной работы – определить экспериментально величину температуры в очаге

деформации для безэмульсионной прокатки и оценить экспериментальным и расчетным пу-

тем влияние температурного изменения размеров калибра на геометрию прокатанной трубы.

Исследования проводились при прокатке труб из сплава Gr 2 на стане ХПТ – 32. Мар-

шрут прокатки 32 × 2,2 → 19,05 × 0,9.

При прокатке труб по данному маршруту замер температуры производили вдоль ко-

нуса деформации (табл. 1). Замеры были выполнены как при закатке трубы в стан, т. е. в на-

чальной стадии процесса, так и при установившемся процессе прокатки.

Таблица 1

Температура в зонах конуса деформации при прокатке труб из сплава Gr 2

по маршруту 32 × 2,2 → 19,05 × 0,9

Температура поверхности трубы в зонах конуса деформации,

°С

№ трубы

Зона

редуцирования

(конец зоны)

Зона

обжатия стенки

(перед серединой зоны)

Зона калибровки

(начало зоны)

1 (после серии труб) 36 122 65

2 63 180 101

3 и далее 122 270 219

В результате замеров была получена экспериментальная зависимость изменения тем-

пературы металла по длине рабочего конуса (рис. 2).

1234567

12 2

219

270

16 5

Сечения конус деформации

Рис. 2. Результаты измерения величины температуры наружной поверхности металла

трубы в сечениях конуса деформации стана ХПТ (7-е сечение в конце зоны обжатия стенки,

сплав Gr 2 маршрут 32 × 2,2 → 19,05 × 0,9)

По результатам экспериментов был отобран конус деформации (отрезок трубы, где

осуществляется деформация), произведены обмеры диаметра конуса (рис. 3) в девяти равно-

отстоящих друг от друга поперечных

сечения.

НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010



Рис. 3. Результаты замеров диаметра отобранного конуса деформации и значения

расчетных диаметров калибра по гребню ручья в контрольных сечениях

Учитывая жесткость допусков на данный вид продукции, величина изменений являет-

ся значительной. Кроме того, из-за термического эффекта изменяется изначально заложен-

ный в калибровку режим деформации. Если рассмотреть изменения величины разницы меж-

ду расчетными диаметрами калибра в контрольных сечениях и замеренными диаметрами ко-

нуса в них (рис. 4), то можно сделать вывод, что форма и размеры поперечного сечения ру-

чья вдоль конуса деформации изменяются неравномерно.

Рис. 4. Разница между расчетными диаметрами калибра (D

) и результатами замеров

диаметра отобранного конуса деформации (D

iкон

) в контрольных сечениях (сплав Gr 2

маршрут 32 × 2,2 → 19,05 × 0,9)

Характер этих изменении схож с характером изменения температуры по ходу прокат-

ки (см. рис. 1 и рис. 2). Данный факт доказывает, что уменьшение диаметров конуса по срав-

нению с расчетными диаметрами конуса деформации связано именно с температурным эф-

фектом.

Были рассчитаны теоретически ожидаемые значения диаметров конуса деформации

с учетом теплового расширения калибров.

Для сравнения теоретических и практических данных формула (2) была представлена

несколько в ином виде:

),(

iвiiконi

DDtDD

−

⋅

(3)

где D

i кон

– диаметр конуса в сечении с учетом разогрева калибра.

НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010



Полученные результаты с использованием этих зависимостей практически совпадают

с данными замеров диаметра конуса деформации в контрольных сечениях (рис. 5).

Рис. 5. Фактические и расчетные диаметры конуса деформации стана ХПТ в контрольных

сечениях (сплав Gr 2 маршрут 32 × 2,2 → 19,05 × 0,9)

Для изучения того, как именно изменяется форма калибра в ходе термического рас-

ширения, было произведено исследование истирания параллельных меток (в виде неглубо-

ких царапин), наносимых шлифовщиком на бочку калибра. Исследования показали, что

вблизи ручья данные метки стираются полностью, далее идет зона частичного истирания. На

остальном теле бочки в большинстве исследуемых калибров, не имеющим крайней степени

износа, метки остаются практически в первоначальном виде (рис. 6).

Мет ки ст ерт ы полност ью

2- 3 мм

Мет ки ст ёрт ы част ичн

Мет ки не ст ёрт ы

Рис. 6. Зоны истирания меток на калибре стана ХПТ (А) и возможный характер изменения

диаметра валка в результате действия термического эффекта (Б)

НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010



Таким образом, в результате термического эффекта и увеличения диаметра валка в зо-

не калибра и вблизи его, наблюдается защемление калибра справа и слева от ручья. В тоже вре-

мя на остальной части бочки наблюдается достаточный зазор (в данном случае 0,15–0,22 мм).

Это подтверждает результаты исследований, проведенных в источнике [4], где были замере-

ны зазоры между калибрами методом прокатки латунных планок на бочках калибров стана

ХПТ. Планки после прокатки имели серповидную форму. Данный факт доказывает наличие

неравномерности зазора.

Для оценки изменения диаметра валка были проведены опыты по замерам зазора ме-

жду валками в разных поперечных сечениях рабочего конуса, используя проволоку из разно-

го материала (табл. 2).

Таблица 2

Результаты замеров зазора при использовании проволоки из разных материалов

(сплав Gr 2 маршрут 32 × 2,2 → 19,05 × 0,9)

Результаты замеров по зонам

Материал

Диаметр

(мм)

калибр. обж. предотд.

Алюминий 1,85 0,18 0,17 0,18

Медь 1,8 0,28 0,235 0,27

В средних сечениях конуса деформации зазор меньше. Это корреспондируется с ха-

рактером распределения температуры (рис. 2).

ВЫВОДЫ

Под действием локального термического расширения происходит неравномерное из-

менение диаметра валка в зоне контакта калибра с трубой. При практически неподвижной

оси валка происходит уменьшение диаметров рабочего конуса. Это изменение неравномерно

по длине конуса деформации. Термические изменения размеров и формы инструмента при

безэмульсионной прокатке труб искажают заданный калибровкой режим деформации и за-

трудняют настройку стана. Учет изменения формы и размеров поперечного сечения ручья

калибра в результате действия термического эффекта позволит производить необходимые

корректировки при расчетах параметров геометрии калибров валков станов ХПТ.

ЛИТЕРАТУРА

1. Фролов В. Ф. Холодная пильгерная прокатка труб / В. Ф. Фролов, В. Н. Данченко, Я. В. Фролов. –

Гос. предпр. «Научно-исследовательский трубный институт им. Я. Е. Осады, Нац. металург. акад. Украины. –

Днепропетровск : Пороги, 2005. – 255 с.

2. Григоренко В. У. Новый подход к определению калибровки инструмента станов холодной прокат-

ки труб / В.

У. Григоренко, С. В. Пилипенко // Вісник Донбаської державної машинобудівної академії. – 2006. –

№ 1. – С. 77–79.

3. Влияние теплового режима прокатки труб на изменение размеров технологического инструмента /

[Л. В. Тимошенко, С. Н. Кекух, И. Ю. Коробочкин и др.] // Сталь. – 1981. – № 5. – С. 53–55.

4. Григоренко В. У. Экспериментальное исследование «пружины клети» при холодной пильгерной про

катке труб / В. У. Григоренко, О. С. Нагній // Металлургическая и горнорудная промышленность. – 2007. –

№ 2. – С. 41.



НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010

122

ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ ПАРАМЕТРЫ ПРОЦЕССА ФОРМООБРАЗОВАНИЯ

РЕЗЬБОВЫХ ИЗДЕЛИЙ

Кралин А. К.

Представлены расчеты относительного давления, необходимого при выдавливании

резьбы без учета и с учетом неравномерного заполнения резьбового профиля. Представ-

лены результаты расчета удельного усилия деформирования при различных геометриче-

ских параметрах резьбы, условиях трения и коэффициентах заполнения профиля. Про-

анализированы результаты расчета относительного давления выдавливания резьбы, полу-

ченные энергетическим и инженерным методами. Сравнение показало заниженные ре-

зультаты, полученные энергетическим методом, по сравнению с инженерным методом.

Это связано, прежде всего, с тем, что в инженерном методе учитываются дополнительные

нагрузки, возникающие из-за неравномерного заполнения резьбы.

Представлені розрахунки відносного тиску, необхідного при витискуванні різьб-

лення без урахування і з урахуванням нерівномірного заповнення різьбового профілю.

Представлені результати розрахунку питомого зусилля деформації при різних геометрич-

них параметрах різьблення, умовах тертя й коефіцієнтах заповнення профілю. Проаналі-

зовані результати розрахунку відносного тиску витискування різьблення, отримані енер-

гетичним і інженерним методами. Порівняння показало занижені результати, отримані

енергетичним методом, в порівнянні з інженерним методом. Це зв’язано, перш за все,

з тим, що в інженерному методі враховуються додаткові навантаження, що виникають з-за

нерівномірного заповнення різьблення.

The analysis of relative pressure necessary for thread pressing-out both under uniform and

non-uniform filling-up of a thread section has been presented in the paper. The results of the analy-

sis of deformation forces under various geometric parameters of thread, friction conditions and sec-

tion filling-up coefficient are given. The results of thread pressing-out relative pressure analysis ob-

tained by power and engineering methods have been investigated. The analysis has shown lower

results obtained by power method in comparison to engineering method. It is connected with the

fact that the use of engineering method takes into account extra loads when thread is filled up non-

uniformly.

Кралин А. К. канд. техн. наук, доц. ДонНАСА

ak.kralin@rambler.ru

ДонНАСА – Донбасская национальная академия строительства и архитектуры, г. Макеевка

НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010

123

УДК 621.992.8

Кралин А. К.

ЭНЕРГОСИЛОВЫЕ ПАРАМЕТРЫ ПРОЦЕССА ФОРМООБРАЗОВАНИЯ

РЕЗЬБОВЫХ ИЗДЕЛИЙ

Основной задачей технологии металлообрабатывающего производства является изго-

товление деталей с наименьшими трудозатратами, с наибольшими производительностью

и коэффициентом использования металла (КИМ). Причем их качество должно удовлетворять

условиям эксплуатации. Для решения этой задачи предусмотрен ряд производств. Как пра-

вило, деталь с заданными чертежом размерами и необходимой шероховатостью поверхности

получают обработкой резанием. Однако для обеспечения требуемых механических характе-

ристик, снижения трудозатрат, повышения КИМ и производительности изготовление деталей

целесообразно использовать методы обработки металлов пластическим деформированием.

В машиностроении почти 60 % деталей машин имеют резьбовую поверхность. Поэто-

му разработке прогрессивных методов резьбообразования, позволяющих сочетать качество

и производительность, уделяется большое внимание как в отечественном, так и в зарубеж-

ном машиностроении.

Одними из таких методов формирования резьбы на гайках, являются способы, осно-

ванные на радиально-прямом [1] и боковом выдавливании металла [2]. В работах [3, 4] рас-

смотрена задача анализа деформированного состояния заготовки при выдавливании резьбы

на цилиндрической поверхности гайки способом бокового выдавливания металла. Выпол-

ненный анализ позволил перейти к анализу напряженного состояния заготовки, который дал

возможность прогнозировать качество получаемых гаек построить рациональную техноло-

гию выдавливания резьбы [5, 6].

Важными параметрами процесса выдавливания резьбового профиля является энерго-

силовые параметры, к которым относится: мощности внутренних и внешних сил деформа-

ции, относительное удельное усилие деформирования заготовки при выдавливании резьбы

и т. д.

Целью работы является определение зависимостей энергосиловых параметров про-

цесса выдавливания резьбового профиля на цилиндрической заготовке методом бокового

выдавливания и влияния на энергосиловые параметры процесса геометрических параметров

резьбы, коэффициента заполнения профиля резьбы и условий трения в матричной и резьбо-

вой области заготовки; выполнить сопоставительную оценку энергосиловых параметров

процесса выдавливания резьбы энергетическим и инженерным методами.

Для анализа энергосиловых параметров процесса воспользуемся энергетическим ме-

тодом на основе поля скоростей не учитывающего неравномерность заполнения витков резь-

бы. Затем инженерным методом с учетом неравномерного заполнения витков резьбы.

Запишем условие равенства мощностей внутренних и внешних сил деформации [7, 8, 9, 10]:

тртрсдввнзвнеш

NNNNNN ++++= (1)

где

внеш

N – мощность внешних сил деформации;

N – мощность внутренних сил

деформации в кольцевой области заготовки;

вн

N – мощность внутренних сил деформации

в профиле резьбы;

сдв

N – мощность внутренних сил сдвига;

тр

N – мощность сил трения

в профиле резьбы;

тр

N – мощность сил трения в кольцевой области заготовки.

Мощность внутренних сил деформации в кольцевой области заготовки определим по

формуле [7, 9]:

НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК ДГМА № 1 (6Е), 2010

124

dV,

∫∫∫

тi

(2)

где

– сопротивление деформации;

dzdrdrdV

– объем заготовки в кольцевой

области;

изменяется от 0 до

2 ;

изменяется от

R до

вн

R ;

изменяется 0 до

Тогда, после интегрирования, имеем [11]:

∫

⋅+=

⋅

вн

нит

υπσ

(3)

Мощность внутренних сил деформации в резьбовом профиле определим по формуле

[7, 9]:

∫∫∫

тiвн

dVN

(4)

где

dzddrrdV

– объем металла в резьбовом профиле;

dzdrrdV

;

изменя-

ется от

вн

R до

Тогда:

∫∫

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅=

вн

iт

вн

rdr

dzN

ξπσ

. (5)

Мощность внутренних сил сдвига определим по формуле [7, 9]:

∫∫

dAN

сдв

υτ

(6)

где

= – касательные напряжения сдвига [8];

– осевая составляющая скоро-

сти перемещения частиц металла на границе

при

вн

;

drddA

– поверхность

сдвига в очаге деформации;

z изменяется от 0 до L ;

изменяется от 0 до

При

вн

Rr = имеем следующее выражение мощности внутренних сил сдвига [11]:

(

)

вн

вннит

сдв

LRR

⋅

⋅−⋅⋅

⋅

υσπ

(7)

Мощность сил трения в резьбовом профиле определим по формуле:

∫∫

dAN тр

υτ

(8)

где dA – поверхность трения профиля резьбовой оправки;

– касательные напряже-

ния на контактной поверхности;

– скорость течения металла на контактной поверхности.

Предварительные опыты по холодному выдавливанию резьбы, выполненные рядом

исследователей, показали, что смазка неравномерно распределяется по поверхности резьбо-

вой оправки. Это приводит к неопределенности граничных условий трения. Поэтому реко-

мендуется при теоретическом анализе оценить влияние трения на силовой режим, приняв

тk

×= , где

– коэффициент трения (

изменяется от 0,1 до 0,5) [12].