Ristlõike profiili stabiilsus toru vähendamise ajal. Ettevalmistus torude pingega vähendamiseks. Disainiotsuste põhjendamine
Vähendamine viiakse läbi pärast torude täiendavat kuumutamist (või kuumutamist) temperatuurini 850–1100 ° C, valtsides neid mitme aluse pidevatel freesidel (kuni 24 alusega) ilma sisemist tööriista (südamikku) kasutamata. Sõltuvalt vastuvõetud töösüsteemist võib see protsess jätkuda seina paksuse suurenemise või selle vähenemisega. Esimesel juhul toimub rullimine ilma pingeta (või väga väikese pingega); ja teises - suure pingega. Teine, progressiivsem juhtum on viimasel kümnendil laialt levinud, kuna võimaldab oluliselt suuremat vähendamist ning seinapaksuse vähenemine laiendab samal ajal säästlikumate - õhukeseseinaliste valtstorude valikut. torud.
Seinte hõrenemise võimalus redutseerimise ajal võimaldab saada põhitoruvaltsimistehasele veidi suurema seinapaksusega (vahel 20-30%) torusid. See parandab oluliselt seadme jõudlust.
Samas on paljudel juhtudel oma tähtsust säilitanud vanem tööpõhimõte, pingevaba vaba vähendamine. See puudutab peamiselt suhteliselt paksuseinaliste torude vähendamise juhtumeid, kui seina paksuse märgatav vähendamine muutub raskeks isegi suurte pingete korral. Tuleb märkida, et paljudes torude valtsimistöökodades on paigaldatud reduktorid, mis on mõeldud vabaks valtsimiseks. Need veskid töötavad pikka aega ja sellest tulenevalt kasutatakse pingevaba redutseerimist laialdaselt.
Vaatleme, kuidas muutub toru seina paksus vaba redutseerimise ajal, kui puuduvad aksiaalsed tõmbejõud ega tagasivool ning pingeseisundi skeemi iseloomustavad survepinged. B. JI. Kolmogorov ja A. Z. Gleiberg, lähtudes sellest, et seina tegelik muutus vastab minimaalsele deformatsioonitööle ning kasutades võimalike nihkete põhimõtet, andsid teoreetilise definitsiooni seina paksuse muutumisest redutseerimisel. Sel juhul eeldati, et deformatsiooni ebaühtlus * ei mõjuta oluliselt seina paksuse muutust ja välishõõrdejõude ei võetud arvesse, kuna need on palju väiksemad. sisemine takistus. Joonisel 89 on kujutatud vähetugevate teraste seina paksuse muutuse kõverad esialgsest SQ-st määratud S-ni sõltuvalt algläbimõõdust DT0 kuni lõpliku DT-ni (DT/DTO suhe) vähenemise astmest ja geomeetrilisest tegurist – torude peenusest (S0/ DT0 suhe).
Väikese redutseerimisastme korral on pikisuunalise väljavoolu takistus suurem kui vastupanu sissevoolule, mis põhjustab seina paksenemist. Pingutuse suurenedes suureneb seina paksenemise intensiivsus. Kuid samal ajal suureneb ka takistus torusse voolamisel. Teatud vähenemise korral saavutab seina paksenemine maksimumi ja sellele järgnev vähenemisastme suurenemine toob kaasa sissepoole väljavoolu takistuse intensiivsema suurenemise ja selle tulemusena hakkab paksenemine vähenema.
Samal ajal on tavaliselt teada ainult valmis redutseeritud toru seina paksus ja nende kõverate kasutamisel tuleb määrata vajalik väärtus, st kasutada järjestikuse lähendamise meetodit.
Seina paksuse muutumise olemus muutub dramaatiliselt, kui protsess viiakse läbi pingega. Nagu juba mainitud, iseloomustavad telgpingete esinemist ja suurust pideva veski deformatsiooni kiiruse tingimused, mille indikaatoriks on kinemaatilise pinge koefitsient.
Pingega taandamisel erinevad torude otste deformatsioonitingimused toru keskosa deformatsioonitingimustest, kui valtsimisprotsess on juba stabiliseerunud. Veski täitmisel või toru veskist väljumisel tajuvad toru otsad pingest vaid osa ja rullimine näiteks esimeses statiivis kuni toru sisenemiseni teise stendi, toimub üldjuhul ilma pingeta. . Selle tulemusena paksenevad toruotsad alati, mis on pinge vähendamise protsessi puuduseks.
Seina paksuse pluss tolerantsi kasutamise tõttu võib trimmi suurus olla veidi väiksem kui paksendatud otsa pikkus. Paksenenud otste olemasolu mõjutab oluliselt redutseerimisprotsessi ökonoomsust, kuna need otsad on ära lõigatud ja on tootmiskulud. Sellega seoses kasutatakse pingega valtsimisprotsessi ainult tootmisel pärast torude, mille pikkus on üle 40-50 m, vähendamist, kui suhtelised kaod trimmimisel on vähendatud mis tahes muule valtsimismeetodile iseloomuliku tasemeni.
Ülaltoodud tüve jämeduse muutuse arvutamise meetodid võimaldavad lõppkokkuvõttes määrata pikenemise koefitsiendi nii vaba taandamise kui ka pinge all veeremise korral.
Kompressiooniga 8-10% ja plastilise pingekoefitsiendiga 0,7-0,75 iseloomustab libisemisväärtust koefitsient ix = 0,83-0,88.
Valemite (166 ja 167) kaalumisel on hästi näha, kuidas täpselt tuleb igas puistus jälgida kiiruse parameetreid, et rullimine kulgeks vastavalt projekteerimisrežiimile.
Vana konstruktsiooniga reduktorveskite rullide grupiajamil on kõigis stendides rullide pöörete arvu konstantne suhe, mis ainult konkreetsel juhul võib sama suurusega torude puhul vastata vabavaltsimise režiimile. Kõikide teiste suurustega torude vähendamine toimub erinevate õhupuhastite korral, mistõttu vaba veeremisrežiim ei säili. Praktikas kulgeb protsess sellistes veskites alati väikese pingega. Iga aluse individuaalne veereajam koos nende kiiruse peenreguleerimisega võimaldab luua erinevaid pingutusrežiime, sealhulgas vaba veeremise režiimi.
Kuna eesmised ja tagumised pinged tekitavad erinevatesse suundadesse suunatud momente, võib rullide summaarne pöörlemismoment igas statiivis suureneda või väheneda sõltuvalt eesmise ja tagumise tõmbejõudude vahekorrast.
Sellega seoses ei ole esialgse ja viimase 2-3 puistu tingimused samad. Kui esimestes stendides veeremoment pinge tõttu väheneb, kui toru läbib järgnevaid püstikuid, siis viimaste stangide veeremoment peaks vastupidiselt olema suurem, kuna nendes stendides esineb peamiselt tagasipinget. Ja ainult keskmistendis erineb esi- ja tagapinge lähedaste väärtuste tõttu püsiseisundi veeremoment arvutatust vähe. Pinge all töötavate veski ajamisõlmede tugevusarvutuses tuleb silmas pidada, et valtsimismoment tõuseb lühiajaliselt, kuid väga järsult valtside poolt toru haaramise perioodil, mis on seletatav suure erinevusega valtside poolt. toru ja rullide kiirused. Sellest tulenev tippkoormus, mis mõnikord ületab püsikoormuse mitu korda (eriti suure pingega vähendamisel), võib kahjustada ajamimehhanismi. Seetõttu võetakse arvutustes seda tippkoormust arvesse, sisestades sobiva koefitsiendi, mis on võrdne 2-3-ga.
480 hõõruda. | 150 UAH | 7,5 $ ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC", BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Lõputöö - 480 rubla, saatmine 10 minutit 24 tundi ööpäevas, seitse päeva nädalas ja pühad
Kholkin Jevgeni Gennadievitš. Õhukeseseinaliste trapetsiprofiilide lokaalse stabiilsuse uurimine pikisuunalisega põiki painutus: väitekiri... tehnikateaduste kandidaat: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadievich; [Kaitsekoht: ohm. olek tehnika. un-t].- Omsk, 2010.- 118 lk.: ill. RSL OD, 61 10-5/3206
Sissejuhatus
1. Kokkusurutud plaadi konstruktsioonielementide stabiilsusuuringute ülevaade 11
1.1. Mehaaniliste süsteemide stabiilsuse uurimise põhimõisted ja meetodid 12
1.1.1, Algoritm mehaaniliste süsteemide stabiilsuse uurimiseks staatilisel meetodil 16
1.1.2. staatiline lähenemine. Meetodid: Euler, mitteideaalsus, energiline 17
1.2. Euleri stabiilsuse analüütiliste uuringute matemaatiline mudel ja peamised tulemused. Stabiilsustegur 20
1.3. Plaatelementide ja neist valmistatud konstruktsioonide stabiilsuse uurimise meetodid 27
1.4. Plaatide ja komposiitplaadielementide arvutamise tehnilised meetodid. Vähendusmeetodi kontseptsioon 31
1.5. Euleri stabiilsuse arvulised uuringud lõplike elementide meetodil: võimalused, eelised ja puudused 37
1.6. Ülevaade plaatide ja komposiitplaadielementide stabiilsuse eksperimentaalsetest uuringutest 40
1.7. Õhukeseseinaliste trapetsiprofiilide stabiilsuse teoreetiliste uuringute järeldused ja ülesanded 44
2. Matemaatiliste mudelite ja algoritmide väljatöötamine trapetsikujuliste profiilide õhukeseseinaliste plaatelementide stabiilsuse arvutamiseks: 47
2.1. Trapetsikujuliste profiilide õhukeseseinaliste plaatelementide piki-põiki painutamine 47
2.1.1. Probleemi püstitus, peamised eeldused 48
2.1.2. Matemaatiline mudel tavalistes diferentsiaalvõrrandites. Piirtingimused, ebatäiuslikkuse meetod 50
2.1.3. Algoritm numbriliseks integreerimiseks, kriitilise määramine
lõng ja selle rakendamine MS Excel 52-s
2.1.4. Arvutustulemused ja nende võrdlemine teadaolevate lahendustega 57
2.2. Üksiku plaadielemendi kriitiliste pingete arvutamine
profiilis ^..59
2.2.1. Mudel, mis võtab arvesse lamellprofiili elementide elastset konjugatsiooni. Numbrilise uurimistöö põhieeldused ja ülesanded 61
2.2.2. Konjugatsioonide jäikuse numbriline uuring ja tulemuste lähendamine 63
2.2.3. Esimese kriitilise koormuse paindumise poollainepikkuse numbriline uuring ja tulemuste lähendamine 64
2.2.4. Koefitsiendi k(/3x,/32) arvutamine. Arvutustulemuste lähendamine (A,/?2) 66
2.3. Arvutuste adekvaatsuse hindamine arvuliste lahendustega võrdlemisel lõplike elementide meetodil ja teadaolevate analüütiliste lahendustega 70
2.4. Pilootuuringu järeldused ja ülesanded 80
3. Õhukeseseinaliste trapetsiprofiilide lokaalse stabiilsuse eksperimentaalsed uuringud 82
3.1. Prototüüpide ja eksperimentaalse seadistuse kirjeldus 82
3.2. Näidistestimine 85
3.2.1. Kontrolltööde metoodika ja sisu G..85
3.2.2. Kompressioonitesti tulemused 92
3.3. Leiud 96
4. Lokaalse stabiilsuse arvestamine õhukese seinaga trapetsprofiilidest lameda piki- põikpaindega kandekonstruktsioonide arvutustes 97
4.1. Plaatelementide lokaalse paindumise kriitiliste pingete ja õhukeseseinalise trapetsiprofiili piirava paksuse arvutamine 98
4.2. Lubatud kandepind ilma kohalikku paindumist arvesse võtmata 99
4.3. Vähendustegur 101
4.4. Kohaliku paindumise ja vähendamise arvestamine 101
Leiud 105
Bibliograafiline loetelu
Töö tutvustus
Töö asjakohasus.
Kergete, tugevate ja töökindlate konstruktsioonide loomine on kiireloomuline ülesanne. Masinaehituses ja ehituses on üks peamisi nõudeid metallikulu vähendamine. See toob kaasa asjaolu, et konstruktsioonielemendid tuleb arvutada täpsemate konstitutiivsete seoste järgi, võttes arvesse nii üldise kui ka lokaalse paindumise ohtu.
Üks kaalu minimeerimise probleemi lahendamise viise on kõrgtehnoloogiliste õhukeseseinaliste trapetsikujuliste valtsprofiilide (TTP) kasutamine. Profiilid valmistatakse õhukese lehtterase valtsimisel paksusega 0,4 ... 1,5 mm statsionaarsetes tingimustes või otse koosteplatsil lamedate või kaarekujuliste elementidena. Õhukeseseinalistest trapetsikujulistest profiilidest kantavate kaarekatetega konstruktsioonid eristuvad kerguse, esteetilise välimuse, paigaldamise lihtsuse ja mitmete muude eeliste poolest võrreldes traditsiooniliste kattetüüpidega.
Peamine profiili laadimise tüüp on pikisuunaline ristpainutamine. Toon-
jfflF dMF" plaadi elemendid
profiilid kogevad
kokkusurumine kesktasandil
luud võivad ruumi kaotada
uus stabiilsus. kohalik
paindumine
Riis. 1. Kohaliku paindumise näide
Jam,
^J
Riis. 2. Profiili vähendatud lõigu skeem
(MPU) täheldatakse piiratud aladel kogu profiili pikkuses (joonis 1) oluliselt väiksemate koormuste korral kui kogu paindumine ja pinged, mis vastavad lubatud koormustele. MPU-ga lõpetab profiili eraldi kokkusurutud plaatelement täielikult või osaliselt koormuse tajumise, mis jaotatakse ümber profiiliosa teiste plaadielementide vahel. Samas lõigul, kus LPA tekkis, ei pruugi pinged ületada lubatavaid. Seda nähtust nimetatakse redutseerimiseks. vähendamine
on tegelikuga võrreldes vähendada profiili ristlõikepindala, kui taandada idealiseeritud konstruktsiooniskeemile (joonis 2). Sellega seoses on kiireloomuline ülesanne insenerimeetodite väljatöötamine ja rakendamine õhukese seinaga trapetsikujulise profiili plaatelementide lokaalse paindumise arvessevõtmiseks.
Silmapaistvad teadlased tegelesid plaatide stabiilsuse küsimustega: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Iljušin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timošenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla jt. Insenerilised lähenemisviisid kriitiliste pingete analüüsimiseks koos lokaalse paindumisega töötati välja E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vassiljeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevitš, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, S.A. Timašev.
Näidatud keeruka kujuga profiilide tehniliste arvutusmeetodite puhul ei võeta MPU ohtu praktiliselt arvesse. Õhukeseseinalistest profiilidest konstruktsioonide eelprojekteerimise etapis on oluline omada lihtsat seadet konkreetse suuruse kandevõime hindamiseks. Sellega seoses on vaja välja töötada tehnilised arvutusmeetodid, mis võimaldavad õhukeseseinalistest profiilidest konstruktsioonide projekteerimisel kiiresti hinnata nende kandevõimet. Õhukeseseinalise profiilkonstruktsiooni kandevõime kontrollarvutust saab teostada rafineeritud meetoditega kasutades olemasolevaid tarkvaratooteid ja vajadusel korrigeerida. Selline kaheetapiline süsteem õhukeseseinalistest profiilidest konstruktsioonide kandevõime arvutamiseks on kõige ratsionaalsem. Seetõttu on õhukeseseinalistest profiilidest konstruktsioonide kandevõime arvutamise insenerimeetodite väljatöötamine ja rakendamine, võttes arvesse plaatelementide lokaalset paindumist, kiireloomuline ülesanne.
Lõputöö eesmärk: õhukeseseinaliste trapetsikujuliste profiilide plaatelementide lokaalse paindumise uurimine nende piki-põiki painutamisel ja kandevõime arvutamise tehnilise meetodi väljatöötamine, arvestades lokaalset stabiilsust.
Eesmärgi saavutamiseks järgmine uurimiseesmärgid.
Kokkusurutud ristkülikukujuliste plaatide stabiilsust tagavate analüütiliste lahenduste laiendamine profiili osaks olevate konjugeeritud plaatide süsteemile.
Numbriline uuring matemaatiline mudel profiili lokaalne stabiilsus ja piisavate analüütiliste avaldiste saamine plaatelemendi MPC minimaalse kriitilise pinge jaoks.
Katseline hinnang paikse paindumisega õhukeseseinalise profiili lõigu vähenemise astmele.
Õhukeseseinalise profiili taatlemise ja projekteerimisarvutuse inseneritehnika väljatöötamine, arvestades lokaalset paindumist.
Teaduslik uudsus töö seisneb eraldi lamelli lokaalse paindumise adekvaatse matemaatilise mudeli väljatöötamises
element profiili koostises ja analüütiliste sõltuvuste saamine kriitiliste pingete arvutamiseks.
Kehtivus ja usaldusväärsus saadud tulemused on saadud ristkülikukujuliste plaatide stabiilsuse probleemi fundamentaalsete analüütiliste lahenduste alusel, matemaatilise aparaadi korrektse rakendamisega, piisav praktilisteks arvutusteks, kokkulangevus FEM-arvutuste ja eksperimentaalsete uuringute tulemustega.
Praktiline tähtsus on välja töötada insener-metoodika profiilide kandevõime arvutamiseks, võttes arvesse kohalikku paindumist. Töö tulemused rakendatakse LLC-s "Montazhproekt" tabelite süsteemi ja graafiliste esitustena kogu toodetud profiilide lubatud koormuste alade kohta, võttes arvesse kohalikku paindumist, ning neid kasutatakse eelvalikuks. profiilmaterjali tüüp ja paksus konkreetsete projektlahenduste ja laadimisviiside jaoks.
Põhisätted kaitseks.
Õhukeseseinalise profiili kui konjugeeritud plaatelementide süsteemi tasapinnalise painutamise ja kokkusurumise matemaatiline mudel ja selle alusel MPU Euleri mõistes kriitiliste pingete määramise meetod.
Analüütilised sõltuvused lokaalse paindumise kriitiliste pingete arvutamiseks iga lamellprofiili elemendi jaoks tasapinnalise piki-põiki painde korral.
Õhukeseseinalise trapetsikujulise profiili kontrollimise ja projekteerimisarvutuse tehniline meetod, võttes arvesse kohalikku paindumist. Töö ja avaldamise kinnitamine.
Doktoritöö põhisätteid kajastati ja arutati teadus- ja tehnikakonverentsidel erinevad tasemed: Rahvusvaheline kongress "Masinad, tehnoloogiad ja protsessid ehituses", mis on pühendatud teaduskonna "Transport ja tehnoloogilised masinad" 45. aastapäevale (Omsk, SibADI, 6.-7.12.2007); Ülevenemaaline teadus- ja tehnikakonverents "RUSSIA YOUNG: arenenud tehnoloogiad tööstuses" (Omsk, Om-GTU, 12.-13. november 2008).
Töö struktuur ja ulatus. Doktoritöö on esitatud 118 tekstileheküljel, koosneb sissejuhatusest, 4 peatükist ja ühest lisast, sisaldab 48 joonist, 5 tabelit. Kasutatud kirjanduse loetelus on 124 nimetust.
Euleri stabiilsuse analüütiliste uuringute matemaatiline mudel ja peamised tulemused. Stabiilsuse tegur
Iga inseneriprojekt tugineb lahendusele diferentsiaalvõrrandid mehaanilise süsteemi liikumise ja tasakaalu matemaatiline mudel. Konstruktsiooni, mehhanismi, masina koostamisega kaasnevad tootmisel teatud tolerantsid, tulevikus - puudused. Töö käigus võivad tekkida ka defektid mõlkide, kulumisest tingitud tühimike ja muude tegurite näol. Kõiki välismõjude variante ei saa ette näha. Disain on sunnitud töötama juhuslike häirivate jõudude mõjul, mida diferentsiaalvõrrandis arvesse ei võeta.
Tegurid, mida matemaatilises mudelis ei arvestata – ebatäiuslikkus, juhuslikud jõud või häired võivad saadud tulemusi tõsiselt korrigeerida.
Eristage süsteemi häirimatut olekut - arvutatud olekut häire nulli korral ja häiritud olekut, mis on tekkinud häirete tagajärjel.
Ühel juhul ei toimu häiringu tõttu olulist muutust konstruktsiooni tasakaaluasendis või erineb selle liikumine arvutuslikust vähe. Seda mehaanilise süsteemi olekut nimetatakse stabiilseks. Muudel juhtudel erineb tasakaaluasend või liikumise iseloom arvutuslikust oluliselt, sellist olekut nimetatakse ebastabiilseks.
Mehaaniliste süsteemide liikumise stabiilsuse ja tasakaalu teooria on seotud märkide loomisega, mis võimaldavad otsustada, kas vaadeldav liikumine või tasakaal on stabiilne või ebastabiilne.
Tüüpiline märk süsteemi üleminekust stabiilsest olekust ebastabiilsesse on mingi parameetri järgi kriitiliseks nimetatava väärtuse saavutamine - kriitiline jõud, kriitiline kiirus jne.
Puuduste ilmnemine või arvestamata jõudude mõju viib paratamatult süsteemi liikumiseni. Seetõttu tuleks üldjuhul uurida mehaanilise süsteemi liikumise stabiilsust häirete korral. Sellist lähenemist stabiilsuse uurimisel nimetatakse dünaamiliseks ja vastavaid uurimismeetodeid dünaamiliseks.
Praktikas piisab sageli piirdumisest staatilise lähenemisega, s.t. staatilised meetodid stabiilsuse uurimiseks. Sel juhul uuritakse häiringu lõpptulemust - mehaanilise süsteemi uut väljakujunenud tasakaaluasendit ja selle kõrvalekalde astet arvutatud häirimata tasakaaluasendist.
Ülesande staatiline püstitus eeldab, et inertsjõude ja ajaparameetrit ei arvestata. Selline ülesande sõnastus võimaldab sageli muuta mudelit matemaatilise füüsika võrranditest tavalisteks diferentsiaalvõrranditeks. See lihtsustab oluliselt matemaatilist mudelit ja hõlbustab stabiilsuse analüütilist uurimist.
Tasakaalu stabiilsuse analüüsi positiivne tulemus staatilise meetodiga ei taga alati dünaamilist stabiilsust. Konservatiivsete süsteemide puhul annab staatiline lähenemine kriitiliste koormuste ja uute tasakaaluseisundite määramisel aga täpselt samadele tulemustele kui dünaamiline.
Konservatiivses süsteemis on süsteemi sise- ja välisjõudude töö ühest olekust teise üleminekul määratud ainult nende olekutega ja see ei sõltu liikumistrajektoorist.
Mõiste "süsteem" ühendab deformeeruva konstruktsiooni ja koormused, mille käitumist tuleb täpsustada. See eeldab kaht vajalikku ja piisavat tingimust süsteemi konservatiivsuseks: 1) deformeeritava struktuuri elastsus, s.o. deformatsioonide pöörduvus; 2) koormuse konservatiivsus, s.o. tema tehtud töö sõltumatus trajektoorist. Mõnel juhul annab staatiline meetod rahuldavaid tulemusi ka mittekonservatiivsete süsteemide puhul.
Eelneva illustreerimiseks vaatleme mitmeid näiteid materjalide teoreetilisest mehaanikast ja tugevusest.
1. Kaalukuul Q on tugipinna süvendis (joonis 1.3). Häiriva jõu 5P Q sina toimel ei muutu kuuli tasakaaluasend, s.t. see on stabiilne.
Jõu 5P Q sina lühiajalise toimega, ilma veerehõõrdumist arvesse võtmata, on võimalik üleminek uude tasakaaluasendisse või võnkumised algse tasakaaluasendi ümber. Kui hõõrdumist arvesse võtta võnkuv liikumine on summutatud, st stabiilne. Staatiline lähenemine võimaldab määrata ainult häiriva jõu kriitilist väärtust, mis on võrdne: Рcr = Q sina. Liikumise olemust häiriva tegevuse kriitilise väärtuse ületamisel ja tegevuse kriitilist kestust saab analüüsida ainult dünaamiliste meetoditega.
2. Varras on pikk / kokkusurutud jõuga P (joon. 1.4). Staatilisel meetodil põhinevate materjalide tugevuse järgi on teada, et elastsuse piirides koormuse korral on survejõu kriitiline väärtus.
Sama ülesande lahendamine järgija jõuga, mille suund langeb kokku puutuja suunaga rakenduspunktis, staatilise meetodiga viib järeldusele sirgjoonelise tasakaaluvormi absoluutse stabiilsuse kohta.
Matemaatiline mudel tavalistes diferentsiaalvõrrandites. Piirtingimused, ebatäiuslikkuse meetod
Tehniline analüüs jaguneb kahte kategooriasse: klassikalised ja numbrilised meetodid. Klassikaliste meetodite abil püütakse pinge- ja deformatsiooniväljade jaotuse probleeme lahendada vahetult, moodustades aluspõhimõtetel põhinevaid diferentsiaalvõrrandisüsteeme. Täpne lahendus, kui võrrandeid on võimalik saada suletud kujul, on võimalik ainult geomeetria, koormuste ja piirtingimuste kõige lihtsamatel juhtudel. Diferentsiaalvõrrandisüsteemide ligikaudsete lahenduste abil saab lahendada üsna laia valikut klassikalisi probleeme. Need lahendused on ridadena, milles madalamad liikmed jäetakse pärast konvergentsi uurimist kõrvale. Nagu täpsed lahendused, nii ka ligikaudsed lahendused nõuavad regulaarsust geomeetriline kuju, lihtsad piirtingimused ja mugav koormuste rakendamine. Seetõttu ei saa neid lahendusi enamiku praktiliste probleemide puhul rakendada. Klassikaliste meetodite peamine eelis seisneb selles, et need annavad uuritavast probleemist sügava arusaamise. Numbriliste meetodite abil saab uurida laiemat valikut probleeme. Numbriliste meetodite hulka kuuluvad: 1) energiameetod; 2) piirdeelementide meetod; 3) lõpliku erinevuse meetod; 4) lõplike elementide meetod.
Energiameetodid võimaldavad leida konstruktsiooni potentsiaalse koguenergia minimaalse avaldise kogu antud ala ulatuses. See lähenemisviis toimib hästi ainult teatud ülesannete puhul.
Piirelemendi meetod aproksimeerib funktsioone, mis rahuldavad lahendatava diferentsiaalvõrrandi süsteemi, kuid mitte piirtingimusi. Probleemi dimensioon väheneb, kuna elemendid esindavad ainult modelleeritava ala piire. Selle meetodi rakendamine eeldab aga võrrandisüsteemi põhilahenduse tundmist, mida võib olla raske saada.
Lõpliku erinevuse meetod teisendab diferentsiaalvõrrandi ja piirtingimuste süsteemi vastavaks algebraliste võrrandite süsteemiks. See meetod võimaldab lahendada keeruka geomeetria, piirtingimuste ja kombineeritud koormustega konstruktsioonide analüüsiprobleeme. Lõpliku erinevuse meetod osutub aga sageli liiga aeglaseks, kuna kogu uurimisala regulaarse ruudustiku nõue toob kaasa väga kõrge järgu võrrandisüsteemide.
Lõplike elementide meetodit saab laiendada peaaegu piiramatule probleemide klassile, kuna see võimaldab kasutada lihtsaid ja lihtsaid elemente. erinevaid vorme lõhede saamiseks. Lõplike elementide suurused, mida saab partitsiooni ebakorrapäraste piiride lähendamiseks kombineerida, erinevad mõnikord kümneid kordi. Mudeli elementidele on lubatud rakendada suvalist tüüpi koormust, samuti rakendada neile mis tahes tüüpi kinnitusi. Peamine probleem on tulemuste saavutamise kulude suurenemine. Lahenduse üldistuse eest tuleb maksta intuitsiooni kaotusega, kuna lõplike elementide lahendus on tegelikult arvude hulk, mis on rakendatav ainult lõpliku elemendi mudeli abil püstitatud konkreetsele probleemile. Mudeli mis tahes olulise aspekti muutmine nõuab tavaliselt probleemi täielikku uuesti lahendamist. Kuid see ei ole märkimisväärne kulu, kuna lõplike elementide meetod on sageli ainus võimalik viis tema otsused. Meetod on rakendatav kõikide väljajaotusprobleemide klasside puhul, mis hõlmavad struktuurianalüüsi, soojusülekannet, vedeliku voolu ja elektromagnetismi. Numbriliste meetodite puuduste hulka kuuluvad: 1) lõplike elementide analüüsi programmide kõrge hind; 2) pikaajaline väljaõpe programmiga töötamiseks ja täisväärtusliku töö võimalus ainult kõrgelt kvalifitseeritud personalile; 3) üsna sageli ei ole füüsikalise katse abil võimalik kontrollida lõplike elementide meetodil saadud lahenduse tulemuse õigsust, sh mittelineaarsetes ülesannetes. t Plaatide ja komposiitplaadielementide stabiilsuse eksperimentaalsete uuringute ülevaade
Praegu ehituskonstruktsioonides kasutatavad profiilid on valmistatud 0,5–5 mm paksustest metalllehtedest ja seetõttu peetakse neid õhukeseseinalisteks. Nende näod võivad olla kas lamedad või kumerad.
Õhukeseseinaliste profiilide peamine omadus on see, et servad koos kõrge väärtus laiuse ja paksuse suhted kogevad koormamisel suuri painutuspingeid. Eriti intensiivne läbipainete kasv on täheldatav siis, kui pinnale mõjuvate pingete suurus läheneb kriitilisele väärtusele. Kaob kohalik stabiilsus, läbipainded muutuvad võrreldavaks näo paksusega. Selle tulemusena on profiili ristlõige tugevalt moonutatud.
Plaatide stabiilsust käsitlevas kirjanduses on eriline koht vene teadlase SP töödel. Timošenko. Talle omistatakse energiameetodi väljatöötamine elastse stabiilsuse probleemide lahendamiseks. Seda meetodit kasutades, SP. Timošenko andis teoreetilise lahenduse kesktasapinnale laetud plaatide stabiilsuse probleemidele erinevatel piirtingimustel. Teoreetilisi lahendusi kontrolliti testide seeriaga vabalt toetatud plaatidel ühtlase surve all. Testid kinnitasid teooriat.
Arvutuste adekvaatsuse hindamine võrreldes arvlahendustega lõplike elementide meetodil ja teadaolevate analüütiliste lahendustega
Saadud tulemuste usaldusväärsuse kontrollimiseks viidi läbi arvulised uuringud lõplike elementide meetodil (FEM). Viimasel ajal on FEM-i numbrilisi uuringuid üha enam kasutatud objektiivsetel põhjustel, nagu testimisprobleemide puudumine, proovide testimisel kõigi tingimuste jälgimise võimatus. Numbrilised meetodid võimaldavad uuringuid läbi viia "ideaalsetes" tingimustes, neil on minimaalne viga, mis on reaalsetes testides praktiliselt teostamatu. Numbrilised uuringud viidi läbi programmi ANSYS abil.
Numbrilised uuringud viidi läbi proovidega: ristkülikukujuline plaat; U-kujuline ja trapetsikujuline profiilelement, millel on pikisuunaline harja ja ilma harjata; profiilplekk (joon. 2.11). Vaatlesime proove paksusega 0,7; 0,8; 0,9 ja 1 mm.
Proovidele (joonis 2.11) rakendati piki otste ühtlast survekoormust sgsh, millele järgnes suurendamine astme võrra Det. Lameda kuju kohalikule paindumisele vastav koormus vastas kriitilise survepinge ccr väärtusele. Seejärel arvutati valemi (2.24) järgi stabiilsuskoefitsient & (/? i, /? g) ja võrreldi tabelis 2 oleva väärtusega.
Vaatleme ristkülikukujulist plaati pikkusega a = 100 mm ja laiusega 6 = 50 mm, mis on otstest ühtlase survekoormusega kokku surutud. Esimesel juhul on plaadil piki kontuuri hingedega kinnitus, teisel - jäik tihend piki külgpindu ja hingedega kinnitus piki otste (joonis 2.12).
ANSYS programmis rakendati otspindadele ühtlast survekoormust ning määrati plaadi kriitiline koormus, pinge ja stabiilsuskoefitsient &(/?],/?2). Mööda kontuuri liigendades kaotas plaat teisel kujul stabiilsuse (täheldati kahte punni) (joon. 2.13). Seejärel võrreldi arvuliselt ja analüütiliselt leitud plaatide takistuskoefitsiente k,/32). Arvutustulemused on toodud tabelis 3.
Tabel 3 näitab, et analüütiliste ja numbriliste lahenduste tulemuste erinevus oli alla 1%. Seega jõuti järeldusele, et pakutud stabiilsusuuringu algoritmi saab kasutada keerukamate konstruktsioonide kriitiliste koormuste arvutamisel.
Laiendada õhukeseseinaliste profiilide lokaalse stabiilsuse arvutamise metoodikat kuni üldine juhtum laadimisel ANSYS programmis viidi läbi numbrilised uuringud, et selgitada välja, kuidas survekoormuse iseloom mõjutab koefitsienti k(y). Uurimistulemused on esitatud graafikuna (joonis 2.14).
Järgmiseks sammuks pakutud arvutusmetoodika kontrollimisel oli profiili eraldi elemendi uurimine (joon. 2.11, b, c). Sellel on liigendkinnitus piki kontuuri ja see surutakse otstest kokku ühtlase survekoormusega USZH (joonis 2.15). Valimi stabiilsust uuriti ANSYS programmis ja vastavalt pakutud meetodile. Pärast seda võrreldi saadud tulemusi.
ANSYS programmis mudeli loomisel asetati survekoormuse ühtlaseks jaotamiseks piki otsa kahe paksu plaadi vahele õhukeseseinaline profiil ja neile rakendati survekoormust.
U-kujulise profiilelemendi ANSYS programmis tehtud uuringu tulemus on toodud joonisel 2.16, mis näitab, et eelkõige toimub lokaalse stabiilsuse kaotus kõige laiema plaadi juures.
Lubatud koormapind ilma kohalikku paindumist arvesse võtmata
Kõrgtehnoloogilistest õhukeseseinalistest trapetsiprofiilidest valmistatud kandekonstruktsioonide puhul tehakse arvutus lubatud pingete meetodite järgi. Õhukeseseinalistest trapetsiprofiilidest konstruktsioonide kandevõime arvutamisel on välja pakutud insener-meetod. Tehnika on realiseeritud MS Excelis, on saadaval laialdaseks kasutamiseks ja võib olla aluseks õhukeseseinaliste profiilide arvutamist käsitlevatele regulatiivdokumentidele vastavatele täiendustele. See on üles ehitatud uuringute ja saadud analüütiliste sõltuvuste alusel õhukeseseinalise trapetsprofiili plaatelementide lokaalse paindumise kriitiliste pingete arvutamiseks. Ülesanne on jagatud kolmeks komponendiks: 1) profiili minimaalse paksuse määramine (piirang t \, mille juures ei ole seda tüüpi arvutustes vaja arvestada lokaalset paindumist; 2) lubatud pindala määramine. koormad õhukese seinaga trapetsprofiilist, mille sees kandevõime ilma lokaalse paindumiseta; 3) lubatud väärtuste vahemiku NuM määramine, mille piires on kandevõime tagatud õhukeseseinalise trapetsikujulise profiili ühe või mitme plaadielemendi lokaalse paindumise korral (arvestades profiiliosa vähenemist).
Samas on arvestatud, et paindemomendi sõltuvus pikijõust M = f (N) arvutatud konstruktsiooni puhul saadi materjalide takistuse või konstruktsioonimehaanika meetodite abil (joonis 2.1). Teada on lubatud pinged [t] ja materjali voolavuspiir cgt, samuti plaatelementides jääkpinged cst. Arvutustes pärast lokaalset stabiilsuse kaotust kasutati "vähendamise" meetodit. Paindumise korral on välistatud 96% vastava plaatelemendi laiusest.
Plaadielementide lokaalse paindumise ja õhukeseseinalise trapetsiprofiili piirpaksuse kriitiliste pingete arvutamine Õhukeseseinaline trapetsprofiil jagatakse plaadielementide komplektiks, nagu on näidatud joonisel 4.1. Samal ajal ei mõjuta naaberelementide omavahelise paigutuse nurk lokaalse kriitilise pinge väärtust
Profiil H60-845 KÕVERAD paindumine. Kõverajoonelised lainelised on lubatud asendada sirgjooneliste elementidega. Lokaalse paindumise kriitilised survepinged Euleri tähenduses õhukeseseinalise trapetsiprofiili üksiku /-nda plaadielemendi puhul laiusega bt paksuse t juures, materjali elastsusmoodul E ja Poissoni suhe ju koormuse elastsusetapis määratakse valemiga
Koefitsiendid k(px, P2) ja k(v) arvestavad vastavalt külgnevate plaadielementide jäikuse mõju ja survepingete jaotumise iseloomu plaadielemendi laiusele. Koefitsientide väärtus: k(px, P2) määratakse vastavalt tabelile 2 või arvutatakse valemiga
Plaatelemendi normaalpinged määratakse kesktelgedel materjalide vastupidavuse üldtuntud valemiga. Lubatud koormuste pindala ilma lokaalset paindumist arvesse võtmata (joonis 4.2) määratakse avaldisega ja on nelinurk, kus J on profiiliperioodi lõigu inertsimoment painde ajal, F on ristlõike pindala profiiliperioodist on ymax ja Umіp profiiliosa äärmiste punktide koordinaadid (joonis 4.1).
Siin arvutatakse profiili F ristlõikepindala ja lõigu J inertsimoment pikkusega L perioodilise elemendi jaoks ning profiili pikisuunaline jõud iV ja paindemoment Mb viitavad L-le.
Kandevõime saadakse siis, kui tegelike koormuste kõver M=f(N) jääb lubatud koormuste vahemikku miinus lokaalse painde pindala (joonis 4.3). Joonis 4.2. Lubatud koormapind ilma kohalikku paindumist arvesse võtmata
Ühe riiuli kohaliku stabiilsuse kaotus viib selle osalise väljajätmiseni töökoormuse tajumisest - vähenemiseni. Vähendamise astet võetakse arvesse vähendusteguriga
Kandevõime on tagatud, kui tegelik koormuskõver langeb lubatud koormuste vahemikku, millest on lahutatud kohaliku paindumise koormusala. Väiksema paksuse korral vähendab lokaalne paindejoon lubatud koormuste pindala. Kohalik paindumine ei ole võimalik, kui tegelik koormuskõver asetatakse vähendatud alale. Kui tegelike koormuste kõver ületab kohaliku paindumise kriitilise pinge miinimumväärtuse joont, on vaja taastada lubatud koormuste ala, võttes arvesse profiili vähenemist, mis määratakse avaldisega.
UDC 621.774.3
TORUSEINA PAKSUSE MUUTUSTE DÜNAAMIKA UURING VÄHENDAMISE AJAL
K.Yu. Jakovleva, B.V. Barichko, V.N. Kuznetsov
Esitatakse torude seinapaksuse muutuste dünaamika eksperimentaalse uuringu tulemused valtsimisel, monoliitsete ja valtsvormide sissetõmbamisel. On näidatud, et deformatsiooniastme suurenemisega valtsimis- ja stantsimisprotsessides täheldatakse toru seina paksuse intensiivsemat suurenemist, mis muudab nende kasutamise paljutõotavaks.
Märksõnad: külmvormitud torud, paksuseinalised torud, torujoonis, toru seina paksus, kvaliteet sisepind torud.
Olemasolev tehnoloogia korrosioonikindlast terasest väikese läbimõõduga külmvormitud paksuseinaliste torude valmistamiseks näeb ette külmvaltsimise protsesside kasutamist külmvaltsimistehastes ja sellele järgnevat südamikuta tõmbamist monoliitsetes stantsides. On teada, et väikese läbimõõduga torude valmistamine külmvaltsimise teel on seotud mitmete raskustega, mis on tingitud "varras-südamik" süsteemi jäikuse vähenemisest. Seetõttu kasutatakse selliste torude saamiseks tõmbeprotsessi, peamiselt ilma tornita. Toru seina paksuse muutuse olemus südamikuta tõmbamisel määratakse seina paksuse S ja välisläbimõõdu D suhtega ning muutuse absoluutväärtus ei ületa 0,05-0,08 mm. Sel juhul täheldatakse seina paksenemist suhtega S/D< 0,165-0,20 в зависимости от наружного диаметра заготовки . Для данных соотношений размеров S/D коэффициент вытяжки д при волочении труб из коррозионно-стойкой стали не превышает значения 1,30 , что предопределяет многоцикличность известной технологии и требует привлечения новых способов деформации.
Töö eesmärgiks on võrdlev eksperimentaalne uuring torude seinapaksuse muutumise dünaamikast valtsimise, monoliit- ja rullstantsi sissetõmbamise protsessides.
Toorikutena kasutati külmvormitud torusid: 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) terasest 08Kh14MF; mõõtmed 8,0x1,0 mm (S / D = 0,127) terasest 08X18H10T. Kõik torud olid lõõmutatud.
Monoliitsetes stantsides tõmbamine viidi läbi ketttõmbepingil jõuga 30 kN. Rulliku joonistamiseks kasutasime stantsi, millel olid nihked rullide paarid BP-2/2.180. Rullstantsi sisse tõmbamine viidi läbi ovaalse ringiga mõõtesüsteemi abil. Torude redutseerimine valtsimise teel viidi läbi ovaalne-ovaalne kalibreerimisskeemi järgi kaherullilises statiivis, mille läbimõõt on 110 mm.
Igas deformatsioonifaasis võeti proovid (iga uuringuvariandi kohta 5 tk), et mõõta välisläbimõõtu, seina paksust ja sisepinna karedust. Torude geomeetriliste mõõtmete ja pinnakareduse mõõtmine viidi läbi elektroonilise nihiku TTTC-TT abil. elektrooniline punktmikromeeter, profilomeeter Surftest SJ-201. Kõik tööriistad ja seadmed on läbinud vajaliku metroloogilise taatluse.
Torude külmdeformatsiooni parameetrid on toodud tabelis.
Joonisel fig. 1 on kujutatud graafikud seina paksuse suhtelise suurenemise sõltuvusest deformatsiooniastmest e.
Jooniste graafikute analüüs. 1 näitab, et valtsvormis valtsimise ja tõmbamise ajal, võrreldes monoliitses matriitsis tõmbamise protsessiga, täheldatakse toru seina paksuse intensiivsemat muutust. See on autorite hinnangul tingitud metalli pingeseisundi skeemi erinevusest: valtsimisel ja rulltõmbamisel on tõmbepinged deformatsioonitsoonis väiksemad. Seina paksuse muutumise kõvera paiknemine rulli tõmbamisel allpool seina paksuse muutumise kõverat valtsimise ajal on tingitud veidi suurematest tõmbepingetest rulli tõmbamisel, mis on tingitud deformatsioonijõu aksiaalsest rakendamisest.
Seina paksuse muutuse funktsiooni ekstreemum, mis sõltub valtsimisel täheldatud deformatsiooni või suhtelise vähenemise astmest piki välisläbimõõtu, vastab väärtusele S/D = 0,30. Analoogiliselt kuumredutseerimisega valtsimise teel, kus seina paksuse vähenemist täheldatakse S/D > 0,35 juures, võib eeldada, et valtsimise teel külma redutseerimist iseloomustab seina paksuse vähenemine suhtega S/D > 0,30.
Kuna üks seina paksuse muutumise olemust määrav tegur on tõmbe- ja radiaalpingete suhe, mis omakorda sõltub parameetritest
Läbipääsu nr Toru mõõtmed, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є
Vähendamine valtsimise teel (torud terasest 08X14MF)
О 9.98 2.157 О.216 1.О 1.О 1.О О
1 9,52 2,23 O 0,234 1,034 0,954 1,30 80,04
2 8.1O 2.35O O.29O 1.089 O.812 1.249 O.2O
Z 7,01 2,324 O,332 1,077 O,7O2 1,549 O,35
Redutseerimine valtsimise teel (torud terasest 08X18H10T)
О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О О
1 7.OZ 1.13O O.161 1.1O8 O.872 1.077 O.O7
2 6,17 1,225 0,199 1,201 0,766 1,185 0,16
C 5,21 1,310 0,251 1,284 0,646 1,406 0,29
Vähendamine valtsvormi tõmbamisega (torud terasest 08X14MF)
О 12.ОО 2.11 О.176 1.О 1.О 1.О О
1 10,98 2,20 0,200 1,043 0,915 1,080 0,07
2 1O.08 2.27 O.225 1.076 O.84O 1.178 O.15
Z 9.01 2.3O O.2O1 1.O9O O.751 1.352 O.26
Vähendamine monoliitse stantsi sissetõmbamisega (torud terasest 08X14MF)
О 12.ОО 2.11О О.176 1.О 1.О 1.О О
1 1O,97 2,135 0,195 1,012 O,914 1,1O6 O,1O
2 9,98 2,157 O,216 1,022 O,832 1,118 O,19
C 8,97 2,160 0,241 1,024 0,748 1,147 0,30
Di, Si - vastavalt toru välisläbimõõt ja seina paksus sisse vahekäiku.
Riis. 1. Toru seina paksuse suhtelise suurenemise sõltuvus deformatsiooniastmest
ra S/D, on oluline uurida S/D suhte mõju toru seina paksuse muutmise funktsiooni ekstreemumi asendile redutseerimise käigus. Väiksemate S/D suhtarvude korral täheldatakse töö andmetel toru seina paksuse maksimumväärtust suurte deformatsioonide korral. Seda asjaolu uuriti terasest 08Kh18N10T mõõtmetega 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) torude valtsimise protsessi näitel, võrreldes 10,0x2,10 mm mõõtmetega torude valtsimise andmetega ( S/D = 0,216) terasest 08Kh14MF. Mõõtmistulemused on näidatud joonisel fig. 2.
Kriitiline deformatsiooniaste, mille juures täheldati toru valtsimisel seina paksuse maksimaalset väärtust suhtega
S/D = 0,216 oli 0,23. Terasest 08Kh18N10T valmistatud torude valtsimisel ei saavutatud seina paksuse suurenemise äärmust, kuna toru mõõtmete S/D suhe ei ületanud isegi maksimaalse deformatsiooniastme korral 0,3. Oluline asjaolu on see, et seina paksuse suurenemise dünaamika torude valtsimise teel vähendamisel on pöördvõrdeline algse toru mõõtmete S/D suhtega, mida näitavad joonisel fig. 2, a.
Kõverate analüüs joonisel fig. 2b näitab ka, et S/D suhte muutus teraseklassist 08Kh18N10T ja teraseklassist 08Kh14MF valmistatud torude valtsimisel on sarnase kvalitatiivse iseloomuga.
S0/A)=0,127 (08X18H10T)
S0/00 = 0,216 (08X14MF)
Deformatsiooniaste, b
VA=0;216 (08X14MF)
(So/Da=0A21 08X18H10T) _
Deformatsiooniaste, є
Riis. Joonis 2. Seina paksuse (a) ja S/D suhte (b) muutused sõltuvalt deformatsiooniastmest erineva algse S/D suhtega torude valtsimisel
Riis. Joonis 3. Torude sisepinna kareduse suhtelise väärtuse sõltuvus deformatsiooniastmest
Vähendamise protsessis erinevatel viisidel torude sisepinna karedust hinnati ka mikrokareduse kõrguse Ra aritmeetilise keskmise hälbe järgi. Joonisel fig. Joonisel 3 on kujutatud graafikud parameetri Ra suhtelise väärtuse sõltuvuse deformatsiooniastmest torude vähendamisel monoliitsete stantside valtsimise ja tõmbamisega.
torude sisepinna villasus i-ndas läbikäigus ja originaaltorul).
Kõverate analüüs joonisel fig. 3 näitab, et mõlemal juhul (valtsimine, tõmbamine) põhjustab deformatsiooniastme suurenemine redutseerimise ajal Ra parameetri suurenemist, see tähendab, et see halvendab torude sisepinna kvaliteeti. Karedusparameetri muutumise (suurenemise) dünaamika koos deformatsiooniastme suurenemisega juhul, kui
torude kanalisatsioon kaherullilistes kaliibrites rullides ületab oluliselt (umbes kaks korda) sama näitajat monoliitsete stantside tõmbamise protsessis.
Samuti tuleb märkida, et sisepinna kareduse parameetri muutuste dünaamika on kooskõlas ülaltoodud seina paksuse muutuste dünaamika kirjeldusega vaadeldavate vähendamise meetodite puhul.
Uurimistulemuste põhjal saab teha järgmised järeldused:
1. Toru seina paksuse muutumise dünaamika vaadeldavate külma vähendamise meetodite puhul on sama tüüpi - intensiivne paksenemine koos deformatsiooniastme suurenemisega, sellele järgnev seina paksuse kasvu aeglustumine teatud maksimumväärtuse saavutamisega teatud suhte juures. toru mõõtmed S/D ja sellele järgnev seina paksuse kasvu vähenemine.
2. Toruseina paksuse muutuste dünaamika on pöördvõrdeline toru algmõõtmete S/D suhtega.
3. Suurimat seinapaksuse suurenemise dünaamikat täheldatakse valtsvormides valtsimise ja tõmbamise protsessides.
4. Deformatsiooniastme suurenemine monoliitsetes stantsides valtsimisel ja tõmbamisel redutseerimisel põhjustab torude sisepinna seisundi halvenemist, samal ajal kui kareduse parameetri Ra suurenemine valtsimisel toimub intensiivsemalt kui tõmbamise ajal. Võttes arvesse tehtud järeldusi ja seina paksuse muutumise olemust deformatsiooni ajal, võib väita, et torude tõmbamisel valtsvormidesse,
Ra parameetri muutus on vähem intensiivne kui valtsimisel ja intensiivsem võrreldes monoliitse joonistamisega.
Külma redutseerimise protsessi seaduspärasuste kohta saadud teave on kasulik korrosioonikindlast terasest külmvormitud torude valmistamise marsruutide kavandamisel. Samas on tõmbeprotsessi kasutamine rullstantsides paljutõotav toruseina paksuse suurendamiseks ja läbikäikude arvu vähendamiseks.
Kirjandus
1. Bisk, M.B. külm deformatsioon terastorud. 2 tunniga, Osa 1: Ettevalmistus deformeerimiseks ja joonistamiseks / M.B. Bisk, I.A. Grehhov, V.B. Slavin. -Sverdlovsk: Uurali keskosa. raamat. kirjastus, 1976. - 232 lk.
2. Savin, G.A. Toru joonistamine / G.A. Savin. -M: Metallurgia, 1993. - 336 lk.
3. Šveikin, V.V. Torude külmvaltsimise ja redutseerimise tehnoloogia: õpik. toetus / V.V. Šveikin. - Sverdlovsk: kirjastus UPI im. CM. Kirova, 1983. - 100 lk.
4. Torude tootmise tehnoloogia ja seadmed /V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets ja teised; toim. V.Ya. Osadchy. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 lk.
5. Barichko, B.V. OMD tehnoloogiliste protsesside alused: loengukonspektid / B.V. Barichko, F.S. Dubinsky, V.I. Krainov. - Tšeljabinsk: SUSU kirjastus, 2008. - 131 lk.
6. Potapov, I.N. Toru tootmise teooria: õpik. ülikoolidele / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Metallurgia, 1991. - 424 lk.
Jakovleva Ksenia Jurjevna, Venemaa torutööstuse uurimisinstituudi (Tšeljabinsk) nooremteadur; [e-postiga kaitstud]
Barichko Boris Vladimirovitš, Venemaa torutööstuse uurimisinstituudi (Tšeljabinsk) õmblusteta torude osakonna juhataja asetäitja; [e-postiga kaitstud]
Kuznetsov Vladimir Nikolajevitš, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky) tehase kesklabori külmdeformatsiooni labori juhataja; [e-postiga kaitstud]
Lõuna-Uurali Riikliku Ülikooli bülletään
Sari "Metallurgia" ___________2014, kd 14, nr 1, lk 101-105
TORU SEINA PAKSUSE DÜNAAMILISTE MUUTUSTE UURING VÄHENDAMISE PROTSESSIS
K.Yu. Jakovleva, Venemaa toru- ja torutööstuse uurimisinstituut (RosNITI), Tšeljabinsk, Venemaa Föderatsioon, [e-postiga kaitstud],
B.V. Barichko, Venemaa toru- ja torutööstuse uurimisinstituut (RosNITI), Tšeljabinsk, Venemaa Föderatsioon, [e-postiga kaitstud],
V.N. Kuznetsov, JSC "Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Venemaa, [e-postiga kaitstud]
Kirjeldatakse toru seina paksuse dünaamiliste muutuste eksperimentaalse uuringu tulemusi valtsimisel, tõmmates nii ühes tükis kui ka valtsvormides. Tulemused näitavad, et deformatsiooni suurenedes täheldatakse valtsimisel ja valtsvormidega tõmbamisel toru seina paksuse kiiremat kasvu. Sellest võib järeldada, et rullstantside kasutamine on kõige perspektiivikam.
Märksõnad: külmvormitud torud, paksuseinalised torud, torujoonis, toru seina paksus, toru sisepinna kvaliteet.
1. Bisk M.B., Grehhov I.A., Slavin V.B. Kholodnaya deformatsiya stal "nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie. Sverdlovsk, Middle Ural Book Publ., 1976, kd. 1. 232 lk.
2 Savin G.A. Volochenie toru. Moskva, Metallurgiya Publ., 1993. 336 lk.
3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Uurali polütehnikum. Inst. Publ., 1983. 100 lk.
4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. et al. Tehnoloogia ja obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Toim.). Moskva, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 lk.
5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy technologicheskikh protsessov OMD. Tšeljabinsk Univ. Publ., 2008. 131 lk.
6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Drujan V.M. Teoriya trubnogo proizvodstva. Moskva, Metallurgiya Publ., 1991. 424 lk.
VÄLJATÖÖ TEEMAL:
Torude tootmine
1. TORUDE VALIK JA NÕUDED
1.1 Toru graafik
JSC "KresTrubZavod" on meie riigi üks suurimaid torutoodete tootjaid. Tema tooteid müüakse edukalt nii kodu- kui ka välismaal. Tehases valmistatud tooted vastavad kodu- ja välismaiste standardite nõuetele. Rahvusvahelisi kvaliteedisertifikaate väljastavad sellised organisatsioonid nagu: Ameerika naftainstituut(API), Saksa sertifitseerimiskeskus TUV - Reiland.
Töökoda T-3 on üks ettevõtte peamistest töökodadest, selle tooted vastavad tabelis toodud standarditele. 1.1.
Tabel 1.1 - Valmistatud torude standardid
Poes toodetakse torusid süsinik-, legeeritud ja kõrglegeeritud terasest läbimõõduga D=28-89mm ja seinapaksusega S=2,5-13mm.
Põhimõtteliselt on töökoda spetsialiseerunud torude, torude tootmisele Üldine otstarve ja torud, mis on ette nähtud järgnevaks külmtöötlemiseks.
Valmistatud torude mehaanilised omadused peavad vastama tabelis näidatud omadustele. 1.2.
1.2 Nõue regulatiivsele dokumentatsioonile
Torude tootmine kaupluses T-3 KresTrubZavod toimub vastavalt erinevatele reguleerivad dokumendid nagu GOST, API, DIN, NFA, ASTM ja teised. Võtke arvesse DIN 1629 nõudeid.
1.2.1 Sortiment
See standard kehtib legeerimata terasest valmistatud õmblusteta ümartorudele. Keemiline koostis torude tootmiseks kasutatavad terased on toodud tabelis 1.3.
Tabel 1.2 – Torude mehaanilised omadused
Tabel 1.3 – Teraste keemiline koostis
Selle standardi järgi valmistatud torusid kasutatakse peamiselt mitmesugustes aparatuurides mahutite ja torustike valmistamisel, samuti üldises masinaehituses ja instrumentide valmistamisel.
Torude mõõtmed ja maksimaalsed kõrvalekalded on toodud tabelis 1.4., tabelis 1.5., tabelis 1.6.
Toru pikkuse määrab selle otste vaheline kaugus. Torude pikkuste tüübid on toodud tabelis 1.4.
Tabel 1.4 – pikkustüübid ja pikkuse tolerantsid
Tabel 1.5 – läbimõõdu lubatud kõrvalekalded
Tabel 1.6 – Seina paksuse tolerantsid
Torud peaksid olema võimalikult ümmargused. Ümaruse hälve peab jääma välisläbimõõdu tolerantside piiresse.
Torud peaksid olema otse silma poole, vajadusel saab kehtestada erinõuded sirgusele.
Torud tuleb lõigata toru teljega risti ja need ei tohi olla räsitud.
Lineaarmasside (kaalude) väärtused on toodud standardis DIN 2448. Nendest väärtustest on lubatud järgmised kõrvalekalded:
ühe toru jaoks + 12% - 8%,
tarnetele kaaluga vähemalt 10 tonni +10%–5%.
Standardile DIN 1629 vastav torude standardtähis näitab:
Nimi (toru);
DIN-mõõdustandardi põhinumber (DIN 2448);
Toru peamised mõõtmed (välisläbimõõt × seina paksus);
Peamine number spetsifikatsioonid tarvikud (DIN 1629);
Teraseklassi lühendatud nimetus.
Näide sümbol torud vastavalt DIN 1629 välisläbimõõduga 33,7 mm ja seina paksusega 3,2 mm, valmistatud terasest St 37.0:
Toru DIN 2448–33,7×3,2
DIN 1629-St 37.0.
1.2.2 Tehnilised nõuded
Torud peavad olema valmistatud vastavalt standardi nõuetele ja vastavalt ettenähtud korras kinnitatud tehnoloogilistele eeskirjadele.
Torude ja liitmike välis- ja sisepindadel ei tohiks olla vangistust, kestasid, päikeseloojanguid, delaminatsioone, pragusid ega liiva.
Näidatud defektide augustamine ja puhastamine on lubatud tingimusel, et nende sügavus ei ületa seina paksuse piirväärtust miinus kõrvalekallet. Keevitamine, pahteldamine või defektsete kohtade tihendamine ei ole lubatud.
Kohtades, kus seina paksust saab otse mõõta, võib defektsete kohtade sügavus ületada määratud väärtust eeldusel, et säilib minimaalne seinapaksus, mis on defineeritud toruseina nimipaksuse ja selle piir-miinushälbe vahena.
Lubatud on eraldiseisvad väiksemad täkked, mõlgid, riskid, õhuke katlakivi ja muud tootmismeetodist tulenevad defektid, kui need ei vii seina paksust üle miinushälbete.
Mehaanilised omadused (voolavustugevus, tõmbetugevus, purunemispikenemine) peavad vastama tabelis 1.7 toodud väärtustele.
Tabel 1.7 – Mehaanilised omadused
1.2.3 Vastuvõtmise reeglid
Torud esitatakse vastuvõtmiseks partiidena.
Partii peab koosnema sama nimiläbimõõduga, sama seinapaksuse ja tugevusrühmaga, sama tüüpi ja versiooniga torudest ning sellega peab olema kaasas üks dokument, mis tõendab nende kvaliteedi vastavust standardi nõuetele ja sisaldab:
Tootja nimi;
Toru nimiläbimõõt ja seina paksus millimeetrites, toru pikkus meetrites;
torude tüüp;
Tugevusrühm, soojusarv, väävli ja fosfori massiosa kõigi partii kuuluvate kuumuste kohta;
Torude numbrid (alates - kuni iga kütte jaoks);
Testi tulemused;
Standardne tähistus.
Kontrollimine välimus, tuleb partii igale torule määrata defektide suurus ning geomeetrilised mõõtmed ja parameetrid.
Väävli ja fosfori massiosa tuleb kontrollida igal kuumusel. Teise ettevõtte metallist valmistatud torude puhul peab väävli ja fosfori massiosa olema tõendatud metallitootja kvaliteedidokumendiga.
Metalli mehaaniliste omaduste kontrollimiseks võetakse igast kuumusest üks toru igas suuruses.
Lameduse kontrollimiseks võetakse igast kuumusest üks toru.
Sisemine lekketest hüdrauliline rõhk iga toru tuleb läbi viia.
Kui vähemalt ühe indikaatori katsetulemused on ebarahuldavad, tehakse sellega korduvad testid sama partii topeltprooviga. Kordustesti tulemused kehtivad kogu partii kohta.
1.2.4 Katsemeetodid
Torude ja liitmike välis- ja sisepindade kontroll toimub visuaalselt.
Defektide sügavust tuleks kontrollida saagimise teel või muul viisil ühest kuni kolmest kohast.
Torude ja liitmike geomeetriliste mõõtmete ja parameetrite kontrollimine tuleks läbi viia universaalsete mõõteriistade või spetsiaalsete seadmete abil, mis tagavad vajaliku mõõtetäpsuse, vastavalt ettenähtud viisil kinnitatud tehnilisele dokumentatsioonile.
Toru otsaosade painutus määratakse läbipainde noole suuruse alusel ja arvutatakse läbipainde noole jagatis millimeetrites kaugusega asukohast - mõõtmine toru lähima otsani. meetrit.
Torude kaalu järgi testimine tuleks läbi viia erilised vahendid selle standardi nõuetele vastava täpsusega kaalumiseks.
Tõmbekatse tuleb läbi viia vastavalt standardile DIN 50 140 lühikeste pikisuunaliste katsekehadega.
Metalli mehaaniliste omaduste kontrollimiseks lõigatakse igast valitud torust üks proov. Proovid lõigatakse piki toru mõlemat otsa meetodil, mis ei põhjusta muutusi metalli struktuuris ja mehaanilistes omadustes. Katsemasina klambritega haaratava proovi otsad on lubatud sirgeks ajada.
Hüdraulilise rõhukatse kestus peab olema vähemalt 10 s. Katse ajal ei tohi toru seinas lekkeid tuvastada.
1.2.5 Märgistamine, pakendamine, transport ja ladustamine
Torude märgistamine tuleks läbi viia järgmises mahus:
Iga toru, mis asub selle otsast 0,4–0,6 m kaugusel, peab olema selgelt märgistatud löögi või rihvele:
toru number;
Tootja kaubamärk;
Väljalaske kuu ja aasta.
Märgistuse koht tuleb stabiilse heleda värviga ümber tõmmata või alla joonida.
Märgistusmärkide kõrgus peaks olema 5-8 mm.
Kell mehaanilisel viisil torude märgistamiseks on lubatud paigutada see ühte ritta. Igale torule on lubatud märkida soojuse number.
Löögi või rihvele märgistamise kõrval peab iga toru olema märgistatud stabiilse heleda värviga:
Toru nimiläbimõõt millimeetrites;
Seina paksus millimeetrites;
Täitmise tüüp;
Nimi või kaubamärk tootja.
Märgistusmärkide kõrgus peaks olema 20-50 mm.
Kõik märgistused tuleb kanda piki toru generaatorit. Märgistusmärke on lubatud kanda generatriksiga risti rihveldamismeetodil.
Ühes autos laadimisel peaksid torud olema ainult ühe partii torud. Torusid transporditakse pakkides, vähemalt kahest kohast tugevasti seotud. Pakendi mass ei tohiks ületada 5 tonni ja tarbija soovil - 3 tonni Erinevate partiide torude pakendite saatmine ühes autos on lubatud tingimusel, et need on eraldatud.
2. TORU TOOTMISE TEHNOLOOGIA JA SEADMED
2.1 Poe T-3 põhivarustuse kirjeldus
2.1.1 Jalutuskollete ahju (PSHP) kirjeldus ja lühikesed tehnilised omadused
T-3 tsehhi jalutuskolletega ahi on mõeldud süsinik-, vähelegeeritud ja roostevabast terasest 90...120 mm läbimõõduga, 3...10 m pikkuste ümarate toorikute soojendamiseks enne TPA-l läbitorkamist. -80.
Ahi asub kaupluses T-3 teisel korrusel A ja B lahtedes.
Ahju projekti teostas 1984. aastal Sverdlovski linna Gipromez. Kasutuselevõtt viidi läbi 1986. aastal.
Ahi on jäik metallkonstruktsioon, seestpoolt vooderdatud tulekindlate ja soojusisolatsioonimaterjalidega. Ahju sisemõõtmed: pikkus - 28,87 m, laius - 10,556 m, kõrgus - 924 ja 1330 mm, ahju tööomadused on toodud tabelis 2.1. Ahi all on valmistatud fikseeritud ja teisaldatavate taladena, mille abil töödeldakse toorikuid läbi ahju. Talad on vooderdatud soojusisolatsiooni ja tulekindlate materjalidega ning raamitud spetsiaalse kuumakindlate valandite komplektiga. Talade ülemine osa on valmistatud MK-90 mulliit-korund massist. Ahju katus on valmistatud vormitud tulekindlatest materjalidest riputatult ja isoleeritud soojusisolatsioonimaterjal. Ahju hooldamiseks ja tehnoloogilise protsessi läbiviimiseks on seinad varustatud tööakende, laadimisakna ja metallist mahalaadimisaknaga. Kõik aknad on varustatud ruloodega. Ahju kütmine toimub maagaasiga, mida põletatakse GR-tüüpi põletite (kiirguspõleti) abil. madal rõhk) paigaldatud varahoidlale. Ahi on jagatud 5 termotsooniks, millest igaühes on 12 põletit. Põlemisõhku varustavad kaks VM-18A-4 ventilaatorit, millest üks on tagavaraks. Suitsugaasid eemaldatakse ahju alguses katusel asuva suitsukollektori kaudu. Lisaks suunatakse suitsugaasid atmosfääri metallist vooderdatud korstnate ja lõõride süsteemi kaudu kahe VGDN-19 suitsuärasti abil. Põlemisse antava õhu soojendamiseks on korstnale paigaldatud ahelaga kahesuunaline torukujuline 6-sektsiooniline ahelsoojusvaheti (CP-250). Heitgaaside soojuse täielikumaks ärakasutamiseks on suitsu väljalaskesüsteem varustatud ühekambrilise südamkütteahjuga (PPO).
Kuumutatud tooriku ahjust väljastamine toimub sisemise vesijahutusega rulllaua abil, mille rullidel on kuumakindel otsik.
Ahi on varustatud tööstusliku televisioonisüsteemiga. Juhtpaneelide ja mõõteriistade paneeli vahel on valjuhäälne side.
Ahi on varustatud automaatjuhtimissüsteemidega termiline režiim, automaatne ohutus, sõlmed tööparameetrite jälgimiseks ja parameetrite normist kõrvalekallete signaalimiseks. Järgmisi parameetreid reguleeritakse automaatselt:
ahju temperatuur igas tsoonis;
Gaasi ja õhu suhe tsoonide kaupa;
Gaasi rõhk ahju ees;
Rõhk ahju tööruumis.
Lisaks automaatsetele režiimidele pakutakse kaugjuhtimisrežiimi. Automaatne juhtimissüsteem sisaldab:
Ahju temperatuur tsoonide kaupa;
Temperatuur ahju laiuses igas tsoonis;
ahjust väljuvate gaaside temperatuur;
Õhutemperatuur pärast soojusvahetit tsoonide kaupa;
Suitsugaaside temperatuur soojusvaheti ees;
Suitsu temperatuur suitsuärasti ees;
Maagaasi tarbimine ahju jaoks;
Õhu tarbimine ahju jaoks;
Vaakum siigas suitsuärasti ees;
Gaasi rõhk ühises kollektoris;
Gaasi- ja õhurõhk tsoonikollektorites;
Ahju surve.
Ahjul on maagaasi väljalülitus koos valgus- ja helisignalisatsiooniga gaasi- ja õhurõhu languse korral tsoonikollektorites.
Tabel 2.1 - Ahju tööparameetrid
| Maagaasi tarbimine ahju jaoks (maksimaalselt) nm 3 / tund | 5200 |
| 1 tsoon | 1560 |
| 2 tsooni | 1560 |
| 3 tsooni | 1040 |
| 4 tsooni | 520 |
| 5 tsooni | 520 |
| Maagaasi rõhk (maksimaalne), kPa enne | |
| ahju | 10 |
| põleti | 4 |
| Ahju õhukulu (maksimaalselt) nm 3 / tund | 52000 |
| Õhurõhk (maksimaalne), kPa enne | |
| ahju | 13,5 |
| põleti | 8 |
| Rõhk kupli all, Pa | 20 |
| Metalli kuumutamise temperatuur, °С (maksimaalne) | 1200...1270 |
| Põlemissaaduste keemiline koostis 4. tsoonis, % | |
| CO 2 | 10,2 |
| Umbes 2 | 3,0 |
| NII | 0 |
| Põlemisproduktide temperatuur soojusvaheti ees, °C | 560 |
| Õhu soojendamise temperatuur soojusvahetis, °C | Kuni 400 |
| Tühjade väljaandmise määr, sek | 23,7...48 |
| Ahju võimsus, t/h | 10,6... 80 |
Hädaabihelisignaal käivitub ka siis, kui:
Temperatuuri tõus 4. ja 5. tsoonis (t cp = 1400°C);
Temperatuuri tõus suitsugaasid enne soojusvahetit (t p = 850°С);
Suitsugaaside temperatuuri tõstmine suitsuärasti ees (t cp =400°C);
Jahutusvee rõhu langus (p cf = 0,5 atm).
2.1.2 Kuumlõikeliini tehnilised lühinäitajad
Tooriku kuumlõikamise liin on ette nähtud kuumutatud varda ülesandeks kääridesse, töödeldava detaili vajaliku pikkusega lõikamiseks ja lõigatud tooriku eemaldamiseks kääridest.
Kuumlõikeliini lühikirjeldus on toodud tabelis 2.2.
Kuumlõikeliini varustusse kuuluvad käärid ise (SKMZ kujundused) tooriku lõikamiseks, liigutatav tõkesti, transpordirullilaud, kaitseekraan seadme kaitsmiseks PSHP mahalaadimisaknast tuleva soojuskiirguse eest. Käärid on ette nähtud metalli raiskamiseks, kuid kui mõne hädaolukorra tagajärjel tekib jääklõikus, siis paigaldatakse selle kogumiseks renn ja kast süvendisse, kääride lähedusse. Igal juhul tuleb tooriku kuumlõikamise liini töö korraldada nii, et oleks välistatud väljalõigete teke.
Tabel 2.2 – Kuumlõikeliini tehnilised lühinäitajad
| Lõigatava varda parameetrid | |
| Pikkus, m | 4,0…10,0 |
| Läbimõõt, mm | 90,0…120,0 |
| Maksimaalne kaal, kg | 880 |
| Toorikute pikkus, m | 1,3...3.0 |
| Varda temperatuur, ОС | 1200 |
| Tootlikkus, tk/h | 300 |
| Transpordikiirus, m/s | 1 |
| Sõidupeatus, mm | 2000 |
| Videoklipp | |
| Tünni läbimõõt, mm | 250 |
| Tünni pikkus, mm | 210 |
| Rulli läbimõõt, mm | 195 |
| Rulli samm, mm | 500 |
| Veekulu vesijahutusega rulli kohta, m 3 / h | 1,6 |
| Veekulu vesijahutusega rulli kohta koos vesijahutusega teljekastidega, m 3 / h | 3,2 |
| Veekulu ekraanil, m 3 / h | 1,6 |
| Helitase, dB, mitte rohkem | 85 |
Pärast varda kuumutamist ja selle väljastamist läbib see termostaadi (et vähendada temperatuuri langust tooriku pikkuses), jõuab liigutatava piirini ja lõigatakse vajaliku pikkusega toorikuteks. Pärast lõike tegemist tõstetakse pneumaatilise silindri abil mobiilne peatus, töödeldav detail transporditakse mööda rulllauda. Kui see ületab piiri, langeb see tööasendisse ja lõiketsüklit korratakse. Katlakivi eemaldamiseks rulllaua rullide alt, kuumlõikekäärid, katlakivieemaldussüsteem, kaunistuste eemaldamiseks - renn ja vastuvõtukast. Pärast kuumlõikeliini valtslaualt lahkumist siseneb toorik augustusveski vastuvõturullilauale.
2.1.3 Torkeveski sektsiooni põhi- ja abiseadmete seade ja tehnilised omadused
Torkeveski on ette nähtud tahke tooriku torgamiseks õõnsasse hülsi. TPA-80-le on paigaldatud tünni- või tassikujuliste rullide ja juhtliinidega 2-rulliline läbitorkamisveski. Tehnilised kirjeldused augustusveski on toodud tabelis 2.3.
Torkeveski ees on vesijahutusega rulllaud, mis on ette nähtud tooriku vastuvõtmiseks kuumlõikeliinilt ja transportimiseks tsentrisse. Rulllaud koosneb 14 eraldi juhitavast vesijahutusega rullist.
Tabel 2.3 - Torkeveski tehnilised omadused
| Õmmeldava tooriku mõõtmed: | |
| Läbimõõt, mm | 100…120 |
| Pikkus, mm | 1200…3350 |
| Varruka suurus: | |
| Välisläbimõõt, mm | 98…126 |
| Seina paksus, mm | 14…22 |
| Pikkus, mm | 1800…6400 |
| Peaajami pöörete arv, p/min | 285…400 |
| Käigualuse ülekandearv | 3 |
| Mootori võimsus, kW | 3200 |
| Etteandmisnurk, ° | 0…14 |
| Veeremisjõud: | |
| Maksimaalne radiaal, kN | 784 |
| Maksimaalne aksiaalne, kN | 245 |
| Maksimaalne pöördemoment rullil, kNm | 102,9 |
| Töörulli läbimõõt, mm | 800…900 |
| Survekruvi: | |
| Maksimaalne käik, mm | 120 |
| Sõidukiirus, mm/s | 2 |
Tsentreerimistööriist on ette nähtud 20…30 mm läbimõõduga ja 15…20 mm sügavusega kesksüvendi väljalöömiseks kuumutatud tooriku otsapinnas ning on pneumaatiline silinder, milles libiseb otsaga löök.
Pärast tsentreerimist siseneb kuumutatud toorik resti, et see edasi viia torkeveski esilaua renni.
Torkeveski esilaud on mõeldud vastu võtma restist alla veerevat kuumutatud tooriku, joondama tooriku telje augustamise teljega ja hoidma seda augustamise ajal.
Veski väljundküljele on paigaldatud südavarda valtstsentralisaatorid, mis toetavad ja tsentreerivad varda nii enne augustamist kui ka augustamise ajal, kui sellele mõjuvad suured teljesuunalised jõud ja selle pikisuunaline painutamine on võimalik.
Tsentralisaatorite taga on statsionaarne avamispeaga tõukejõu reguleerimise mehhanism, mille eesmärk on tajuda vardale koos torniga mõjuvaid aksiaalseid jõude, reguleerida südamiku asendit deformatsioonitsoonis ja läbida hülsi läbitorkeveskist välja.
2.1.4 Pideva veski sektsiooni põhi- ja abiseadmete paigutus ja tehnilised omadused
Pidevveski on ette nähtud töötlemata torude valtsimiseks läbimõõduga 92 mm ja seinapaksusega 3…8 mm. Valtsimine toimub pikal 19,5 m pikkusel ujuvsõelal, pidevveski tehnilised lühinäitajad on toodud tabelis 2.4., tabelis 2.5. ülekandearvud on antud.
Valtsimise ajal töötab pidevveski järgmiselt: hülss transporditakse läbitorkamisveski taga oleva rulllaua abil mobiilse peatuseni ning pärast peatumist viiakse kettkonveieri abil üle pidevveski ees olevale restile ning rullitud tagasi jaoturi hoobadele.
Tabel 2.4 – Pideva veski tehnilised lühinäitajad
| Nimi | Väärtus | |
| Tõmbetoru välisläbimõõt, mm | 91,0…94,0 | |
| Kareda toru seina paksus, mm | 3,5…8,0 | |
| Tõmbetoru maksimaalne pikkus, m | 30,0 | |
| Pidevfreessüdamike läbimõõt, mm | 74…83 | |
| Torni pikkus, m | 19,5 | |
| Hundi läbimõõt, mm | 400 | |
| Rulli tünni pikkus, mm | 230 | |
| Rulli kaela läbimõõt, mm | 220 | |
| Püstikute telgede vaheline kaugus, mm | 850 | |
| Ülemise survekruvi käik uute rullidega, mm | Üles | 8 |
| Alla | 15 | |
| Alumise surve kruvi käik uute rullidega, mm | Üles | 20 |
| Alla | 10 | |
| Ülemise rulli tõstekiirus, mm/s | 0,24 | |
| Peaajamite pöörlemissagedus, p/min | 220…550 | |
Kui hülsil on defekte, suunab operaator käsitsi blokeerija ja tõukurid sisse lülitades selle taskusse.
Kui dosaatori hoovad on langetatud, veereb hea hülss renni, surutakse kinnituskangide abil, misjärel sisestatakse seaderullikute abil hülssi südamik. Kui südamiku esiots jõuab hülsi esiservani, vabastatakse klamber ja hüls seatakse tõukurrullide abil pidevaks freesiks. Samal ajal on südamiku ja hülsi tõmberullikute pöörlemiskiirus seatud selliselt, et selleks ajaks, kui hülsi haarab pidevfreesi esimene tugi, on südamiku esiots välja tõmmatud. 2,5 ... 3 m võrra.
Pärast pideval veskis valtsimist siseneb kare toru koos torniga torutõmbeseadmesse, tehniline lühikirjeldus on toodud tabelis 2.6. Pärast seda transporditakse toru rullkonveieri abil tagumise otsa lõikamise piirkonda ja see läheneb toru tagumise otsa lõikamise lõigul statsionaarsele peatusele, antakse POZK sektsiooni seadmete tehnilised omadused. tabelis 2.7. Jõudnud peatusesse, visatakse toru kruviväljaviske abil tasandusrullilaua ees olevale restile. Järgmisena veereb toru restilt alla tasandusrulli lauale, läheneb lõike pikkuse määravale piirikule ja kantakse tasandusrulli laualt tükkhaaval väljalaskerulli laua ees olevale restile, samal ajal liikumisel lõigatakse toru tagumine ots ära.
Toru lõigatud ots viiakse vanaraua konveieri abil väljaspool töökoda asuvasse prügikasti.
Tabel 2.5 – pidevfreeskäigukastide ülekandearv ja mootori võimsus
Tabel 2.6 – Tornitõmmise tehnilised lühinäitajad
Tabel 2.7 – Toru tagumise otsa lõikeosa tehnilised lühinäitajad
2.1.5 Reduktorveski ja jahuti sektsiooni põhi- ja abiseadmete tööpõhimõte
Selle sektsiooni seadmed on ette nähtud tõmbetoru transportimiseks läbi induktsioonkuumutuspaigaldise, valtsides redutseerimisveskil, jahutades seda ja transportimaks edasi külmlõikamissektsiooni.
Karedate torude soojendamine reduktorveski ees toimub soojussõlmes INZ - 9000/2.4, mis koosneb 6 kuumutusplokist (12 induktiivpoolit), mis asuvad otse reduktorveski ees. Torud sisenevad üksteise järel pideva joana induktsiooniseadmesse. Pideva veski torude vastuvõtmise puudumisel (kui valtsimine on peatatud) on lubatud paigutatud "külmad" torud induktsioonseadmesse eraldi tarnida. Paigalduses määratud torude pikkus ei tohiks ületada 17,5 m.
Reduktorveski tüüp - 24-stendiline, 3-rulliline kahe rullide laagriasendiga ja statiivide individuaalse ajamiga.
Pärast redutseerimisveskil valtsimist siseneb toru kas pihusti ja jahutuslauale või otse veski jahutuslauale, olenevalt valmis toru mehaanilistele omadustele esitatavatest nõuetest.
Pihusti konstruktsioon ja tehnilised omadused, samuti selles oleva torujahutuse parameetrid on OAO KresTrubZavod ärisaladus ja seda käesolevas töös ei ole antud.
Tabelis 2.8. küttepaigaldise tehnilised omadused on toodud tabelis 2.9 - reduktorveski lühikirjeldus.
Tabel 2.8 – Küttepaigaldise INZ-9000 / 2.4 tehnilised lühinäitajad
2.1.6 Seadmed torude pikkuseks lõikamiseks
Torude pikkusteks lõikamiseks töökojas T-3 kasutatakse Wagneri partiilõikamiseks mudelit WVC 1600R, mille tehnilised omadused on toodud tabelis. 2.10. Kasutusel on ka KV6R mudelsaed - tehnilised omadused tabelis 2.11.
Tabel 2.9 – Reduktorveski tehnilised lühinäitajad
Tabel 2.10 - Sae WVC 1600R tehnilised omadused
| Parameetri nimi | Väärtus | |
| Lõigatud torude läbimõõt, mm | 30…89 | |
| Lõikepakkide laius, mm | 200…913 | |
| Lõigatud torude seina paksus, mm | 2,5…9,0 | |
| Toru pikkus pärast lõikamist, m | 8,0…11,0 | |
| Lõigatavate toruotste pikkus | Ees, mm | 250…2500 |
| Tagumine, mm | ||
| Saetera läbimõõt, mm | 1600 | |
| Saelehe hammaste arv, tk | Segment | 456 |
| Karbiid | 220 | |
| Lõikekiirus, mm/min | 10…150 | |
| Saelehe minimaalne läbimõõt, mm | 1560 | |
| Ketassae tugi etteanne, mm | 5…1000 | |
| Torude maksimaalne tõmbetugevus, N / mm 2 | 800 | |
2.1.7 Torude sirgendamise seadmed
Tellimuse järgi pikkusesse lõigatud torud saadetakse sirgeks. Sirgendamine toimub sirgendusmasinatel RVV320x8, mis on ette nähtud süsinik- ja vähelegeeritud terasest torude ja varraste sirgendamiseks külmas olekus esialgse kumerusega kuni 10 mm 1 lineaarmeetri kohta. Sirgestusmasina RVV 320x8 tehnilised omadused on toodud tabelis. 3.12.
Tabel 2.11 - Saemudeli KV6R tehnilised omadused
| Parameetri nimi | Väärtus |
| Üherealise pakendi laius, mm | Mitte rohkem kui 855 |
| Töödeldava detaili klambri ava laius, mm | 20 kuni 90 |
| Viige tooriku klambri vertikaalsuunas, mm | Mitte rohkem kui 275 |
| Saelehe tugikäik, mm | 650 |
| Saelehe etteandekiirus (astmeteta) mm/min | mitte rohkem kui 800 |
| Saelehe kiire tagurpidi liikumine, mm/min | Mitte rohkem kui 6500 |
| Lõikekiirus, m/min | 40; 15; 20; 30; 11,5; 23 |
| Torupaketi klambriga pikkus sisselaskeküljel, mm | Vähemalt 250 |
| Torupaketi kinnituspikkus väljalaskepoolel, mm | Vähemalt 200 |
| Saetera läbimõõt, mm | 1320 |
| Saelehe segmentide arv, tk | 36 |
| Hammaste arv segmendis, tk | 10 |
| Töödeldud torude läbimõõt, mm | 20 kuni 90 |
Tabel 2.12 - Sirgestusmasina RVV 320x8 tehnilised omadused
| Parameetri nimi | Väärtus | |
| Sirgendatud torude läbimõõt, mm | 25...120 | |
| Sirgendatud torude seina paksus, mm | 1,0...8,0 | |
| Sirgendatud torude pikkus, m | 3,0...10,0 | |
| Sirgendatud torude metalli voolavuspiir, kgf / mm 2 | Läbimõõt 25…90 mm | Kuni 50 |
| Läbimõõt 90…120 mm | kuni 33 | |
| Toru sirgendamise kiirus, m/s | 0,6...1,0 | |
| Rulltelgede vaheline samm, mm | 320 | |
| Rullide läbimõõt kaelas, mm | 260 | |
| Rullide arv, tk | Sõidetud | 4 |
| vallaline | 5 | |
| Kaldenurgad, ° | 45°...52°21' | |
| Ülemiste rullide suurim löök alumiste ülemisest servast, mm | 160 | |
| Rulli pööramise ajam | mootori tüüp | D-812 |
| Pinge, V | 440 | |
| võimsus, kWt | 70 | |
| Pöörlemiskiirus, rpm | 520 | |
2.2 TPA-80 JSC "KresTrubZavod" torude tootmise olemasolev tehnoloogia
Töökotta sisenev varraste kujul töödeldav detail hoitakse siselaos. Enne tootmisse laskmist kontrollitakse seda spetsiaalsel riiulil ja vajadusel parandatakse. Toorikute valmistamise kohale paigaldati kaalud, et kontrollida tootmisse lastud metalli kaalu. Toorikud laost söödetakse elektrilise sildkraanaga ahju ees olevale laadimisrestile ja laaditakse vastavalt graafikule ja rullimise kiirusele jalutuskoldega küttekoldesse.
Toorikute paigaldamise skeemi järgimise teostab visuaalselt metallist istutusmasin. Toorik laaditakse ahju ükshaaval igasse sisse liigutatavate talade juhtplaatide ühe või mitme astme kaudu, olenevalt valtsimise kiirusest ja lõikamise paljususest. Terase klassi, soojuse ja toru suuruse muutmisel eraldab paigaldaja terase klassid, soojendab järgmiselt: tooriku pikkusega 5600-8000 mm eraldatakse kuumused kahe esimese varda nihutamisega mööda ahju laiust; terase klassid eraldatakse nelja esimese varda nihutamisega piki ahju laiust; tooriku pikkusega 9000–9800 mm, teraseklasside, soojuste eraldamine üksteisest toimub istutamise ajal 8–10 sammuga, samuti loetakse PSHP-sse istutatud ja väljastatud toorikute arv, mis on mida juhivad PSHP metallisoojendi ja kuumlõikelõikur, kontrollides juhtpaneelidega. TPA-80; valtsitud torude suuruse muutmisel (veski ümberlaadimisel) peatub metalli istutamine ahjus “5-6 sammu” enne veski seiskumist, ümberlaadimiseks peatudes “astub metall tagasi 5-6 sammu” tagasi . Toorikute liikumine läbi ahju toimub kolme liigutatava tala abil. Liikumistsükli pauside ajal seatakse liigutatavad talad kolde tasandile. Vajalik kütteaeg saadakse sammutsükli aja mõõtmisega. Liigne rõhk tööruumis peaks olema 9,8 Pa kuni 29,4 Pa, õhuvoolutegur =1,1 - 1,2.
Kui ahjus kuumutatakse erinevat tüüpi terasest toorikuid, määrab kuumutamise kestuse metall, millel on ahjus kõige pikem viibimisaeg. Metalli kvaliteetse kuumutamise tagab töödeldavate detailide ühtlane läbimine kogu ahju pikkuses. Kuumutatud toorikud tarnitakse sisemisele mahalaadimisrullilauale ja need toimetatakse kuumlõikeliinile.
Toorikute jahtumise vähendamiseks seisaku ajal on rulllaual termostaat kuumutatud toorikute transportimiseks kääridele, samuti on võimalus lõigata (tagurpidi sisse lülitada) lõikamata toorik ahju tagasi ja see seisaku ajal üles leida.
Töötamise ajal on võimalik ahju kuumseiskamine. Ahju kuumseiskamist loetakse seiskamiseks ilma maagaasivarustust välja lülitamata. Kuumade väljalülituste ajal seatakse ahju liikuvad talad fikseeritud talade tasemele. Allalaadimise ja üleslaadimise aknad on suletud. Õhuvoolu kiirust vähendatakse 1,1-1,2-lt 1,0:-1,1-le, kasutades "kütus-õhk" regulaatorit. Rõhk ahjus kolde tasandil muutub positiivseks. Kui veski seiskub: kuni 15 minutit - temperatuur tsoonide kaupa seatakse alumisele piirile ja metall "astub tagasi" kahe sammu võrra; 15 minutist 30 minutini - III, IV, V tsoonides vähendatakse temperatuuri alumisest piirist 20-40 0 С, tsoonides I, II 30-60 0 С; üle 30 minuti - temperatuur kõigis tsoonides väheneb alampiiriga võrreldes 50-150 0 C võrra, olenevalt seisaku kestusest. Toorikud "astuvad tagasi" 10 sammu tagasi. 2–5-tunnise seisaku korral on vaja ahju IV ja V tsoonid toorikutest vabastada. I ja II tsooni toorikud laaditakse taskusse. Metalli mahalaadimine toimub PU-1-ga metallist istutusmasinaga. Temperatuur V ja IV tsoonis alandatakse 1000-I050 0 C-ni. Üle 5 tunni seiskamisel vabaneb kogu ahi metallist. Temperatuuri tõstmine toimub astmeliselt 20-30 0 C, temperatuuri tõusu kiirusega 1,5-2,5 0 C/min. Metalli kuumutamisaja pikenemisega madala valtsimiskiiruse tõttu väheneb temperatuur tsoonides I, II, III vastavalt alumisest piirist 60 0 C, 40 0 C, 20 0 C võrra. , ja temperatuur tsoonides IV, V alumiste piiride juures. Üldiselt jaotatakse kogu seadme stabiilse töö korral temperatuur tsoonide vahel järgmiselt (tabel 2.13).
Pärast kuumutamist siseneb toorik tooriku kuumale lõikejoonele. Kuumlõikeliini varustusse kuuluvad käärid ise tooriku lõikamiseks, liigutatav tõkesti, transpordirullilaud, kaitseekraan seadme kaitsmiseks jalutuskolde ahju mahalaadimisaknast tuleva soojuskiirguse eest. Pärast varda kuumutamist ja selle väljastamist läbib see termostaadi, jõuab liigutatava piirikuni ja lõigatakse vajaliku pikkusega toorikuteks. Pärast lõike tegemist tõstetakse pneumaatilise silindri abil mobiilne peatus, töödeldav detail transporditakse mööda rulllauda. Kui see ületab piiriku, langeb see tööasendisse ja lõiketsükkel jätkub.
Tabel 2.13 – Temperatuuri jaotus ahjus tsoonide kaupa
Mõõdetud toorik kantakse kääride taga oleva rulllaua abil tsentrisse. Tsentreeritud toorik kantakse ejektoriga torkeveski ees olevale restile, mida mööda see veereb viivituseni ja kui väljundpool on valmis, kantakse kaanega suletavasse renni. Tõukuri abil, tõstetud piirik, asetatakse toorik deformatsioonitsooni. Deformatsioonitsoonis torgatakse toorik vardaga hoitud tornile. Varras toetub vastu tõukejõu reguleerimismehhanismi tõukepea klaasi, mille avanemine ei võimalda lukku. Varda pikisuunalist painutamist valtsimisel tekkivatest teljesuunalistest jõududest takistavad suletud tsentralisaatorid, mille teljed on paralleelsed varda teljega.
Tööasendis viiakse rullid ümber varda pneumaatilise silindri abil läbi kangide süsteemi. Hülsi esiosa lähenedes eraldatakse tsentraliseerimisrullid järjestikku. Pärast töödeldava detaili läbistamist vähendatakse pneumaatilise silindri abil esimesi rullikuid, mis nihutavad hülsi rullidelt, võimaldades varda püüdurit varda püüduri hoobadega kinni püüda, seejärel volditakse lukk ja esipea kokku, doseerimisrullid viiakse kokku ja suurendatud kiirusega hülss väljastatakse tõukepea abil suurendatud kiirusega augustusveski taga olevale rulllauale.
Pärast vilkumist transporditakse hülss mööda rulllauda mobiilse peatuseni. Lisaks viiakse hülss kettkonveieri abil pideva veski sisendküljele. Pärast konveierit veereb hülss mööda kaldresti jaoturini, mis hoiab hülsi pidevveski sisselaskekülje ees. Kaldusvõre juhikute all on tasku defektsete kassettide kogumiseks. Kaldrestilt kukutatakse hülss klambritega pidevveski vastuvõturenni. Sel ajal sisestatakse ühe paari hõõrdrullikute abil hülsi sisse pikk südamik. Kui tünni esiots jõuab hülsi esiotsa, vabastatakse hülsiklamber, hülsi peale tuuakse kaks paari tõmberullikuid ja hülss koos tünniga seatakse pidevasse veskisse. Samal ajal arvutatakse tünni tõmberullikute ja hülsi tõmberullikute pöörlemiskiirus selliselt, et hetkel haarab hülsi pidevfreesi esimene statiivi, selle pikendus. südamik hülsist on 2,5-3,0 m. Sellega seoses peaks torude tõmberullikute lineaarkiirus olema 2,25-2,5 korda suurem kui hülsi tõmberullikute lineaarkiirus.
Torudega valtsitud torud kantakse vaheldumisi ühe südamiku teljele. Torni pea läbib väljatõmbeseadme stabiilset osa ja haarab kinni haaratsi sisetüki ning toru püsivasse tugirõngasse. Kui kett liigub, väljub südamik torust ja siseneb kettkonveierile, mis kannab selle üle topeltrullilauale, mis transpordib südamiku mõlemast ekstraktorist jahutusvanni.
Pärast südamiku eemaldamist siseneb tõmbetoru saagidesse, et kärpida tagumist sasitud otsa.
Pärast induktsioonkuumutamist suunatakse torud kahekümne nelja kolmerullilise alusega reduktorveskisse. Reduktorveski tööaluste arv määratakse sõltuvalt valtstorude mõõtmetest (9 kuni 24 stendi) ja välja jäetakse stendid alates 22-st stendide arvu vähenemise suunas. Tribüünid 23 ja 24 osalevad kõikides veeremisprogrammides.
Rullide rullimise ajal jahutatakse rulle pidevalt veega. Torude liigutamisel piki jahutuslauda ei tohi iga lüli sisaldada rohkem kui ühte toru. Teraseklassist 37G2S tugevusrühma "K" torutorude valmistamiseks mõeldud sea kuumtöödeldud torude valtsimisel viiakse pärast redutseerimisveskit läbi pihustites torude kiirendatud kontrollitud jahutamine.
Pihustit läbivate torude kiirus tuleb stabiliseerida reduktorveski kiirusega. Kiiruste stabiliseerimise kontrolli teostab operaator vastavalt kasutusjuhendile.
Pärast redutseerimist sisenevad torud jalutustaladega püstikule paigaldatud jahutuslauale, kus neid jahutatakse.
Jahutuslaual kogutakse torud ühekihilistesse kottidesse otste trimmimiseks ja külmsaagidel pikkuseks lõikamiseks.
Valmis torud tarnitakse QCD ülevaatuslauale, pärast ülevaatust komplekteeritakse torud pakkidesse ja saadetakse valmistoote lattu.
2.3 Projekteerimisotsuste põhjendamine
PPC-le pingestatud torude tükkhaaval kahandamisel ilmneb oluline pikisuunaline erinevus torude otste seinapaksuses. Torude seinapaksuse lõpperinevuse põhjuseks on aksiaalsete pingete ebastabiilsus mittestatsionaarsetel deformatsioonirežiimidel veski tööaluste metalliga täitmisel ja vabastamisel. Otsaosasid vähendatakse oluliselt väiksemate pikisuunaliste tõmbepingete tingimustes kui toru põhi (keskmine) osa. Seina paksuse suurenemine otsasektsioonides, mis ületab lubatud kõrvalekaldeid, muudab vajalikuks olulise osa valmis torust kärpida
TPA-80 JSC "KresTrubZavod" vähendatud torude otsalõikamise normid on toodud tabelis. 2.14.
Tabel 2.14 - TPA-80 JSC "KresTrubZavod" toruotste lõikamise normid
2.4 Projekteerimisotsuste põhjendamine
PPC-le pingestatud torude tükkhaaval kahandamisel ilmneb oluline pikisuunaline erinevus torude otste seinapaksuses. Torude seinapaksuse lõpperinevuse põhjuseks on aksiaalsete pingete ebastabiilsus mittestatsionaarsetel deformatsioonirežiimidel veski tööaluste metalliga täitmisel ja vabastamisel. Otsaosasid vähendatakse oluliselt väiksemate pikisuunaliste tõmbepingete tingimustes kui toru põhi (keskmine) osa. Seina paksuse suurenemine otsasektsioonides, mis ületab lubatud kõrvalekaldeid, muudab vajalikuks olulise osa valmis torust trimmida.
TPA-80 JSC "KresTrubZavod" vähendatud torude otsalõikamise normid on toodud tabelis. 2.15.
Tabel 2.15 - TPA-80 JSC "KresTrubZavod" toruotste lõikamise normid
kus PC on toru esiosa paksendatud ots; ZK - toru tagumine paksendatud ots.
Ligikaudu aastane metallikadu T-3 JSC "KresTrubZavod" kaupluse torude paksenenud otstes on 3000 tonni. Kui lõigatud paksendatud toruotste pikkus ja kaal vähenevad 25%, on aastane kasumi kasv umbes 20 miljonit rubla. Lisaks hoitakse kokku virnasaelehtede, elektri jms kulud.
Lisaks on tõmbetöökodade konversioonitooriku valmistamisel võimalik vähendada torude seinapaksuse pikisuunalist erinevust ning seinapaksuse pikisuunalist erinevust vähendades saab säästetud metalli kasutada kuumade torude tootmise suurendamiseks. -valts- ja külmvormitud torud.
3. ALGORITMIDE ARENDAMINE REDUSTRAVEEMI TPA-80 JUHTIMISEKS
3.1 Probleemi olek
Pidev toruvaltsseadmed on kõige lootustandvamad suure jõudlusega tehased vastava tootevaliku kuumvaltsitud õmblusteta torude tootmiseks.
Agregaatide koostises on augustamine, pidevsüdamik ja redutseerivad venitusveskid. Tehnoloogilise protsessi järjepidevus, kõigi transporditoimingute automatiseerimine, valtsitud torude suur pikkus tagavad kõrge tootlikkuse, hea kvaliteet torud pinna ja geomeetriliste mõõtmete järgi
Viimastel aastakümnetel on jätkunud torude pidevvaltsimise teel tootmise intensiivne arendamine: ehitatud ja kasutusele võetud ("" Itaalias, Prantsusmaal, USA-s, Argentinas), rekonstrueeritud (Jaapanis) pidevvaltsimise tsehhid, tarnitud seadmed uutele tsehhidele. (Hiinas), on välja töötatud ja ellu viidud on töökodade ehitamise projekte (Prantsusmaal, Kanadas, USA-s, Jaapanis, Mehhikos).
Võrreldes 60ndatel käiku lastud agregaatidega on uutel tehastel olulisi erinevusi: põhiliselt toodetakse naftamaa torusid ja seetõttu ehitatakse tsehhidesse suuri sektsioone nende torude viimistlemiseks, sealhulgas seadmed nende väänamiseks.otsad, kuumtöötlus, torude lõikamine, haakeseadiste tootmine jne; torude suuruste valik on oluliselt laienenud: maksimaalne läbimõõt on suurenenud 168-lt 340 mm-ni, seina paksus - 16-lt 30 mm-ni, mis sai võimalikuks tänu valtsimisprotsessi arengule reguleeritava kiirusega liikuval pikal tornil. pidevatel veskitel ujuva asemel. Uutes toruvaltsimissõlmedes kasutatakse pidevvalatud toorikuid (kandilised ja ümarad), mis tagas nende töö tehnilise ja majandusliku jõudluse olulise paranemise.
Rõngakujulised ahjud (TPA 48-340, Itaalia) on endiselt laialdaselt kasutusel toorikute soojendamiseks, koos sellega on kasutusel jalutuskolletega ahjud (TPA 27-127, Prantsusmaa, TPA 33-194, Jaapan). Kõikidel juhtudel tagab kaasaegse agregaadi kõrge tootlikkuse ühe suure agregaadi võimsusega ahju (võimsus kuni 250 t/h) paigaldamisega. Kõnniviga ahjusid kasutatakse torude soojendamiseks enne redutseerimist (kalibreerimist).
Varrukate valmistamise põhiveskiks on jätkuvalt kahevaltsiline kruvivaltspink, mille konstruktsiooni täiustatakse näiteks fikseeritud joonlaudade asendamisega käitatavate juhtketaste vastu. Ruuttoorikute puhul eelneb tehnilises liinis olevale spiraalvaltspingile kas pressvaltspink (Itaalias TPA 48-340, Jaapanis TPA 33-194) või servakalibreerimisveski ja sügavtsentreerimispress (TPA 60-245, Prantsusmaa).
Üks peamisi suundi edasine areng pidevvaltsimise meetod on torude kasutamine, mis liiguvad valtsimise ajal kontrollitud kiirusega, mitte ujuvad. Spetsiaalse mehhanismi abil, mis arendab hoidejõudu 1600-3500 kN, seatakse südamik teatud kiirusele (0,3-2,0 m/s), mida hoitakse kas seni, kuni toru on valtsimise käigus tornist täielikult eemaldatud (retented mandrel). ) või kuni teatud hetk, millest abi liigub ujuva (osaliselt hoitud tornina). Kõiki neid meetodeid saab kasutada teatud läbimõõduga torude tootmisel. Nii et väikese läbimõõduga torude puhul on peamine meetod veeremine ujuvtorul, keskmisel (kuni 200 mm) - osaliselt hoiul, suurtel (kuni 340 mm ja rohkem) - hoiul.
Reguleeritava kiirusega (hoitavate, osaliselt hoitud) torude kasutamine ujuvate asemel pidevatel veskitel laiendab oluliselt sortimenti, suurendab torude pikkust ja suurendab nende täpsust. Huvi on individuaalne Konstruktiivsed otsused; näiteks läbistava veski varda kasutamine pideva veski osaliselt kinnipeetava südamikuna (TPA 27-127, Prantsusmaa), südamiku jaamavälist sisestamist hülsi (TPA 33-194, Jaapan).
Uued agregaadid on varustatud kaasaegsete redutseerimis- ja suurusveskitega ning üht neist veskitest kasutatakse kõige sagedamini. Jahutuslauad on ette nähtud torude vastuvõtmiseks pärast vähendamist ilma eelneva lõikamiseta.
Toruveskite automatiseerimise üldist hetkeseisu hinnates võib märkida järgmisi tunnuseid.
Rulltoodete ja tööriistade liikumisega läbi üksuse seotud transporditoimingud on täielikult automatiseeritud traditsiooniliste lokaalsete (peamiselt mittekontaktsete) automaatikaseadmete abil. Selliste seadmete baasil sai võimalikuks pideva ja diskreetse-pideva tehnoloogilise protsessiga suure jõudlusega agregaatide kasutuselevõtt.
Tegelikult on toruveskite tehnoloogilised protsessid ja isegi üksikud toimingud seni ilmselgelt ebapiisavalt automatiseeritud ning selles osas jääb nende automatiseerituse tase märgatavalt alla näiteks pidevate lehtveskite valdkonnas saavutatule. Kui juhtarvutite (CCM) kasutamine lehetehastes on muutunud praktiliselt üldtunnustatud normiks, siis torutehaste puhul on näited Venemaal veel haruldased, kuigi praegu on protsessijuhtimissüsteemide ja automatiseeritud juhtimissüsteemide arendamine ja juurutamine muutunud normiks. välismaal. Siiani on paljudes meie riigi torutehastes näiteid peamiselt automatiseeritud protsessijuhtimise üksikute alamsüsteemide tööstuslikust rakendamisest, kasutades pooljuhtloogika ja arvutitehnoloogia elemente kasutades spetsiaalseid seadmeid.
Selline olukord tuleneb peamiselt kahest tegurist. Ühest küljest olid kuni viimase ajani torude kvaliteedi ja eelkõige mõõtmete stabiilsuse nõuded suhteliselt täidetud. lihtsad vahendid(eelkõige veskiseadmete ratsionaalsed konstruktsioonid). Need tingimused ei stimuleerinud täiuslikumaid ja loomulikult keerukamaid arendusi, näiteks kasutades suhteliselt kalleid ja mitte alati piisavalt töökindlaid CCM-e. Teisest küljest osutus spetsiaalsete mittestandardsete tehniliste automatiseerimisvahendite kasutamine võimalikuks ainult lihtsamate ja vähem tõhusate ülesannete jaoks, samas kui arendus ja tootmine nõudis märkimisväärset aega ja raha, mis ei aidanud kaasa valdkonna arengule. Vaatlusalune.
Siiski ei saa rahuldada üha kasvavaid kaasaegseid nõudeid torude tootmisele, sealhulgas torude kvaliteedile. traditsioonilisi lahendusi. Pealegi, nagu näitab praktika, langeb märkimisväärne osa nende nõuete täitmiseks tehtavatest jõupingutustest automatiseerimine ja praegu on vaja neid režiime torude valtsimise ajal automaatselt muuta.
Kaasaegsed edusammud elektriajamite ja automatiseerimise erinevate tehniliste vahendite juhtimise vallas, eelkõige miniarvutite ja mikroprotsessortehnoloogia vallas, võimaldavad radikaalselt täiustada toruveskite ja agregaatide automatiseerimist, ületada erinevaid tootmis- ja majanduspiiranguid.
Kaasaegsete tehniliste automatiseerimisvahendite kasutamine eeldab samaaegset nõuete tõstmist ülesannete püstitamise õigsusele ja nende lahendamise viiside valikule ning eelkõige tehnoloogiliste protsesside mõjutamise kõige tõhusamate viiside valikule. Selle probleemi lahendus võib olla mida hõlbustas olemasolevate kõige tõhusamate tehniliste lahenduste analüüs torutehaste automatiseerimiseks.
Pideva toruvaltsimise sõlmede kui automaatikaobjektide uuringud näitavad, et nende tehniliste ja majanduslike näitajate edasiseks parandamiseks on olemas märkimisväärsed reservid, automatiseerides torude valtsimise tehnoloogilist protsessi nendel sõlmedel.
Pideva veskis pikal ujuvsüdamikul valtsimisel indutseeritakse ka seina paksuse otsa pikisuunaline erinevus. Tõmbetorude tagumiste otste seinapaksus on keskmisest 0,2-0,3 mm võrra suurem. Paksendatud seinaga tagumise otsa pikkus võrdub 2-3 vaheruumiga. Seina paksenemisega kaasneb läbimõõdu suurenemine piirkonnas, mis on eraldatud toru tagumisest otsast ühe vahega. Mööduvate tingimuste tõttu on esiotste seinapaksus keskmisest 0,05-0,1 mm väiksem.Pingega rullides paksenevad ka torude esiotste seinad. Karedate torude paksuse pikisuunaline kõikumine säilib järgneval redutseerimisel ja see toob kaasa valmis torude tagumiste äralõigatud paksenenud otste pikkuse pikenemise.
Reduktsioonivenitusveskites valtsimisel pakseneb torude otste sein pinge vähenemise tõttu võrreldes püsiseisundiga, mis tekib alles 3-4 veski stendi täitmisel. Üle tolerantsi paksenenud seinaga torude otsad lõigatakse ära ja sellega kaasnevad metallijäätmed määravad põhiosa seadme kogutarbimiskoefitsiendist.
Torude pikisuunalise variatsiooni üldine olemus pärast pidevat veskit kandub peaaegu täielikult üle valmis torudele. Seda kinnitavad 109 x 4,07–60 mm mõõtmetega torude valtsimise tulemused viiel pingutusrežiimil YuTZ-paigaldise 30-102 redutseerimisveskil. Katse käigus valiti igal kiirusrežiimil 10 toru, mille otsaosad lõigati 10 250 mm pikkuseks osaks ja keskelt kolm harutoru, mis paiknesid 10, 20 ja 30 m kaugusel torust. esiots. Pärast seadme seina paksuse mõõtmist, paksuste erinevuste diagrammide dešifreerimist ja andmete keskmistamist joonistati graafilised sõltuvused, nagu on näidatud joonisel fig. 54 .
Seega mõjutavad torude seina kogupaksuse märgitud komponendid märkimisväärselt pidevate seadmete tehnilist ja majanduslikku jõudlust, need on seotud pidev- ja redutseerimistehastes valtsimisprotsesside füüsiliste omadustega ning neid saab kõrvaldada või oluliselt vähendada ainult läbi eriline automaatsed süsteemid mis muudavad veski seadistust torude valtsimise ajal. Nende komponentide loomulik olemus seinapaksuse erinevusest võimaldab selliste süsteemide baasil kasutada programmijuhtimise põhimõtet.
On ka teisi tehnilisi lahendusi lõppjäätmete vähendamise probleemile redutseerimisel, kasutades automaatseid juhtsüsteeme torude valtsimise protsessi jaoks redutseerimistehases, millel on individuaalne statiiviajam (Saksamaa patendid nr 1602181 ja Suurbritannia 1274698). Tänu rullide kiiruse muutumisele torude esi- ja tagaotste valtsimisel tekivad täiendavad tõmbejõud, mis viib seina paksuse otsa pikisuunalise erinevuse vähenemiseni. On tõendeid selle kohta, et sellised tarkvaralised kiiruse korrigeerimise süsteemid reduktortehase peaajamite jaoks töötavad seitsmel välismaisel toruvaltsimisüksusel, sealhulgas kahel Mülheimis (Saksamaa) asuval pideva valtsimisseadmega seadmel. Üksused tarnis Mannesmann (Saksamaa).
Teine seade toodi turule 1972. aastal ja see sisaldab 28-stendilist eraldi ajamiga reduktorveskit, mis on varustatud kiiruse korrigeerimise süsteemiga. Kiiruse muutused toruotste läbimise ajal viiakse esimeses kümnes stendis läbi sammude kaupa, lisades töökiiruse väärtusele. Maksimaalne kiiruse muutmine toimub stendil nr 1, minimaalne - stendil nr 10. Veskis toruotste asukoha anduritena kasutatakse fotoreleed, mis annavad käsklusi kiiruse muutmiseks. Vastavalt vastuvõetud kiiruse korrigeerimise skeemile tarnitakse esimese kümne statiivi üksikud ajamid paralleelse tagurdusskeemi järgi, järgnevad statiivid - mittetagurdusskeemi järgi. Märgitakse, et reduktorveski ajamite pöörete korrigeerimine võimaldab segatootmisprogrammiga sõlme tootlust tõsta 2,5%. Läbimõõdu vähenemise astme suurenemisega see efekt suureneb.
Sarnane teave on Hispaanias kahekümne kaheksa stendiga reduktorveski varustamise kohta kiiruse korrigeerimise süsteemiga. Kiiruse muudatusi tehakse esimeses 12 tribüünis. Sellega seoses on ka erinevaid skeeme ajami toiteallikas.
Tuleb märkida, et redutseerimisveskite varustamine pideva toruvaltsimisseadmete osana kiiruse korrigeerimise süsteemiga ei lahenda täielikult lõppjäätmete vähendamise probleemi redutseerimise ajal. Selliste süsteemide tõhusus peaks vähenema läbimõõdu vähenemise korral.
Programmilisi protsessijuhtimissüsteeme on kõige lihtsam rakendada ja need annavad suure majandusliku efekti. Kuid nende abiga on võimalik torude mõõtmete täpsust parandada ainult ühe selle kolmest komponendist - seina paksuse pikisuunalise erinevuse - vähendamisega. Uuringud näitavad, et valmis torude seinapaksuse kogumuutuse peamine erikaal (umbes 50%) langeb ristseina paksusele. Torude seinte keskmise paksuse kõikumine partiidena on ligikaudu 20% kogu kõikumisest.
Praegu on põikseina varieeruvuse vähendamine võimalik ainult torude valtsimise tehnoloogilise protsessi täiustamisega seadmesse kuuluvatel veskitel. Näited automaatsete süsteemide nendel eesmärkidel kasutamisest pole teada.
Toruseina keskmise paksuse stabiliseerimine partiidena on võimalik nii valtsimistehnoloogia, stendide disaini ja elektriajami täiustamisega kui ka automaatsete protsessijuhtimissüsteemide abil. Torude seinapaksuste leviku vähendamine partiis võib oluliselt tõsta sõlmede tootlikkust ja vähendada metallikulu tänu valtsimisele miinustolerantside valdkonnas.
Erinevalt tarkvarasüsteemidest peavad torude seinte keskmise paksuse stabiliseerimiseks mõeldud süsteemid sisaldama andureid torude geomeetriliste mõõtmete juhtimiseks.
Tehnilised ettepanekud reduktorveskite varustamiseks toruseina paksuse automaatse stabiliseerimise süsteemidega on teada. Süsteemide struktuur ei sõltu üksuse tüübist, mis sisaldab reduktorveskit.
Juhtsüsteemide kompleks torude valtsimise protsessi jaoks pidev- ja redutseerimisveskites, mis on ette nähtud redutseerimise ajal tekkivate lõppjäätmete vähendamiseks ja torude täpsuse suurendamiseks, vähendades seina paksuse pikisuunalist erinevust ja keskmise seinapaksuse levikut, moodustab protsessi juhtimise. üksuse süsteem.
Arvutite kasutamine tootmise juhtimiseks ja torude valtsimise tehnoloogilise protsessi automatiseerimiseks võeti esmakordselt kasutusele Mulheimis asuvas pideva toruvaltsimise tehases 26-114.
Seade on mõeldud torude valtsimiseks läbimõõduga 26-114 mm, seinapaksusega 2,6-12,5 mm. Seade sisaldab rõngasahju, kahte läbitorkamisveskit, 9-stendilist pidevveskit ja 24-stendilist reduktorveskit, mida juhivad eraldi 200 kW mootorid.
1972. aastal käivitatud teine Mulheimi pideva veskiga agregaat on varustatud võimsama arvutiga, mis on määratud ulatuslikumatele funktsioonidele. Seade on ette nähtud kuni 139 mm läbimõõduga ja kuni 20 mm seinapaksusega torude valtsimiseks ning koosneb läbitorkefreesist, kaheksastendilisest pidevveskist ja 28-stendilisest individuaalse ajamiga reduktorveskist. .
Ühendkuningriigis 1969. aastal käivitatud torude pidevrullimise tehas on varustatud ka arvutiga, mille abil planeeritakse tehase laadimist ning mis infosüsteemina jälgib pidevalt valtstoodete ja tööriistade parameetreid. Torude ja toorikute kvaliteedikontroll ning veski seadistuste täpsus viiakse läbi tehnoloogilise protsessi kõikides etappides. Iga veski info saadetakse töötlemiseks arvutisse, misjärel väljastatakse see tehastele operatiivjuhtimiseks.
Ühesõnaga paljud riigid püüavad lahendada valtsimisprotsesside automatiseerimise probleeme, sh. ja meie oma. Pideva veskide juhtimise matemaatilise mudeli väljatöötamiseks on vaja teada etteantud tehnoloogiliste parameetrite mõju valmistorude täpsusele, selleks on vaja arvestada pideva valtsimise iseärasustega.
Torude pinge vähendamise funktsioon on rohkem kõrge kvaliteet tooted, mis on tingitud väiksema põikseinte erinevuse moodustumisest, erinevalt pingeta valtsimisest, samuti väikese läbimõõduga torude saamise võimalusest. Kuid tükkhaaval valtsimisel täheldatakse torude otstes seina paksuse suurenenud pikisuunalist kõikumist. Pingutamisega redutseerimisel paksenenud otsad tekivad tänu sellele, et veski läbimisel toru esi- ja tagaots ei allu pingele täiel määral.
Pinget iseloomustab toru tõmbepinge (x). Kõige täielikum tunnus on plastilise pinge koefitsient, mis on toru pikisuunalise tõmbepinge ja aluses oleva metalli deformatsioonikindluse suhe.
Tavaliselt on redutseerimisveski üles seatud nii, et plastilise pinge koefitsient keskmistel alustel on ühtlaselt jaotunud. Pinge tõuseb ja langeb esimesel ja viimasel tribüünil.
Et tõhustada vähendamise protsessi ja saada õhukese seinaga torud oluline on teada maksimaalset pinget, mida reduktoris saab tekitada. Plastilise tõmbeteguri maksimaalset väärtust veskis (z max) piiravad kaks tegurit: rullide tõmbevõime ja torude purunemise tingimused veskis. Uurimistöö tulemusena selgus, et toru summaarsel vähenemisel veskis kuni 50-55% piirab z max väärtust rullide tõmbevõime.
Töökoda T-3 lõi koos EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" ja ettevõttega "ASK" TPA-80 seadmel ACS-TP süsteemi aluse. Praegu töötavad selle süsteemi järgmised komponendid: UZN-N, UZN-R, ETHERNET sideliin, kõik AWP-d.
3.2 Veerelaua arvutamine
Kaasaegsetes paigaldistes tehnoloogilise protsessi konstrueerimise põhiprintsiibiks on saada pideval veskil sama konstantse läbimõõduga torud, mis võimaldab kasutada ka konstantse läbimõõduga tooriku ja hülsi. Vajaliku läbimõõduga torude saamine tagatakse redutseerimisega. Selline töösüsteem hõlbustab ja lihtsustab oluliselt veskite seadistamist, vähendab tööriistade varu ja, mis kõige tähtsam, võimaldab säilitada kogu seadme kõrge tootlikkuse isegi minimaalse (pärast vähendamist) läbimõõduga torude valtsimisel.
Arvutame veeretabeli veeremise edenemise suhtes vastavalt punktis kirjeldatud meetodile. Toru välisläbimõõt pärast vähendamist määratakse viimase rullide paari mõõtmetega.
D p 3 \u003d (1,010..1.015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm
kus D p on valmis toru läbimõõt pärast redutseerimisveskit.
Seina paksus pärast pidev- ja reduktorveskeid peab olema võrdne valmis toru seina paksusega, s.o. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.
Kuna pideva veski järel tuleb välja sama läbimõõduga toru, võtame D n \u003d 94 mm. Pidevveskites tagab rullide kalibreerimine, et viimases rullides on toru siseläbimõõt 1-2 mm võrra suurem kui südamiku läbimõõt, nii et toru läbimõõt on võrdne:
H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 = 85,6 mm.
Võtame torude läbimõõduks 85 mm.
Hülsi siseläbimõõt peab tagama torni vaba sisestamise ja seda võetakse 5-10 mm võrra suurem kui torni läbimõõt
d g \u003d n + (5...10) = 85 + 10 \u003d 95 mm.
Aktsepteerime varruka seina:
S g \u003d S n + (11...14) = 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.
Varrukate välisläbimõõt määratakse siseläbimõõdu ja seina paksuse väärtuse alusel:
D g = d g + 2S g = 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.
Kasutatava tooriku läbimõõt D h =120 mm.
Torkeveski südamiku läbimõõt valitakse valtsimise mahtu arvestades, s.o. hülsi siseläbimõõdu tõus, mis on 3% kuni 7% siseläbimõõdust:
P \u003d (0,92 ... 0,97) d g = 0,93 * 95 \u003d 88 mm.
Torke-, pidev- ja redutseerimisveskite tõmbekoefitsiendid määratakse järgmise valemiga:
,
Üldine loosimise suhe on:
Sarnaselt arvutati ka valtslaud torude mõõtmetega 48,3×4,0 mm ja 60,3×5,0 mm.
Rulllaud on esitatud tabelis. 3.1.
Tabel 3.1 - TPA-80 veerelaud
| Valmis torude suurus, mm | Töödeldava detaili läbimõõt, mm | Torkeveski | Pidev veski | reduktsiooniveski | Üldine pikenemise suhe | ||||||||||
| Välisdiameeter | seina paksus | Varruka suurus, mm | Torni läbimõõt, mm | Joonistussuhe | Toru mõõdud, mm | Torni läbimõõt, mm | Joonistussuhe | Toru suurus, mm | Stendide arv | Joonistussuhe | |||||
| Läbimõõt | seina paksus | Läbimõõt | seina paksus | Läbimõõt | seina paksus | ||||||||||
| 33,7 | 3,2 | 120 | 125 | 15 | 88 | 2,20 | 94 | 3,2 | 85 | 5,68 | 34 | 3,2 | 24 | 2,9 | 36,24 |
| 48,3 | 4,0 | 120 | 125 | 15 | 86 | 2,2 | 94 | 4,0 | 84 | 4,54 | 48,6 | 4,5 | 16 | 1,94 | 19,38 |
| 60,3 | 5,0 | 120 | 125 | 18 | 83 | 1,89 | 94 | 5,0 | 82 | 4,46 | 61,2 | 5,0 | 12 | 1,52 | 12,81 |
3.3 Redutseerimisveski rullide kalibreerimise arvutamine
Rulli kalibreerimine on oluline lahutamatu osa veski töörežiimi arvutamine. See määrab suuresti torude kvaliteedi, tööriista tööea, koormuse jaotuse tööalustel ja ajami.
Rulli kalibreerimise arvutus sisaldab:
a) osadeformatsioonide jaotus veski puistutes ja kaliibrite keskmiste läbimõõtude arvutamine;
b) rullide kaliibrite mõõtmete määramine.
3.3.1 Osaline pingejaotus
Vastavalt osadeformatsioonide muutumise iseloomule võib redutseerimisveski puistud jagada kolme rühma: veski alguses olev pea, milles valtsimisel suurenevad taandused intensiivselt; kalibreerimine (veski lõpus), mille käigus deformatsioonid vähendatakse miinimumväärtuseni ja nende vahele jääv puisturühm (keskel), milles osadeformatsioonid on maksimaalsed või neile lähedased.
Torude tõmbega valtsimisel võetakse osade deformatsioonide väärtused toruprofiili stabiilsusseisundi alusel plastilise tõmbeväärtuse juures, mis tagab etteantud suurusega toru valmistamise.
Plastilise kogupinge koefitsiendi saab määrata järgmise valemiga:
,
kus on logaritmilisel kujul võetud teljesuunalised ja tangentsiaalsed deformatsioonid; T on kolme rulli kaliibri puhul valemiga määratud väärtus
T= 
,
kus (S/D) cp on seina paksuse ja läbimõõdu keskmine suhe toru deformatsiooniperioodil veskis; k-tegur, võttes arvesse toru paksuse astme muutust.
,
,
kus m on toru kogu deformatsiooni väärtus piki läbimõõtu.
.
,
.
Kriitilise osalise vähenemise väärtus sellise plastilise pinge koefitsiendi juures võib vastavalt aastal ulatuda teises puistus 6%, kolmandas 7,5% ja neljandas 10%ni. Esimeses puuris on soovitatav võtta vahemikus 2,5-3%. Stabiilse haarde tagamiseks vähendatakse aga üldiselt survet.
Veski eel- ja viimistlusstendidel vähendatakse ka vähendamist, kuid selleks, et vähendada rullide koormust ja parandada valmistorude täpsust. Suuruse määramise grupi viimases stendis võetakse vähendamine võrdseks nulliga, eelviimasel - kuni 0,2 keskmise rühma viimase stendi vähendamisest.
IN keskmine rühm puistutel harjutatakse osadeformatsioonide ühtlast ja ebaühtlast jaotumist. Ühtlase survejaotuse korral kõigis selle rühma puistutes eeldatakse, et need on konstantsed. Konkreetsete deformatsioonide ebaühtlasel jaotusel võib olla mitu varianti ja seda iseloomustavad järgmised mustrid:
kokkusurumine keskmises rühmas väheneb proportsionaalselt esimestest püstikutest viimaseni - langemisrežiim;
keskmise rühma esimestes puistutes vähendatakse osalisi deformatsioone, ülejäänud jäetakse konstantseks;
kompressiooni keskmises rühmas suurendatakse kõigepealt ja seejärel vähendatakse;
keskmise rühma paaris esimestes puistutes jäetakse osalised deformatsioonid konstantseks ja ülejäänutes vähendatakse.
Stude keskmise rühma deformatsioonirežiimide vähenemisel vähenevad erinevused veeremisvõimsuses ja ajami koormus, mis on tingitud metalli vastupidavuse suurenemisest valtsimise ajal deformatsioonile, mis on tingitud selle temperatuuri langusest ja tõusust. pingekiiruses. Arvatakse, et kahanemise vähendamine veski lõpu poole parandab ka torude välispinna kvaliteeti ja vähendab põikseinte varieerumist.
Rullide kalibreerimise arvutamisel eeldame vähendamiste ühtlast jaotust.
Osaliste deformatsioonide väärtused veski puistutes on näidatud joonisel fig. 3.1.
Crimp Distribution
Osaliste deformatsioonide aktsepteeritud väärtuste põhjal saab kaliibrite keskmise läbimõõdu arvutada valemiga
.
Veski esimesele statiivile (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, siis
mm.
Selle valemi järgi arvutatud kaliibrite keskmised läbimõõdud on toodud 1. lisas.
3.3.2 Rulli gabariidi määramine
Kolme valtsveskite kaliibrite kuju on näidatud joonisel fig. 3.2.
Ovaalne läbipääs saadakse, joonistades selle raadiusega r, mille keskpunkt on veeretelje suhtes nihutatud ekstsentrilisuse e võrra.
Kaliibri vorm
Kaliibrite raadiuste ja ekstsentrilisuse väärtused määratakse kaliibrite laiuse ja kõrgusega vastavalt valemitele:
Kaliibri mõõtmete määramiseks on vaja teada selle pooltelgede a ja b väärtusi ning nende määramiseks kaliibri ovaalsuse väärtust
Kaliibri ovaalsuse määramiseks võite kasutada valemit:
Eksponent q iseloomustab kaliibri laienemise võimalikku väärtust. Kolmerullilistes statiivides vähendades võetakse q = 1,2.
Kaliibri pooltelgede väärtused määravad sõltuvused:
kus f on parandustegur, mille saab arvutada ligikaudse valemi abil
Arvutame kaliibri mõõtmed vastavalt ülaltoodud valemitele esimese stendi jaoks.
Ülejäänud puistute puhul tehakse arvutus sarnaselt.
Praegu tehakse rullide sooned pärast rullide paigaldamist tööalusesse. Puurimine toimub spetsiaalsetel ümmarguse lõikuriga masinatel. Puurimisskeem on näidatud joonisel fig. 3.3.
Riis. 3.3 – kaliibriga avamuster
Antud väärtustega a ja b kaliibri saamiseks on vaja määrata lõikuri läbimõõt D f ja selle nihe rulli telgede tasapinna suhtes (parameeter X). D f ja X määratakse järgmiste matemaatiliselt täpsete valemitega:
Kolmerulliliste veskite puhul on nurk a 60°.Di on ideaalne rulli läbimõõt, Di=330mm.
Ülaltoodud valemite järgi arvutatud väärtused on kokku võetud tabelis. 3.2.
Tabel 3.2 – Rulli kalibreerimine
| Stendi number | d, mm | m,% | a, mm | b, mm | r, mm | e, mm | D f, mm | X, mm |
| 1 | 91,17 | 2,0 | 45,60 | 45,50 | 45,80 | 0,37 | 91,50 | 8,11 |
| 2 | 87,07 | 4,5 | 43,60 | 43,40 | 43,80 | 0,35 | 87,40 | 8,00 |
| 3 | 82,71 | 5,0 | 41,40 | 41,20 | 41,60 | 0,33 | 83,00 | 7,87 |
| 4 | 78,58 | 5,0 | 39,30 | 39,20 | 39,50 | 0,32 | 78,80 | 7,73 |
| 5 | 74,65 | 5,0 | 37,40 | 37,20 | 37,50 | 0,3 | 74,90 | 7,59 |
| 6 | 70,92 | 5,0 | 35,50 | 35,40 | 35,70 | 0,28 | 71,20 | 7,45 |
| 7 | 67,37 | 5,0 | 33,70 | 33,60 | 33,90 | 0,27 | 67,60 | 7,32 |
| 8 | 64,00 | 5,0 | 32,00 | 31,90 | 32,20 | 0,26 | 64,20 | 7,18 |
| 9 | 60,80 | 5,0 | 30,40 | 30,30 | 30,60 | 0,24 | 61,00 | 7,04 |
| 10 | 57,76 | 5,0 | 28,90 | 28,80 | 29,00 | 0,23 | 58,00 | 6,90 |
| 11 | 54,87 | 5,0 | 27,50 | 27,40 | 27,60 | 0,22 | 55,10 | 6,76 |
| 12 | 52,13 | 5,0 | 26,10 | 26,00 | 26,20 | 0,21 | 52,30 | 6,62 |
| 13 | 49,52 | 5,0 | 24,80 | 24,70 | 24,90 | 0,2 | 49,70 | 6,48 |
| 14 | 47,05 | 5,0 | 23,60 | 23,50 | 23,70 | 0,19 | 47,20 | 6,35 |
| 15 | 44,70 | 5,0 | 22,40 | 22,30 | 22,50 | 0,18 | 44,80 | 6,21 |
| 16 | 42,46 | 5,0, | 21,30 | 21,20 | 21,30 | 0,17 | 42,60 | 6,08 |
| 17 | 40,34 | 5,0 | 20,20 | 20,10 | 20,30 | 0,16 | 40,50 | 5,94 |
| 18 | 38,32 | 5,0 | 19,20 | 19,10 | 19,30 | 0,15 | 38,50 | 5,81 |
| 19 | 36,40 | 5,0 | 18,20 | 18,10 | 18,30 | 0,15 | 36,50 | 5,69 |
| 20 | 34,77 | 4,5 | 17,40 | 17,30 | 17,50 | 0,14 | 34,90 | 5,57 |
| 21 | 34,07 | 2 | 17,10 | 17,00 | 17,10 | 0,14 | 34,20 | 5,52 |
| 22 | 34,07 | 0 | 17,10 | 17,00 | 17,10 | 0,14 | 34,20 | 5,52 |
| 23 | 34,00 | 0 | 17,00 | 17,00 | 17,00 | 0 | 34,10 | 5,52 |
| 24 | 34,00 | 0 | 17,00 | 17,00 | 17,00 | 0 | 34,10 | 5,52 |
3.4 Arvutamine kiiruspiirang
Veski kiirusrežiimi arvutamine seisneb rullide pöörete arvu ja nende järgi ka mootorite pöörete arvu määramises.
Torude tõmbega valtsimisel mõjutab seina paksuse muutust suuresti plastilise pinge väärtus. Sellega seoses on kõigepealt vaja määrata veski plastist kogupingete koefitsient - ztot, mis tagaks vajaliku seina. Ztot arvutamine on toodud punktis 3.3.
,
kus on koefitsient, võttes arvesse mittekontaktsete deformatsioonitsoonide mõju:
;
l i on võttekaare pikkus:
;
- haardenurk:
;
f on hõõrdetegur, aktsepteerime f=0,5; a on rullide arv stendis, a=3.
Esimeses töölauas z c1 =0. Järgmistel stendidel võite võtta z p i -1 = z s i .
,
;
;
.
Asendades esimese stendi andmed ülaltoodud valemitega, saame:
mm;
;
;
;
; ;
mm.
Pärast sarnaseid arvutusi teise puistu puhul saadi järgmised tulemused: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. Selle peale peatame z p i arvutamise ülaltoodud meetodil, sest tingimus z n2 >z kokku on täidetud.
Täieliku libisemise seisundist määrame maksimaalse võimaliku pinge z z viimases deformeerivas puistus, s.o. z s21 . Sel juhul eeldame, et z p21 =0.
.
mm;
;
;
Seina paksus 21. tribüüni ees, s.o. S 20, saab määrata järgmise valemiga:
.
;
; ;
mm.
Pärast sarnaseid arvutusi 20. puistu kohta saadi järgmised tulemused: z z 20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, z z 18 = 0,416, S 17 = 3 mm, S 17 = 3,17 mm. 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Selle peale me peatame z p i arvutamise, sest tingimus z z14 >z kokku on täidetud.
Veskipuistute arvutatud seinapaksuse väärtused on toodud tabelis. 2.20.
Rullide pöörete arvu määramiseks on vaja teada rullide valtsimise läbimõõtu. Valtsimise läbimõõtude määramiseks võite kasutada valemeid, mis on esitatud:
, (2)
kus D in i on rulli läbimõõt ülaosas;
.
Kui 
, siis tuleks rullide valtsimise läbimõõt arvutada vastavalt võrrandile (1), kui see tingimus ei ole täidetud, siis tuleks kasutada (2).
Väärtus iseloomustab neutraalse joone asukohta juhul, kui see on võetud paralleelselt (plaanis) veereteljega. Jõu tasakaalu seisundist deformatsioonitsoonis sellise libisemistsoonide paigutuse korral
,
Arvestades sisendrullimise kiirust V =1,0 m/s, arvutasime esimese statiivi rullide pöörete arvu
p/min
Ülejäänud puistute käibed leiti valemiga:
.
Kiirusrežiimi arvutamise tulemused on toodud tabelis 3.3.
Tabel 3.3 – piirkiiruse arvutamise tulemused
| Stendi number | S, mm | Dcat, mm | n, p/min |
| 1 | 3,223 | 228,26 | 84,824 |
| 2 | 3,251 | 246,184 | 92,917 |
| 3 | 3,252 | 243,973 | 99,446 |
| 4 | 3,258 | 251,308 | 103,482 |
| 5 | 3,255 | 256,536 | 106,61 |
| 6 | 3,255 | 256,832 | 112,618 |
| 7 | 3,255 | 260,901 | 117,272 |
| 8 | 3,255 | 264,804 | 122,283 |
| 9 | 3,254 | 268,486 | 127,671 |
| 10 | 3,254 | 272,004 | 133,378 |
| 11 | 3,254 | 275,339 | 139,48 |
| 12 | 3,253 | 278,504 | 146,046 |
| 13 | 3,253 | 281,536 | 153,015 |
| 14 | 3,252 | 284,382 | 160,487 |
| 15 | 3,252 | 287,105 | 168,405 |
| 16 | 3,251 | 289,69 | 176,93 |
| 17 | 3,250 | 292,131 | 185,998 |
| 18 | 3,250 | 292,049 | 197,469 |
| 19 | 3,192 | 293,011 | 204,24 |
| 20 | 3,193 | 292,912 | 207,322 |
| 21 | 3,21 | 292,36 | 208,121 |
| 22 | 3,15 | 292,36 | 209 |
| 23 | 3,22 | 292,36 | 209 |
| 24 | 3,228 | 292,36 | 209 |
Vastavalt tabelile 3.3. koostati rullide pöörete muutuste graafik (joonis 3.4.).
Veeremise kiirus
3.5 Rullimise võimsusparameetrid
Redutseerimisprotsessi eripäraks võrreldes teiste pikisuunaliste valtsimisviisidega on märkimisväärsete vahepingete olemasolu. Pinge olemasolu mõjutab oluliselt valtsimise võimsusparameetreid – metalli survet rullidele ja valtsimismomente.
Metalli jõud rullile P on vertikaalsete R-i ja horisontaalsete Rg-komponentide geomeetriline summa:
Rullidele mõjuva metallijõu vertikaalkomponent määratakse järgmise valemiga:
,
kus p on metalli keskmine erirõhk rullile; l on deformatsioonitsooni pikkus; d on mõõteriista läbimõõt; a on rullide arv stendis.
Horisontaalne komponent Р g võrdub eesmise ja tagumise pinge jõudude vahega:
kus z p, z z on eesmise ja tagumise plastilise pinge koefitsiendid; F p, F c - toru esi- ja tagaotsa ristlõikepindala; s S on deformatsioonikindlus.
Keskmiste erirõhkude määramiseks on soovitatav kasutada valemit V.P. Anisiforova:
.
Veeremoment (kokku aluse kohta) määratakse järgmise valemiga:
.
Deformatsioonikindlus määratakse järgmise valemiga:
,
kus Т – valtsimistemperatuur, °С; H on nihkepingete intensiivsus, 1/s; e - suhteline vähendamine; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 on empiirilised koefitsiendid, terase 10 puhul: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (–2 ,8 ).
Pingutuskiiruse intensiivsus määratakse valemiga
kus L on nihkedeformatsiooni aste:
t on deformatsiooniaeg:
Rulli nurkkiirus leitakse järgmise valemiga:
,
Võimsus leitakse valemiga:
Tabelis. 3.4. toodud valtsimise võimsusparameetrite arvutamise tulemused ülaltoodud valemite järgi.
Tabel 3.4 – Valtsimise võimsusparameetrid
| Stendi number | s S, MPa | p, kN/m2 | P, kN | M, kNm | N, kW |
| 1 | 116,78 | 10,27 | 16,95 | -1,91 | -16,93 |
| 2 | 154,39 | 9,07 | 25,19 | 2,39 | 23,31 |
| 3 | 162,94 | 9,1 | 21,55 | 2,95 | 30,75 |
| 4 | 169,48 | 9,69 | 22,70 | 3,53 | 38,27 |
| 5 | 167,92 | 9,77 | 20,06 | 2,99 | 33,37 |
| 6 | 169,48 | 9,84 | 19,06 | 3,35 | 39,54 |
| 7 | 171,12 | 10,47 | 18,79 | 3,51 | 43,11 |
| 8 | 173,01 | 11,15 | 18,59 | 3,68 | 47,23 |
| 9 | 175,05 | 11,89 | 18,39 | 3,86 | 51,58 |
| 10 | 176,70 | 12,64 | 18,13 | 4,02 | 56,08 |
| 11 | 178,62 | 13,47 | 17,90 | 4,18 | 61,04 |
| 12 | 180,83 | 14,36 | 17,71 | 4,35 | 66,51 |
| 13 | 182,69 | 15,29 | 17,48 | 4,51 | 72,32 |
| 14 | 184,91 | 16,31 | 17,26 | 4,67 | 78,54 |
| 15 | 186,77 | 17,36 | 16,83 | 4,77 | 84,14 |
| 16 | 189,19 | 18,53 | 16,65 | 4,94 | 91,57 |
| 17 | 191,31 | 19,75 | 16,59 | 5,14 | 100,16 |
| 18 | 193,57 | 22,04 | 18,61 | 6,46 | 133,68 |
| 19 | 194,32 | 26,13 | 15,56 | 4,27 | 91,34 |
| 20 | 161,13 | 24,09 | 11,22 | 2,55 | 55,41 |
| 21 | 134,59 | 22,69 | 8,16 | 1,18 | 33,06 |
| 22 | 175,14 | 15,45 | 7,43 | 0,87 | 25,42 |
| 23 | 180,00 | - | - | - | - |
| 24 | 180,00 | - | - | - | - |
Tabeli järgi. 3.4 Joonistatakse piki valtsimispuiste valtsimise võimsusparameetrite muutuste graafikud (joonis 3.5., 3.6., 3.7.).
Keskmise erirõhu muutus
Metalli jõu muutmine rullile
Veeremomendi muutmine
3.6. Kiiruse alandamisrežiimide mõju uurimine valmis torude otsasektsioonide seinapaksuse pikisuunalise erinevuse väärtusele
3.6.1 Arvutusalgoritmi kirjeldus
Uuring viidi läbi eesmärgiga saada andmeid ajutiste kiiruse vähendamise režiimide mõju kohta valmis torude otsasektsioonide seinapaksuse pikisuunalise erinevuse väärtusele.
Stendivahelise pingekoefitsiendi määramine teadaolevate rulli pöörete põhjal, s.o. sõltuvus Zn i =f(n i /n i -1) viidi läbi vastavalt G.I pakutud nn pöördülesande lahendamise meetodile. Guljajev, et saada seina paksuse sõltuvus rullide pööretest.
Tehnika olemus on järgmine.
Toru kahanemise pidevat protsessi saab kirjeldada võrrandisüsteemiga, mis peegeldab teise mahu püsivuse seaduse järgimist ja jõudude tasakaalu deformatsioonitsoonis:
(3.1.)
Omakorda, nagu hästi teada,
Dcat i =j(Zз i , Zп i , А i),
m i =y(Zз i , Zп i , B i),
kus A i ja B i on väärtused, mis ei sõltu pingest, n i on pöörete arv i-ndas statiivis, i on tõmbesuhe i-ndas statiivis, Dcat i on veeremise läbimõõt rull i-ndas stendis, Zп i , Zz i - eesmised ja tagumised plastilised pingekoefitsiendid.
Arvestades, et Zз i = Zп i -1, saab võrrandisüsteemi (3.1.) kirjutada üldkujul järgmiselt:
(3.2.)
Lahendame võrrandisüsteemi (3.2.) plastilise pinge eesmise ja tagumise koefitsiendi suhtes järjestikuste lähenduste meetodil.
Võttes Zz1 = 0, määrame väärtuse Zp1 ja süsteemi esimesest võrrandist (3.2.) määrame iteratsiooni teel Zp 2, seejärel teisest võrrandist - Zp 3 jne. Arvestades väärtust Zp 1, leiate a lahendus, milles Zp n = 0 .
Teades eesmise ja tagumise plastilise pinge koefitsiente, määrame iga aluse seina paksuse valemi abil:
(3.3.)
kus A on valemiga määratud koefitsient:
;
;
z i - plastilise pinge keskmine (ekvivalent) koefitsient
.
3.6.2 Uuringutulemused
Kasutades MathCAD 2001 Professional tarkvarakeskkonnas tööriista kalibreerimise (lk 3.3.) ja freesi kiiruse seadistamise (valtsikiirused) arvutuste tulemusi ühtlase redutseerimise protsessiga (lk 3.4.) on süsteem (3.2.) ja avaldised (3.3.) lahendati eesmärgiga määrata seina paksuse muutus.
Paksendatud otste pikkust on võimalik vähendada plastilise pinge koefitsiendi suurendamise teel, muutes toru otsaosade valtsimisel rullide pöördeid.
Praeguseks on reduktoris TPA-80 loodud pideva südamikuta valtsimise kiire režiimi juhtimissüsteem. See süsteem võimaldab dünaamiliselt reguleerida PPC-aluste rullimiskiirust torude otsaosade valtsimise ajal vastavalt etteantud lineaarsuhtele. Sellist rullumiskiiruse reguleerimist torude otsaosade valtsimisel nimetatakse kiiruskiiluks. Rullide käibed toru otsaosade valtsimisel arvutatakse järgmise valemiga:
, (3.4.)
kus n i on rullide kiirus i-ndas stendis püsiseisundis, K i on rullide kiiruse vähenemise koefitsient %, i on stendi arv.
Rulli kiiruse vähendamise koefitsiendi sõltuvus antud puistus puistu numbrist on lineaarne
K i \u003d (joonis 3.8.).
Puistus olevate rullide vähendusteguri sõltuvus stendi numbrist.
Selle juhtimisrežiimi kasutamise algandmed on järgmised:
Kiiruse seadistust muutvate stendide arv on piiratud paksendatud otste pikkusega (3…6);
Rullide kiiruse vähenemise ulatust veski esimeses stendis piirab elektriajami võimalus (0,5 ... 15%).
Käesolevas töös, uurimaks RRS-i kiiruse seadistuse mõju otsa pikisuunalisele seinapaksusele, eeldati, et kiiruse seadistuse muutmine torude esi- ja tagaotste vähendamisel viiakse läbi esimeses 6 puistus. Uuring viidi läbi veski esimestes stendides rullide pöörlemiskiiruse muutmise teel ühtlase valtsimisprotsessi suhtes (sirge kaldenurga varieerumine joonisel 3.8).
RRS stendide täitmise ja toruveskist toru väljumise protsesside modelleerimise tulemusena saime torude esi- ja tagaotste seina paksuse sõltuvused torude pöörlemiskiiruse muutuse suurusest. veski esimestes stendides olevad rullid, mis on näidatud joonisel 3.9. ja Joon.3.10. torudele mõõtmetega 33,7x3,2 mm. “Kiiruskiilu” kõige optimaalsem väärtus otsaviimistluse pikkuse minimeerimise ja seina paksuse “löömise” osas DIN 1629 tolerantsiväljas (seina paksuse tolerants ± 12,5%) on K 1 =10-12%. .
Joonisel fig. 3.11. ja joon. 3.12. valminud torude eesmiste ja tagumiste paksendatud otste pikkuste sõltuvused on antud siirdete modelleerimise tulemusena saadud “kiiruskiilu” (K 1 =10%) abil. Ülaltoodud sõltuvustest saab teha järgmised järeldused: "kiiruskiilu" kasutamine annab märgatava efekti ainult alla 60 mm läbimõõduga ja alla 5 mm seinapaksusega ning suurema läbimõõduga torude valtsimisel. ja toru seina paksus, ei toimu standardi nõuete saavutamiseks vajalikku seina õhenemist.
Joonisel fig. 3.13., 3.14., 3.15., paksendatud esiotsa pikkuste sõltuvused valmis torude välisläbimõõdust on antud seinapaksuste puhul 3,5, 4,0, 5,0 mm erinevatel kiiruse väärtustel. kiil” (võtsime kiiruse vähendamise rullide koefitsiendiks K 1 5%, 10%, 15%).
Toru esiotsa seina paksuse sõltuvus väärtusest
“kiiruskiil” suurusele 33,7x3,2 mm
Toru tagumise otsa seina paksuse sõltuvus “kiiruskiilu” väärtusest suuruse 33,7x3,2 mm puhul
Toru esiosa paksendatud otsa pikkuse sõltuvus D-st ja S-st (K 1 \u003d 10%)
Toru tagumise paksendatud otsa pikkuse sõltuvus D-st ja S-st (K 1 \u003d 10%)
Toru esiosa paksendatud otsa pikkuse sõltuvus valmis toru läbimõõdust (S=3,5 mm) "kiiruskiilu" erinevatel väärtustel.
Toru esiosa paksendatud otsa pikkuse sõltuvus valmis toru läbimõõdust (S=4,0 mm) "kiiruskiilu" erinevatel väärtustel
Toru esiosa paksendatud otsa pikkuse sõltuvus valmis toru läbimõõdust (S=5,0 mm) "kiiruskiilu" erinevatel väärtustel.
Ülaltoodud graafikutelt on näha, et valminud torude otsapaksuse erinevuse vähendamise osas annab suurima efekti PPC rullide pöörete dünaamiline juhtimine K 1 =10...15% piires. Ebapiisavalt intensiivne “kiiruskiilu” muutus (K 1 =5%) ei võimalda toru otsaosade seinapaksust õhendada.
Samuti ei suuda üle 5 mm paksuse seinaga torude valtsimisel “kiiruskiilu” toimel tekkiv pinge rullide ebapiisava tõmbevõime tõttu seina õhendada. Üle 60 mm läbimõõduga torude valtsimisel on reduktorveski pikenemise suhe väike, mistõttu otste paksenemist praktiliselt ei toimu, seetõttu on kiiruskiilu kasutamine ebaotstarbekas.
Ülaltoodud graafikute analüüs näitas, et "kiiruskiilu" kasutamine reduktoril TPA-80 JSC "KresTrubZavod" võimaldab vähendada esiosa paksendatud otsa pikkust 30%, tagumise paksendatud otsa pikkust 25%.
Nagu arvutused Mochalov D.A. rohkemate jaoks tõhus rakendus"kiiruskiil", et veelgi vähendada otsa trimmi, on vaja tagada esimeste stendide töö pidurdusrežiimis, kasutades peaaegu täielikult rullide võimsust, kuna kasutatakse rulli keerukamat mittelineaarset sõltuvust. kiiruse vähendamise koefitsient antud stendis stendi numbril. Vaja on luua teaduslikult põhjendatud metoodika optimaalse funktsiooni K i =f(i) määramiseks.
Sellise RRS-i optimaalse juhtimise algoritmi väljatöötamine võib olla eesmärk UZS-R edasiseks arendamiseks täieõiguslikuks APCS TPA-80-ks. Nagu näitab selliste protsessijuhtimissüsteemide kasutamise kogemus, võimaldab rullide pöörete arvu reguleerimine torude otsasektsioonide valtsimisel ettevõtte Mannesmanni sõnul (rakendusprogrammide pakett CARTA) vähendada pöördeid. torude otsalõike suurus üle 50%, tänu torude vähendamise protsessi automaatsele juhtimissüsteemile, mis hõlmab nii freesi juhtimise alamsüsteemi kui ka mõõtmise alamsüsteemi, samuti optimaalse arvutamise alamsüsteemi. vähendamise režiim ja reaalajas protsessi juhtimine.
4. PROJEKTI TEOSTAVUSUURING
4.1 Kavandatava tegevuse olemus
Selles projektis tehakse ettepanek võtta kasutusele optimaalne valtsimiskiiruse režiim venivuse vähendamise veskis. Selle meetme tõttu on plaanis vähendada metalli kulukoefitsienti ning seoses valmis torude lõigatud paksenenud otste pikkuse vähenemisega on oodata tootmismahtude kasvu keskmiselt 80 tonni võrra kuus.
Selle projekti elluviimiseks vajalikud kapitaliinvesteeringud on 0 rubla.
Projekti rahastamist saab teostada kirje "jooksev remont", kuluprognooside alt. Projekti saab lõpetada ühe päeva jooksul.
4.2 Tootmismaksumuse arvutamine
1t omahinna arvestus. tabelis on toodud olemasolevate standardite kohased tooted torude paksenenud otste kärpimiseks. 4.1.
Projekti arvestus on toodud tabelis. 4.2. Kuna projekti elluviimise tulemuseks ei ole toodangu suurenemine, ei tehta töötlusetapi maksumuste ümberarvutamist projekteerimisarvutuses. Projekti tasuvus seisneb kulude vähendamises kärpimisjäätmete vähendamise kaudu. Kärpimine väheneb metalli kulukoefitsiendi vähenemise tõttu.
4.3 Projekteerimisnäitajate arvutamine
Projekti näitajate arvutamisel lähtutakse tabelis toodud kuluarvestusest. 4.2.
Kokkuhoid kulude vähendamisest aastas:
Nt \u003d (C 0 -C p) * V pr \u003d (12200,509-12091,127) * 110123,01 \u003d 12045475,08r.
Teatatud kasum:
Pr 0 \u003d (P-C 0) * V alates \u003d (19600-12200,509) * 109123,01 \u003d 807454730,39r.
Projekti kasum:
Pr p \u003d (P-C p) * V pr \u003d (19600-12091.127) * 110123.01 \u003d 826899696.5r.
Kasumi kasv on järgmine:
Pr \u003d Pr p - Pr 0 \u003d 826899696,5-807454730,39 \u003d 19444966,11r.
Toote kasumlikkus oli:
Toodete kasumlikkus projekti jaoks:
Aruande ja projekti rahavood on toodud tabelis 4.3. ja 4.4.
Tabel 4.1 - 1 tonni rulltoodete maksumuse arvutamine kaupluses T-3 JSC "KresTrubZavod"
| Nr p / lk | Kuluartikkel | Kogus | Hind 1 tonn | Summa |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| I | Ümberjagamisel antud: 1. toorik, t/t; 2. Jäätmed, t/t: korrastamine ebastandardne; |
|||
| Mina I | Ülekandekulud 2. Energiakulud: võimsus elektrivõimsus, kW/h aur tootmiseks, Gcal tehniline vesi, tm 3 suruõhk, tm 3 taaskasutatud vesi, tm 3 tööstuslik reovesi, tm 3 3. Abimaterjalid 7. Asendusseadmed 10. Kapitaalremont 11. Transpordipoodide töö 12. Muud poekulud Konversioonikulud kokku |
|||
| W | Tehase üldkulud |
Tabel 4.2 – 1 tonni rulltoodete projekti maksumus
| Nr p / lk | Kuluartikkel | Kogus | Hind 1 tonn | Summa |
| I | Ümberjagamisel antud: 1. toorik, t/t; 2. Jäätmed, t/t: korrastamine ebastandardne; Ümberjagamisel märgitud kokku miinus jäätmed ja praak |
|||
| P | Ülekandekulud 1. Protsessi kütus (maagaas), siin 2. Energiakulud: võimsus elektrivõimsus, kW/h aur tootmiseks, Gcal tehniline vesi, tm 3 suruõhk, tm 3 taaskasutatud vesi, tm 3 tööstuslik reovesi, tm 3 3. Abimaterjalid 4. Tootmistööliste põhipalk 5. Tootmistööliste lisapalk 6. Sotsiaalsete vajaduste mahaarvamised 7. Asendusseadmed 8. Põhivara jooksev remont ja hooldus 9. Põhivara kulum 10. Kapitaalremont 11. Transpordipoodide töö 12. Muud poekulud Konversioonikulud kokku |
|||
| W | Tehase üldkulud Tootmiskulud kokku |
|||
| IV | tootmisvälised kulud Täiskulu kokku |
Tehnoloogilise protsessi täiustamine mõjutab ettevõtte tehnilisi ja majanduslikke tulemusi järgmiselt: tootmise kasumlikkus tõuseb 1,45%, kulude vähendamisest tulenev kokkuhoid on 12 miljonit rubla. aastas, mis toob kaasa kasumi kasvu.
Tabel 4.3 – Aruandav rahavoog
sularahavood |
Aastast | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Rahavoog: | |||||
| - Tootmismaht, tonni | |||||
| - Toote hind, hõõruda. | |||||
| kogu sissevool | |||||
| B. Raha väljavool: | |||||
| -Tegevuskulud | |||||
| - Tulumaks | 193789135,29 | ||||
Kogu väljavool: |
1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 |
| Puhasrahavoog (A-B) | |||||
Koefitsient. Inversioonid |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E = 0,25 | |||||
| 493902383,46 | 889024290,22 | 1205121815,64 | 1457999835,97 | 1457999835,97 | |
Tabel 4.4 – Projekti rahavoog
| sularahavood | Aastast | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Rahavoog: | |||||
| - Tootmismaht, tonni | |||||
| - Toote hind, hõõruda. | |||||
| - müügitulu, hõõruda. | |||||
| kogu sissevool | |||||
| B. Raha väljavool: | |||||
| -Tegevuskulud | |||||
| - Tulumaks | |||||
| Kogu väljavool: | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 |
| Puhasrahavoog (A-B) | 632190135,03 | 632190135,03 | 632190135,03 | ||
Koefitsient. Inversioonid |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E = 0,25 | |||||
| Diskonteeritud voog (A-B)*C inv | |||||
| Kumulatiivne rahavoo NPV | |||||
Projekti finantsprofiil on näidatud joonisel 4.1. Vastavalt joonisel fig. 4.1. projekti kumulatiivne NPV ületab kavandatud näitajat, mis näitab projekti tingimusteta tasuvust. Teostatud projektile arvutatud kumulatiivne NPV on esimesest aastast positiivne väärtus, kuna projekt ei nõudnud kapitaliinvesteeringuid.
Projekti finantsprofiil
Tasuvuspunkt arvutatakse järgmise valemiga:
Tasuvuspunkt iseloomustab minimaalset tootmismahtu, mille juures kahjumid lõppevad ja tekib esimene kasum.
Tabelis. 4.5. andmed esitatakse muutuv- ja püsikulude arvutamiseks.
Aruandluse andmetel on muutuvkulude summa toodanguühiku kohta Z lane = 11212,8 rubla, püsikulude summa toodanguühiku kohta Z post = 987,7 rubla. Püsikulude summa kogu toodangu mahu kohta vastavalt aruandele on 107780796,98 rubla.
Projekteerimisandmete kohaselt on muutuvkulude summa Z rada \u003d 11103,5 rubla, püsikulude summa Z post \u003d 987,7 rubla. Püsikulude summa kogu toodangu mahu kohta vastavalt aruandele on 108768496,98 rubla.
Tabel 4.5 - Püsikulude osakaal planeeritud ja projekti kulude struktuuris
| Nr p / lk | Kuluartikkel | Summa vastavalt plaanile, hõõruda. | Projekti summa, hõõruda. |
Püsikulude osakaal ümberjagamise kulude struktuuris, % |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| 1 | Ülekandekulud 1. Protsessi kütus (maagaas), siin 2. Energiakulud: võimsus elektrivõimsus, kW/h aur tootmiseks, Gcal tehniline vesi, tm 3 suruõhk, tm 3 taaskasutatud vesi, tm 3 tööstuslik reovesi, tm 3 3. Abimaterjalid 4. Tootmistööliste põhipalk 5. Tootmistööliste lisapalk 6. Sotsiaalsete vajaduste mahaarvamised 7. Asendusseadmed 8. Põhivara jooksev remont ja hooldus 9. Põhivara kulum 10. Kapitaalremont 11. Transpordipoodide töö 12. Muud poekulud Konversioonikulud kokku |
|||
| 2 | Tehase üldkulud Tootmiskulud kokku |
100 | ||
| 3 | tootmisvälised kulud Täiskulu kokku |
100 |
Teatatud tasuvuspunkt on:
TB alates 
T.
Projekti tasuvuspunkt on:
TV pr 
T.
Tabelis. 4.6. teostati tasuvuspunkti määramiseks vajalike müüdud toodete tootmise tulude ja igat liiki kulude arvestus. Aruande ja projekti tasuvuspunkti arvutamise graafikud on näidatud joonisel 4.2. ja joonis 4.3. vastavalt.
Tabel 4.6 – Andmed tasuvuspunkti arvutamiseks
Tasuvuspunkti arvutamine vastavalt aruandele
Projekti tasuvuspunkti arvutamine
Projekti tehnilised ja majanduslikud näitajad on toodud tabelis. 4.7.
Sellest tulenevalt võime järeldada, et projektis kavandatud meede vähendab muutuvkulude vähendamise kaudu toodetud toodete ühiku maksumust 1,45%, mis aitab kaasa kasumi suurenemisele 19,5 miljoni rubla võrra. aastatoodanguga 110 123,01 tonni. Projekti elluviimise tulemuseks on kumulatiivse nüüdispuhasväärtuse kasv võrreldes planeeritud väärtusega vaadeldaval perioodil. Positiivne on ka tasuvusläve alanemine 12,85 tuhandelt tonnilt 12,8 tuhandele tonnile.
Tabel 4.7 - Projekti tehnilised ja majanduslikud näitajad
| Nr p / lk | Indeks | Aruanne | Projekt | Hälve | |
| Absoluutne | % | ||||
| 1 | Tootmismaht: mitterahaliselt, t väärtuses tuhat rubla |
||||
| 2 | Peamise maksumus tootmisvarad, tuhat rubla. | 6775032 | 6775032 | 0 | 0 |
| 3 | Üldkulud (täiskulu): kogu väljalase, tuhat rubla tootmisühikud, hõõruda. |
||||
| 4 | Toote kasumlikkus, % | 60,65 | 62,1 | 1,45 | 2,33 |
| 5 | Nüüdispuhasväärtus, NPV | 1700,136 | |||
| 6 | Investeeringute kogusumma, tuhat rubla | 0 | |||
| 7 | Viide: tasuvuspunkt T.B., t, diskontomäära F väärtus, Rahvamajanduse kogutulu sisemine tulumäär maksimaalne raha väljavool K, tuhat rubla. |
||||
KOKKUVÕTE
Antud lõputöö projektis töötati välja üldotstarbeliste torude tootmise tehnoloogia vastavalt standardile DIN 1629. Töös käsitletakse võimalust vähendada reduktoril valtsimisel tekkivate paksenenud otste pikkust muutes veski kiiruse seadistusi. toru otsaosade valtsimine, kasutades süsteemi UZS-R võimalusi. Arvutused on näidanud, et paksenenud otste pikkuse vähenemine võib ulatuda 50% -ni.
Majanduslikud arvutused on näidanud, et pakutud valtsimisrežiimide kasutamine vähendab tootmisühiku maksumust 1,45%. See, säilitades olemasolevad tootmismahud, võimaldab esimesel aastal kasumit suurendada 20 miljoni rubla võrra.
Bibliograafia
1. Anurjev V.I. "Projekteerija-masinaehitaja käsiraamat" 3 köites, 1. köide - M. "Inseneritöö" 1980 - 728 lk.
2. Anurjev V.I. "Projekteerija-masinaehitaja käsiraamat" 3 köites, 2. köide - M. "Inseneritöö" 1980 - 559 lk.
3. Anurjev V.I. "Projekteerija-masinaehitaja käsiraamat" 3 köites, 3. köide - M. "Inseneritöö" 1980 - 557 lk.
4. Pavlov Ya.M. "Masinaosad". - Leningradi "Inseneritöö" 1968 - 450 lk.
5. Vassiljev V.I. "Disaini põhialused tehnoloogilised seadmed autotranspordiettevõtted" õpik - Kurgan 1992 - 88 lk.
6. Vassiljev V.I. "Autotranspordiettevõtete tehnoloogiliste seadmete projekteerimise alused" - Kurgan 1992 - 32 lk.
