Stabilité du profil de la section lors de la réduction du tuyau. Préparation pour la réduction des tuyaux avec tension. Justification des décisions de conception
La réduction est effectuée après chauffage supplémentaire (ou chauffage) des tubes à 850-1100 ° C en les laminant sur des laminoirs continus à plusieurs cages (jusqu'à 24 cages) sans utiliser d'outil interne (mandrin). Selon le système de travail adopté, ce processus peut procéder à une augmentation de l'épaisseur de la paroi ou à sa diminution. Dans le premier cas, le laminage s'effectue sans tension (ou avec très peu de tension) ; et dans le second - avec une grande tension. Le deuxième cas, plus progressif, s'est répandu au cours de la dernière décennie, car il permet une réduction nettement plus importante, et une diminution de l'épaisseur de paroi élargit en même temps la gamme de tubes laminés avec des tubes plus économiques - à paroi mince tuyaux.
La possibilité d'amincissement des parois lors de la réduction permet d'obtenir des tubes avec une épaisseur de paroi légèrement supérieure (parfois de 20 à 30 %) sur l'installation principale de laminage de tubes. Cela améliore considérablement les performances de l'unité.
En même temps, dans de nombreux cas, l'ancien principe de fonctionnement, la réduction libre sans tension, a conservé sa signification. Cela s'applique principalement aux cas de réduction de tuyaux à paroi relativement épaisse, lorsqu'il devient difficile de réduire sensiblement l'épaisseur de paroi même à des tensions élevées. Il convient de noter que des laminoirs de réduction sont installés dans de nombreux ateliers de laminage de tubes, qui sont conçus pour le laminage libre. Ces broyeurs seront en fonctionnement pendant longtemps et, par conséquent, la réduction sans tension sera largement utilisée.
Considérons comment l'épaisseur de la paroi du tuyau change pendant la réduction libre, lorsqu'il n'y a pas de forces de tension axiale ou de reflux, et que le schéma d'état de contrainte est caractérisé par des contraintes de compression. B.JI. Kolmogorov et A. Z. Gleiberg, partant du fait que la modification réelle de la paroi correspond au travail de déformation minimal et utilisant le principe des déplacements possibles, ont donné une définition théorique de la modification de l'épaisseur de la paroi lors de la réduction. Dans ce cas, l'hypothèse a été faite que la non-uniformité * de la déformation n'affecte pas de manière significative le changement d'épaisseur de paroi, et les forces de frottement externe n'ont pas été prises en compte, car elles sont beaucoup moins résistance interne. La figure 89 montre les courbes de changement d'épaisseur de paroi du SQ initial au S spécifié pour les aciers à faible résistance en fonction du degré de réduction du diamètre initial DT0 au DT final (rapport DT/DTO) et du facteur géométrique - épaisseur des tuyaux (S0/ rapport DT0).
À de faibles degrés de réduction, la résistance à l'écoulement longitudinal est supérieure à la résistance à l'écoulement vers l'intérieur, ce qui provoque un épaississement de la paroi. Lorsque la contrainte augmente, l'intensité de l'épaississement de la paroi augmente. Cependant, en même temps, la résistance à l'écoulement dans le tuyau augmente également. À un certain degré de réduction, l'épaississement de la paroi atteint son maximum et une augmentation ultérieure du degré de réduction entraîne une augmentation plus intensive de la résistance à l'écoulement vers l'intérieur et, par conséquent, l'épaississement commence à diminuer.
Pendant ce temps, seule l'épaisseur de paroi du tuyau réduit fini est généralement connue, et lors de l'utilisation de ces courbes, il faut définir la valeur requise, c'est-à-dire utiliser la méthode d'approximation successive.
La nature du changement d'épaisseur de paroi change considérablement si le processus est effectué avec tension. Comme déjà mentionné, la présence et l'amplitude des contraintes axiales sont caractérisées par les conditions de vitesse de déformation sur un laminoir continu, dont un indicateur est le coefficient de tension cinématique.
Lors de la réduction avec tension, les conditions de déformation des extrémités des tuyaux diffèrent des conditions de déformation du milieu du tuyau, lorsque le processus de laminage s'est déjà stabilisé. Dans le processus de remplissage du broyeur ou lorsque le tuyau sort du broyeur, les extrémités du tuyau ne perçoivent qu'une partie de la tension, et le roulement, par exemple, dans la première cage jusqu'à ce que le tuyau entre dans la deuxième cage, s'effectue généralement sans tension . En conséquence, les extrémités des tuyaux s'épaississent toujours, ce qui est un inconvénient du processus de réduction de tension.
La quantité de garniture peut être légèrement inférieure à la longueur de l'extrémité épaissie en raison de l'utilisation d'une tolérance positive pour l'épaisseur de paroi. La présence d'extrémités épaissies affecte grandement l'économie du processus de réduction, puisque ces extrémités sont coupées et représentent un coût de production irrécupérable. À cet égard, le processus de laminage avec tension n'est utilisé que dans le cas d'une production après réduction de tuyaux d'une longueur supérieure à 40-50 m, lorsque les pertes relatives de coupe sont réduites au niveau caractéristique de toute autre méthode de laminage.
Les méthodes ci-dessus de calcul de l'évolution de l'épaisseur de la tige permettent de déterminer in fine le coefficient d'allongement aussi bien pour le cas de la réduction libre que pour le cas du laminage sous tension.
Avec une compression égale à 8-10%, et avec un coefficient de traction plastique de 0,7-0,75, la valeur de glissement est caractérisée par un coefficient ix = 0,83-0,88.
À partir de l'examen des formules (166 et 167), il est facile de voir comment exactement les paramètres de vitesse dans chaque cage doivent être observés pour que le laminage se déroule selon le régime de conception.
L'entraînement de groupe des rouleaux dans les broyeurs à réduction de l'ancienne conception a un rapport constant du nombre de tours des rouleaux dans toutes les cages, ce qui ne peut correspondre au mode de laminage libre que dans un cas particulier pour des tuyaux de même taille. La réduction des tuyaux de toutes les autres tailles se produira avec différentes hottes, par conséquent, le mode de roulement libre ne sera pas maintenu. En pratique, dans de tels broyeurs, le processus se déroule toujours avec peu de tension. L'entraînement individuel des rouleaux de chaque cage avec un réglage fin de leur vitesse permet de créer différents modes de tension, y compris le mode de laminage libre.
Étant donné que les tensions avant et arrière créent des moments dirigés dans des directions différentes, le moment de rotation total des rouleaux dans chaque cage peut augmenter ou diminuer en fonction du rapport des forces de tension avant et arrière.
À cet égard, les conditions dans lesquelles se trouvent les tribunes initiales et les 2-3 dernières ne sont pas les mêmes. Si le moment de roulement dans les premières cages diminue en raison de la tension lors du passage du tuyau dans les cages suivantes, le moment de roulement dans les dernières cages, au contraire, devrait être plus élevé, car ces cages subissent principalement une contre-tension. Et seulement dans les gradins du milieu, en raison des valeurs proches de la tension avant et arrière, le moment de roulement en régime permanent diffère peu de celui calculé. Dans le calcul de la force des unités d'entraînement du laminoir fonctionnant sous tension, il faut garder à l'esprit que le moment de laminage augmente brièvement, mais très fortement, pendant la période de capture des tubes par les rouleaux, ce qui s'explique par la grande différence de les vitesses du tube et des rouleaux. La charge maximale qui en résulte, qui dépasse parfois plusieurs fois la charge constante (en particulier lors de la réduction avec une tension élevée), peut endommager le mécanisme d'entraînement. Par conséquent, dans les calculs, cette charge de pointe est prise en compte en introduisant le coefficient approprié, pris égal à 2-3.
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Kholkin Evgeny Gennadievitch. Etude de la stabilité locale de profils trapézoïdaux à parois minces avec coude transversal: mémoire... candidat en sciences techniques : 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadievich; [Lieu de protection : Ohm. État technologie. un-t].- Omsk, 2010.- 118 p. : ill. RSL OD, 61 10-5/3206
Introduction
1. Aperçu des études de stabilité des éléments structuraux en plaques comprimées 11
1.1. Définitions et méthodes de base pour l'étude de la stabilité des systèmes mécaniques 12
1.1.1, Algorithme d'étude de la stabilité des systèmes mécaniques par la méthode statique 16
1.1.2. approche statique. Méthodes : Euler, non idéalité, énergétique 17
1.2. Modèle mathématique et principaux résultats des études analytiques de la stabilité d'Euler. Facteur de stabilité 20
1.3. Méthodes d'étude de la stabilité des éléments de plaque et des structures qui en sont constituées 27
1.4. Méthodes d'ingénierie pour le calcul des plaques et des éléments de plaques composites. Le concept de la méthode de réduction 31
1.5. Etudes numériques de la stabilité d'Euler par la méthode des éléments finis : opportunités, avantages et inconvénients 37
1.6. Synthèse des études expérimentales de stabilité des plaques et éléments composites en plaques 40
1.7. Conclusions et tâches des études théoriques sur la stabilité des profils trapézoïdaux à parois minces 44
2. Développement de modèles mathématiques et d'algorithmes pour le calcul de la stabilité des éléments de plaques à parois minces de profils trapézoïdaux : 47
2.1. Flexion longitudinale-transversale d'éléments plats à parois minces de profils trapézoïdaux 47
2.1.1. Énoncé du problème, hypothèses principales 48
2.1.2. Modèle mathématique en équations différentielles ordinaires. Conditions aux limites, méthode des imperfections 50
2.1.3. Algorithme d'intégration numérique, détermination de la critique
fil et sa mise en œuvre dans MS Excel 52
2.1.4. Résultats des calculs et leur comparaison avec des solutions connues 57
2.2. Calcul des contraintes critiques pour un élément de plaque individuel
de profil ^..59
2.2.1. Un modèle qui prend en compte la conjugaison élastique des éléments du profil lamellaire. Hypothèses de base et tâches de la recherche numérique 61
2.2.2. Etude numérique de la raideur des conjugaisons et approximation des résultats 63
2.2.3. Etude numérique de la demi-longueur d'onde de flambement à la première charge critique et approximation des résultats 64
2.2.4. Calcul du coefficient k(/3x,/32). Approximation des résultats de calcul (A,/?2) 66
2.3. Appréciation de l'adéquation des calculs par comparaison avec des solutions numériques par la méthode des éléments finis et des solutions analytiques connues 70
2.4. Conclusions et tâches de l'étude pilote 80
3. Études expérimentales sur la stabilité locale des profils trapézoïdaux à parois minces 82
3.1. Description des prototypes et montage expérimental 82
3.2. Tests d'échantillons 85
3.2.1. Méthodologie et contenu des tests G..85
3.2.2. Résultats des tests de compression 92
3.3. Résultats 96
4. Prise en compte de la stabilité locale dans les calculs des structures porteuses constituées de profilés trapézoïdaux à parois minces avec une flexion longitudinale - transversale plate 97
4.1. Calcul des contraintes critiques de flambement local des éléments de plaque et de l'épaisseur limite d'un profil trapézoïdal à parois minces 98
4.2. Zone de charge admissible sans tenir compte du flambement local 99
4.3. Facteur de réduction 101
4.4. Prise en compte du flambement local et de la réduction 101
Constatations 105
Liste bibliographique
Introduction au travail
La pertinence du travail.
Créer des structures légères, solides et fiables est une tâche urgente. L'une des principales exigences de l'ingénierie mécanique et de la construction est la réduction de la consommation de métal. Cela conduit au fait que les éléments structuraux doivent être calculés selon des relations constitutives plus précises, en tenant compte du danger de flambement général et local.
L'un des moyens de résoudre le problème de la réduction du poids est l'utilisation de profilés laminés trapézoïdaux à paroi mince (TTP) de haute technologie. Les profilés sont fabriqués en laminant de fines tôles d'acier d'une épaisseur de 0,4 ... 1,5 mm dans des conditions fixes ou directement sur le site d'assemblage sous forme d'éléments plats ou arqués. Les structures utilisant des revêtements arqués porteurs constitués de profilés trapézoïdaux à parois minces se distinguent par leur légèreté, leur aspect esthétique, leur facilité d'installation et un certain nombre d'autres avantages par rapport aux types de revêtements traditionnels.
Le principal type de chargement de profil est la flexion longitudinale-transversale. Ton-
jfflF dMF" éléments de plaque
profils connaissant
compression dans le plan médian
les os peuvent perdre de l'espace
nouvelle stabilité. local
flambage
Riz. 1. Exemple de flambement local
Patate douce,
^ J
Riz. 2. Schéma de la section réduite du profil
(MPU) est observé dans des zones limitées sur la longueur du profil (Fig. 1) à des charges nettement inférieures au flambement total et à des contraintes proportionnelles à celles admissibles. Avec MPU, un élément de plaque comprimé séparé du profil cesse complètement ou partiellement de percevoir la charge, qui est redistribuée entre les autres éléments de plaque de la section de profil. Dans le même temps, dans la section où le LPA s'est produit, les contraintes ne dépassent pas nécessairement celles admissibles. Ce phénomène est appelé réduction. réduction
est de réduire, par rapport au réel, la section transversale du profil lorsqu'il est réduit à un schéma de conception idéalisé (Fig. 2). À cet égard, le développement et la mise en œuvre de méthodes d'ingénierie pour prendre en compte le flambement local des éléments de plaque d'un profil trapézoïdal à paroi mince est une tâche urgente.
D'éminents scientifiques ont traité des questions de stabilité des plaques : B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla et autres. Des approches d'ingénierie pour l'analyse des contraintes critiques avec flambement local ont été développées dans les travaux d'E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhalev, D.V. Martsinkevitch, E.A. Pavlinova, AK Pertseva, F.F. Tamplona, S.A. Timashev.
Dans les méthodes de calcul d'ingénierie indiquées pour les profils avec une section transversale de forme complexe, le danger de MPU n'est pratiquement pas pris en compte. Au stade de la conception préliminaire des structures à partir de profils à parois minces, il est important de disposer d'un appareil simple pour évaluer la capacité portante d'une taille particulière. À cet égard, il est nécessaire de développer des méthodes de calcul d'ingénierie permettant, lors de la conception de structures à partir de profils à parois minces, d'évaluer rapidement leur capacité portante. Le calcul de vérification de la capacité portante d'une structure profilée à paroi mince peut être effectué à l'aide de méthodes raffinées à l'aide de produits logiciels existants et, si nécessaire, ajusté. Un tel système en deux étapes pour calculer la capacité portante des structures constituées de profilés à parois minces est le plus rationnel. Par conséquent, le développement et la mise en œuvre de méthodes d'ingénierie pour calculer la capacité portante des structures constituées de profilés à parois minces, en tenant compte du flambement local des éléments de plaque, est une tâche urgente.
L'objet du travail de thèse : étude du flambement local des éléments de plaque de profils trapézoïdaux à parois minces lors de leur flexion longitudinale-transversale et développement d'une méthode d'ingénierie pour le calcul de la capacité portante, en tenant compte de la stabilité locale.
Pour atteindre l'objectif, les éléments suivants objectifs de recherche.
Extension des solutions analytiques pour la stabilité des plaques rectangulaires comprimées à un système de plaques conjuguées faisant partie d'un profil.
Etude numérique modèle mathématique la stabilité locale du profil et l'obtention d'expressions analytiques adéquates pour la contrainte critique minimale du MPC de l'élément de plaque.
Evaluation expérimentale du degré de réduction de la section d'un profil à parois minces avec flambage local.
Développement d'une technique d'ingénierie pour la vérification et le calcul de conception d'un profil à paroi mince, en tenant compte du flambement local.
Nouveauté scientifique le travail est de développer un modèle mathématique adéquat de flambement local pour une couche lamellaire séparée
élément dans la composition du profil et l'obtention des dépendances analytiques pour le calcul des contraintes critiques.
Validité et la fiabilité les résultats obtenus sont fournis en se basant sur des solutions analytiques fondamentales du problème de stabilité des plaques rectangulaires, une application correcte de l'appareil mathématique, suffisante pour des calculs pratiques, une coïncidence avec les résultats des calculs FEM et des études expérimentales.
Importance pratique est de développer une méthodologie d'ingénierie pour le calcul de la capacité portante des profilés, prenant en compte le flambement local. Les résultats des travaux sont mis en œuvre dans LLC "Montazhproekt" sous la forme d'un système de tableaux et de représentations graphiques des zones de charges admissibles pour toute la gamme de profils produits, en tenant compte du flambage local, et sont utilisés pour la sélection préliminaire de le type et l'épaisseur du matériau du profilé pour des solutions de conception et des types de chargement spécifiques.
Dispositions de base pour la défense.
Modèle mathématique de flexion et de compression à plat d'un profil à paroi mince en tant que système d'éléments de plaque conjugués et méthode de détermination des contraintes critiques du MPU au sens d'Euler sur sa base.
Dépendances analytiques pour le calcul des contraintes critiques de flambement local pour chaque élément de profil lamellaire en flexion plane longitudinale-transversale.
Méthode d'ingénierie pour la vérification et le calcul de conception d'un profil trapézoïdal à paroi mince, en tenant compte du flambement local. Approbation du travail et de la publication.
Les principales dispositions de la thèse ont été rapportées et discutées lors de conférences scientifiques et techniques différents niveaux: Congrès international "Machines, technologies et procédés dans la construction" dédié au 45ème anniversaire de la faculté "Transport et machines technologiques" (Omsk, SibADI, 6-7 décembre 2007) ; Conférence scientifique et technique de toute la Russie, "RUSSIA YOUNG: technologies avancées - dans l'industrie" (Omsk, Om-GTU, 12-13 novembre 2008).
Structure et étendue des travaux. La thèse est présentée sur 118 pages de texte, se compose d'une introduction, 4 chapitres et une annexe, contient 48 figures, 5 tableaux. La liste des références comprend 124 titres.
Modèle mathématique et principaux résultats des études analytiques de la stabilité d'Euler. Facteur de stabilité
Tout projet d'ingénierie repose sur une solution équations différentielles modèle mathématique du mouvement et de l'équilibre d'un système mécanique. La rédaction d'une structure, d'un mécanisme, d'une machine s'accompagne de certaines tolérances de fabrication, à l'avenir - imperfections. Des imperfections peuvent également se produire pendant le fonctionnement sous la forme de bosses, de lacunes dues à l'usure et à d'autres facteurs. Toutes les variantes d'influences externes ne peuvent pas être prévues. La conception est forcée de travailler sous l'influence de forces perturbatrices aléatoires, qui ne sont pas prises en compte dans les équations différentielles.
Des facteurs non pris en compte dans le modèle mathématique - imperfections, forces aléatoires ou perturbations - peuvent apporter de sérieux ajustements aux résultats obtenus.
Faites la distinction entre l'état non perturbé du système - l'état calculé à zéro perturbation, et l'état perturbé - formé à la suite de perturbations.
Dans un cas, en raison de la perturbation, il n'y a pas de changement significatif dans la position d'équilibre de la structure, ou son mouvement diffère peu de celui calculé. Cet état du système mécanique est dit stable. Dans d'autres cas, la position d'équilibre ou la nature du mouvement diffère considérablement de celle calculée, un tel état est appelé instable.
La théorie de la stabilité du mouvement et de l'équilibre des systèmes mécaniques s'intéresse à l'établissement de signes permettant de juger si le mouvement ou l'équilibre considéré sera stable ou instable.
Un signe typique de la transition d'un système d'un état stable à un état instable est la réalisation par un paramètre d'une valeur appelée critique - force critique, vitesse critique, etc.
L'apparition d'imperfections ou l'impact de forces inexpliquées conduisent inévitablement au mouvement du système. Par conséquent, dans le cas général, il convient d'étudier la stabilité du mouvement d'un système mécanique soumis à des perturbations. Cette approche de l'étude de la stabilité est appelée dynamique et les méthodes de recherche correspondantes sont appelées dynamiques.
En pratique, il suffit souvent de se cantonner à une approche statique, c'est-à-dire méthodes statiques pour étudier la stabilité. Dans ce cas, le résultat final de la perturbation est étudié - une nouvelle position d'équilibre établie du système mécanique et le degré de son écart par rapport à la position d'équilibre calculée et non perturbée.
L'énoncé statique du problème suppose de ne pas considérer les forces d'inertie et le paramètre temps. Cette formulation du problème permet souvent de traduire le modèle des équations de la physique mathématique en équations différentielles ordinaires. Cela simplifie considérablement le modèle mathématique et facilite l'étude analytique de la stabilité.
Un résultat positif de l'analyse de la stabilité d'équilibre par la méthode statique ne garantit pas toujours la stabilité dynamique. Cependant, pour les systèmes conservateurs, l'approche statique dans la détermination des charges critiques et des nouveaux états d'équilibre conduit exactement aux mêmes résultats que l'approche dynamique.
Dans un système conservateur, le travail des forces internes et externes du système, effectué lors du passage d'un état à un autre, n'est déterminé que par ces états et ne dépend pas de la trajectoire du mouvement.
La notion de « système » associe une structure déformable et des charges dont le comportement doit être précisé. Ceci implique deux conditions nécessaires et suffisantes pour le conservatisme du système : 1) l'élasticité de la structure déformable, c'est-à-dire réversibilité des déformations ; 2) le conservatisme de la charge, c'est-à-dire indépendance du travail effectué par celui-ci par rapport à la trajectoire. Dans certains cas, la méthode statique donne également des résultats satisfaisants pour les systèmes non conservateurs.
Pour illustrer ce qui précède, considérons plusieurs exemples tirés de la mécanique théorique et de la résistance des matériaux.
1. Une balle de poids Q se trouve dans un évidement de la surface d'appui (Fig. 1.3). Sous l'action de la force perturbatrice 5P Q sina, la position d'équilibre de la boule ne change pas, c'est-à-dire c'est stable.
Avec une action à court terme de la force 5P Q sina, sans tenir compte du frottement de roulement, une transition vers une nouvelle position d'équilibre ou des oscillations autour de la position d'équilibre initiale est possible. Lorsque le frottement est pris en compte mouvement oscillant sera amorti, c'est-à-dire stable. L'approche statique permet de déterminer uniquement la valeur critique de la force perturbatrice, qui est égale à : Рcr = Q sina. La nature du mouvement lorsque la valeur critique de l'action perturbatrice est dépassée et la durée critique de l'action ne peuvent être analysées que par des méthodes dynamiques.
2. La tige est longue / comprimée par la force P (Fig. 1.4). D'après la résistance des matériaux basée sur la méthode statique, on sait que sous chargement dans les limites de l'élasticité, il existe une valeur critique de la force de compression.
La solution du même problème avec une force suiveuse, dont la direction coïncide avec la direction de la tangente au point d'application, par la méthode statique conduit à la conclusion sur la stabilité absolue de la forme rectiligne d'équilibre.
Modèle mathématique en équations différentielles ordinaires. Conditions aux limites, méthode des imperfections
L'analyse technique est divisée en deux catégories : les méthodes classiques et numériques. A l'aide de méthodes classiques, ils tentent de résoudre directement les problèmes de répartition des champs de contraintes et de déformations, en constituant des systèmes d'équations différentielles basés sur des principes fondamentaux. Une solution exacte, s'il est possible d'obtenir des équations sous une forme fermée, n'est possible que pour les cas les plus simples de géométrie, de charges et de conditions aux limites. Une gamme assez large de problèmes classiques peut être résolue en utilisant des solutions approchées à des systèmes d'équations différentielles. Ces solutions prennent la forme de séries dans lesquelles les termes inférieurs sont écartés après examen de la convergence. Comme les solutions exactes, les approximations nécessitent des Forme géométrique, des conditions aux limites simples et une application pratique des charges. En conséquence, ces solutions ne peuvent pas être appliquées à la plupart des problèmes pratiques. Le principal avantage des méthodes classiques est qu'elles permettent une compréhension approfondie du problème à l'étude. Avec l'aide de méthodes numériques, un plus large éventail de problèmes peut être étudié. Les méthodes numériques comprennent : 1) la méthode énergétique ; 2) méthode des éléments de frontière ; 3) méthode des différences finies ; 4) méthode des éléments finis.
Les méthodes énergétiques permettent de trouver l'expression minimale de l'énergie potentielle totale d'une structure sur toute la surface donnée. Cette approche ne fonctionne bien que pour certaines tâches.
La méthode des éléments aux limites approxime les fonctions qui satisfont le système d'équations différentielles en cours de résolution, mais pas les conditions aux limites. La dimension du problème est réduite car les éléments ne représentent que les limites de la zone modélisée. Cependant, l'application de cette méthode nécessite la connaissance de la solution fondamentale du système d'équations, qui peut être difficile à obtenir.
La méthode des différences finies transforme le système d'équations différentielles et de conditions aux limites en le système correspondant d'équations algébriques. Cette méthode permet de résoudre des problèmes d'analyse de structures à géométrie complexe, conditions aux limites et charges combinées. Cependant, la méthode des différences finies s'avère souvent trop lente du fait que l'exigence d'un maillage régulier sur toute la zone d'étude conduit à des systèmes d'équations d'ordres très élevés.
La méthode des éléments finis peut être étendue à une classe presque illimitée de problèmes du fait qu'elle permet d'utiliser des éléments de Formes variées pour obtenir des fractionnements. Les tailles des éléments finis qui peuvent être combinés pour obtenir une approximation de toute frontière irrégulière dans la partition diffèrent parfois de dizaines de fois. Il est permis d'appliquer un type de charge arbitraire aux éléments du modèle, ainsi que de leur imposer tout type de fixation. Le principal problème est l'augmentation des coûts pour obtenir des résultats. Il faut payer la généralité de la solution avec la perte d'intuition, car une solution d'éléments finis est, en fait, un ensemble de nombres qui ne s'appliquent qu'à un problème spécifique posé à l'aide d'un modèle d'éléments finis. La modification de tout aspect significatif du modèle nécessite généralement une résolution complète du problème. Cependant, ce n'est pas un coût significatif, puisque la méthode des éléments finis est souvent la seule manière possible ses décisions. La méthode est applicable à toutes les classes de problèmes de distribution de champ, qui comprennent l'analyse structurelle, le transfert de chaleur, l'écoulement des fluides et l'électromagnétisme. Les inconvénients des méthodes numériques incluent : 1) le coût élevé des programmes d'analyse par éléments finis ; 2) une longue formation pour travailler avec le programme et la possibilité d'un travail à part entière uniquement pour le personnel hautement qualifié; 3) bien souvent, il est impossible de vérifier l'exactitude du résultat de la solution obtenue par la méthode des éléments finis au moyen d'une expérience physique, y compris dans les problèmes non linéaires. t Bilan des études expérimentales de stabilité des plaques et éléments composites en plaques
Les profilés actuellement utilisés pour les structures de construction sont fabriqués à partir de tôles d'une épaisseur de 0,5 à 5 mm et sont donc considérés comme à paroi mince. Leurs faces peuvent être plates ou courbes.
La principale caractéristique des profilés à parois minces est que les bords avec haute valeur les rapports largeur/épaisseur subissent de grandes contraintes de flambement sous chargement. Une croissance particulièrement intense des flèches est observée lorsque l'amplitude des contraintes agissant dans la face approche d'une valeur critique. Il y a perte de stabilité locale, les flèches deviennent comparables à l'épaisseur du front. En conséquence, la section transversale du profil est fortement déformée.
Dans la littérature sur la stabilité des plaques, une place particulière est occupée par les travaux du scientifique russe SP. Timochenko. On lui attribue le développement d'une méthode énergétique pour résoudre les problèmes de stabilité élastique. En utilisant cette méthode, SP. Timoshenko a donné une solution théorique aux problèmes de stabilité des plaques chargées dans le plan médian sous différentes conditions aux limites. Les solutions théoriques ont été vérifiées par une série d'essais sur des plaques librement supportées sous compression uniforme. Les tests ont confirmé la théorie.
Appréciation de l'adéquation des calculs par comparaison avec des solutions numériques par la méthode des éléments finis et des solutions analytiques connues
Pour vérifier la fiabilité des résultats obtenus, des études numériques ont été réalisées par la méthode des éléments finis (MEF). Récemment, les études numériques du FEM ont été de plus en plus utilisées pour des raisons objectives, telles que le manque de problèmes de test, l'impossibilité d'observer toutes les conditions lors des tests sur des échantillons. Les méthodes numériques permettent de mener des recherches dans des conditions "idéales", d'avoir une erreur minimale, pratiquement irréalisable dans des tests réels. Des études numériques ont été réalisées à l'aide du programme ANSYS.
Des études numériques ont été réalisées avec des échantillons : une plaque rectangulaire ; Élément profilé en forme de U et trapézoïdal, ayant une arête longitudinale et sans arête ; feuille de profil (Fig. 2.11). Nous avons considéré des échantillons d'une épaisseur de 0,7 ; 0,8 ; 0,9 et 1 mm.
Aux échantillons (Fig. 2.11), une charge de compression uniforme sgsh a été appliquée le long des extrémités, suivie d'une augmentation d'un pas Det. La charge correspondant au flambement local de la forme plate correspondait à la valeur de la contrainte critique de compression ccr. Ensuite, selon la formule (2.24), le coefficient de stabilité & (/? i, /? g) a été calculé et comparé à la valeur du tableau 2.
Considérons une plaque rectangulaire de longueur a = 100 mm et de largeur 6 = 50 mm, comprimée aux extrémités par une charge de compression uniforme. Dans le premier cas, la plaque a une fixation articulée le long du contour, dans le second - un joint rigide le long des faces latérales et une fixation articulée le long des extrémités (Fig. 2.12).
Dans le programme ANSYS, une charge de compression uniforme a été appliquée aux faces d'extrémité, et la charge critique, la contrainte et le coefficient de stabilité &(/?],/?2) de la plaque ont été déterminés. Lorsqu'elle était articulée le long du contour, la plaque perdait sa stabilité dans la deuxième forme (deux renflements ont été observés) (Fig. 2.13). Puis les coefficients de résistance k,/32) des plaques, trouvés numériquement et analytiquement, ont été comparés. Les résultats des calculs sont présentés dans le tableau 3.
Le tableau 3 montre que la différence entre les résultats des solutions analytiques et numériques était inférieure à 1 %. Par conséquent, il a été conclu que l'algorithme d'étude de stabilité proposé peut être utilisé dans le calcul des charges critiques pour des structures plus complexes.
Étendre la méthodologie proposée pour le calcul de la stabilité locale des profils à parois minces à cas général chargement dans le programme ANSYS, des études numériques ont été menées pour déterminer comment la nature de la charge de compression affecte le coefficient k(y). Les résultats de la recherche sont présentés sous forme de graphique (Fig. 2.14).
L'étape suivante de la vérification de la méthodologie de calcul proposée a été l'étude d'un élément distinct du profil (Fig. 2.11, b, c). Il a une fixation articulée le long du contour et est comprimé aux extrémités par une charge de compression uniforme USZH (Fig. 2.15). L'échantillon a été étudié pour la stabilité dans le programme ANSYS et selon la méthode proposée. Ensuite, les résultats obtenus ont été comparés.
Lors de la création d'un modèle dans le programme ANSYS, afin de répartir uniformément la charge de compression le long de l'extrémité, un profil à paroi mince a été placé entre deux plaques épaisses et une charge de compression leur a été appliquée.
Le résultat de l'étude dans le programme ANSYS de l'élément profilé en forme de U est présenté à la figure 2.16, qui montre que, tout d'abord, la perte de stabilité locale se produit au niveau de la plaque la plus large.
Zone de charge admissible sans tenir compte du flambement local
Pour les structures porteuses constituées de profilés trapézoïdaux à parois minces de haute technologie, le calcul est effectué selon les méthodes des contraintes admissibles. Une méthode d'ingénierie est proposée pour prendre en compte le flambement local dans le calcul de la capacité portante des structures constituées de profils trapézoïdaux à parois minces. La technique est implémentée dans MS Excel, est disponible pour une large application et peut servir de base pour les ajouts correspondants aux documents réglementaires concernant le calcul des profils à parois minces. Il est construit sur la base des recherches et des dépendances analytiques obtenues pour le calcul des contraintes critiques de flambement local des éléments de plaque à profil trapézoïdal à parois minces. La tâche est divisée en trois volets : 1) détermination de l'épaisseur minimale du profil (limite t \ à laquelle il n'est pas nécessaire de prendre en compte le flambement local dans ce type de calcul ; 2) détermination de la zone de tolérance charges d'un profil trapézoïdal à paroi mince, à l'intérieur duquel Capacité de chargement sans flambement local ; 3) détermination de la plage de valeurs admissibles NuM, dans laquelle la capacité portante est fournie en cas de flambement local d'un ou plusieurs éléments de plaque d'un profil trapézoïdal à paroi mince (en tenant compte de la réduction de la section du profil).
Dans le même temps, on considère que la dépendance du moment de flexion à la force longitudinale M = f (N) pour la structure calculée a été obtenue en utilisant les méthodes de résistance des matériaux ou de mécanique des structures (Fig. 2.1). Les contraintes admissibles [t] et la limite d'élasticité du matériau cgt sont connues, ainsi que les contraintes résiduelles cst dans les éléments de plaque. Dans les calculs après perte locale de stabilité, la méthode de "réduction" a été appliquée. En cas de flambement, 96 % de la largeur de l'élément de plaque correspondant est exclu.
Calcul des contraintes critiques de flambement local des éléments de plaque et épaisseur limite d'un profil trapézoïdal à parois minces Un profil trapézoïdal à parois minces est divisé en un ensemble d'éléments de plaques comme illustré à la Fig.4.1. Dans le même temps, l'angle d'arrangement mutuel des éléments voisins n'affecte pas la valeur de la contrainte critique du local
Profil H60-845 COURBE flambage. Il est permis de remplacer les ondulations curvilignes par des éléments rectilignes. Contraintes critiques de compression de flambement local au sens d'Euler pour un /-ième élément de plaque d'un profil trapézoïdal à paroi mince de largeur bt à l'épaisseur t, module d'élasticité du matériau E et coefficient de Poisson ju au stade élastique du chargement sont déterminés par la formule
Les coefficients k(px, P2) et k(v) tiennent compte respectivement de l'influence de la rigidité des éléments de plaque adjacents et de la nature de la répartition des contraintes de compression sur la largeur de l'élément de plaque. La valeur des coefficients : k(px, P2) est déterminée selon le tableau 2, ou calculée par la formule
Les contraintes normales dans un élément de plaque sont déterminées dans les axes centraux par la formule bien connue de la résistance des matériaux. L'aire des charges admissibles sans tenir compte du flambement local (Fig. 4.2) est déterminée par l'expression et est un quadrilatère, où J est le moment d'inertie de la section de la période du profil pendant la flexion, F est l'aire de la section de la période du profil, ymax et Umіp sont les coordonnées des points extrêmes de la section du profil (Fig. 4.1).
Ici, la section du profil F et le moment d'inertie de la section J sont calculés pour un élément périodique de longueur L, et la force longitudinale iV et le moment de flexion Mb du profil se réfèrent à L.
La capacité portante est fournie lorsque la courbe des charges réelles M=f(N) se situe dans la plage des charges admissibles moins la zone de flambement local (Fig. 4.3). Figure 4.2. Zone de charge admissible sans tenir compte du flambement local
La perte de stabilité locale d'une des étagères conduit à son exclusion partielle de la perception des charges de travail - réduction. Le degré de réduction est pris en compte par le facteur de réduction
La capacité portante est fournie lorsque la courbe de charge réelle se situe dans la plage des charges admissibles moins la zone de charge du flambement local. À des épaisseurs plus faibles, la ligne de flambement local réduit la zone de charges admissibles. Le flambement local n'est pas possible si la courbe de charge réelle est placée dans une zone réduite. Lorsque la courbe des charges réelles dépasse la ligne de la valeur minimale de la contrainte critique de flambement local, il est nécessaire de reconstruire la zone des charges admissibles, en tenant compte de la réduction du profil, qui est déterminée par l'expression
UDC 621.774.3
ÉTUDE DE LA DYNAMIQUE DES ÉVOLUTIONS DE L'ÉPAISSEUR DE LA PAROI DU TUYAU PENDANT LA RÉDUCTION
K.Yu. Yakovleva, B.V. Barichko, V.N. Kouznetsov
Les résultats d'une étude expérimentale de la dynamique des changements d'épaisseur de paroi des tuyaux pendant le laminage, l'étirage dans les filières monolithiques et à rouleaux sont présentés. Il est montré qu'avec une augmentation du degré de déformation, une augmentation plus intense de l'épaisseur de la paroi du tuyau est observée dans les processus de laminage et d'étirage dans les filières à rouleaux, ce qui rend leur utilisation prometteuse.
Mots-clés : tubes formés à froid, tubes à paroi épaisse, dessin de tube, épaisseur de paroi de tube, qualité surface intérieure tuyaux.
La technologie existante pour la fabrication de tubes à paroi épaisse formés à froid de petit diamètre à partir d'aciers résistant à la corrosion prévoit l'utilisation de procédés de laminage à froid sur des laminoirs à froid et l'étirage ultérieur sans mandrin dans des matrices monolithiques. On sait que la réalisation de tubes de petit diamètre par laminage à froid est associée à un certain nombre de difficultés dues à une diminution de la rigidité du système "tige-mandrin". Par conséquent, pour obtenir de tels tuyaux, un procédé d'étirage est utilisé, principalement sans mandrin. La nature du changement d'épaisseur de paroi du tuyau pendant l'étirage sans mandrin est déterminée par le rapport de l'épaisseur de paroi S et du diamètre extérieur D, et la valeur absolue du changement ne dépasse pas 0,05-0,08 mm. Dans ce cas, l'épaississement de la paroi est observé au rapport 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.
Le but du travail est une étude expérimentale comparative de la dynamique des changements d'épaisseur de paroi des tuyaux dans les procédés de réduction par laminage, étirage dans une filière monolithique et à rouleaux.
Des tubes formés à froid ont été utilisés comme ébauches : 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) en acier 08Kh14MF ; dimensions 8.0x1.0 mm (S/D = 0.127) en acier 08X18H10T. Tous les tuyaux ont été recuits.
L'étirage en filières monolithiques a été réalisé sur un banc d'étirage à chaîne avec une force de 30 kN. Pour l'étirage au rouleau, nous avons utilisé une matrice à paires de rouleaux décalés BP-2/2.180. L'étirage dans une filière à rouleaux a été réalisé à l'aide d'un système de jauge à cercle ovale. La réduction du tuyau par laminage a été réalisée selon le schéma de calibrage « ovale-ovale » dans une cage à deux cylindres avec des cylindres de 110 mm de diamètre.
À chaque étape de déformation, des échantillons ont été prélevés (5 pièces pour chaque option d'étude) pour mesurer le diamètre extérieur, l'épaisseur de paroi et la rugosité de la surface intérieure. La mesure des dimensions géométriques et de la rugosité de surface des tuyaux a été effectuée à l'aide d'un pied à coulisse électronique TTTC-TT. micromètre à pointe électronique, profilomètre Surftest SJ-201. Tous les outils et appareils ont passé la vérification métrologique nécessaire.
Les paramètres de déformation à froid des tuyaux sont donnés dans le tableau.
Sur la fig. 1 montre des graphiques de la dépendance de l'augmentation relative de l'épaisseur de paroi sur le degré de déformation e.
Analyse des graphiques de la fig. 1 montre que lors du laminage et de l'étirage dans une filière à rouleaux, en comparaison avec le processus d'étirage dans une filière monolithique, on observe une variation plus intense de l'épaisseur de la paroi du tuyau. Ceci, selon les auteurs, est dû à la différence de schéma de l'état de contrainte du métal: lors du laminage et du tréfilage, les contraintes de traction dans la zone de déformation sont plus faibles. L'emplacement de la courbe de changement d'épaisseur de paroi pendant l'étirage au rouleau en dessous de la courbe de changement d'épaisseur de paroi pendant le laminage est dû à des contraintes de traction légèrement plus élevées pendant l'étirage au rouleau en raison de l'application axiale de la force de déformation.
L'extremum de la fonction de l'évolution de l'épaisseur de paroi en fonction du degré de déformation ou de réduction relative le long du diamètre extérieur observé lors du laminage correspond à la valeur S/D = 0,30. Par analogie avec la réduction à chaud par laminage, où une diminution de l'épaisseur de paroi est observée à S/D > 0,35, on peut supposer que la réduction à froid par laminage se caractérise par une diminution de l'épaisseur de paroi à un rapport S/D > 0,30.
Étant donné que l'un des facteurs déterminant la nature du changement d'épaisseur de paroi est le rapport des contraintes de traction et radiales, qui à son tour dépend des paramètres
N° de réussite Dimensions du tuyau, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є
Réduction par laminage (tuyaux en acier de nuance 08X14MF)
О 9.98 2.157 О.216 1.О 1.О 1.О О
1 9,52 2,23O 0,234 1,034 0,954 1 ,30 80,04
2 8.1O 2.35O O.29O 1.O89 O.812 1.249 O.2O
Z 7,01 2,324 0,332 1,077 0,7O2 1,549 0,35
Réduction par laminage (tuyaux en acier de nuance 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.O77 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
Réduction par étirage dans une filière à rouleaux (tuyaux en acier de nuance 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.O8 2.27 O.225 1.O76 O.84O 1.178 O.15
Z 9.O1 2.3O O.2O1 1.O9O O.751 1.352 O.26
Réduction par emboutissage dans une filière monolithique (tubes en acier nuance 08X14MF)
О 12.ОО 2.11О О.176 1.О 1.О 1.О О
1 1O.97 2.135 0.195 1.O12 O.914 1.1O6 O.1O
2 9,98 2,157 0,216 1,022 0,832 1,118 0,19
C 8,97 2,160 0,241 1,024 0,748 1,147 0,30
Di, Si - respectivement, le diamètre extérieur et l'épaisseur de paroi du tuyau en allée.
Riz. 1. Dépendance de l'augmentation relative de l'épaisseur de la paroi du tuyau sur le degré de déformation
ra S/D, il est important d'étudier l'influence du rapport S/D sur la position de l'extremum de la fonction de modification de l'épaisseur de paroi du tuyau dans le processus de réduction. Selon les données du travail, à des rapports S/D plus petits, la valeur maximale de l'épaisseur de paroi du tuyau est observée à de grandes déformations. Ce fait a été étudié sur l'exemple du procédé de réduction par laminage de tubes de dimensions 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) en acier 08Kh18N10T en comparaison avec les données de laminage de tubes de dimensions 10,0x2,10 mm ( S/D = 0,216) de l'acier 08Kh14MF. Les résultats de mesure sont présentés sur la fig. 2.
Le degré critique de déformation auquel la valeur maximale de l'épaisseur de paroi a été observée pendant le laminage du tube avec le rapport
S/D = 0,216 était de 0,23. Lors du laminage de tuyaux en acier 08Kh18N10T, l'extrême augmentation de l'épaisseur de paroi n'a pas été atteinte, car le rapport des dimensions du tuyau S/D, même au degré de déformation maximal, ne dépassait pas 0,3. Une circonstance importante est que la dynamique de l'augmentation de l'épaisseur de paroi lors de la réduction des tuyaux par laminage est inversement proportionnelle au rapport des dimensions S/D du tuyau d'origine, ce qui est démontré par les graphiques illustrés à la Fig. 2, un.
Analyse des courbes de la fig. 2b montre également que l'évolution du rapport S/D lors du laminage des tubes en acier de nuance 08Kh18N10T et des tubes en acier de nuance 08Kh14MF a un caractère qualitatif similaire.
S0/A)=0,127 (08X18H10T)
S0/00=0.216 (08X14MF)
Degré de déformation, b
VA=0;216 (08X14MF)
(So/Da=0A21 08X18H10T) _
Degré de déformation, є
Riz. Fig. 2. Modifications de l'épaisseur de paroi (a) et du rapport S/D (b) en fonction du degré de déformation lors du laminage de tubes avec différents rapports S/D initiaux
Riz. Fig. 3. Dépendance de la valeur relative de la rugosité de la surface intérieure des tuyaux sur le degré de déformation
En cours de réduction différentes façons la rugosité de la surface intérieure des conduites a également été évaluée par l'écart moyen arithmétique de la hauteur de microrugosité Ra. Sur la fig. La figure 3 montre les graphiques de la dépendance de la valeur relative du paramètre Ra sur le degré de déformation lorsque les tuyaux sont réduits par laminage et étirage dans des matrices monolithiques
laine de la surface intérieure des tuyaux dans le ième passage et sur le tuyau d'origine).
Analyse des courbes de la fig. La figure 3 montre que dans les deux cas (laminage, étirage) une augmentation du degré de déformation lors de la réduction entraîne une augmentation du paramètre Ra, c'est-à-dire qu'elle détériore la qualité de la surface interne des conduites. La dynamique de changement (augmentation) du paramètre de rugosité avec une augmentation du degré de déformation dans le cas de
la canalisation de tuyaux par laminage dans des calibres à deux rouleaux dépasse de manière significative (environ deux fois) le même indicateur lors du processus d'étirage dans des matrices monolithiques.
Il convient également de noter que la dynamique des changements du paramètre de rugosité de la surface intérieure est cohérente avec la description ci-dessus de la dynamique des changements d'épaisseur de paroi pour les méthodes de réduction considérées.
Sur la base des résultats de la recherche, les conclusions suivantes peuvent être tirées :
1. La dynamique du changement d'épaisseur de paroi de tuyau pour les méthodes de réduction à froid considérées est du même type - épaississement intense avec une augmentation du degré de déformation, ralentissement ultérieur de la croissance de l'épaisseur de paroi avec atteinte d'une certaine valeur maximale à un certain rapport des dimensions S/D du tuyau et une diminution subséquente de la croissance de l'épaisseur de paroi.
2. La dynamique des changements d'épaisseur de paroi du tuyau est inversement proportionnelle au rapport des dimensions d'origine du tuyau S/D.
3. La plus grande dynamique de l'augmentation de l'épaisseur de paroi est observée dans les processus de laminage et d'étirage dans les matrices à rouleaux.
4. Une augmentation du degré de déformation lors de la réduction par laminage et étirage dans des filières monolithiques entraîne une détérioration de l'état de la surface intérieure des tuyaux, tandis que l'augmentation du paramètre de rugosité Ra lors du laminage se produit plus intensément que lors de l'étirage. Compte tenu des conclusions tirées et de la nature du changement d'épaisseur de paroi lors de la déformation, on peut affirmer que pour l'étirage de tuyaux dans des matrices à rouleaux,
L'évolution du paramètre Ra sera moins intense que pour le laminage, et plus intense par rapport à un emboutissage monolithique.
Les informations obtenues sur les régularités du processus de réduction à froid seront utiles pour concevoir des filières de fabrication de tubes formés à froid à partir d'aciers résistants à la corrosion. Dans le même temps, l'utilisation du procédé d'étirage dans les filières à rouleaux est prometteuse pour augmenter l'épaisseur de la paroi du tuyau et réduire le nombre de passes.
Littérature
1. Bisk, MB déformation à froid tubes d'acier. En 2 heures, Partie 1 : Préparation à la déformation et au dessin / M.B. Bisk, IA Grekhov, V.B. Slavine. -Sverdlovsk : Mi-Oural. livre. maison d'édition, 1976. - 232 p.
2. Savin, GA Dessin de tuyau / G.A. Sauvin. -M : Métallurgie, 1993. - 336 p.
3. Shveikin, V.V. Technologie de laminage à froid et de réduction des tubes : manuel. allocation / V.V. Chveikine. - Sverdlovsk : Maison d'édition d'UPI im. CM. Kirova, 1983. - 100 p.
4. Technologie et équipement pour la production de tuyaux /V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets et autres; éd. V. Ya. Osadchy. - M. : Intermet Ingénierie, 2007. - 560 p.
5. Barichko, B.V. Fondamentaux des procédés technologiques OMD : notes de cours / B.V. Barichko, F. S. Dubinsky, V.I. Kraïnov. - Tcheliabinsk : Maison d'édition de SUSU, 2008. - 131 p.
6. Potapov, I.N. Théorie de la production de tuyaux: manuel. pour les universités / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M. : Métallurgie, 1991. - 424 p.
Yakovleva Ksenia Yuryevna, chercheuse junior, Institut russe de recherche sur l'industrie de la tuyauterie (Tcheliabinsk) ; [courriel protégé]
Barichko Boris Vladimirovich, chef adjoint du département des tubes sans soudure, Institut russe de recherche sur l'industrie des tubes (Tcheliabinsk) ; [courriel protégé]
Kuznetsov Vladimir Nikolaevich, chef du laboratoire de déformation à froid du laboratoire central de l'usine, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [courriel protégé]
Bulletin de l'Université d'État de l'Oural du Sud
Série "Métallurgie" ___________2014, volume 14, n° 1, pages 101-105
ÉTUDE DES CHANGEMENTS DYNAMIQUES DE L'ÉPAISSEUR DE LA PAROI DU TUYAU DANS LE PROCÉDÉ DE RÉDUCTION
K.Yu. Yakovleva, The Russian Research Institute of the Tube and Pipe Industries (RosNITI), Chelyabinsk, Fédération de Russie, [courriel protégé],
B.V. Barichko, The Russian Research Institute of the Tube and Pipe Industries (RosNITI), Chelyabinsk, Fédération de Russie, [courriel protégé],
V.N. Kuznetsov, JSC "Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Fédération de Russie, [courriel protégé]
Les résultats de l'étude expérimentale des changements dynamiques de l'épaisseur de la paroi du tuyau pendant le laminage, à la fois dans les filières monobloc et à rouleaux, sont décrits. Les résultats montrent qu'avec l'augmentation de la déformation, la croissance plus rapide de l'épaisseur de la paroi du tuyau est observée lors du laminage et de l'étirage avec les matrices à rouleaux. La conclusion peut être tirée que l'utilisation de matrices à rouleaux est la plus prometteuse.
Mots-clés : tubes formés à froid, tubes à paroi épaisse, dessin de tube, épaisseur de paroi de tube, qualité de la surface intérieure du tube.
1. Bisk M.B., Grekhov I.A., Slavin V.B. Kholodnaya deformatsiya stal "nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie. Sverdlovsk, Middle Ural Book Publ., 1976, vol. 1. 232 p.
2 Savin G.A. Tube Volochenie. Moscou, Metallurgiya Publ., 1993. 336 p.
3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Ural Polytechn. Inst. Éd., 1983. 100 p.
4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. et coll. Tekhnologiya i obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (éd.). Moscou, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 p.
5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tekhnologicheskikh protsessov OMD. Tcheliabinsk Univ. Éd., 2008. 131 pages.
6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teoriya trubnogo proizvodstva. Moscou, Metallurgiya Publ., 1991. 424 p.
THÈSE SUR LE SUJET :
Fabrication de tuyaux
1. ASSORTIMENT ET EXIGENCES DE DOCUMENTATION RÉGLEMENTAIRE POUR LES TUBES
1.1 Liste des tuyaux
JSC "KresTrubZavod" est l'un des plus grands fabricants de produits de tuyauterie de notre pays. Ses produits sont vendus avec succès tant au pays qu'à l'étranger. Les produits fabriqués à l'usine répondent aux exigences des normes nationales et étrangères. Des certificats de qualité internationaux sont délivrés par des organisations telles que : American institut du pétrole(API), centre de certification allemand TUV - Reiland.
L'atelier T-3 est l'un des principaux ateliers de l'entreprise, ses produits répondent aux normes présentées dans le tableau. 1.1.
Tableau 1.1 - Normes pour les tuyaux fabriqués
L'atelier produit des tubes à partir de nuances d'acier au carbone, alliées et fortement alliées avec un diamètre D = 28-89 mm et une épaisseur de paroi S = 2,5-13 mm.
Fondamentalement, l'atelier est spécialisé dans la production de tubes, tuyaux usage général et tuyaux destinés à un traitement ultérieur à froid.
Les propriétés mécaniques des tuyaux produits doivent correspondre à celles indiquées dans le tableau. 1.2.
1.2 Exigence de documentation réglementaire
La production de tuyaux dans le magasin T-3 KresTrubZavod est réalisée selon divers documents réglementaires tels que GOST, API, DIN, NFA, ASTM et autres. Tenez compte des exigences de la norme DIN 1629.
1.2.1 Assortiment
Cette norme s'applique aux tubes ronds sans soudure en aciers non alliés. Composition chimique les aciers utilisés pour la fabrication des tubes sont donnés dans le tableau 1.3.
Tableau 1.2 - Propriétés mécaniques des tuyaux
Tableau 1.3 - Composition chimique des aciers
Les tuyaux fabriqués selon cette norme sont principalement utilisés dans divers appareils de fabrication de réservoirs et de canalisations, ainsi que dans la construction mécanique générale et la fabrication d'instruments.
Les dimensions et les déviations maximales des tuyaux sont données dans le tableau 1.4., le tableau 1.5., le tableau 1.6.
La longueur du tuyau est déterminée par la distance entre ses extrémités. Les types de longueurs de tuyau sont donnés dans le tableau 1.4.
Tableau 1.4 - Types de longueur et tolérances de longueur
Tableau 1.5 - Écarts de diamètre admissibles
Tableau 1.6 - Tolérances d'épaisseur de paroi
Les tuyaux doivent être aussi ronds que possible. L'écart de circularité doit être compris dans les tolérances de diamètre extérieur.
Les tuyaux doivent être droits à l'œil, si nécessaire, des exigences particulières de rectitude peuvent être établies.
Les tuyaux doivent être coupés perpendiculairement à l'axe du tuyau et doivent être exempts de bavures.
Les valeurs des masses linéaires (poids) sont données dans la norme DIN 2448. Les écarts suivants par rapport à ces valeurs sont autorisés :
pour un seul tube + 12% - 8%,
pour les livraisons pesant au moins 10 tonnes +10%–5%.
La désignation standard des tubes selon DIN 1629 indique :
Nom (tuyau);
Le numéro principal de la norme dimensionnelle DIN (DIN 2448);
Les dimensions principales du tuyau (diamètre extérieur × épaisseur de paroi);
Numéro principal Caractéristiques fournitures (DIN 1629);
Nom abrégé de la nuance d'acier.
Exemple symbole tubes selon DIN 1629 avec un diamètre extérieur de 33,7 mm et une épaisseur de paroi de 3,2 mm en acier St 37.0 :
Tube DIN 2448–33.7×3.2
DIN 1629-St 37.0.
1.2.2 Exigences techniques
Les tuyaux doivent être fabriqués conformément aux exigences de la norme et selon les règlements technologiques approuvés de la manière prescrite.
Sur les surfaces extérieures et intérieures des tuyaux et des raccords, il ne doit y avoir aucune captivité, coquillages, couchers de soleil, délaminages, fissures et sable.
Le poinçonnage et le nettoyage des défauts indiqués sont autorisés, à condition que leur profondeur ne dépasse pas l'écart négatif limite le long de l'épaisseur de la paroi. Le soudage, le calfeutrage ou le scellement des endroits défectueux ne sont pas autorisés.
Aux endroits où l'épaisseur de paroi peut être mesurée directement, la profondeur des endroits défectueux peut dépasser la valeur spécifiée, à condition que l'épaisseur de paroi minimale soit maintenue, définie comme la différence entre l'épaisseur nominale de la paroi du tuyau et son écart limite moins.
Des entailles mineures séparées, des bosses, des risques, une fine couche de tartre et d'autres défauts dus à la méthode de production sont autorisés, s'ils ne prennent pas l'épaisseur de paroi au-delà des écarts négatifs.
Les propriétés mécaniques (limite d'élasticité, résistance à la traction, allongement à la rupture) doivent correspondre aux valeurs données dans le tableau 1.7.
Tableau 1.7 - Propriétés mécaniques
1.2.3 Règles d'acceptation
Les tuyaux sont présentés pour acceptation par lots.
Le lot doit être constitué de tubes de même diamètre nominal, de même épaisseur de paroi et de même groupe de résistance, de même type et de même version, et être accompagné d'un document unique attestant que leur qualité est conforme aux exigences de la norme et contenant :
Nom du fabricant ;
Diamètre nominal du tuyau et épaisseur de paroi en millimètres, longueur du tuyau en mètres ;
Type de tuyaux ;
Groupe de résistance, numéro de coulée, fraction massique de soufre et de phosphore pour toutes les coulées comprises dans le lot ;
Numéros de tuyau (de - à pour chaque manche);
Résultats de test;
Désignation standard.
Vérification apparence, la taille des défauts et les dimensions et paramètres géométriques doivent être soumis à chaque tuyau du lot.
La fraction massique de soufre et de phosphore doit être vérifiée à chaque manche. Pour les tuyaux fabriqués à partir de métal d'une autre entreprise, la fraction massique de soufre et de phosphore doit être certifiée par un document sur la qualité du fabricant de métal.
Pour vérifier les propriétés mécaniques du métal, un tuyau de chaque taille est prélevé à chaque coulée.
Pour vérifier l'aplatissement, un tuyau est prélevé à chaque chaleur.
Test de fuite interne pression hydraulique chaque tuyau doit être soumis.
Si des résultats de test insatisfaisants sont obtenus pour au moins un des indicateurs, des tests répétés sont effectués sur celui-ci sur un double échantillon du même lot. Les résultats du nouveau test s'appliquent à l'ensemble du lot.
1.2.4 Méthodes d'essai
L'inspection des surfaces extérieures et intérieures des tuyaux et des raccords est effectuée visuellement.
La profondeur des défauts doit être vérifiée par sciage ou d'une autre manière en un à trois endroits.
La vérification des dimensions géométriques et des paramètres des tuyaux et des raccords doit être effectuée à l'aide d'instruments de mesure universels ou d'appareils spéciaux offrant la précision de mesure nécessaire, conformément à la documentation technique approuvée de la manière prescrite.
La flexion aux extrémités du tuyau est déterminée en fonction de la taille de la flèche de déviation et est calculée comme le quotient de la division de la flèche de déviation en millimètres par la distance de l'emplacement - la mesure à l'extrémité la plus proche du tuyau en mètres.
L'essai des tuyaux en fonction du poids doit être effectué sur moyens spéciaux pour un pesage avec une précision conforme aux exigences de cette norme.
L'essai de traction doit être effectué selon la norme DIN 50 140 sur de courtes éprouvettes longitudinales.
Pour vérifier les propriétés mécaniques du métal, un échantillon est découpé dans chaque tuyau sélectionné. Les échantillons doivent être coupés le long de chaque extrémité du tuyau par une méthode qui n'entraîne pas de modifications de la structure et des propriétés mécaniques du métal. Il est permis de redresser les extrémités de l'échantillon à saisir par les pinces de la machine d'essai.
La durée de l'essai de pression hydraulique doit être d'au moins 10 s. Pendant l'essai, aucune fuite ne doit être détectée dans la paroi du tuyau.
1.2.5 Marquage, emballage, transport et stockage
Le marquage des tuyaux doit être effectué dans le volume suivant :
Chaque tuyau à une distance de 0,4-0,6 m de son extrémité doit être clairement marqué par impact ou moletage :
Numéro de tuyau ;
Marque du fabricant ;
Mois et année d'émission.
L'endroit du marquage doit être encerclé ou souligné avec de la peinture légère stable.
La hauteur des panneaux de marquage doit être de 5 à 8 mm.
À manière mécanique pour marquer les tuyaux, il est permis de le disposer sur une rangée. Il est permis de marquer le numéro de coulée sur chaque tuyau.
A côté du marquage par impact ou moletage, chaque tuyau doit être marqué avec une peinture légère stable :
Diamètre nominal du tuyau en millimètres ;
Épaisseur de paroi en millimètres ;
Type d'exécution ;
Nom ou marque déposée fabricant.
La hauteur des panneaux de marquage doit être de 20 à 50 mm.
Tous les marquages doivent être appliqués le long de la génératrice du tuyau. Il est permis d'appliquer des signes de marquage perpendiculairement à la génératrice en utilisant la méthode de moletage.
Lors du chargement dans une voiture, il ne devrait y avoir que des tuyaux d'un seul lot. Les tuyaux sont transportés dans des colis solidement attachés à au moins deux endroits. La masse du colis ne doit pas dépasser 5 tonnes et, à la demande du consommateur, 3 tonnes.L'expédition de colis de tuyaux de différents lots dans une seule voiture est autorisée, à condition qu'ils soient séparés.
2. TECHNOLOGIE ET ÉQUIPEMENT POUR LA PRODUCTION DE TUYAUX
2.1 Description des principaux équipements de l'atelier T-3
2.1.1 Description et brèves caractéristiques techniques du four à sole mobile (PSHP)
Le four à sole mobile de l'atelier T-3 est conçu pour chauffer des billettes rondes d'un diamètre de 90...120 mm, d'une longueur de 3...10 m en aciers au carbone, faiblement alliés et inoxydables avant de les percer sur le TPA -80.
Le four est situé dans le magasin T-3 au deuxième étage dans les travées A et B.
Le projet du four a été réalisé par Gipromez de la ville de Sverdlovsk en 1984. La mise en service a été effectuée en 1986.
Le four est une structure métallique rigide, revêtue de l'intérieur de matériaux réfractaires et calorifuges. Dimensions internes du four: longueur - 28,87 m, largeur - 10,556 m, hauteur - 924 et 1330 mm, les caractéristiques de fonctionnement du four sont présentées dans le tableau 2.1. Sous le four est réalisé sous la forme de poutres fixes et mobiles, à l'aide desquelles les pièces sont transportées à travers le four. Les poutres sont revêtues de matériaux calorifuges et réfractaires et encadrées d'un ensemble spécial de pièces moulées résistantes à la chaleur. La partie supérieure des poutres est constituée d'une masse de mullite-corindon MK-90. La voûte du four est réalisée en suspension à partir de matériaux réfractaires façonnés et est isolée matériau d'isolation thermique. Pour entretenir le four et mener le processus technologique, les murs sont équipés de fenêtres de travail, d'une fenêtre de chargement et d'une fenêtre de déchargement du métal. Toutes les fenêtres sont équipées de volets. Le chauffage du four est réalisé au gaz naturel, brûlé à l'aide de brûleurs de type GR (brûleur à rayonnement basse pression) installé sur la voûte. Le four est divisé en 5 zones thermiques de 12 brûleurs chacune. L'air de combustion est fourni par deux ventilateurs VM-18A-4, dont l'un sert de secours. Les fumées sont évacuées par un collecteur de fumée situé sur le toit au départ du four. De plus, les gaz de combustion sont émis dans l'atmosphère par un système de cheminées et de conduits à revêtement métallique à l'aide de deux extracteurs de fumée VGDN-19. Un échangeur de chaleur à boucle tubulaire bidirectionnelle à 6 sections (CP-250) est installé sur la cheminée pour chauffer l'air fourni à la combustion. Pour une utilisation plus complète de la chaleur des gaz résiduaires, le système d'évacuation des fumées est équipé d'un four de chauffage à mandrin à chambre unique (PPO).
La sortie de la pièce chauffée du four est effectuée à l'aide d'une table à rouleaux interne refroidie à l'eau, dont les rouleaux ont une buse résistante à la chaleur.
Le four est équipé d'un système de télévision industrielle. Une communication vocale est assurée entre les panneaux de commande et le panneau d'instrumentation.
Le four est équipé de systèmes de contrôle automatique régime thermique, sécurité automatique, nœuds pour surveiller les paramètres de fonctionnement et signaler les écarts de paramètres par rapport à la norme. Les paramètres suivants font l'objet d'une régulation automatique :
Température du four dans chaque zone ;
Rapport gaz/air par zones ;
Pression de gaz devant le four;
Pression dans l'espace de travail du four.
En plus des modes automatiques, un mode à distance est fourni. Le système de contrôle automatique comprend :
Température du four par zones ;
Température sur la largeur du four dans chaque zone ;
La température des gaz sortant du four;
Température de l'air après l'échangeur de chaleur par zones ;
Température des fumées devant l'échangeur de chaleur ;
La température de la fumée devant l'extracteur de fumée ;
Consommation de gaz naturel pour la fournaise ;
Consommation d'air pour le four;
Passez l'aspirateur dans le porc devant l'extracteur de fumée ;
Pression de gaz dans le collecteur commun ;
Pression de gaz et d'air dans les collecteurs de zone ;
Pression du four.
La fournaise est équipée d'une coupure de gaz naturel avec alarme lumineuse et sonore en cas de chute de pression de gaz et d'air dans les collecteurs de zone.
Tableau 2.1 - Paramètres de fonctionnement du four
| Consommation de gaz naturel pour le four (maximum) nm 3 / heure | 5200 |
| 1 zone | 1560 |
| 2 zones | 1560 |
| 3 zones | 1040 |
| 4 zones | 520 |
| 5 zones | 520 |
| Pression de gaz naturel (maximum), kPa avant | |
| four | 10 |
| brûleur | 4 |
| Consommation d'air pour le four (maximum) nm 3 / heure | 52000 |
| Pression atmosphérique (maximale), kPa avant | |
| four | 13,5 |
| brûleur | 8 |
| Pression sous le dôme, Pa | 20 |
| Température de chauffage du métal, °С (maximum) | 1200...1270 |
| Composition chimique des produits de combustion dans la 4ème zone, % | |
| CO2 | 10,2 |
| Environ 2 | 3,0 |
| DONC | 0 |
| Température des produits de combustion devant l'échangeur de chaleur, °C | 560 |
| Température de chauffage de l'air dans l'échangeur de chaleur, °С | Jusqu'à 400 |
| Le taux d'émission de blancs, sec | 23,7...48 |
| Capacité du four, t/h | 10,6... 80 |
L'alarme sonore d'urgence est également déclenchée lorsque :
Augmentation de la température dans les 4ème et 5ème zones (t cp = 1400°C) ;
Température en hausse gaz de combustion avant l'échangeur de chaleur (t avec p = 850°С);
Augmentation de la température des fumées devant l'extracteur de fumée (t cp =400°C) ;
Perte de charge de l'eau de refroidissement (p cf = 0,5 atm).
2.1.2 Brèves caractéristiques techniques de la ligne de découpe à chaud
La ligne de coupe à chaud de la pièce est destinée à la tâche d'une tige chauffée dans la cisaille, coupant la pièce à la longueur requise et retirant la pièce coupée de la cisaille.
Une brève description technique de la ligne de coupe à chaud est présentée dans le tableau 2.2.
L'équipement de la ligne de découpe à chaud comprend les cisailles elles-mêmes (conceptions SKMZ) pour couper la pièce, une butée mobile, une table à rouleaux de transport, un écran de protection pour protéger l'équipement du rayonnement thermique de la fenêtre de déchargement du PSHP. Les cisailles sont conçues pour la coupe sans déchets du métal, cependant, si des résidus de coupe se forment à la suite de raisons d'urgence, une goulotte et une boîte dans la fosse, près des cisailles, sont installées pour les collecter. Dans tous les cas, le travail de la ligne de découpe à chaud de la pièce doit être organisé de manière à exclure la formation de chutes.
Tableau 2.2 - Brèves caractéristiques techniques de la ligne de coupe à chaud
| Paramètres de la barre à couper | |
| Longueur, m | 4,0…10,0 |
| Diamètre, mm | 90,0…120,0 |
| Poids maximal, kg | 880 |
| Longueur des flans, m | 1,3...3.0 |
| Température de tige, ОС | 1200 |
| Productivité, pièce/h | 300 |
| Vitesse de transport, m/s | 1 |
| Butée de course, mm | 2000 |
| Clip vidéo | |
| Diamètre du canon, mm | 250 |
| Longueur du canon, mm | 210 |
| Diamètre de roulement, mm | 195 |
| Pas de rouleau, mm | 500 |
| Consommation d'eau par rouleau refroidi par eau, m 3 / h | 1,6 |
| Consommation d'eau par rouleau refroidi par eau avec boîtes d'essieux refroidies par eau, m 3 / h | 3,2 |
| Consommation d'eau sur l'écran, m 3 / h | 1,6 |
| Niveau sonore, dB, pas plus | 85 |
Après avoir chauffé la tige et l'avoir émise, elle passe à travers un thermostat (pour réduire la chute de température sur la longueur de la pièce), atteint la butée mobile et est coupée en pièces de la longueur requise. Une fois la coupe effectuée, la butée mobile est soulevée à l'aide d'un vérin pneumatique, la pièce est transportée le long de la table à rouleaux. Après avoir franchi la butée, il descend en position de travail et le cycle de coupe se répète. Pour enlever le tartre sous les rouleaux de la table à rouleaux, cisailles à coupe à chaud, un système de détartrage est fourni, pour enlever les rognures - une goulotte et une boîte de réception. Après avoir quitté la table à rouleaux de la ligne de coupe à chaud, la billette entre dans la table à rouleaux de réception du laminoir à perçage.
2.1.3 Le dispositif et les caractéristiques techniques de l'équipement principal et auxiliaire de la section du laminoir à perçage
Le broyeur de perçage est conçu pour percer une pièce solide dans un manchon creux. Sur le TPA-80, un broyeur à perçage à 2 rouleaux avec des rouleaux en forme de tonneau ou en forme de coupelle et des lignes de guidage est installé. Spécifications techniques broyeur de perçage est présenté dans le tableau 2.3.
Il y a une table à rouleaux refroidie à l'eau devant le laminoir à perçage, conçue pour recevoir la pièce de la ligne de coupe à chaud et la transporter vers le centreur. La table à rouleaux se compose de 14 rouleaux refroidis à l'eau entraînés individuellement.
Tableau 2.3 - Caractéristiques techniques du broyeur à perçage
| Dimensions de la pièce à coudre : | |
| Diamètre, mm | 100…120 |
| Longueur, mm | 1200…3350 |
| Taille des manches : | |
| Diamètre extérieur, mm | 98…126 |
| Épaisseur de paroi, mm | 14…22 |
| Longueur, mm | 1800…6400 |
| Nombre de tours de l'entraînement principal, rpm | 285…400 |
| Rapport de démultiplication de la cage d'engrenage | 3 |
| Puissance moteur, kW | 3200 |
| Angle d'alimentation, ° | 0…14 |
| Force de roulement : | |
| Radiale maximale, kN | 784 |
| Axiale maximale, kN | 245 |
| Couple maximal sur le rouleau, kNm | 102,9 |
| Diamètre du rouleau de travail, mm | 800…900 |
| Vis de pression : | |
| Course maximale, mm | 120 |
| Vitesse de déplacement, mm/s | 2 |
L'outil de centrage est conçu pour percer un évidement central d'un diamètre de 20…30 mm et d'une profondeur de 15…20 mm à l'extrémité d'une pièce chauffée et est un cylindre pneumatique dans lequel coulisse un percuteur à pointe.
Après le centrage, la billette chauffée entre dans la grille pour son transfert ultérieur vers la goulotte de la table avant du laminoir à perçage.
La table avant du laminoir à perçage est conçue pour recevoir une billette chauffée roulant sur la grille, aligner l'axe de la billette avec l'axe du perçage et la maintenir pendant le perçage.
Du côté sortie du broyeur, des centreurs à rouleaux de la tige de mandrin sont installés, qui soutiennent et centrent la tige, à la fois avant le perçage et pendant le perçage, lorsque des forces axiales élevées agissent sur elle et que sa flexion longitudinale est possible.
Derrière les centreurs se trouve un mécanisme de réglage de poussée fixe avec une tête d'ouverture, il sert à percevoir les forces axiales agissant sur la tige avec le mandrin, à régler la position du mandrin dans la zone de déformation et à faire passer le manchon à l'extérieur du broyeur de perçage.
2.1.4 Disposition et caractéristiques techniques des équipements principaux et auxiliaires de la section de broyeur continu
Le laminoir continu est conçu pour le laminage de tubes bruts d'un diamètre de 92 mm et d'une épaisseur de paroi de 3…8 mm. Le laminage est effectué sur un long mandrin flottant de 19,5 m de long.De brèves caractéristiques techniques du broyeur continu sont données dans le tableau 2.4., tableau 2.5. les rapports de démultiplication sont donnés.
Pendant le laminage, le laminoir continu fonctionne de la manière suivante : le fourreau est transporté par une table à rouleaux derrière le laminoir à perçage jusqu'à une butée mobile et, après arrêt, est transféré sur la grille devant le laminoir continu à l'aide d'un convoyeur à chaîne et roulé sur les leviers du distributeur.
Tableau 2.4 - Brèves caractéristiques techniques du broyeur continu
| Nom | Valeur | |
| Diamètre extérieur du tuyau de tirage, mm | 91,0…94,0 | |
| Épaisseur de paroi de tuyau rugueux, mm | 3,5…8,0 | |
| Longueur maximale du tuyau de tirage, m | 30,0 | |
| Diamètre des mandrins de broyeur continu, mm | 74…83 | |
| Longueur du mandrin, m | 19,5 | |
| Diamètre des loups, mm | 400 | |
| Longueur du canon du rouleau, mm | 230 | |
| Diamètre col roulé, mm | 220 | |
| Distance entre les axes des stands, mm | 850 | |
| Le cours de la vis de pression supérieure avec de nouveaux rouleaux, mm | En haut | 8 |
| Bas | 15 | |
| Le cours de la vis de pression inférieure avec de nouveaux rouleaux, mm | En haut | 20 |
| Bas | 10 | |
| Vitesse de levage du rouleau supérieur, mm/s | 0,24 | |
| Fréquence de rotation des moteurs d'entraînement principaux, tr/min | 220…550 | |
S'il y a des défauts sur le manchon, l'opérateur, en activant manuellement le bloqueur et les poussoirs, le dirige dans la poche.
Avec les leviers de distribution abaissés, le bon manchon roule dans la goulotte, est pressé par les leviers de serrage, après quoi un mandrin est inséré dans le manchon à l'aide des rouleaux de réglage. Lorsque l'extrémité avant du mandrin atteint le bord avant du manchon, la pince est relâchée et le manchon est placé dans un broyeur continu à l'aide de rouleaux poussoirs. Dans le même temps, la vitesse de rotation des rouleaux de traction du mandrin et du manchon est réglée de telle sorte qu'au moment où le manchon est capturé par la première cage du laminoir continu, l'extrémité avant du mandrin est étendue de 2,5 ... 3 m.
Après laminage sur un laminoir continu, un tube brut avec un mandrin entre dans l'extracteur de mandrin, une brève caractéristique technique est présentée dans le tableau 2.6. Après cela, le tuyau est transporté par un convoyeur à rouleaux jusqu'à la zone de coupe de l'extrémité arrière et s'approche de la butée fixe au niveau de la section de coupe de l'extrémité arrière du tuyau, les caractéristiques techniques de l'équipement de la section POZK sont données dans le tableau 2.7. Arrivé en butée, le tuyau est projeté par un éjecteur à vis sur la grille devant la table à rouleaux de nivellement. Ensuite, le tuyau descend de la grille sur la table à rouleaux de nivellement, s'approche de la butée qui détermine la longueur de la coupe et est transféré pièce par pièce de la table à rouleaux de nivellement à la grille devant la table à rouleaux de sortie, tandis que pendant le mouvement, l'extrémité arrière du tuyau est coupée.
L'extrémité coupée du tube est transférée par un convoyeur à ferraille vers un bac à ferraille situé à l'extérieur de l'atelier.
Tableau 2.5 - Rapport de démultiplication des réducteurs du broyeur continu et puissance du moteur
Tableau 2.6 - Brèves caractéristiques techniques de l'extracteur de mandrin
Tableau 2.7 - Brèves caractéristiques techniques de la section de coupe de l'extrémité arrière du tuyau
2.1.5 Le principe de fonctionnement des équipements principaux et auxiliaires de la section du broyeur réducteur et du refroidisseur
L'équipement de cette section est conçu pour transporter le tuyau de tirage à travers l'installation de chauffage par induction, en roulant sur le broyeur de réduction, en le refroidissant et en le transportant ensuite vers la section de coupe à froid.
Le chauffage des tuyaux bruts devant le broyeur de réduction est effectué dans l'unité de chauffage INZ - 9000/2.4, qui se compose de 6 blocs chauffants (12 inducteurs) situés directement devant le broyeur de réduction. Les tuyaux entrent l'un après l'autre dans l'installation d'induction en un flux continu. En l'absence de réception des tubes du laminoir continu (lorsque le laminage est arrêté), il est permis de fournir individuellement les tubes "froids" déposés à l'installation d'induction. La longueur des tuyaux spécifiée dans l'installation ne doit pas dépasser 17,5 m.
Type de broyeur de réduction - 24 cages, 3 rouleaux avec deux positions de roulement de rouleaux et entraînement individuel des cages.
Après laminage sur le broyeur réducteur, le tuyau entre soit dans le pulvérisateur et la table de refroidissement, soit directement sur la table de refroidissement du broyeur, en fonction des exigences relatives aux propriétés mécaniques du tuyau fini.
La conception et les caractéristiques techniques du pulvérisateur, ainsi que les paramètres de refroidissement des tuyaux, sont un secret commercial d'OAO KresTrubZavod et ne sont pas donnés dans ce travail.
Dans le tableau 2.8. les caractéristiques techniques de l'installation de chauffage sont présentées, dans le tableau 2.9.- une brève caractéristique technique du broyeur réducteur.
Tableau 2.8 - Brèves caractéristiques techniques de l'installation de chauffage INZ-9000 / 2.4
2.1.6 Equipement pour couper les tubes à longueur
Pour couper les tuyaux à longueur dans l'atelier T-3, on utilise une scie à coupe par lots Wagner du modèle WVC 1600R, dont les caractéristiques techniques sont indiquées dans le tableau. 2.10. Des scies modèle KV6R sont également utilisées - caractéristiques techniques dans le tableau 2.11.
Tableau 2.9 - Brèves caractéristiques techniques du broyeur réducteur
Tableau 2.10 - Caractéristiques techniques de la scie WVC 1600R
| Le nom du paramètre | Valeur | |
| Diamètre des tuyaux coupés, mm | 30…89 | |
| Largeur des paquets coupés, mm | 200…913 | |
| Épaisseur de paroi des tuyaux coupés, mm | 2,5…9,0 | |
| Longueur du tuyau après coupe, m | 8,0…11,0 | |
| Longueur des extrémités de tuyau à couper | Avant, millimètres | 250…2500 |
| Arrière, mm | ||
| Diamètre de la lame de scie, mm | 1600 | |
| Nombre de dents sur la lame de scie, pcs | Segment | 456 |
| Carbure | 220 | |
| Vitesse de coupe, mm/min | 10…150 | |
| Diamètre minimum de la lame de scie, mm | 1560 | |
| Avance du support de scie circulaire, mm | 5…1000 | |
| Résistance maximale à la traction des tuyaux, N / mm 2 | 800 | |
2.1.7 Équipement de dressage de tuyaux
Les tubes coupés à longueur selon la commande sont envoyés pour redressage. Le redressage est effectué sur des machines à redresser RVV320x8, conçues pour redresser des tuyaux et des tiges en acier au carbone et faiblement allié à froid avec une courbure initiale allant jusqu'à 10 mm par mètre linéaire. Les caractéristiques techniques de la redresseuse RVV 320x8 sont indiquées dans le tableau. 3.12.
Tableau 2.11 - Caractéristiques techniques de la scie modèle KV6R
| Le nom du paramètre | Valeur |
| Largeur d'un emballage à une rangée, mm | Pas plus de 855 |
| Largeur d'ouverture de la pince à pièce, mm | 20 à 90 |
| Passage dans le sens vertical de la pince à pièce, mm | Pas plus de 275 |
| Course du support de la lame de scie, mm | 650 |
| Vitesse d'avance de la lame de scie (en continu) mm/min | pas plus de 800 |
| Mouvement inverse rapide de la lame de scie, mm/min | Pas plus de 6500 |
| Vitesse de coupe, m/min | 40; 15; 20; 30; 11,5; 23 |
| Longueur serrée du paquet de tuyaux côté entrée, mm | Au moins 250 |
| Longueur de serrage du paquet de tubes côté refoulement, mm | Au moins 200 |
| Diamètre de la lame de scie, mm | 1320 |
| Nombre de segments sur la lame de scie, pcs | 36 |
| Nombre de dents par segment, pcs | 10 |
| Diamètre des tuyaux traités, mm | 20 à 90 |
Tableau 2.12 - Caractéristiques techniques de la redresseuse RVV 320x8
| Le nom du paramètre | Valeur | |
| Diamètre des tuyaux redressés, mm | 25...120 | |
| Épaisseur de paroi des tuyaux redressés, mm | 1,0...8,0 | |
| Longueur des tuyaux redressés, m | 3,0...10,0 | |
| La limite d'élasticité du métal des tuyaux redressés, kgf / mm 2 | Diamètre 25…90 mm | Jusqu'à 50 |
| Diamètre 90…120 mm | jusqu'à 33 | |
| Vitesse de redressage du tuyau, m/s | 0,6...1,0 | |
| Pas entre les axes de roulis, mm | 320 | |
| Diamètre des rouleaux dans le cou, mm | 260 | |
| Nombre de rouleaux, pièces | Conduit | 4 |
| seul | 5 | |
| Angles de roulis, ° | 45°...52°21' | |
| La plus grande course des rouleaux supérieurs à partir du bord supérieur des rouleaux inférieurs, mm | 160 | |
| Entraînement de rotation des rouleaux | type de moteur | D-812 |
| Tension, V | 440 | |
| puissance, kWt | 70 | |
| Vitesse de rotation, tr/min | 520 | |
2.2 La technologie existante pour la production de tuyaux sur le TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
La pièce sous forme de tiges entrant dans l'atelier est stockée dans l'entrepôt interne. Avant d'être mis en production, il est soumis à une inspection sélective sur un rack spécial et, si nécessaire, à une réparation. Des balances ont été installées sur le site de préparation des billettes pour contrôler le poids du métal mis en production. Les ébauches de l'entrepôt sont acheminées par un pont roulant électrique vers la grille de chargement devant le four et chargées dans le four de chauffage avec un foyer mobile conformément au calendrier et au rythme de laminage.
Le respect du schéma de pose des ébauches est effectué visuellement par la jardinière en métal. La pièce est chargée dans le four une à une dans chacune, à travers une ou plusieurs marches des plaques de guidage des poutres mobiles, en fonction de la vitesse de laminage et de la multiplicité de la coupe. Lors du changement de nuance d'acier, de chaleur et de taille de tuyau, l'installateur sépare les nuances d'acier, chauffe comme suit : avec une longueur de billette de 5600 à 8000 mm, les chaleurs sont séparées en déplaçant les deux premières tiges sur la largeur du four ; les nuances d'acier sont séparées en déplaçant les quatre premières tiges sur la largeur du four; avec une longueur de billette de 9000 à 9800 mm, la séparation des nuances d'acier, les chaleurs les unes des autres sont effectuées lors de la plantation avec un intervalle de 8 à 10 étapes, ainsi que le nombre de billettes plantées dans le PSHP et émises, qui sont contrôlé par le réchauffeur de métal PSHP et la cisaille à chaud en vérifiant avec les panneaux de commande . TPA-80; lors du changement de taille (transbordement du broyeur) des tubes laminés, la plantation de métal dans le four s'arrête "5-6 étapes" avant l'arrêt du broyeur, lors de l'arrêt pour transbordement, le métal "recule de 5-6 pas" en arrière . Le mouvement des pièces à travers le four est assuré par trois poutres mobiles. Pendant les pauses du cycle de mouvement, les poutres mobiles sont fixées au niveau du foyer. Le temps de chauffage nécessaire est fourni en mesurant le temps de cycle de l'étape. La pression excessive dans l'espace de travail doit être comprise entre 9,8 Pa et 29,4 Pa, coefficient de débit d'air =1,1 - 1,2.
Lorsque des billettes de différentes nuances d'acier sont chauffées dans un four, la durée de chauffage est déterminée par le métal qui a le temps de séjour le plus long dans le four. Un chauffage de haute qualité du métal est assuré par le passage uniforme des pièces sur toute la longueur du four. Les pièces chauffées sont livrées à la table à rouleaux de déchargement interne et elles sont livrées à la ligne de coupe à chaud.
Pour réduire le refroidissement des pièces pendant les temps d'arrêt, un thermostat est prévu sur la table à rouleaux pour transporter les pièces chauffées vers les cisailles, ainsi que la possibilité de retourner (en tournant à l'envers) une pièce non coupée au four et de la retrouver pendant les temps d'arrêt.
Pendant le fonctionnement, un arrêt à chaud du four est possible. Un arrêt à chaud d'une fournaise est considéré comme un arrêt sans coupure de l'alimentation en gaz naturel. Lors des arrêts à chaud, les poutres mobiles du four sont calées au niveau des poutres fixes. Les fenêtres de téléchargement et de téléchargement sont fermées. Le débit d'air est réduit de 1,1-1,2 à 1,0:-1,1 à l'aide du régulateur "carburant-air". La pression dans le four au niveau de la sole devient positive. Lorsque le broyeur s'arrête : jusqu'à 15 minutes - la température par zones est réglée sur la limite inférieure et le métal est "reculé" de deux étapes ; de 15 minutes à 30 minutes - la température dans les zones III, IV, V est réduite de 20 à 40 0 С, dans les zones I, II de 30 à 60 0 С par rapport à la limite inférieure; sur 30 minutes - la température dans toutes les zones est réduite de 50 à 150 0 C par rapport à la limite inférieure, en fonction de la durée du temps d'arrêt. Les blancs "reculent" de 10 pas en arrière. Avec un temps d'arrêt de 2 à 5 heures, il est nécessaire de libérer les zones IV et V du four des ébauches. Les flans des zones I et II sont déchargés dans la poche. Le déchargement du métal est effectué par une planteuse en métal avec PU-1. La température dans les zones V et IV est réduite à 1000-I050 0 C. Lors d'un arrêt de plus de 5 heures, tout le four est débarrassé du métal. La montée en température s'effectue par paliers de 20-30 0 C, à une vitesse de montée en température de 1,5-2,5 0 C/min. Avec une augmentation du temps de chauffage du métal due à la faible vitesse de laminage, la température dans les zones I, II, III est réduite de 60 0 C, 40 0 C, 20 0 C, respectivement, à partir de la limite inférieure , et la température dans les zones IV, V aux limites inférieures. En général, avec un fonctionnement stable de l'ensemble de l'unité, la température est répartie entre les zones comme suit (tableau 2.13).
Après le chauffage, la pièce entre dans la ligne de coupe à chaud de la pièce. L'équipement de la ligne de découpe à chaud comprend les cisailles elles-mêmes pour couper la pièce, une butée mobile, une table à rouleaux de transport, un écran de protection pour protéger l'équipement du rayonnement thermique de la fenêtre de déchargement du four à sole mobile. Après avoir chauffé la tige et l'avoir émise, elle traverse le thermostat, atteint la butée mobile et est découpée en flans de la longueur requise. Une fois la coupe effectuée, la butée mobile est soulevée à l'aide d'un vérin pneumatique, la pièce est transportée le long de la table à rouleaux. Après avoir franchi la butée, il descend en position de travail et le cycle de coupe se poursuit.
Tableau 2.13 - Répartition de la température dans le four par zones
La pièce mesurée est transférée par une table à rouleaux derrière la cisaille vers le centreur. La pièce centrée est transférée par l'éjecteur vers la grille devant le broyeur de perçage, le long de laquelle elle roule jusqu'au retard et, lorsque le côté sortie est prêt, est transférée vers la goulotte fermée par un couvercle. À l'aide du poussoir, avec la butée relevée, la pièce est placée dans la zone de déformation. Dans la zone de déformation, la pièce est percée sur un mandrin maintenu par la tige. La tige repose contre le verre de la tête de poussée du mécanisme de réglage de poussée dont l'ouverture ne permet pas le verrouillage. La flexion longitudinale de la tige due aux forces axiales résultant du laminage est empêchée par des centreurs fermés dont les axes sont parallèles à l'axe de la tige.
En position de travail, les galets sont amenés autour de la tige par un vérin pneumatique grâce à un système de leviers. A l'approche de l'extrémité avant du manchon, les galets centreurs sont séquentiellement séparés. Après le perçage de la pièce, les premiers galets sont réduits par le vérin pneumatique, qui écarte la douille des galets pour permettre la capture de l'intercepteur de tige par les leviers de l'intercepteur de tige, puis le verrou et la tête avant sont repliés, le les rouleaux de distribution sont rapprochés et le manchon à une vitesse accrue est délivré à une vitesse accrue par la tête de poussée sur la table à rouleaux derrière le laminoir à perçage .
Après flashage, le manchon est transporté le long de la table à rouleaux jusqu'à la butée mobile. En outre, le manchon est déplacé par un convoyeur à chaîne vers le côté entrée du broyeur continu. Après le convoyeur, le manchon roule le long de la grille inclinée vers le distributeur, qui maintient le manchon devant le côté entrée du broyeur continu. Sous les guides de la grille inclinée se trouve une poche pour collecter les cartouches défectueuses. De la grille inclinée, le manchon est déposé dans la goulotte de réception du broyeur continu avec des pinces. À ce moment, un long mandrin est inséré dans le manchon à l'aide d'une paire de rouleaux de friction. Lorsque l'extrémité avant du mandrin atteint l'extrémité avant du manchon, la pince à manchon est relâchée, deux paires de rouleaux de traction sont amenées sur le manchon et le manchon avec le mandrin est placé dans une fraise continue. Dans le même temps, la vitesse de rotation des rouleaux tireurs du mandrin et des rouleaux tireurs du manchon est calculée de telle sorte qu'au moment où le manchon est capturé par la première cage du laminoir continu, l'extension du mandrin du manchon est de 2,5 à 3,0 M. À cet égard, la vitesse linéaire des rouleaux de traction des mandrins doit être 2,25 à 2,5 fois supérieure à la vitesse linéaire des rouleaux de traction du manchon.
Les tubes laminés avec mandrins sont alternativement transférés dans l'axe de l'un des mandrins. La tête du mandrin traverse la lunette de l'extracteur et est capturée par l'insert de préhension, et le tuyau dans la bague de lunette. Lorsque la chaîne se déplace, le mandrin quitte le tuyau et entre dans le convoyeur à chaîne, qui le transfère sur une table à double rouleaux, qui transporte le mandrin des deux extracteurs vers le bain de refroidissement.
Après avoir retiré le mandrin, le tuyau de tirage entre dans les scies pour couper l'extrémité arrière échevelée.
Après chauffage par induction, les tubes sont introduits dans un broyeur réducteur à vingt-quatre cages tricylindres. Dans le laminoir de réduction, le nombre de cages de travail est déterminé en fonction des dimensions des tubes laminés (de 9 à 24 cages), et les cages sont exclues, à partir de 22 dans le sens des nombres décroissants de cages. Les stands 23 et 24 participent à tous les programmes roulants.
Pendant le laminage, les rouleaux sont continuellement refroidis avec de l'eau. Lors du déplacement des tuyaux le long de la table de refroidissement, chaque lien ne doit pas contenir plus d'un tuyau. Lors du laminage de tubes emboutis à chaud destinés à la fabrication de tubes du groupe de résistance "K" à partir de la nuance d'acier 37G2S, après le broyeur de réduction, un refroidissement contrôlé accéléré des tubes dans les pulvérisateurs est effectué.
La vitesse des tuyaux traversant le pulvérisateur doit être stabilisée avec la vitesse du broyeur réducteur. Le contrôle de la stabilisation des vitesses est effectué par l'opérateur conformément aux instructions d'utilisation.
Après réduction, les tuyaux entrent dans la table de refroidissement montée sur rack avec des balanciers où ils sont refroidis.
A la table de refroidissement, les tubes sont collectés dans des sacs monocouches pour ébarber les extrémités et couper à longueur sur des scies à froid.
Les tuyaux finis sont livrés à la table d'inspection QCD, après inspection, les tuyaux sont regroupés dans des emballages et envoyés à l'entrepôt de produits finis.
2.3 Justification des décisions de conception
Dans le cas d'une réduction par morceaux de tuyaux avec tension sur le PPC, une différence longitudinale significative d'épaisseur de paroi des extrémités des tuyaux se produit. La raison de la différence d'extrémité d'épaisseur de paroi des tuyaux est l'instabilité des tensions axiales dans les modes de déformation non stationnaires lors du remplissage et de la libération des cages de travail du broyeur avec du métal. Les sections d'extrémité sont réduites dans des conditions de contraintes de traction longitudinales nettement inférieures à celles de la partie principale (moyenne) du tuyau. L'augmentation de l'épaisseur de paroi au niveau des sections d'extrémité, dépassant les écarts autorisés, oblige à couper une partie importante du tuyau fini
Les normes pour la coupe d'extrémité des tuyaux réduits pour TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sont données dans le tableau. 2.14.
Tableau 2.14 - Normes de coupe des extrémités de tuyau sur TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
2.4 Justification des décisions de conception
Dans le cas d'une réduction par morceaux de tuyaux avec tension sur le PPC, une différence longitudinale significative d'épaisseur de paroi des extrémités des tuyaux se produit. La raison de la différence d'extrémité d'épaisseur de paroi des tuyaux est l'instabilité des tensions axiales dans les modes de déformation non stationnaires lors du remplissage et de la libération des cages de travail du broyeur avec du métal. Les sections d'extrémité sont réduites dans des conditions de contraintes de traction longitudinales nettement inférieures à celles de la partie principale (moyenne) du tuyau. L'augmentation de l'épaisseur de paroi au niveau des sections d'extrémité, qui dépasse les écarts autorisés, oblige à couper une partie importante du tuyau fini.
Les normes pour la coupe d'extrémité des tuyaux réduits pour TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sont données dans le tableau. 2.15.
Tableau 2.15 - Normes de coupe des extrémités de tuyau sur TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
où PC est l'extrémité avant épaissie du tuyau ; ZK - extrémité arrière épaissie du tuyau.
La perte annuelle approximative de métal dans les extrémités épaissies des tuyaux dans l'atelier T-3 JSC "KresTrubZavod" est de 3000 tonnes. Avec une réduction de 25% de la longueur et du poids des extrémités de tuyaux épaissies coupées, l'augmentation annuelle des bénéfices sera d'environ 20 millions de roubles. De plus, il y aura des économies sur le coût des lames de scie à piles, de l'électricité, etc.
De plus, lors de la production d'une billette de conversion pour les ateliers de dessin, il est possible de réduire la différence longitudinale d'épaisseur de paroi des tuyaux, et le métal économisé en réduisant la différence longitudinale d'épaisseur de paroi peut être utilisé pour augmenter encore la production de chaud -tuyaux laminés et formés à froid.
3. DEVELOPPEMENT D'ALGORITHMES POUR LE CONTROLE DU BROYEUR DE REDUCTION TPA-80
3.1 Statut du problème
Les unités de laminage continu de tubes sont les installations performantes les plus prometteuses pour la production de tubes sans soudure laminés à chaud de la gamme correspondante.
La composition des unités comprend des laminoirs à perçage, à mandrin continu et à étirage réducteur. La continuité du processus technologique, l'automatisation de toutes les opérations de transport, la grande longueur des tubes laminés assurent une productivité élevée, bonne qualité tuyaux par surface et dimensions géométriques
Au cours des dernières décennies, le développement intensif de la production de tubes par laminage continu s'est poursuivi : construction et mise en service (en "" Italie, France, USA, Argentine), reconstruction (au Japon) d'ateliers de laminage continu, fourniture d'équipements pour de nouveaux ateliers (en Chine), développés et des projets de construction d'ateliers ont été mis en place (en France, Canada, USA, Japon, Mexique).
Par rapport aux unités mises en service dans les années 60, les nouvelles laminoirs présentent des différences notables : elles produisent principalement des conduites de puits de pétrole, et donc de grandes sections sont construites dans les ateliers pour la finition de ces conduites, y compris les équipements de refoulement des extrémités, le traitement thermique, coupe de tuyaux, production de raccords, etc. ; la gamme de tailles de tuyaux s'est considérablement élargie: le diamètre maximal est passé de 168 à 340 mm, l'épaisseur de paroi - de 16 à 30 mm, ce qui est devenu possible grâce au développement du processus de laminage sur un long mandrin se déplaçant à une vitesse réglable au lieu d'un flottant sur des moulins continus. Les nouvelles unités de laminage de tubes utilisent des billettes coulées en continu (carrées et rondes), ce qui a assuré une amélioration significative des performances techniques et économiques de leur travail.
Les fours annulaires (TPA 48-340, Italie) sont encore largement utilisés pour chauffer les billettes, parallèlement à cela, les fours à sole mobile (TPA 27-127, France, TPA 33-194, Japon) sont utilisés. Dans tous les cas, la haute productivité d'une unité moderne est assurée par l'installation d'un four de grande capacité unitaire (capacité jusqu'à 250 t/h). Les fours à longerons mobiles sont utilisés pour chauffer les tubes avant réduction (calibrage).
Le laminoir principal pour la production de manchons reste un laminoir à vis à deux cylindres, dont la conception est améliorée, par exemple en remplaçant les règles fixes par des disques de guidage entraînés. Dans le cas des ébauches carrées, le laminoir hélicoïdal de la ligne technique est précédé soit d'un laminoir à cylindres de presse (TPA 48-340 en Italie, TPA 33-194 au Japon) soit d'un laminoir à calibrage des bords et d'une presse à centrer profond (TPA 60-245, France).
L'une des principales orientations la poursuite du développement La méthode de laminage continu consiste à utiliser des mandrins qui se déplacent à une vitesse contrôlée pendant le processus de laminage, au lieu de mandrins flottants. À l'aide d'un mécanisme spécial qui développe une force de maintien de 1600-3500 kN, le mandrin est réglé à une certaine vitesse (0,3-2,0 m/s), qui est maintenue soit jusqu'à ce que le tube soit complètement retiré du mandrin pendant le laminage (mandrin retenu ), ou jusqu'à un certain moment, à partir duquel l'aide se déplace comme un flotteur (mandrin partiellement maintenu). Chacune de ces méthodes peut être utilisée dans la production de tuyaux d'un certain diamètre. Ainsi, pour les tuyaux de petit diamètre, la méthode principale consiste à rouler sur un mandrin flottant, moyen (jusqu'à 200 mm) - sur un support partiel, grand (jusqu'à 340 mm et plus) - sur un support.
L'utilisation sur des broyeurs continus de mandrins se déplaçant à une vitesse réglable (maintenus, partiellement maintenus) au lieu de flottants permet une expansion significative de l'assortiment, une augmentation de la longueur des tuyaux et une augmentation de leur précision. Les intérêts sont individuels Des décisions constructives; par exemple, l'utilisation d'une tige de broyeur perforant comme mandrin partiellement retenu d'un broyeur continu (TPA 27-127, France), l'insertion hors station d'un mandrin dans un manchon (TPA 33-194, Japon).
Les nouvelles unités sont équipées de broyeurs modernes de réduction et de calibrage, et l'un de ces broyeurs est le plus souvent utilisé. Les tables de refroidissement sont conçues pour recevoir des tubes après réduction sans découpe préalable.
En évaluant l'état général actuel de l'automatisation des usines de tubes, on peut noter les caractéristiques suivantes.
Les opérations de transport associées au mouvement des produits laminés et des outils à travers l'unité sont entièrement automatisées à l'aide de dispositifs d'automatisation locaux traditionnels (principalement sans contact). Sur la base de tels dispositifs, il est devenu possible d'introduire des unités performantes avec un processus technologique continu et discret-continu.
En fait, les processus technologiques et même les opérations individuelles sur les laminoirs à tubes sont clairement insuffisamment automatisés jusqu'à présent, et dans cette partie, leur niveau d'automatisation est nettement inférieur à celui atteint, par exemple, dans le domaine des laminoirs à tôle continue. Si l'utilisation d'ordinateurs de contrôle (CCM) pour les usines de tôles est devenue pratiquement une norme largement reconnue, alors pour les usines de tubes, les exemples sont encore rares en Russie, bien qu'à l'heure actuelle, le développement et la mise en œuvre de systèmes de contrôle de processus et de systèmes de contrôle automatisés soient devenus la norme. à l'étranger. Jusqu'à présent, sur un certain nombre de tuberies de notre pays, il existe principalement des exemples de mise en œuvre industrielle de sous-systèmes individuels de contrôle de processus automatisé utilisant des dispositifs spécialisés fabriqués à l'aide d'éléments logiques à semi-conducteurs et de technologie informatique.
Cet état de fait est principalement dû à deux facteurs. D'une part, jusqu'à récemment, les exigences de qualité et surtout de stabilité dimensionnelle des canalisations étaient satisfaites relativement des moyens simples(en particulier, conceptions rationnelles des équipements de broyage). Ces conditions n'ont pas stimulé des développements plus parfaits et, bien sûr, plus complexes, par exemple en utilisant des CCM relativement coûteux et pas toujours suffisamment fiables. D'autre part, l'utilisation de moyens techniques spéciaux d'automatisation non standard ne s'est avérée possible que pour des tâches plus simples et moins efficaces, alors que le développement et la fabrication ont nécessité beaucoup de temps et d'argent, ce qui n'a pas contribué au progrès dans le domaine. à l'étude.
Cependant, les exigences modernes croissantes pour la production de tuyaux, y compris la qualité des tuyaux, ne peuvent pas être satisfaites. solutions traditionnelles. De plus, comme le montre la pratique, une part importante des efforts pour répondre à ces exigences incombe à l'automatisation, et à l'heure actuelle, il est nécessaire de changer automatiquement ces modes pendant le laminage des tubes.
Les progrès modernes dans le domaine du contrôle des entraînements électriques et de divers moyens techniques d'automatisation, principalement dans le domaine des mini-ordinateurs et de la technologie des microprocesseurs, permettent d'améliorer radicalement l'automatisation des usines de tubes et des unités, de surmonter diverses limitations de production et économiques.
L'utilisation de moyens techniques modernes d'automatisation implique une augmentation simultanée des exigences en matière d'exactitude de la définition des tâches et du choix des moyens de les résoudre, et en particulier du choix des moyens les plus efficaces d'influencer les processus technologiques.La solution de ce problème peut être facilitée par une analyse des solutions techniques existantes les plus efficaces pour automatiser les tuberies.
Les études d'unités de laminage continu de tubes en tant qu'objets d'automatisation montrent qu'il existe d'importantes réserves pour une amélioration supplémentaire de leurs indicateurs techniques et économiques en automatisant le processus technologique de laminage de tubes sur ces unités.
Lors du laminage dans un laminoir continu sur un long mandrin flottant, une différence longitudinale d'extrémité d'épaisseur de paroi est également induite. L'épaisseur de paroi des extrémités arrière des tuyaux de tirage est supérieure au milieu de 0,2 à 0,3 mm. La longueur de l'extrémité postérieure avec un mur épaissi est égale à 2-3 espaces interstand. L'épaississement de la paroi s'accompagne d'une augmentation de diamètre dans la zone séparée par un interstice de l'extrémité arrière de la conduite. En raison des conditions transitoires, l'épaisseur de paroi des extrémités avant est inférieure de 0,05 à 0,1 mm à celle du milieu.Lors du roulement avec tension, les parois des extrémités avant des tuyaux s'épaississent également. La variation longitudinale de l'épaisseur des tubes bruts est conservée lors de la réduction ultérieure et conduit à une augmentation de la longueur des extrémités épaissies coupées à l'arrière des tubes finis.
Lors du laminage dans des laminoirs d'étirage à réduction, la paroi des extrémités des tuyaux s'épaissit en raison d'une diminution de la tension par rapport à l'état stable, qui ne se produit que lorsque 3 à 4 cages du laminoir sont remplies. Les extrémités des tuyaux dont la paroi est épaissie au-delà de la tolérance sont coupées et les déchets métalliques qui y sont associés déterminent la part principale du coefficient de consommation total de l'unité.
La nature générale de la variation longitudinale des tubes après le broyeur continu est presque complètement transférée aux tubes finis. Ceci est confirmé par les résultats du laminage de tubes de dimensions 109 x 4,07 - 60 mm à cinq modes de tension sur le broyeur réducteur de l'installation YuTZ 30-102. Au cours de l'expérience, 10 tuyaux ont été sélectionnés à chaque mode de vitesse, dont les sections d'extrémité ont été coupées en 10 parties de 250 mm de long, et trois tuyaux de dérivation ont été coupés à partir du milieu, situés à une distance de 10, 20 et 30 m du l'extrémité avant. Après avoir mesuré l'épaisseur de paroi sur l'appareil, déchiffré les diagrammes de différence d'épaisseur et fait la moyenne des données, les dépendances graphiques ont été tracées, illustrées à la Fig. 54 .
Ainsi, les composants notés de l'épaisseur totale de paroi des tubes ont un impact significatif sur les performances techniques et économiques des unités continues, sont associés aux caractéristiques physiques des processus de laminage dans les laminoirs continus et réducteurs, et ne peuvent être éliminés ou considérablement réduits que par spécial systèmes automatiques qui modifient le réglage du broyeur pendant le laminage des tubes. La nature naturelle de ces composants de la différence d'épaisseur de paroi permet d'utiliser le principe de commande par programme à la base de tels systèmes.
Il existe d'autres solutions techniques au problème de la réduction des déchets finaux lors de la réduction en utilisant des systèmes de contrôle automatique du processus de laminage des tubes dans un broyeur de réduction avec un entraînement individuel des cages (brevets allemands n° 1602181 et britanniques 1274698). En raison du changement de vitesse des rouleaux lors de l'enroulement des extrémités avant et arrière des tuyaux, des forces de tension supplémentaires sont créées, ce qui entraîne une diminution de la différence longitudinale d'épaisseur de paroi. Il est prouvé que de tels systèmes logiciels de correction de vitesse pour les entraînements principaux du laminoir de réduction fonctionnent sur sept unités de laminage de tubes étrangères, dont deux unités avec des laminoirs continus à Mülheim (Allemagne). Les unités ont été fournies par Mannesmann (Allemagne).
La deuxième unité a été lancée en 1972 et comprend un broyeur à réduction de 28 cages à entraînements individuels, équipé d'un système de correction de vitesse. Les changements de vitesse lors du passage des extrémités des tuyaux sont effectués dans les dix premières cages par étapes, en tant qu'ajouts à la valeur de la vitesse de fonctionnement. Le changement de vitesse maximum a lieu sur le stand n ° 1, le minimum - sur le stand n ° 10. Des relais photo sont utilisés comme capteurs pour la position des extrémités des tuyaux dans le broyeur, qui donnent des commandes pour changer de vitesse. Conformément au schéma de correction de vitesse adopté, les entraînements individuels des dix premiers stands sont alimentés selon un schéma d'inversion anti-parallèle, les stands suivants - selon un schéma sans inversion. On note que la correction des vitesses des entraînements du broyeur réducteur permet d'augmenter le rendement sur l'unité de 2,5% avec un programme de production mixte. Avec une augmentation du degré de réduction de diamètre, cet effet augmente.
Il existe des informations similaires sur l'équipement d'un broyeur de réduction de vingt-huit cages en Espagne avec un système de correction de vitesse. Des changements de vitesse sont effectués dans les 12 premières tribunes. À cet égard, il existe également divers régimes alimentation du variateur.
Il est à noter qu'équiper les broyeurs de réduction dans le cadre d'unités de laminage continu de tubes d'un système de correction de vitesse ne résout pas complètement le problème de la réduction des déchets finaux lors de la réduction. L'efficacité de tels systèmes devrait diminuer avec le degré décroissant de réduction de diamètre.
Les systèmes de contrôle de processus programmatiques sont les plus faciles à mettre en œuvre et donnent un grand effet économique. Cependant, avec leur aide, il est possible d'améliorer la précision des dimensions du tuyau uniquement en réduisant l'un de ses trois composants - la différence longitudinale d'épaisseur de paroi. Des études montrent que le poids spécifique principal dans la variation totale des épaisseurs de paroi des tuyaux finis (environ 50 %) tombe sur l'épaisseur de paroi transversale. Les fluctuations des épaisseurs moyennes des parois des tuyaux dans les lots représentent environ 20 % de la variation totale.
À l'heure actuelle, la réduction de la variation de paroi transversale n'est possible qu'en améliorant le processus technologique de laminage des tubes sur les laminoirs faisant partie de l'unité. Des exemples d'utilisation de systèmes automatiques à ces fins sont inconnus.
La stabilisation de l'épaisseur moyenne des parois des conduites par lots est possible à la fois en améliorant la technologie de laminage, la conception des cages et l'entraînement électrique, et en utilisant des systèmes de contrôle automatique des processus. La réduction de la dispersion des épaisseurs de paroi de tuyau dans un lot peut augmenter considérablement la productivité des unités et réduire la consommation de métal due au laminage dans un champ de tolérances négatives.
Contrairement aux systèmes logiciels, les systèmes conçus pour stabiliser les épaisseurs moyennes des parois des tuyaux doivent inclure des capteurs pour contrôler les dimensions géométriques des tuyaux.
Des propositions techniques pour équiper des broyeurs à réduction avec des systèmes de stabilisation automatique de l'épaisseur de paroi de tube sont connues. La structure des systèmes ne dépend pas du type d'unité, qui comprend un broyeur de réduction.
Un complexe de systèmes de contrôle pour le processus de laminage des tubes dans les laminoirs continus et réducteurs, conçu pour réduire les déchets finaux lors de la réduction et augmenter la précision des tubes en réduisant la différence longitudinale d'épaisseur de paroi et la propagation des épaisseurs de paroi moyennes, constitue le contrôle du processus système de l'unité.
L'utilisation d'ordinateurs pour contrôler la production et automatiser le processus technologique de laminage de tubes a d'abord été mise en œuvre sur une usine de laminage de tubes en continu 26-114 à Mulheim.
L'unité est conçue pour rouler des tuyaux d'un diamètre de 26 à 114 mm et d'une épaisseur de paroi de 2,6 à 12,5 mm. L'unité comprend un four circulaire, deux broyeurs à perçage, un broyeur continu à 9 cages et un broyeur à réduction à 24 cages entraînés individuellement par des moteurs de 200 kW.
La deuxième unité d'un broyeur continu à Mulheim, lancée en 1972, est équipée d'un ordinateur plus puissant, qui est affecté à des fonctions plus étendues. L'unité est conçue pour le laminage de tubes d'un diamètre allant jusqu'à 139 mm, d'une épaisseur de paroi allant jusqu'à 20 mm et se compose d'un broyeur à perçage, d'un broyeur continu à huit cages et d'un broyeur à réduction à vingt-huit cages avec un entraînement individuel .
L'usine de laminage de tubes en continu au Royaume-Uni, lancée en 1969, est également équipée d'un ordinateur, qui est utilisé pour planifier le chargement de l'usine et, en tant que système d'information, surveille en permanence les paramètres des produits laminés et des outils. Le contrôle de la qualité des tubes et des ébauches, ainsi que la précision des réglages du broyeur, est effectué à toutes les étapes du processus technologique. Les informations de chaque usine sont envoyées à un ordinateur pour traitement, après quoi elles sont transmises aux usines pour la gestion opérationnelle.
En un mot, de nombreux pays tentent de résoudre les problèmes d'automatisation des processus de laminage, incl. et la nôtre. Pour développer un modèle mathématique de contrôle des laminoirs continus, il est nécessaire de connaître l'effet des paramètres technologiques spécifiés sur la précision des tubes finis ; pour cela, il est nécessaire de prendre en compte les caractéristiques du laminage continu.
Une caractéristique de la réduction des tuyaux avec tension est plus haute qualité produits en raison de la formation d'une plus petite différence de paroi transversale, contrairement au laminage sans tension, ainsi que de la possibilité d'obtenir des tuyaux de petits diamètres. Cependant, avec le laminage pièce par pièce, une variation longitudinale accrue de l'épaisseur de paroi est observée aux extrémités des tubes. Des extrémités épaissies lors de la réduction avec tension sont formées du fait que les extrémités avant et arrière du tuyau lors du passage dans le broyeur ne sont pas soumises à l'effet complet de la tension.
La tension est caractérisée par la contrainte de traction dans le tuyau (x). La caractéristique la plus complète est le coefficient de tension plastique, qui est le rapport entre la contrainte de traction longitudinale du tuyau et la résistance à la déformation du métal dans le support.
En règle générale, le broyeur de réduction est configuré de manière à ce que le coefficient de tension plastique dans les cages médianes soit uniformément réparti. La tension monte et descend dans la première et la dernière tribune.
Pour intensifier le processus de réduction et obtenir tuyaux à paroi mince il est important de connaître la tension maximale qui peut être créée dans le broyeur réducteur. La valeur maximale du coefficient de tension plastique dans le laminoir (z max) est limitée par deux facteurs : la capacité de traction des cylindres et les conditions de rupture des conduites dans le laminoir. À la suite de la recherche, il a été constaté qu'avec une réduction totale du tuyau dans le broyeur jusqu'à 50-55 %, la valeur de z max est limitée par la capacité de traction des rouleaux.
L'atelier T-3, en collaboration avec EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" et l'entreprise "ASK", a créé la base du système ACS-TP sur l'unité TPA-80. Actuellement, les composants suivants de ce système fonctionnent : UZN-N, UZN-R, ligne de communication ETHERNET, tous les AWP.
3.2 Calcul de la table roulante
Le principe de base de la construction du processus technologique dans les installations modernes est d'obtenir des tuyaux de même diamètre constant sur un broyeur continu, ce qui permet l'utilisation d'une billette et d'un manchon de diamètre également constant. L'obtention de tuyaux du diamètre requis est assurée par réduction. Un tel système de travail facilite et simplifie grandement le réglage des fraises, réduit le stock d'outils et, surtout, permet de maintenir une productivité élevée de l'ensemble de l'unité même lors du laminage de tuyaux d'un diamètre minimum (après réduction).
Nous calculons la table de roulement par rapport à la progression du roulement selon la méthode décrite dans. Le diamètre extérieur du tube après réduction est déterminé par les dimensions de la dernière paire de rouleaux.
D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm
où D p est le diamètre du tube fini après le broyeur réducteur.
L'épaisseur de paroi après broyage continu et réducteur doit être égale à l'épaisseur de paroi du tube fini, c'est-à-dire S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.
Puisqu'un tuyau de même diamètre sort après un broyeur continu, nous prenons D n \u003d 94 mm. Dans les laminoirs continus, le calibrage des rouleaux garantit que dans la dernière paire de rouleaux, le diamètre intérieur du tube est supérieur de 1 à 2 mm au diamètre du mandrin, de sorte que le diamètre du mandrin sera égal à :
H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.
Nous prenons le diamètre des mandrins égal à 85 mm.
Le diamètre intérieur du manchon doit assurer la libre insertion du mandrin et est pris 5-10 mm plus grand que le diamètre du mandrin
d g \u003d n + (5..10) \u003d 85 + 10 \u003d 95 mm.
Nous acceptons la paroi du manchon :
S g \u003d S n + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.
Le diamètre extérieur des manchons est déterminé en fonction de la valeur du diamètre intérieur et de l'épaisseur de paroi :
D g \u003d d g + 2S g \u003d 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.
Le diamètre de la pièce utilisée D h =120 mm.
Le diamètre du mandrin du laminoir à perçage est choisi en tenant compte de la quantité de laminage, c'est-à-dire augmentation du diamètre intérieur du manchon, qui est de 3% à 7% du diamètre intérieur :
P \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.
Les coefficients d'étirage pour les laminoirs à perçage, continus et réducteurs sont déterminés par les formules :
,
Le rapport de tirage global est de :
La table de laminage pour les tuyaux de 48,3 × 4,0 mm et 60,3 × 5,0 mm a été calculée de la même manière.
La table roulante est présentée dans le tableau. 3.1.
Tableau 3.1 - Table roulante TPA-80
| Taille des tuyaux finis, mm | Diamètre de la pièce, mm | Moulin perforant | Broyeur continu | broyeur de réduction | Rapport d'allongement global | ||||||||||
| Diamètre extérieur | épaisseur du mur | Taille des manches, mm | Diamètre du mandrin, mm | Rapport de tirage | Dimensions du tuyau, mm | Diamètre du mandrin, mm | Rapport de tirage | Taille du tuyau, mm | Nombre de stands | Rapport de tirage | |||||
| Diamètre | épaisseur du mur | Diamètre | épaisseur du mur | Diamètre | épaisseur du mur | ||||||||||
| 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 Calcul du calibrage des cylindres du broyeur réducteur
L'étalonnage du roulis est important partie intégrante calcul du mode de fonctionnement du broyeur. Il détermine en grande partie la qualité des tuyaux, la durée de vie de l'outil, la répartition des charges dans les postes de travail et l'entraînement.
Le calcul de l'étalonnage du roulis comprend :
a) la répartition des déformations partielles dans les cages du laminoir et le calcul des diamètres moyens des calibres ;
b) détermination des dimensions des calibres des rouleaux.
3.3.1 Distribution partielle des déformations
Selon la nature de l'évolution des déformations partielles, les cages du laminoir à réduction peuvent être divisées en trois groupes : celle de tête au début du laminoir, dans laquelle les réductions augmentent intensément au cours du laminage ; calibrage (en sortie de broyeur), dans lequel les déformations sont réduites à une valeur minimale, et un groupe de cages entre elles (milieu), dans lequel les déformations partielles sont maximales ou proches d'elles.
Lors du laminage de tuyaux avec tension, les valeurs des déformations partielles sont prises sur la base de la condition de stabilité du profil du tuyau à une valeur de tension plastique qui assure la production d'un tuyau d'une taille donnée.
Le coefficient de tension plastique totale peut être déterminé par la formule :
,
où sont les déformations axiales et tangentielles prises sous forme logarithmique ; T est la valeur déterminée dans le cas d'un calibre à trois rouleaux par la formule
T= 
,
où (S/D) cp est le rapport moyen entre l'épaisseur de paroi et le diamètre sur la période de déformation du tube dans l'usine ; facteur k prenant en compte le changement du degré d'épaisseur du tuyau.
,
,
où m est la valeur de la déformation totale du tuyau le long du diamètre.
.
,
.
La valeur de la réduction partielle critique à un tel coefficient de tension plastique, selon , peut atteindre 6 % dans la deuxième cage, 7,5 % dans la troisième cage et 10 % dans la quatrième cage. Dans la première cage, il est recommandé de prendre entre 2,5 et 3%. Cependant, pour assurer une prise stable, la quantité de compression est généralement réduite.
Dans les cages de préfinition et de finition du laminoir, la réduction est également réduite, mais pour réduire la charge sur les rouleaux et améliorer la précision des tubes finis. Dans le dernier peuplement du groupe de dimensionnement, la réduction est prise égale à zéro, l'avant-dernière - jusqu'à 0,2 à partir de la réduction dans le dernier peuplement du groupe intermédiaire.
DANS groupe intermédiaire les peuplements pratiquent une distribution uniforme et non uniforme des déformations partielles. Avec une distribution uniforme de la compression dans tous les peuplements de ce groupe, elles sont supposées constantes. La répartition inégale de déformations particulières peut avoir plusieurs variantes et se caractériser par les schémas suivants :
la compression dans le groupe intermédiaire est proportionnellement réduite des premiers stands au dernier - mode descendant;
dans les premiers peuplements du groupe moyen, les déformations partielles sont réduites, tandis que les autres restent constantes ;
la compression dans le groupe médian est d'abord augmentée puis réduite;
dans les premiers peuplements du groupe moyen, les déformations partielles sont laissées constantes, et dans le reste elles sont réduites.
Avec des modes de déformation décroissants dans le groupe médian de cages, les différences de puissance de laminage et de charge sur l'entraînement diminuent, causées par une augmentation de la résistance à la déformation du métal pendant le laminage, due à une diminution de sa température et à une augmentation dans le taux de déformation. On pense que la réduction de la réduction vers la fin du broyeur améliore également la qualité de la surface extérieure des tuyaux et réduit la variation de paroi transversale.
Lors du calcul de l'étalonnage des rouleaux, nous supposons une distribution uniforme des réductions.
Les valeurs des déformations partielles dans les cages du broyeur sont indiquées sur la fig. 3.1.
Distribution de sertissage
Sur la base des valeurs acceptées de déformations partielles, les diamètres moyens des calibres peuvent être calculés par la formule
.
Pour la première cage du laminoir (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, alors
mm.
Calculés par cette formule, les diamètres moyens des calibres sont donnés en annexe 1.
3.3.2 Détermination des épaisseurs de rouleaux
La forme des calibres des broyeurs à trois cylindres est illustrée à la fig. 3.2.
Une passe ovale est obtenue en la délimitant par un rayon r de centre décalé par rapport à l'axe de roulement d'une excentricité e.
Forme de calibre
Les valeurs des rayons et de l'excentricité des calibres sont déterminées par la largeur et la hauteur des calibres selon les formules :
Pour déterminer les dimensions du calibre, il faut connaître les valeurs de ses demi-axes a et b, et pour les déterminer, la valeur de l'ovalité du calibre
Pour déterminer l'ovalité du calibre, vous pouvez utiliser la formule :
L'exposant q caractérise la valeur possible d'élargissement dans le calibre. Lors de la réduction dans des cages à trois rouleaux, q = 1,2 est pris.
Les valeurs des demi-axes du calibre sont déterminées par les dépendances :
où f est le facteur de correction, qui peut être calculé à l'aide de la formule approximative
Nous calculerons les dimensions du calibre selon les formules ci-dessus pour le premier support.
Pour les peuplements restants, le calcul est effectué de manière similaire.
Actuellement, les rainures des cylindres sont réalisées après la mise en place des cylindres dans la cage de travail. Le perçage est effectué sur des machines spéciales avec une fraise ronde. Le schéma ennuyeux est illustré à la fig. 3.3.
Riz. 3.3 - Alésage du calibre
Pour obtenir un calibre avec des valeurs données de a et b, il est nécessaire de déterminer le diamètre de fraise D f et son déplacement par rapport au plan des axes de roulis (paramètre X). D f et X sont déterminés par les formules mathématiquement exactes suivantes :
Pour les broyeurs à trois cylindres, l'angle a est de 60° Di est le diamètre de cylindre idéal, Di = 330 mm.
Les valeurs calculées selon les formules ci-dessus sont résumées dans le tableau. 3.2.
Tableau 3.2 - Étalonnage du roulis
| Numéro de stand | j, mm | m,% | un, 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 Calcul Limitation de vitesse
Le calcul du mode de vitesse du laminoir consiste à déterminer le nombre de tours des cylindres et, en fonction de ceux-ci, le nombre de tours des moteurs.
Lors du laminage de tuyaux sous tension, le changement d'épaisseur de paroi est fortement influencé par la valeur de la tension plastique. À cet égard, tout d'abord, il est nécessaire de déterminer le coefficient de tension plastique totale sur le broyeur - ztot, qui assurerait le mur requis. Le calcul de ztot est donné dans la clause 3.3.
,
où est le coefficient prenant en compte l'influence des zones de déformation sans contact :
;
l i est la longueur de l'arc de capture :
;
- angle de préhension :
;
f est le coefficient de frottement, on accepte f=0,5 ; a est le nombre de rouleaux dans la cage, a=3.
Dans le premier poste de travail z c1 =0. Dans les stands suivants, vous pouvez prendre z p i -1 = z s i .
,
;
;
.
En remplaçant les données du premier peuplement dans les formules ci-dessus, nous obtenons :
millimètre ;
;
;
;
; ;
mm.
Après avoir effectué des calculs similaires pour la deuxième cage, les résultats suivants ont été obtenus : 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. Sur ce, on arrête le calcul de z p i selon la méthode ci-dessus, car la condition z n2 >z total est remplie.
A partir de la condition de glissement complet, nous déterminons la tension maximale possible z z dans la dernière cage de déformation, c'est-à-dire z s21 . Dans ce cas, nous supposons que z p21 =0.
.
millimètre ;
;
;
L'épaisseur du mur devant la 21e tribune, c'est-à-dire S 20, peut être déterminé par la formule :
.
;
; ;
mm.
Après avoir effectué des calculs similaires pour la 20ème cage, les résultats suivants ont été obtenus : 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 = 3,151 mm, z z 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Sur ce, on arrête le calcul de z p i, car la condition z z14 >z total est remplie.
Les valeurs d'épaisseur de paroi calculées pour les cages de laminoir sont données dans le tableau. 2.20.
Pour déterminer le nombre de tours des rouleaux, il est nécessaire de connaître les diamètres de laminage des rouleaux. Pour déterminer les diamètres de laminage, vous pouvez utiliser les formules données dans :
, (2)
où D en i est le diamètre du rouleau au sommet ;
.
Si 
, alors le calcul du diamètre de laminage des rouleaux doit être effectué selon l'équation (1), si cette condition n'est pas remplie, alors (2) doit être utilisé.
La valeur caractérise la position de la ligne neutre dans le cas où elle est prise parallèlement (en plan) à l'axe de roulement. De la condition d'équilibre des forces dans la zone de déformation pour un tel agencement de zones de glissement
,
Compte tenu de la vitesse de laminage d'entrée V in = 1,0 m/s, nous avons calculé le nombre de tours des rouleaux de la première cage
tr/min
Les chiffres d'affaires dans les stands restants ont été trouvés par la formule :
.
Les résultats du calcul du mode vitesse sont donnés dans le tableau 3.3.
Tableau 3.3 - Résultats du calcul de la limite de vitesse
| Numéro de stand | S, mm | Dcat, mm | n, tr/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 |
Selon le tableau 3.3. un graphique de l'évolution des révolutions des cylindres a été construit (Fig. 3.4.).
Vitesse de roulis
3.5 Paramètres de puissance de laminage
Une caractéristique distinctive du processus de réduction par rapport à d'autres types de laminage longitudinal est la présence de tensions intercages importantes. La présence de tension a un effet significatif sur les paramètres de puissance du laminage - la pression du métal sur les rouleaux et les moments de laminage.
La force du métal sur le rouleau P est la somme géométrique des composantes verticale R in et horizontale R g :
La composante verticale de la force du métal sur les rouleaux est déterminée par la formule :
,
où p est la pression spécifique moyenne du métal sur le rouleau ; l est la longueur de la zone de déformation ; d est le diamètre de jauge ; a est le nombre de rouleaux dans le stand.
La composante horizontale Р g est égale à la différence entre les forces des tensions avant et arrière :
où z p, z z sont les coefficients des tensions plastiques avant et arrière ; F p, F c - section transversale des extrémités avant et arrière du tuyau; s S est la résistance à la déformation.
Pour déterminer les pressions spécifiques moyennes, il est recommandé d'utiliser la formule de V.P. Anissiforova :
.
Le moment de roulement (total par cage) est déterminé par la formule :
.
La résistance à la déformation est déterminée par la formule :
,
où Т – température de laminage, °С; H est l'intensité des taux de déformation de cisaillement, 1/s ; e - réduction relative; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 sont des coefficients empiriques, pour l'acier 10 : K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (–2 ,8 ).
L'intensité de la vitesse de déformation est déterminée par la formule
où L est le degré de déformation par cisaillement :
t est le temps de déformation :
La vitesse angulaire du roulis se trouve par la formule :
,
La puissance se trouve par la formule :
En tableau. 3.4. les résultats du calcul des paramètres de puissance de laminage selon les formules ci-dessus sont donnés.
Tableau 3.4 - Paramètres de puissance de laminage
| Numéro de stand | s S , MPa | p, kN / m 2 | 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 | - | - | - | - |
Selon le tableau. 3.4 graphiques de changements dans les paramètres de puissance de laminage le long des cages de laminoir sont tracés (Fig. 3.5., 3.6., 3.7.).
Changement de pression spécifique moyenne
Modification de la force du métal sur le rouleau
Modification du moment de roulement
3.6 Etude de l'effet des modes de réduction de vitesse transitoire sur la valeur de la différence longitudinale d'épaisseur de paroi des sections d'extrémité des conduites finies
3.6.1 Description de l'algorithme de calcul
L'étude a été réalisée afin d'obtenir des données sur l'effet des modes de réduction de vitesse transitoire sur la valeur de la différence longitudinale d'épaisseur de paroi des sections d'extrémité des tuyaux finis.
Détermination du coefficient de tension entre les cages à partir des révolutions connues des rouleaux, c'est-à-dire La dépendance Zn i = f(n i /n i -1) a été réalisée selon la méthode de résolution du problème dit inverse proposée par G.I. Gulyaev, afin d'obtenir la dépendance de l'épaisseur de paroi sur les révolutions des rouleaux.
L'essence de la technique est la suivante.
Le processus constant de réduction du tuyau peut être décrit par un système d'équations reflétant le respect de la loi de constance des seconds volumes et l'équilibre des forces dans la zone de déformation :
(3.1.)
A son tour, comme on le sait,
Dcat i =j(Zз i , Zп i , А i),
m je =y(Zз je , Zп je , B je),
où A i et B i sont des valeurs qui ne dépendent pas de la tension, n i est le nombre de tours dans la ième cage, i est le rapport d'étirage dans la ie cage, Dcat i est le diamètre de laminage de le rouleau dans la i-ème cage, Zп i , Zz i - coefficients de tension plastique avant et arrière.
Étant donné que Zз i = Zп i -1, le système d'équations (3.1.) peut s'écrire sous la forme générale suivante :
(3.2.)
Nous résolvons le système d'équations (3.2.) par rapport aux coefficients avant et arrière de la tension plastique par la méthode des approximations successives.
En prenant Zz1 = 0, on fixe la valeur Zp1 et à partir de la première équation du système (3.2.) on détermine Zp 2 par itération, puis à partir de la deuxième équation - Zp 3, etc. Étant donné la valeur Zp 1, on peut trouver un solution dans laquelle Zp n = 0 .
Connaissant les coefficients de tension plastique avant et arrière, on détermine l'épaisseur de paroi après chaque support à l'aide de la formule :
(3.3.)
où A est le coefficient déterminé par la formule :
;
;
z i - coefficient moyen (équivalent) de tension plastique
.
3.6.2 Résultats de l'étude
En utilisant les résultats des calculs d'étalonnage d'outil (p. 3.3.) et de réglage de la vitesse de la fraiseuse (vitesses des rouleaux) avec un processus de réduction constante (p. 3.4.) dans l'environnement logiciel MathCAD 2001 Professional, le système (3.2.) et les expressions (3.3.) ont été résolues dans le but de déterminer le changement d'épaisseur de paroi.
Il est possible de réduire la longueur des extrémités épaissies en augmentant le coefficient de tension plastique en modifiant les révolutions des rouleaux lors du laminage des sections d'extrémité du tuyau.
À l'heure actuelle, un système de contrôle pour le mode à grande vitesse de laminage continu sans mandrin a été créé à l'usine de réduction TPA-80. Ce système permet de régler dynamiquement la vitesse de laminage des cages PPC lors du laminage des tronçons d'extrémité des tubes selon une loi linéaire donnée. Cette régulation de la vitesse de laminage lors de l'enroulement des tronçons d'extrémité des tubes est appelée « coin de vitesse ». Les rotations des rouleaux lors du laminage des sections d'extrémité du tuyau sont calculées par la formule :
, (3.4.)
où n i est la vitesse des cylindres dans la ième cage en régime établi, K i est le coefficient de réduction de la vitesse des cylindres en %, i est le numéro de la cage.
La dépendance du coefficient de réduction de la vitesse des rouleaux dans une cage donnée sur le nombre de cages est linéaire
Ki \u003d (Fig. 3.8.).
Dépendance du facteur de réduction des rouleaux dans une cage sur le nombre de cages.
Les données initiales pour utiliser ce mode de contrôle sont :
Le nombre de cages dans lesquelles le réglage de la vitesse est modifié est limité par la longueur des extrémités épaissies (3…6) ;
L'ampleur de la réduction de la vitesse des cylindres dans la première cage du laminoir est limitée par la possibilité d'un entraînement électrique (0,5 ... 15%).
Dans ce travail, pour étudier l'effet du réglage de la vitesse du RRS sur l'épaisseur de la paroi longitudinale d'extrémité, il a été supposé que le changement de réglage de la vitesse lors de la réduction des extrémités avant et arrière des tuyaux est effectué dans les 6 premières cages. L'étude a été réalisée en modifiant la vitesse de rotation des cylindres dans les premières cages du laminoir en fonction du laminage en régime permanent (variation de l'angle d'inclinaison de la droite sur la Fig. 3.8).
À la suite de la modélisation des processus de remplissage des cages RRS et de sortie du tuyau de la tuberie, nous avons obtenu les dépendances de l'épaisseur de paroi des extrémités avant et arrière des tuyaux sur l'ampleur du changement de la vitesse de rotation de les rouleaux dans les premières cages du laminoir, qui sont illustrés à la Fig. 3.9. et Fig.3.10. pour tubes de 33,7x3,2 mm. La valeur la plus optimale du "coin de vitesse" en termes de minimisation de la longueur de la garniture d'extrémité et de "frappe" l'épaisseur de paroi dans le domaine de tolérance de la norme DIN 1629 (tolérance d'épaisseur de paroi ± 12,5%) est K 1 = 10-12% .
Sur la fig. 3.11. et fig. 3.12. les dépendances des longueurs des extrémités épaissies avant et arrière des tuyaux finis sont données à l'aide du "coin de vitesse" (K 1 = 10%), obtenu à la suite de la modélisation des transitoires. Les conclusions suivantes peuvent être tirées des dépendances ci-dessus: l'utilisation d'un «coin de vitesse» ne donne un effet notable que lors du laminage de tuyaux d'un diamètre inférieur à 60 mm et d'une épaisseur de paroi inférieure à 5 mm, et d'un diamètre supérieur et l'épaisseur de paroi du tuyau, l'amincissement de paroi nécessaire pour répondre aux exigences de la norme ne se produit pas.
Sur la fig. 3.13., 3.14., 3.15., les dépendances des longueurs de l'extrémité épaissie avant sur le diamètre extérieur des tuyaux finis sont données pour des épaisseurs de paroi égales à 3,5, 4,0, 5,0 mm, à différentes valeurs de la "vitesse coin » (on a pris le coefficient de réduction de vitesse des rouleaux K 1 égal à 5 %, 10 %, 15 %).
La dépendance de l'épaisseur de paroi de l'extrémité avant du tuyau sur la valeur
"coin de vitesse" pour la taille 33,7x3,2 mm
Dépendance de l'épaisseur de paroi de l'extrémité arrière du tuyau sur la valeur du "coin de vitesse" pour la taille 33,7x3,2 mm
La dépendance de la longueur de l'extrémité avant épaissie du tuyau sur D et S (à K 1 \u003d 10%)
La dépendance de la longueur de l'extrémité arrière épaissie du tuyau sur D et S (à K 1 \u003d 10%)
Dépendance de la longueur de l'extrémité avant épaissie du tuyau sur le diamètre du tuyau fini (S = 3,5 mm) à différentes valeurs du "coin de vitesse".
Dépendance de la longueur de l'extrémité avant épaissie du tuyau sur le diamètre du tuyau fini (S = 4,0 mm) à différentes valeurs du "coin de vitesse"
Dépendance de la longueur de l'extrémité avant épaissie du tuyau sur le diamètre du tuyau fini (S = 5,0 mm) à différentes valeurs du "coin de vitesse".
D'après les graphiques ci-dessus, on peut voir que le plus grand effet en termes de réduction de la différence d'épaisseur d'extrémité des tubes finis est fourni par le contrôle dynamique des révolutions des rouleaux PPC dans K 1 = 10...15 %. Une variation insuffisamment intense du "coin de vitesse" (K 1 = 5%) ne permet pas d'amincir l'épaisseur de paroi des tronçons d'extrémité de la conduite.
De plus, lors du laminage de tuyaux dont la paroi est supérieure à 5 mm, la tension résultant de l'action du "coin de vitesse" est incapable d'amincir la paroi en raison de la capacité de traction insuffisante des rouleaux. Lors du laminage de tuyaux d'un diamètre supérieur à 60 mm, le taux d'allongement dans le broyeur réducteur est faible, de sorte que l'épaississement des extrémités ne se produit pratiquement pas, par conséquent, l'utilisation d'un «coin de vitesse» n'est pas pratique.
L'analyse des graphiques ci-dessus a montré que l'utilisation du "coin de vitesse" sur le broyeur réducteur TPA-80 JSC "KresTrubZavod" permet de réduire la longueur de l'extrémité avant épaissie de 30%, l'extrémité arrière épaissie de 25%.
Comme les calculs de Mochalov D.A. pour plus demande efficace"coin de vitesse" pour réduire davantage l'assiette finale, il est nécessaire d'assurer le fonctionnement des premières cages en mode freinage avec une utilisation presque complète des capacités de puissance des rouleaux en raison de l'utilisation d'une dépendance non linéaire plus complexe du rouleau coefficient de réduction de vitesse dans une cage donnée sur le numéro de cage. Il est nécessaire de créer une méthodologie scientifiquement fondée pour déterminer la fonction optimale K i = f(i).
Le développement d'un tel algorithme pour le contrôle optimal du RRS peut servir d'objectif pour le développement ultérieur de l'UZS-R en un APCS TPA-80 à part entière. Comme le montre l'expérience de l'utilisation de tels systèmes de contrôle de processus, la régulation du nombre de tours des rouleaux lors du laminage des sections d'extrémité des tuyaux, selon la société Mannesmann (le paquet de programmes appliqués CARTA), permet de réduire le taille de la coupe d'extrémité des tuyaux de plus de 50%, en raison du système de contrôle automatique du processus de réduction des tuyaux, qui comprend à la fois le sous-système de contrôle du broyeur et le sous-système de mesure, ainsi que le sous-système de calcul de l'optimum mode de réduction et contrôle de processus en temps réel.
4. ÉTUDE DE FAISABILITÉ DU PROJET
4.1 L'essence de l'activité prévue
Dans ce projet, il est proposé d'introduire le mode de vitesse optimale de laminage sur un laminoir à réduction d'étirage. Grâce à cette mesure, il est prévu de réduire le coefficient de consommation du métal, et en raison de la réduction de la longueur des extrémités épaissies coupées des tuyaux finis, une augmentation des volumes de production de 80 tonnes par mois en moyenne est attendue.
Les investissements en capital nécessaires à la mise en œuvre de ce projet sont de 0 roubles.
Le financement du projet peut être effectué sous la rubrique "réparations en cours", estimation des coûts. Le projet peut être réalisé en une journée.
4.2 Calcul du coût de production
Calcul du prix de revient de 1t. les produits aux normes existantes pour la coupe des extrémités épaissies des tuyaux sont indiqués dans le tableau. 4.1.
Le calcul pour le projet est donné dans le tableau. 4.2. Étant donné que le résultat de la mise en œuvre du projet n'est pas une augmentation de la production, le recalcul des valeurs de coût pour l'étape de traitement dans le calcul de conception n'est pas effectué. La rentabilité du projet est de réduire le coût en réduisant les déchets de coupe. L'ébarbage est réduit du fait d'une diminution du coefficient de consommation du métal.
4.3 Calcul des indicateurs de conception
Le calcul des indicateurs du projet est basé sur le coût indiqué dans le tableau. 4.2.
Économies de réduction des coûts par an :
Par exemple \u003d (C 0 -C p) * V pr \u003d (12200.509-12091.127) * 110123.01 \u003d 12045475.08r.
Bénéfice déclaré :
Pr 0 \u003d (P-C 0) * V de \u003d (19600-12200.509) * 109123.01 \u003d 807454730.39r.
Bénéfice du projet :
Pr p \u003d (P-C p) * V pr \u003d (19600-12091.127) * 110123.01 \u003d 826899696.5r.
L'augmentation du profit sera de :
Pr \u003d Pr p - Pr 0 \u003d 826899696.5-807454730.39 \u003d 19444966.11r.
La rentabilité du produit était de :
Rentabilité des produits pour le projet :
Les flux de trésorerie pour le rapport et pour le projet sont présentés dans le tableau 4.3. et 4.4., respectivement.
Tableau 4.1 - Calcul du coût d'une tonne de produits laminés dans le magasin T-3 JSC "KresTrubZavod"
| Nbre p/p | Élément de coût | Quantité | Prix 1 tonne | Somme |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| je | Donné dans la redistribution : 1. billette, t/t ; 2. Déchets, t/t : taille inférieure aux normes ; |
|||
| je je | Frais de transfert 2. Coûts énergétiques : puissance électrique, kW/h vapeur pour la production, Gcal eau technique, tm 3 air comprimé, tm 3 eau recyclée, tm 3 eaux usées industrielles, tm 3 3. Matériaux auxiliaires 7. Matériel de remplacement 10. Révision 11. Travail des magasins de transport 12. Autres frais de magasin Coûts totaux de conversion |
|||
| O | Frais généraux de fabrication |
Tableau 4.2 - Chiffrage du projet de 1 tonne de produits laminés
| Nbre p/p | Élément de coût | Quantité | Prix 1 tonne | Somme |
| je | Donné dans la redistribution : 1. billette, t/t ; 2. Déchets, t/t : taille inférieure aux normes ; Total spécifié dans la redistribution moins les déchets et rebuts |
|||
| P | Frais de transfert 1. Combustible de procédé (gaz naturel), ici 2. Coûts énergétiques : puissance électrique, kW/h vapeur pour la production, Gcal eau technique, tm 3 air comprimé, tm 3 eau recyclée, tm 3 eaux usées industrielles, tm 3 3. Matériaux auxiliaires 4. Salaire de base des ouvriers de production 5. Salaire supplémentaire des ouvriers de production 6. Déductions pour besoins sociaux 7. Matériel de remplacement 8. Réparation et entretien courants des immobilisations 9. Amortissement des immobilisations 10. Révision 11. Travail des magasins de transport 12. Autres frais de magasin Coûts totaux de conversion |
|||
| O | Frais généraux de fabrication Coût total de production |
|||
| IV | dépenses non manufacturières Coût total total |
L'amélioration du processus technologique affectera les performances techniques et économiques de l'entreprise comme suit: la rentabilité de la production augmentera de 1,45%, les économies résultant de la réduction des coûts s'élèveront à 12 millions de roubles. par an, ce qui entraînera une augmentation des bénéfices.
Tableau 4.3 - Flux de trésorerie déclarés
flux de trésorerie |
De l'année | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Flux de trésorerie : | |||||
| - Volume de production, tonnes | |||||
| - Prix du produit, frotter. | |||||
| afflux total | |||||
| B. Sortie de trésorerie : | |||||
| -Les coûts d'exploitation | |||||
| -Impôt sur le revenu | 193789135,29 | ||||
Sortie totale : |
1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 |
| Trésorerie nette (A-B) | |||||
Coeff. Renversements |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E=0,25 | |||||
| 493902383,46 | 889024290,22 | 1205121815,64 | 1457999835,97 | 1457999835,97 | |
Tableau 4.4 - Flux de trésorerie du projet
| flux de trésorerie | De l'année | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Flux de trésorerie : | |||||
| - Volume de production, tonnes | |||||
| - Prix du produit, frotter. | |||||
| - Le produit des ventes, frotter. | |||||
| afflux total | |||||
| B. Sortie de trésorerie : | |||||
| -Les coûts d'exploitation | |||||
| -Impôt sur le revenu | |||||
| Sortie totale : | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 |
| Trésorerie nette (A-B) | 632190135,03 | 632190135,03 | 632190135,03 | ||
Coeff. Renversements |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E=0,25 | |||||
| Flux actualisé (A-B)*C inv | |||||
| VAN des flux de trésorerie cumulés | |||||
Le profil financier du projet est présenté à la figure 4.1. Selon les graphiques représentés sur la fig. 4.1. la VAN cumulée du projet dépasse le chiffre prévu, ce qui indique la rentabilité inconditionnelle du projet. La VAN cumulée calculée pour le projet mis en œuvre est une valeur positive dès la première année, puisque le projet n'a pas nécessité d'investissements en capital.
Profil financier du projet
Le seuil de rentabilité est calculé par la formule :
Le seuil de rentabilité caractérise le volume minimum de production auquel les pertes s'arrêtent et le premier bénéfice apparaît.
En tableau. 4.5. des données sont présentées pour le calcul des coûts variables et fixes.
Selon les données de rapport, le montant des coûts variables par unité de production est Z voie = 11212,8 roubles, le montant des coûts fixes par unité de production Z poste = 987,7 roubles. Le montant des coûts fixes pour l'ensemble du volume de production selon le rapport est de 107780796,98 roubles.
Selon les données de conception, le montant des coûts variables Z lane \u003d 11103,5 roubles, le montant des coûts fixes Z post \u003d 987,7 roubles. Le montant des coûts fixes pour l'ensemble du volume de production selon le rapport est de 108768496,98 roubles.
Tableau 4.5 - La part des coûts fixes dans la structure des coûts prévus et du projet
| Nbre p/p | Élément de coût | Montant selon le plan, frotter. | Montant du projet, frotter. |
La part des coûts fixes dans la structure des coûts de redistribution, % |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| 1 | Frais de transfert 1. Combustible de procédé (gaz naturel), ici 2. Coûts énergétiques : puissance électrique, kW/h vapeur pour la production, Gcal eau technique, tm 3 air comprimé, tm 3 eau recyclée, tm 3 eaux usées industrielles, tm 3 3. Matériaux auxiliaires 4. Salaire de base des ouvriers de production 5. Salaire supplémentaire des ouvriers de production 6. Déductions pour besoins sociaux 7. Matériel de remplacement 8. Réparation et entretien courants des immobilisations 9. Amortissement des immobilisations 10. Révision 11. Travail des magasins de transport 12. Autres frais de magasin Coûts totaux de conversion |
|||
| 2 | Frais généraux de fabrication Coût total de production |
100 | ||
| 3 | dépenses non manufacturières Coût total total |
100 |
Le seuil de rentabilité déclaré est de :
To de 
T
Le seuil de rentabilité du projet est de :
TV pr 
T
En tableau. 4.6. le calcul des revenus et de tous les types de coûts de production des produits vendus nécessaires pour déterminer le seuil de rentabilité a été effectué. Les calendriers de calcul du seuil de rentabilité pour le rapport et pour le projet sont présentés à la figure 4.2. et Fig.4.3. respectivement.
Tableau 4.6 - Données pour le calcul du seuil de rentabilité
Calcul du seuil de rentabilité selon le rapport
Calcul du seuil de rentabilité du projet
Les indicateurs techniques et économiques du projet sont présentés dans le tableau. 4.7.
En conséquence, nous pouvons conclure que la mesure proposée dans le projet réduira le coût d'une unité de produits manufacturés de 1,45% en réduisant les coûts variables, ce qui contribue à une augmentation du bénéfice de 19,5 millions de roubles. avec une production annuelle de 110 123,01 tonnes. Le résultat de la mise en œuvre du projet est la croissance de la valeur actualisée nette cumulée par rapport à la valeur prévue au cours de la période sous revue. Un autre point positif est la réduction du seuil de rentabilité de 12,85 milliers de tonnes à 12,8 milliers de tonnes.
Tableau 4.7 - Indicateurs techniques et économiques du projet
| Nbre p/p | Indice | Rapport | Projet | Déviation | |
| Absolu | % | ||||
| 1 | Volume de production: en nature, t en valeur, mille roubles |
||||
| 2 | Le coût de la principale actifs de production, mille roubles. | 6775032 | 6775032 | 0 | 0 |
| 3 | Frais généraux (coût complet): émission totale, mille roubles unités de production, frotter. |
||||
| 4 | Rentabilité du produit, % | 60,65 | 62,1 | 1,45 | 2,33 |
| 5 | Valeur actualisée nette, VAN | 1700,136 | |||
| 6 | Montant total des investissements, mille roubles | 0 | |||
| 7 | Référence: seuil de rentabilité T.B., t, la valeur du taux d'actualisation F, Taux de rendement interne du RNB sortie de trésorerie maximale K, mille roubles. |
||||
CONCLUSION
Dans ce projet de thèse, une technologie pour la production de tubes à usage général selon la norme DIN 1629 a été développée.Le document considère la possibilité de réduire la longueur des extrémités épaissies formées lors du laminage sur un laminoir de réduction en modifiant les réglages de vitesse du laminoir pendant laminage des sections d'extrémité du tuyau en utilisant les capacités du système UZS-R. Des calculs ont montré que la réduction de la longueur des extrémités épaissies peut atteindre 50 %.
Des calculs économiques ont montré que l'utilisation des modes de laminage proposés réduirait le coût unitaire de production de 1,45 %. Ceci, tout en maintenant les volumes de production existants, permettra d'augmenter les bénéfices de 20 millions de roubles la première année.
Bibliographie
1. Anouriev V.I. "Manuel du concepteur-constructeur de machines" en 3 tomes, tome 1 - M. "Ingénierie" 1980 - 728 p.
2. Anouriev V.I. "Manuel du concepteur-constructeur de machines" en 3 tomes, tome 2 - M. "Ingénierie" 1980 - 559 p.
3. Anouriev V.I. "Manuel du concepteur-constructeur de machines" en 3 tomes, tome 3 - M. "Ingénierie" 1980 - 557 p.
4. Pavlov Ya.M. "Pièces de machines". - Leningrad "Ingénierie" 1968 - 450 p.
5. Vasiliev V.I. « Fondamentaux de la conception équipement technologique manuel des entreprises de transport motorisé - Kurgan 1992 - 88 p.
6. Vasiliev V.I. "Fondamentaux de la conception d'équipements technologiques d'entreprises de transport automobile" - Kurgan 1992 - 32 p.
