Stabilnost profila poprečnog presjeka tijekom redukcije cijevi. Priprema za redukciju cijevi s napetostima. Opravdanost dizajnerskih odluka
Redukcija se provodi nakon dodatnog zagrijavanja (ili zagrijavanja) cijevi na 850-1100 ° C valjanjem na kontinuiranim mlinovima s više postolja (s do 24 postolja) bez upotrebe unutarnjeg alata (trna). Ovisno o usvojenom sustavu rada, ovaj proces može teći s povećanjem ili smanjenjem debljine stijenke. U prvom slučaju, valjanje se izvodi bez napetosti (ili s vrlo malo napetosti); a u drugom – velikom napetošću. Drugi slučaj, kao progresivniji, postao je raširen u posljednjem desetljeću, jer omogućuje značajno veće smanjenje, a smanjenje debljine stijenke istovremeno proširuje asortiman valjanih cijevi s ekonomičnijim - tankostjenim. cijevi.
Mogućnost stanjivanja stijenke tijekom redukcije omogućuje dobivanje cijevi s nešto većom debljinom stijenke (ponekad i za 20-30%) na glavnoj valjaonici cijevi. Ovo značajno poboljšava performanse jedinice.
Istodobno, u mnogim je slučajevima stariji princip rada, slobodno spuštanje bez napetosti, zadržao svoj značaj. To se uglavnom odnosi na slučajeve smanjivanja cijevi s relativno debelim stijenkama, kada postaje teško primjetno smanjiti debljinu stijenke čak i pri velikim napetostima. Treba napomenuti da su redukcijske mlinove instalirane u mnogim radionicama za valjanje cijevi, koje su dizajnirane za slobodno valjanje. Ovi mlinovi će biti u funkciji dugo vremena i, posljedično, redukcija bez napetosti će biti široko korištena.
Razmotrimo kako se mijenja debljina stijenke cijevi tijekom slobodne redukcije, kada nema sila aksijalne napetosti ili uspona, a shemu stanja naprezanja karakteriziraju tlačna naprezanja. B. JI. Kolmogorov i A. Z. Gleiberg, na temelju činjenice da stvarna promjena stijenke odgovara minimalnom radu deformacije, a koristeći načelo mogućih pomaka, dali su teoretsku definiciju promjene debljine stijenke tijekom redukcije. U ovom slučaju je napravljena pretpostavka da nejednolikost * deformacije ne utječe značajno na promjenu debljine stijenke, a sile vanjskog trenja nisu uzete u obzir, jer su puno manje unutarnji otpor. Na slici 89 prikazane su krivulje promjene debljine stijenke od početnog SQ do specificiranog S za čelike niske čvrstoće ovisno o stupnju redukcije od početnog promjera DT0 DO konačnog DT (omjer DT/DTO) i geometrijskom faktoru - tankoće cijevi (S0/ omjer DT0).
Pri malim stupnjevima redukcije otpor uzdužnom istjecanju veći je od otpora istjecanju prema unutra, što uzrokuje zadebljanje stijenke. Povećanjem deformacije povećava se i intenzitet zadebljanja stijenke. Međutim, istodobno se povećava otpor protoku u cijev. Pri određenoj redukciji, zadebljanje stijenke dostiže svoj maksimum, a naknadno povećanje stupnja redukcije dovodi do intenzivnijeg povećanja otpora oticanju prema unutra, a kao rezultat toga, zadebljanje se počinje smanjivati.
U međuvremenu, obično je poznata samo debljina stijenke gotove reducirane cijevi, a kada se koriste te krivulje, potrebno je postaviti traženu vrijednost, tj. koristiti metodu sukcesivne aproksimacije.
Priroda promjene debljine stijenke dramatično se mijenja ako se proces izvodi s napetostima. Kao što je već spomenuto, prisutnost i veličina aksijalnih naprezanja karakteriziraju uvjeti brzine deformacije na kontinuiranom mlinu, čiji je pokazatelj koeficijent kinematičke napetosti.
Pri redukciji napetosti uvjeti deformacije krajeva cijevi razlikuju se od uvjeta deformacije sredine cijevi, kada se proces valjanja već stabilizirao. U procesu punjenja mlina ili kada cijev izlazi iz mlina, krajevi cijevi doživljavaju samo dio napetosti, a valjanje, na primjer, u prvom postolju dok cijev ne uđe u drugo postolje uglavnom se odvija bez napetosti. . Zbog toga se krajevi cijevi uvijek zadebljaju, što je nedostatak postupka smanjenja napetosti.
Količina obrezivanja može biti nešto manja od duljine zadebljanog kraja zbog upotrebe plus tolerancije za debljinu stijenke. Prisutnost zadebljanih krajeva uvelike utječe na ekonomičnost procesa redukcije, budući da su ti krajevi odrezani i predstavljaju nepovratni trošak proizvodnje. U tom smislu, postupak valjanja s naponom koristi se samo u slučaju dobivanja nakon redukcije cijevi duljine veće od 40-50 m, kada su relativni gubici u podrezivanju smanjeni na razinu karakterističnu za bilo koju drugu metodu valjanja.
Navedene metode za izračunavanje promjene debljine stabljike omogućuju konačno određivanje koeficijenta istezanja i za slučaj slobodnog spuštanja i za slučaj kotrljanja pod vlačnošću.
S kompresijom od 8-10%, i s koeficijentom plastične napetosti od 0,7-0,75, vrijednost klizanja karakterizira koeficijent ix = 0,83-0,88.
Iz razmatranja formula (166 i 167) lako je vidjeti kako se točno moraju poštivati parametri brzine u svakoj sastojini da bi se valjanje odvijalo prema projektiranom režimu.
Skupni pogon valjaka u redukcijskim mlinovima stare izvedbe ima konstantan omjer broja okretaja valjaka u svim postoljima, koji samo u određenom slučaju za cijevi iste veličine može odgovarati slobodnom načinu valjanja. Smanjenje cijevi svih ostalih veličina dogodit će se s različitim napama, stoga se način slobodnog kotrljanja neće održati. U praksi, u takvim mlinovima, proces se uvijek odvija uz malu napetost. Individualni pogon valjka svakog postolja s finim podešavanjem njihove brzine omogućuje stvaranje različitih načina zatezanja, uključujući način slobodnog kotrljanja.
Budući da prednja i stražnja napetost stvaraju momente usmjerene u različitim smjerovima, ukupni rotacijski moment valjaka u svakom postolju može se povećati ili smanjiti ovisno o omjeru prednje i stražnje sile napetosti.
S tim u vezi, uvjeti u kojima se nalaze početne i posljednje 2-3 sastojine nisu isti. Ako se moment kotrljanja u prvim postoljima smanjuje zbog napetosti dok cijev prolazi kroz sljedeće postolje, tada bi moment kotrljanja u posljednjim postoljima, naprotiv, trebao biti veći, jer ti postolji uglavnom doživljavaju povratnu napetost. I samo u srednjim tribinama, zbog bliskih vrijednosti prednje i stražnje napetosti, moment kotrljanja u stabilnom stanju malo se razlikuje od izračunatog. U proračunu čvrstoće pogonskih jedinica mlina koji rade pod naponom, mora se imati na umu da se moment valjanja kratko, ali vrlo naglo povećava tijekom razdoblja hvatanja cijevi valjcima, što se objašnjava velikom razlikom u brzine cijevi i valjaka. Rezultirajuće vršno opterećenje, koje ponekad višestruko premašuje ravnomjerno opterećenje (osobito pri smanjenju s velikim naponom), može uzrokovati oštećenje pogonskog mehanizma. Stoga se u izračunima ovo vršno opterećenje uzima u obzir uvođenjem odgovarajućeg koeficijenta, koji je jednak 2-3.
480 rub. | 150 UAH | 7,5 USD ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Diplomski rad - 480 rubalja, dostava 10 minuta 24 sata dnevno, sedam dana u tjednu i praznicima
Holkin Evgenij Genadijevič. Proučavanje lokalne stabilnosti tankostijenih trapeznih profila s uzdužnim poprečni zavoj: disertacija... kandidat tehničkih znanosti: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadievich; [Mjesto zaštite: Ohm. država tehn. un-t].- Omsk, 2010.- 118 str.: ilustr. RSL OD, 61 10-5/3206
Uvod
1. Pregled studija stabilnosti komprimiranih pločastih konstrukcijskih elemenata 11
1.1. Osnovne definicije i metode proučavanja stabilnosti mehaničkih sustava 12
1.1.1, Algoritam za proučavanje stabilnosti mehaničkih sustava statičkom metodom 16
1.1.2. statički pristup. Metode: Euler, neidealnost, energetska 17
1.2. Matematički model i glavni rezultati analitičkih istraživanja Eulerove stabilnosti. Faktor stabilnosti 20
1.3. Metode ispitivanja stabilnosti pločastih elemenata i konstrukcija od njih 27
1.4. Inženjerske metode za proračun ploča i kompozitnih pločastih elemenata. Pojam metode redukcije 31
1.5. Numerička istraživanja Eulerove stabilnosti metodom konačnih elemenata: mogućnosti, prednosti i nedostaci 37
1.6. Pregled eksperimentalnih istraživanja stabilnosti ploča i kompozitnih pločastih elemenata 40
1.7. Zaključci i zadaci teorijskih istraživanja stabilnosti tankostijenih trapeznih profila 44
2. Razvoj matematičkih modela i algoritama za proračun stabilnosti tankostijenih pločastih elemenata trapeznih profila: 47
2.1. Uzdužno-poprečno savijanje tankostijenih pločastih elemenata trapeznih profila 47
2.1.1. Prikaz problema, glavne pretpostavke 48
2.1.2. Matematički model u običnim diferencijalnim jednadžbama. Rubni uvjeti, metoda imperfekcije 50
2.1.3. Algoritam za numeričku integraciju, određivanje kritičnih
yarn i njegova implementacija u MS Excel 52
2.1.4. Rezultati proračuna i njihova usporedba s poznatim rješenjima 57
2.2. Proračun kritičnih naprezanja za pojedini pločasti element
u profilu ^..59
2.2.1. Model koji uzima u obzir elastičnu konjugaciju elemenata lamelarnog profila. Osnovne postavke i zadaci numeričkog istraživanja 61
2.2.2. Numeričko istraživanje krutosti konjugacija i aproksimacija rezultata 63
2.2.3. Numeričko istraživanje poluvalne duljine izvijanja pri prvom kritičnom opterećenju i aproksimacija rezultata 64
2.2.4. Izračun koeficijenta k(/3x,/32). Aproksimacija rezultata proračuna (A,/?2) 66
2.3. Ocjena primjerenosti proračuna usporedbom s numeričkim rješenjima metodom konačnih elemenata i poznatim analitičkim rješenjima 70
2.4. Zaključci i zadaci pilot studije 80
3. Eksperimentalna istraživanja lokalne stabilnosti tankostijenih trapeznih profila 82
3.1. Opis prototipova i eksperimentalne postavke 82
3.2. Ispitivanje uzorka 85
3.2.1. Metodologija i sadržaj ispita G..85
3.2.2. Rezultati ispitivanja kompresije 92
3.3. Nalazi 96
4. Obračun lokalne stabilnosti u proračunu nosivih konstrukcija od tankostijenih trapeznih profila s ravnim uzdužno - poprečnim savijanjem 97
4.1. Proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja pločastih elemenata i granične debljine tankostijenog trapeznog profila 98
4.2. Dopuštena površina opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog izvijanja 99
4.3. Faktor redukcije 101
4.4. Računovodstvo za lokalno izvijanje i smanjenje 101
Nalazi 105
Bibliografski popis
Uvod u posao
Relevantnost rada.
Stvaranje laganih, jakih i pouzdanih struktura je hitan zadatak. Jedan od glavnih zahtjeva u strojogradnji i graditeljstvu je smanjenje potrošnje metala. To dovodi do činjenice da se konstruktivni elementi moraju proračunati prema točnijim konstitutivnim odnosima, uzimajući u obzir opasnost od općeg i lokalnog izvijanja.
Jedan od načina rješavanja problema smanjenja težine je korištenje visokotehnoloških trapeznih valjanih profila tankih stijenki (TTP). Profili se izrađuju valjanjem tankog čeličnog lima debljine 0,4 ... 1,5 mm u stacionarnim uvjetima ili izravno na mjestu montaže kao ravni ili lučni elementi. Konstrukcije s upotrebom nosivih lučnih obloga izrađenih od trapeznih profila tankih stijenki odlikuju se svojom lakoćom, estetskim izgledom, jednostavnošću ugradnje i nizom drugih prednosti u usporedbi s tradicionalnim vrstama obloga.
Glavna vrsta opterećenja profila je uzdužno-poprečno savijanje. Ton-
jfflF dMF" pločasti elementi
profili doživljavaju
kompresija u srednjoj ravnini
kosti mogu izgubiti prostor
novu stabilnost. lokalni
izvijanje
Riža. 1. Primjer lokalnog izvijanja
Jam,
^J
Riža. 2. Shema smanjenog presjeka profila
(MPU) uočava se u ograničenim područjima po duljini profila (slika 1) pri znatno manjim opterećenjima od ukupnog izvijanja i naprezanja razmjernih dopuštenima. S MPU-om, odvojeni komprimirani pločasti element profila potpuno ili djelomično prestaje percipirati opterećenje, koje se redistribuira između ostalih pločastih elemenata profila. Istodobno, u presjeku gdje je došlo do LPA, naprezanja ne moraju nužno prelaziti dopuštena. Taj se fenomen naziva redukcija. smanjenje
je smanjiti, u usporedbi sa stvarnim, područje poprečnog presjeka profila kada se svede na idealiziranu projektnu shemu (slika 2). U tom smislu, razvoj i implementacija inženjerskih metoda za uzimanje u obzir lokalnog izvijanja pločastih elemenata tankostijenog trapeznog profila hitan je zadatak.
Pitanjima stabilnosti ploča bavili su se istaknuti znanstvenici: 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 i drugi. Inženjerski pristupi analizi kritičnih naprezanja s lokalnim izvijanjem razvijeni su u radovima E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarski, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, S.A. Timašev.
U navedenim inženjerskim proračunskim metodama za profile s presjekom složenog oblika, opasnost od MPU-a praktički se ne uzima u obzir. U fazi idejnog projekta konstrukcija od tankostijenih profila važno je imati jednostavnu aparaturu za procjenu nosivosti određene veličine. U tom smislu, postoji potreba za razvojem inženjerskih proračunskih metoda koje omogućuju, u procesu projektiranja konstrukcija od profila tankih stijenki, brzu procjenu njihove nosivosti. Verifikacijski proračun nosivosti tankostijene profilne konstrukcije može se izvesti rafiniranim metodama korištenjem postojećih programskih proizvoda i po potrebi prilagoditi. Takav dvostupanjski sustav za proračun nosivosti konstrukcija od tankostijenih profila je najracionalniji. Stoga je razvoj i implementacija inženjerskih metoda za proračun nosivosti konstrukcija izrađenih od profila tankih stijenki, uzimajući u obzir lokalno izvijanje pločastih elemenata, hitan zadatak.
Svrha disertacije: proučavanje lokalnog izvijanja pločastih elemenata tankostijenih trapeznih profila pri njihovom uzdužno-poprečnom savijanju i razvoj inženjerske metode za proračun nosivosti, uzimajući u obzir lokalnu stabilnost.
Za postizanje cilja, sljedeće ciljevi istraživanja.
Proširenje analitičkih rješenja stabilnosti komprimiranih pravokutnih ploča na sustav spregnutih ploča kao dio profila.
Numerička studija matematički model lokalna stabilnost profila i dobivanje adekvatnih analitičkih izraza za minimalno kritično naprezanje MPC pločastog elementa.
Eksperimentalna procjena stupnja redukcije u presjeku tankostijenog profila s lokalnim izvijanjem.
Razvoj inženjerske tehnike za provjeru i projektni proračun profila tankih stijenki, uzimajući u obzir lokalno izvijanje.
Znanstvena novost rad je razviti odgovarajući matematički model lokalnog izvijanja za zasebnu lamelu
element u sastavu profila i dobivanje analitičkih ovisnosti za proračun kritičnih naprezanja.
Valjanost i pouzdanost dobiveni rezultati osigurani su temeljenjem na temeljnim analitičkim rješenjima problema stabilnosti pravokutnih ploča, ispravnom primjenom matematičkog aparata, dostatnim za praktične proračune, podudaranjem s rezultatima FEM proračuna i eksperimentalnih istraživanja.
Praktični značaj je razviti inženjersku metodologiju za proračun nosivosti profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje. Rezultati rada implementirani su u LLC "Montazhproekt" u obliku sustava tablica i grafičkih prikaza područja dopuštenih opterećenja za cijeli niz proizvedenih profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje, i koriste se za preliminarni odabir vrsta i debljina materijala profila za određena konstrukcijska rješenja i vrste opterećenja.
Osnovne odredbe za obranu.
Matematički model ravnog savijanja i sabijanja tankostijenog profila kao sustava spregnutih pločastih elemenata i na njegovoj osnovi metoda za određivanje kritičnih naprezanja MPU u Eulerovom smislu.
Analitičke ovisnosti za proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja za svaki element lameliranog profila u ravnom uzdužno-poprečnom savijanju.
Inženjerska metoda za provjeru i projektni proračun trapeznog profila tanke stijenke, uzimajući u obzir lokalno izvijanje. Provjera rada i objave.
Glavne odredbe disertacije iznesene su i raspravljene na znanstvenim i stručnim skupovima različite razine: Međunarodni kongres "Strojevi, tehnologije i procesi u građevinarstvu" posvećen 45. obljetnici fakulteta "Prometni i tehnološki strojevi" (Omsk, SibADI, 6.-7. prosinca 2007.); Sveruska znanstveno-tehnička konferencija, "RUSSIA YOUNG: napredne tehnologije - u industriji" (Omsk, Om-GTU, 12.-13. studenog 2008.).
Struktura i djelokrug rada. Disertacija je objavljena na 118 stranica teksta, sastoji se od uvoda, 4 poglavlja i jednog dodatka, sadrži 48 slika, 5 tablica. Popis literature sadrži 124 naslova.
Matematički model i glavni rezultati analitičkih istraživanja Eulerove stabilnosti. Faktor stabilnosti
Svaki inženjerski projekt oslanja se na rješenje diferencijalne jednadžbe matematički model gibanja i ravnoteže mehaničkog sustava. Nacrt strukture, mehanizma, stroja popraćen je nekim dopuštenim odstupanjima za izradu, u budućnosti - nesavršenostima. Nesavršenosti se također mogu pojaviti tijekom rada u obliku udubljenja, praznina zbog trošenja i drugih čimbenika. Ne mogu se predvidjeti sve varijante vanjskih utjecaja. Dizajn je prisiljen raditi pod utjecajem slučajnih perturbirajućih sila, koje nisu uzete u obzir u diferencijalnim jednadžbama.
Čimbenici koji nisu uzeti u obzir u matematičkom modelu - nesavršenosti, nasumične sile ili poremećaji mogu ozbiljno promijeniti dobivene rezultate.
Razlikovati neporemećeno stanje sustava - proračunsko stanje pri nultim poremećajima i poremećeno - nastalo kao posljedica poremećaja.
U jednom slučaju, zbog perturbacije, nema značajne promjene u ravnotežnom položaju konstrukcije ili se njezino gibanje malo razlikuje od proračunatog. Ovo stanje mehaničkog sustava nazivamo stabilnim. U drugim slučajevima, položaj ravnoteže ili priroda kretanja značajno se razlikuje od izračunatog, takvo se stanje naziva nestabilnim.
Teorija stabilnosti gibanja i ravnoteže mehaničkih sustava bavi se utvrđivanjem znakova koji omogućuju prosuđivanje hoće li razmatrano gibanje ili ravnoteža biti stabilni ili nestabilni.
Tipičan znak prijelaza sustava iz stabilnog stanja u nestabilno je postizanje nekim parametrom vrijednosti koja se naziva kritična - kritična sila, kritična brzina itd.
Pojava nesavršenosti ili utjecaj neobračunatih sila neizbježno dovode do gibanja sustava. Stoga, u općem slučaju, treba istražiti stabilnost gibanja mehaničkog sustava pod perturbacijama. Ovakav pristup proučavanju stabilnosti naziva se dinamički, a odgovarajuće metode istraživanja nazivaju se dinamičkim.
U praksi je često dovoljno ograničiti se na statički pristup, tj. statičke metode za proučavanje stabilnosti. Pri tome se istražuje krajnji rezultat poremećaja - novouspostavljeni ravnotežni položaj mehaničkog sustava i stupanj njegovog odstupanja od izračunatog, neporemećenog ravnotežnog položaja.
Statička formulacija problema pretpostavlja da se ne uzimaju u obzir sile tromosti i vremenski parametar. Ova formulacija problema često omogućuje prevođenje modela iz jednadžbi matematičke fizike u obične diferencijalne jednadžbe. Ovo značajno pojednostavljuje matematički model i olakšava analitičko proučavanje stabilnosti.
Pozitivan rezultat analize stabilnosti ravnoteže statičkom metodom ne jamči uvijek dinamičku stabilnost. Međutim, za konzervativne sustave statički pristup u određivanju kritičnih opterećenja i novih ravnotežnih stanja dovodi do potpuno istih rezultata kao i dinamički.
U konzervativnom sustavu rad unutarnjih i vanjskih sila sustava, koji se vrši pri prijelazu iz jednog stanja u drugo, određen je samo tim stanjima i ne ovisi o trajektoriji gibanja.
Koncept "sustava" kombinira strukturu koja se može deformirati i opterećenja čije ponašanje mora biti specificirano. To podrazumijeva dva nužna i dovoljna uvjeta za konzervativnost sustava: 1) elastičnost deformabilne konstrukcije, tj. reverzibilnost deformacija; 2) konzervativnost opterećenja, tj. neovisnost obavljenog rada od putanje. U nekim slučajevima statička metoda daje zadovoljavajuće rezultate i za nekonzervativne sustave.
Kako bismo ilustrirali gore navedeno, razmotrimo nekoliko primjera iz teorijske mehanike i čvrstoće materijala.
1. Kuglica težine Q nalazi se u udubljenju u oslonoj površini (slika 1.3). Pod djelovanjem uznemirujuće sile 5P Q sina ravnotežni položaj lopte se ne mijenja, t.j. stabilan je.
Kratkotrajnim djelovanjem sile 5P Q sina, bez uzimanja u obzir trenja kotrljanja, moguć je prijelaz u novi ravnotežni položaj ili oscilacije oko početnog ravnotežnog položaja. Kada se uzme u obzir trenje oscilirajuće kretanje bit će prigušena, odnosno stabilna. Statički pristup omogućuje određivanje samo kritične vrijednosti uznemirujuće sile, koja je jednaka: Rcr = Q sina. Priroda gibanja kada je prekoračena kritična vrijednost uznemirujućeg djelovanja i kritično trajanje djelovanja mogu se analizirati samo dinamičkim metodama.
2. Štap je dug / stisnut silom P (slika 1.4). Iz čvrstoće materijala temeljene na statičkoj metodi poznato je da pri opterećenju u granicama elastičnosti postoji kritična vrijednost tlačne sile.
Rješenje istog problema s pratećom silom, čiji se smjer podudara sa smjerom tangente u točki primjene, statičkom metodom dovodi do zaključka o apsolutnoj stabilnosti pravocrtnog oblika ravnoteže.
Matematički model u običnim diferencijalnim jednadžbama. Rubni uvjeti, metoda imperfekcije
Inženjerska analiza podijeljena je u dvije kategorije: klasične i numeričke metode. Klasičnim metodama pokušavaju izravno riješiti probleme raspodjele polja naprezanja i deformacija, formirajući sustave diferencijalnih jednadžbi temeljene na temeljnim principima. Točno rješenje, ako je moguće dobiti jednadžbe u zatvorenom obliku, moguće je samo za najjednostavnije slučajeve geometrije, opterećenja i rubnih uvjeta. Prilično širok raspon klasičnih problema može se riješiti korištenjem približnih rješenja sustava diferencijalnih jednadžbi. Ova rješenja imaju oblik nizova u kojima su niži članovi odbačeni nakon ispitivanja konvergencije. Kao i egzaktna rješenja, i približna zahtijevaju regularna geometrijski oblik, jednostavni rubni uvjeti i pogodna primjena opterećenja. Sukladno tome, ova se rješenja ne mogu primijeniti na većinu praktičnih problema. Glavna prednost klasičnih metoda je da omogućuju duboko razumijevanje problema koji se proučava. Uz pomoć numeričkih metoda može se istražiti širi raspon problema. Numeričke metode uključuju: 1) energetsku metodu; 2) metoda rubnih elemenata; 3) metoda konačnih razlika; 4) metoda konačnih elemenata.
Energetske metode omogućuju pronalaženje minimalnog izraza za ukupnu potencijalnu energiju konstrukcije na cijelom zadanom području. Ovaj pristup dobro funkcionira samo za određene zadatke.
Metoda graničnih elemenata aproksimira funkcije koje zadovoljavaju sustav diferencijalnih jednadžbi koji se rješava, ali ne i rubne uvjete. Dimenzija problema je smanjena jer elementi predstavljaju samo granice modeliranog područja. Međutim, primjena ove metode zahtijeva poznavanje temeljnog rješenja sustava jednadžbi, što može biti teško dobiti.
Metoda konačnih razlika pretvara sustav diferencijalnih jednadžbi i rubnih uvjeta u odgovarajući sustav algebarskih jednadžbi. Ova metoda omogućuje rješavanje problema analize konstrukcija složene geometrije, rubnih uvjeta i kombiniranih opterećenja. Međutim, metoda konačnih razlika često se pokaže presporom zbog činjenice da zahtjev za pravilnom mrežom na cijelom području istraživanja dovodi do sustava jednadžbi vrlo visokog reda.
Metoda konačnih elemenata može se proširiti na gotovo neograničenu klasu problema zbog činjenice da dopušta korištenje elemenata jednostavnih i razne forme dobiti podjele. Veličine konačnih elemenata koji se mogu kombinirati kako bi se dobila aproksimacija bilo kojih nepravilnih granica u particiji ponekad se razlikuju desetke puta. Dopušteno je primijeniti proizvoljnu vrstu opterećenja na elemente modela, kao i nametnuti im bilo koju vrstu pričvršćivanja. Glavni problem je povećanje troškova za postizanje rezultata. Općenitost rješenja treba platiti gubitkom intuicije, budući da je rješenje konačnih elemenata, zapravo, skup brojeva koji su primjenjivi samo na određeni problem postavljen korištenjem modela konačnih elemenata. Promjena bilo kojeg značajnog aspekta modela obično zahtijeva potpuno ponovno rješavanje problema. Međutim, to nije značajan trošak, budući da je metoda konačnih elemenata često jedina mogući način njezine odluke. Metoda je primjenjiva na sve klase problema distribucije polja, koji uključuju strukturnu analizu, prijenos topline, protok fluida i elektromagnetizam. Nedostaci numeričkih metoda uključuju: 1) visoku cijenu programa za analizu konačnih elemenata; 2) duga obuka za rad s programom i mogućnost punopravnog rada samo za visokokvalificirano osoblje; 3) često je fizičkim eksperimentom nemoguće provjeriti točnost rezultata rješenja dobivenog metodom konačnih elemenata, uključujući i nelinearne probleme. t Prikaz eksperimentalnih istraživanja stabilnosti ploča i kompozitnih pločastih elemenata
Profili koji se trenutno koriste za građevinske konstrukcije izrađeni su od limova debljine od 0,5 do 5 mm i stoga se smatraju tankostjenim. Njihova lica mogu biti ravna ili zakrivljena.
Glavna značajka profila tankih stijenki je da rubovi s visoka vrijednost omjeri širine i debljine doživljavaju velika naprezanja izvijanja pod opterećenjem. Osobito intenzivan porast progiba opaža se kada se veličina naprezanja koja djeluju na licu približava kritičnoj vrijednosti. Postoji gubitak lokalne stabilnosti, defleksije postaju usporedive s debljinom lica. Kao rezultat toga, presjek profila je jako izobličen.
U literaturi o stabilnosti ploča posebno mjesto zauzimaju radovi ruskog znanstvenika SP. Timošenko. Zaslužan je za razvoj energetske metode za rješavanje problema elastične stabilnosti. Koristeći ovu metodu, SP. Timošenko je dao teorijsko rješenje problema stabilnosti ploča opterećenih u srednjoj ravnini pri različitim rubnim uvjetima. Teorijska rješenja verificirana su nizom ispitivanja na slobodno oslonjenim pločama pod jednolikom kompresijom. Testovi su potvrdili teoriju.
Ocjena primjerenosti proračuna usporedbom s numeričkim rješenjima metodom konačnih elemenata i poznatim analitičkim rješenjima
Kako bi se provjerila pouzdanost dobivenih rezultata, provedena su numerička istraživanja metodom konačnih elemenata (MKE). U posljednje vrijeme sve se više koriste numerička istraživanja MKE zbog objektivnih razloga, kao što su nedostatak testnih problema, nemogućnost poštivanja svih uvjeta pri ispitivanju na uzorcima. Numeričke metode omogućuju provođenje istraživanja u "idealnim" uvjetima, imaju minimalnu grešku, što je praktički neizvedivo u stvarnim testovima. Numerička istraživanja provedena su pomoću programa ANSYS.
Numerička istraživanja provedena su na uzorcima: pravokutna ploča; Element u obliku slova U i trapezoidnog profila, s uzdužnim grebenom i bez grebena; profilni list (slika 2.11). Razmatrali smo uzorke debljine 0,7; 0,8; 0,9 i 1 mm.
Na uzorke (sl. 2.11) primijenjeno je ravnomjerno tlačno opterećenje sgsh duž krajeva, nakon čega je uslijedilo povećanje koraka Det. Opterećenje koje odgovara lokalnom izvijanju plosnatog oblika odgovaralo je vrijednosti kritičnog tlačnog naprezanja ccr. Zatim je prema formuli (2.24) izračunat koeficijent stabilnosti & (/? i, /? g) i uspoređen s vrijednošću iz tablice 2.
Promotrimo pravokutnu ploču duljine a = 100 mm i širine 6 = 50 mm, stisnutu na krajevima jednolikim tlačnim opterećenjem. U prvom slučaju ploča ima zglobno pričvršćivanje duž konture, u drugom - krutu brtvu duž bočnih strana i zglobno pričvršćivanje duž krajeva (slika 2.12).
U programu ANSYS na čeone plohe primijenjeno je jednoliko tlačno opterećenje te su određeni kritično opterećenje, naprezanje i koeficijent stabilnosti &(/?],/?2) ploče. Kada je šarkama postavljena duž konture, ploča je izgubila stabilnost u drugom obliku (uočena su dva ispupčenja) (sl. 2.13). Zatim su uspoređeni koeficijenti otpora k,/32) ploča, dobiveni numerički i analitički. Rezultati proračuna prikazani su u tablici 3.
Iz tablice 3. vidljivo je da je razlika između rezultata analitičkog i numeričkog rješenja manja od 1%. Stoga je zaključeno da se predloženi algoritam studije stabilnosti može koristiti u proračunu kritičnih opterećenja za složenije konstrukcije.
Proširiti predloženu metodologiju za proračun lokalne stabilnosti profila tankih stijenki na opći slučaj opterećenja u programu ANSYS, provedena su numerička istraživanja kako bi se utvrdilo kako priroda tlačnog opterećenja utječe na koeficijent k(y). Rezultati istraživanja prikazani su u grafu (slika 2.14).
Sljedeći korak u provjeri predložene metodologije izračuna bio je proučavanje zasebnog elementa profila (slika 2.11, b, c). Ima zglobno pričvršćivanje duž konture i stisnut je na krajevima jednolikim tlačnim opterećenjem USZH (slika 2.15). Uzorak je ispitan na stabilnost u programu ANSYS i prema predloženoj metodi. Nakon toga uspoređeni su dobiveni rezultati.
Prilikom izrade modela u programu ANSYS, kako bi se tlačno opterećenje ravnomjerno rasporedilo duž kraja, između dvije debele ploče postavljen je profil tanke stijenke na koji je pritisnuto tlačno opterećenje.
Rezultat istraživanja u programu ANSYS elementa profila u obliku slova U prikazan je na slici 2.16, iz koje se vidi da se, prije svega, gubitak lokalne stabilnosti javlja na najširoj ploči.
Dopuštena površina opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog izvijanja
Za nosive konstrukcije izrađene od visokotehnoloških trapeznih profila tankih stijenki, proračun se provodi prema metodama dopuštenih naprezanja. Predložena je inženjerska metoda za uzimanje u obzir lokalnog izvijanja pri proračunu nosivosti konstrukcija izrađenih od tankostjenih trapeznih profila. Tehnika je implementirana u MS Excelu, dostupna je za široku primjenu i može poslužiti kao osnova za odgovarajuće dodatke regulatornim dokumentima koji se odnose na izračun profila tankih stijenki. Izgrađen je na temelju istraživanja i dobivenih analitičkih ovisnosti za proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja pločastih elemenata tankostijenog trapeznog profila. Zadatak je podijeljen u tri komponente: 1) određivanje minimalne debljine profila (ograničenje t \ pri kojem nema potrebe uzimati u obzir lokalno izvijanje u ovoj vrsti proračuna; 2) određivanje područja dopuštenog opterećenja tankostijenog trapeznog profila, unutar kojeg nosivost bez lokalnog izvijanja; 3) određivanje raspona dopuštenih vrijednosti NuM, unutar kojih je osigurana nosivost u slučaju lokalnog izvijanja jednog ili više pločastih elemenata tankostijenog trapeznog profila (uzimajući u obzir smanjenje presjeka profila).
Istodobno se smatra da je ovisnost momenta savijanja o uzdužnoj sili M = f (N) za proračunsku konstrukciju dobivena metodama otpora materijala ili konstrukcijske mehanike (slika 2.1). Poznata su dopuštena naprezanja [t] i granica tečenja materijala cgt, kao i zaostala naprezanja cst u pločastim elementima. U proračunima nakon lokalnog gubitka stabilnosti primijenjena je metoda "redukcije". U slučaju izvijanja, 96% širine odgovarajućeg pločastog elementa je isključeno.
Proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja pločastih elemenata i granične debljine trapeznog profila tankih stijenki Trapezni profil tankih stijenki podijeljen je na skup pločastih elemenata kao što je prikazano na slici 4.1. Istovremeno, kut međusobnog rasporeda susjednih elemenata ne utječe na vrijednost kritičnog naprezanja lokalnog
Profil H60-845 ZAKRIVLJENO izvijanje. Dopušteno je zamijeniti krivuljaste nabore s pravocrtnim elementima. Kritična tlačna naprezanja lokalnog izvijanja u Eulerovom smislu za pojedinačni /-ti pločasti element tankostijenog trapeznog profila širine bt pri debljini t, modula elastičnosti materijala E i Poissonovog koeficijenta ju u elastičnom stupnju opterećenja. određuju se formulom
Koeficijenti k(px, P2) odnosno k(v) uzimaju u obzir utjecaj krutosti susjednih pločastih elemenata i prirodu raspodjele tlačnih naprezanja po širini pločastog elementa. Vrijednost koeficijenata: k(px, P2) određuje se prema tablici 2, odnosno izračunava po formuli
Normalna naprezanja u pločastom elementu određena su u središnjim osima prema poznatoj formuli za otpornost materijala. Područje dopuštenih opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog izvijanja (sl. 4.2) određeno je izrazom i četverokut je, gdje je J moment tromosti presjeka perioda profila tijekom savijanja, F je područje presjeka periode profila, ymax i Umíp su koordinate ekstremnih točaka presjeka profila (slika 4.1).
Ovdje su površina presjeka profila F i moment tromosti presjeka J izračunati za periodički element duljine L, a uzdužna sila iV i moment savijanja Mb profila odnose se na L.
Nosivost je osigurana kada krivulja stvarnih opterećenja M=f(N) padne unutar raspona dopuštenih opterećenja minus područje lokalnog izvijanja (slika 4.3). Slika 4.2. Dopuštena površina opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog izvijanja
Gubitak lokalne stabilnosti jedne od polica dovodi do njezinog djelomičnog isključenja iz percepcije radnih opterećenja – smanjenja. Stupanj redukcije uzima se u obzir faktorom redukcije
Nosivost je osigurana kada stvarna krivulja opterećenja padne unutar raspona dopuštenih opterećenja minus područje opterećenja lokalnog izvijanja. Kod manjih debljina, linija lokalnog izvijanja smanjuje područje dopuštenih opterećenja. Lokalno izvijanje nije moguće ako je stvarna krivulja opterećenja smještena u smanjenom području. Kada krivulja stvarnih opterećenja prelazi liniju minimalne vrijednosti kritičnog naprezanja lokalnog izvijanja, potrebno je ponovno izgraditi područje dopuštenih opterećenja, uzimajući u obzir smanjenje profila, što je određeno izrazom
UDC 621.774.3
PROUČAVANJE DINAMIKE PROMJENA DEBLJINE STIJENKE CIJEVI TIJEKOM REDUKCIJE
K.Yu. Yakovleva, B.V. Baričko, V.N. Kuznjecov
Prikazani su rezultati eksperimentalnog istraživanja dinamike promjene debljine stijenke cijevi tijekom valjanja, izvlačenja u monolitnim i valjkastim kalupima. Pokazano je da se s povećanjem stupnja deformacije uočava intenzivniji porast debljine stijenke cijevi u procesima valjanja i izvlačenja u kalupima s valjcima, što njihovu primjenu čini perspektivnom.
Ključne riječi: hladno oblikovane cijevi, cijevi debelih stijenki, crtanje cijevi, debljina stijenke cijevi, kvaliteta unutarnja površina cijevi.
Postojeća tehnologija za proizvodnju hladno oblikovanih cijevi s debelim stijenkama malog promjera od čelika otpornih na koroziju omogućuje upotrebu postupaka hladnog valjanja na mlinovima za hladno valjanje i naknadno izvlačenje bez trna u monolitnim matricama. Poznato je da je proizvodnja cijevi malog promjera hladnim valjanjem povezana s nizom poteškoća zbog smanjenja krutosti sustava "štap-trna". Stoga se za dobivanje takvih cijevi koristi postupak izvlačenja, uglavnom bez trna. Priroda promjene debljine stijenke cijevi tijekom izvlačenja bez trna određena je omjerom debljine stijenke S i vanjskog promjera D, a apsolutna vrijednost promjene ne prelazi 0,05-0,08 mm. U ovom slučaju, zadebljanje stijenke se opaža pri omjeru 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.
Cilj rada je komparativno eksperimentalno istraživanje dinamike promjene debljine stijenke cijevi u procesima redukcije valjanjem, izvlačenjem u monolitnom i valjkastom kalupu.
Kao praznine korištene su hladno oblikovane cijevi: 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) od čelika 08Kh14MF; dimenzija 8,0x1,0 mm (S / D = 0,127) od čelika 08X18H10T. Sve su cijevi žarene.
Izvlačenje u monolitnim matricama obavljeno je na lančanom stolu za izvlačenje silom od 30 kN. Za izvlačenje valjaka koristili smo matricu s pomaknutim parovima valjaka BP-2/2.180. Izvlačenje u kalupu s valjcima provedeno je pomoću mjernog sustava ovalnog kruga. Redukcija cijevi valjanjem provedena je prema kalibracijskoj shemi "ovalno-ovalno" u postolju s dva valjka s valjcima promjera 110 mm.
U svakoj fazi deformacije uzeti su uzorci (5 kom. za svaku varijantu istraživanja) za mjerenje vanjskog promjera, debljine stjenke i hrapavosti unutarnje površine. Mjerenje geometrijskih dimenzija i površinske hrapavosti cijevi obavljeno je pomoću elektroničkog mjerila TTTC-TT. elektronički točkasti mikrometar, profilometar Surftest SJ-201. Svi alati i uređaji prošli su potrebnu mjeriteljsku provjeru.
Parametri hladnog deformiranja cijevi dati su u tablici.
Na sl. 1 prikazuje grafikone ovisnosti relativnog povećanja debljine stijenke o stupnju deformacije e.
Analiza grafova na sl. Slika 1 pokazuje da se tijekom valjanja i izvlačenja u matrici s valjcima, u usporedbi s postupkom izvlačenja u monolitnoj matrici, uočava intenzivnija promjena debljine stijenke cijevi. To je, prema autorima, zbog razlike u shemi stanja naprezanja metala: tijekom valjanja i izvlačenja valjka, vlačna naprezanja u zoni deformacije su manja. Položaj krivulje promjene debljine stijenke tijekom izvlačenja valjkom ispod krivulje promjene debljine stijenke tijekom valjanja posljedica je nešto većih vlačnih naprezanja tijekom izvlačenja valjkom zbog aksijalne primjene sile deformacije.
Ekstrem funkcije promjene debljine stijenke u ovisnosti o stupnju deformacije ili relativnog smanjenja duž vanjskog promjera promatranog tijekom valjanja odgovara vrijednosti S/D = 0,30. Analogno s vrućom redukcijom valjanjem, gdje se opaža smanjenje debljine stijenke pri S/D > 0,35, može se pretpostaviti da je hladna redukcija valjanjem karakterizirana smanjenjem debljine stijenke pri omjeru S/D > 0,30.
Budući da je jedan od čimbenika koji određuju prirodu promjene debljine stijenke omjer vlačnih i radijalnih naprezanja, što zauzvrat ovisi o parametrima
Broj prolaza Dimenzije cijevi, mm S,/D, Si/Sc Di/Do ê
Redukcija valjanjem (cijevi od čelika 08X14MF)
O 9,98 2,157 O,216 1.O 1.O 1.O O
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 O,332 1,077 O,7O2 1,549 O,35
Redukcija valjanjem (cijevi od čelika 08X18H10T)
O 8,O6 1,O2O O,127 1,O 1,O 1,O O
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
Redukcija uvlačenjem valjkaste matrice (cijevi od čelika 08X14MF)
O 12.OO 2.11 O.176 1.O 1.O 1.O O
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
Redukcija uvlačenjem u monolitnu matricu (cijevi od čelika 08X14MF)
O 12.OO 2.11O O.176 1.O 1.O 1.O O
1 1O.97 2.135 0.195 1.O12 O.914 1.1O6 O.1O
2 9,98 2,157 O,216 1,O22 O,832 1,118 O,19
C 8,97 2,160 0,241 1,024 0,748 1,147 0,30
Di, Si - odnosno vanjski promjer i debljina stijenke cijevi prolaz.
Riža. 1. Ovisnost relativnog povećanja debljine stijenke cijevi o stupnju deformacije
ra S/D, važno je proučiti utjecaj omjera S/D na položaj ekstremuma funkcije promjene debljine stijenke cijevi u procesu redukcije. Prema podacima iz rada, pri manjim omjerima S/D, najveća vrijednost debljine stijenke cijevi uočava se pri velikim deformacijama. Ova činjenica je proučavana na primjeru procesa redukcije valjanjem cijevi dimenzija 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) čelika 08Kh18N10T u usporedbi s podacima o valjanju cijevi dimenzija 10,0x2,10 mm ( S/D = 0,216) čelika 08Kh14MF. Rezultati mjerenja prikazani su na sl. 2.
Kritični stupanj deformacije kod kojeg je uočena najveća vrijednost debljine stijenke tijekom valjanja cijevi s omjerom
S/D = 0,216 bio je 0,23. Kod valjanja cijevi od čelika 08Kh18N10T nije postignut ekstremum povećanja debljine stijenke, budući da omjer dimenzija cijevi S/D, čak i pri maksimalnom stupnju deformacije, nije prelazio 0,3. Važna je okolnost da je dinamika povećanja debljine stijenke tijekom redukcije cijevi valjanjem obrnuto proporcionalna omjeru dimenzija S/D izvorne cijevi, što pokazuju grafikoni prikazani na sl. 2, a.
Analiza krivulja na sl. Slika 2b također pokazuje da promjena omjera S/D tijekom valjanja cijevi od čelika 08Kh18N10T i cijevi od čelika 08Kh14MF ima sličan kvalitativni karakter.
S0/A)=0,127 (08X18H10T)
S0/00=0,216 (08X14MF)
Stupanj deformacije, b
VA=0;216 (08X14MF)
(So/Da=0A21 08X18H10T) _
Stupanj deformacije, ê
Riža. Slika 2. Promjene debljine stijenke (a) i omjera S/D (b) ovisno o stupnju deformacije tijekom valjanja cijevi s različitim početnim omjerima S/D
Riža. Sl. 3. Ovisnost relativne vrijednosti hrapavosti unutarnje površine cijevi o stupnju deformacije
U procesu redukcije različiti putevi hrapavost unutarnje površine cijevi također je ocijenjena aritmetičkom sredinom odstupanja visine mikrohrapavosti Ra. Na sl. Na slici 3 prikazani su grafikoni ovisnosti relativne vrijednosti parametra Ra o stupnju deformacije kod redukcije cijevi valjanjem i izvlačenjem u monolitnim kalupima.
vunastost unutarnje površine cijevi u i-tom prolazu i na izvornoj cijevi).
Analiza krivulja na sl. Slika 3 pokazuje da u oba slučaja (valjanje, izvlačenje) povećanje stupnja deformacije tijekom redukcije dovodi do povećanja parametra Ra, odnosno pogoršava kvalitetu unutarnje površine cijevi. Dinamika promjene (povećanja) parametra hrapavosti s povećanjem stupnja deformacije u slučaju
odvođenje cijevi valjanjem u kalibre s dva valjka značajno (oko dva puta) premašuje isti pokazatelj u procesu izvlačenja u monolitnim matricama.
Također treba napomenuti da je dinamika promjena parametra hrapavosti unutarnje površine u skladu s gornjim opisom dinamike promjena debljine stijenke za razmatrane metode redukcije.
Na temelju rezultata istraživanja mogu se izvući sljedeći zaključci:
1. Dinamika promjena debljine stijenke cijevi za razmatrane metode hladnog smanjivanja je ista - intenzivno zadebljanje s povećanjem stupnja deformacije, naknadno usporavanje povećanja debljine stijenke s postizanjem određene maksimalne vrijednosti na određenom odnos dimenzija cijevi S / D i naknadno smanjenje povećanja debljine stijenke.
2. Dinamika promjena debljine stijenke cijevi obrnuto je proporcionalna omjeru izvornih dimenzija cijevi S/D.
3. Najveća dinamika povećanja debljine stjenke opaža se u procesima valjanja i izvlačenja u kalupima za valjke.
4. Povećanje stupnja deformacije tijekom redukcije valjanjem i izvlačenjem u monolitnim matricama dovodi do pogoršanja stanja unutarnje površine cijevi, dok se povećanje parametra hrapavosti Ra tijekom valjanja javlja intenzivnije nego tijekom izvlačenja. Uzimajući u obzir izvedene zaključke i prirodu promjene debljine stijenke tijekom deformacije, može se tvrditi da za izvlačenje cijevi u kalupima s valjcima,
Promjena parametra Ra bit će manje intenzivna nego kod valjanja, a intenzivnija u usporedbi s monolitnim izvlačenjem.
Dobivene informacije o pravilnostima procesa hladne redukcije bit će korisne pri projektiranju ruta za proizvodnju hladno oblikovanih cijevi od čelika otpornih na koroziju. U isto vrijeme, korištenje procesa izvlačenja u kalupima s valjcima obećava za povećanje debljine stijenke cijevi i smanjenje broja prolaza.
Književnost
1. Bisk, M.B. hladna deformacija čelične cijevi. U 2 sata, 1. dio: Priprema za deformiranje i izvlačenje / M.B. Bisk, I.A. Grekhov, V.B. Slavin. Sverdlovsk: Srednji Ural. knjiga. izdavačka kuća, 1976. - 232 str.
2. Savin, G.A. Crtanje cijevi / G.A. Savin. -M: Metalurgija, 1993. - 336 str.
3. Švejkin, V.V. Tehnologija hladnog valjanja i redukcije cijevi: udžbenik. dodatak / V.V. Švejkin. - Sverdlovsk: Izdavačka kuća UPI im. CM. Kirova, 1983. - 100 str.
4. Tehnologija i oprema za proizvodnju cijevi /V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovec i drugi; izd. V.Ya. Osadčiji. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 str.
5. Baričko, B.V. Osnove OMD tehnoloških procesa: bilješke s predavanja / B.V. Barichko, F.S. Dubinsky, V.I. Krainov. - Čeljabinsk: Izdavačka kuća SUSU, 2008. - 131 str.
6. Potapov, I.N. Teorija proizvodnje cijevi: udžbenik. za sveučilišta / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Metalurgija, 1991. - 424 str.
Yakovleva Ksenia Yuryevna, mlađi znanstveni novak, Ruski istraživački institut za cijevnu industriju (Čeljabinsk); [e-mail zaštićen].
Baričko Boris Vladimirovič, zamjenik voditelja odjela za bešavne cijevi Ruskog istraživačkog instituta za cijevnu industriju (Čeljabinsk); [e-mail zaštićen].
Kuznetsov Vladimir Nikolajevič, voditelj laboratorija za hladnu deformaciju središnjeg laboratorija postrojenja, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [e-mail zaštićen].
Bilten Južnouralskog državnog sveučilišta
Serija "Metalurgija" ___________2014, vol. 14, br. 1, str. 101-105
STUDIJA DINAMIČKIH PROMJENA DEBLJINE STIJENKE CIJEVI U PROCESU REDUKCIJE
K.Yu. Yakovleva, Ruski istraživački institut za industriju cijevi (RosNITI), Čeljabinsk, Ruska Federacija, [e-mail zaštićen],
B.V. Barichko, Ruski istraživački institut za industriju cijevi (RosNITI), Čeljabinsk, Ruska Federacija, [e-mail zaštićen],
V.N. Kuznetsov, JSC "Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Ruska Federacija, [e-mail zaštićen]
Opisani su rezultati eksperimentalnog istraživanja dinamičkih promjena debljine stijenke cijevi tijekom valjanja, izvlačenja u jednodijelnim i valjkastim kalupima. Rezultati pokazuju da se s povećanjem deformacije uočava brži rast debljine stijenke cijevi kod valjanja i izvlačenja s valjkastim kalupima. Može se zaključiti da je uporaba valjkastih kalupa najperspektivnija.
Ključne riječi: hladno oblikovane cijevi, debelostijene cijevi, crtanje cijevi, debljina stijenke cijevi, kvaliteta unutarnje površine cijevi.
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., sv. 1. 232 str.
2 Savin G.A. Volochenie cijev. Moskva, Metallurgiya Publ., 1993. 336 str.
3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Uralsko veleučilište. Inst. Publ., 1983. 100 str.
4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovecs V.G. et al. Tekhnologiya i obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Ur.). Moskva, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 str.
5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tehnologicheskih protsessov OMD. Čeljabinsk sveuč. Publ., 2008. 131 str.
6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teorija trubnogo proizvodnje. Moskva, Metallurgiya Publ., 1991. 424 str.
DIPLOMSKI RAD NA TEMU:
Proizvodnja cijevi
1. ASORTIMAN I ZAHTJEVI REGULATORNE DOKUMENTACIJE ZA CIJEVI
1.1 Raspored cijevi
JSC "KresTrubZavod" jedan je od najvećih proizvođača cijevnih proizvoda u našoj zemlji. Svoje proizvode uspješno prodaje u zemlji i inozemstvu. Proizvodi proizvedeni u tvornici zadovoljavaju zahtjeve domaćih i stranih standarda. Međunarodne certifikate kvalitete izdaju organizacije kao što su: američki naftni institut(API), njemački certifikacijski centar TUV - Reiland.
Radionica T-3 jedna je od glavnih radionica poduzeća, njeni proizvodi u skladu su sa standardima prikazanim u tablici. 1.1.
Tablica 1.1 - Norme za proizvedene cijevi
U pogonu se proizvode cijevi od ugljičnih, legiranih i visokolegiranih čelika promjera D=28-89mm i debljine stjenke S=2,5-13mm.
U osnovi, radionica je specijalizirana za proizvodnju cijevi, cijevi Opća namjena te cijevi namijenjene naknadnoj hladnoj preradi.
Mehanička svojstva proizvedenih cijevi moraju odgovarati onima navedenima u tablici. 1.2.
1.2 Zahtjev regulatorne dokumentacije
Proizvodnja cijevi u pogonu T-3 KresTrubZavod odvija se prema raznim regulatorni dokumenti kao što su GOST, API, DIN, NFA, ASTM i drugi. Razmotrite zahtjeve DIN 1629.
1.2.1 Asortiman
Ova se norma odnosi na bešavne okrugle cijevi izrađene od nelegiranih čelika. Kemijski sastavčelici koji se koriste za izradu cijevi dati su u tablici 1.3.
Tablica 1.2 - Mehanička svojstva cijevi
Tablica 1.3 - Kemijski sastav čelika
Cijevi proizvedene prema ovoj normi koriste se prvenstveno u raznim uređajima u proizvodnji spremnika i cjevovoda, kao i općenito u strojogradnji i instrumentariji.
Dimenzije i najveća odstupanja cijevi dani su u tablici 1.4., tablici 1.5., tablici 1.6.
Duljina cijevi određena je razmakom između njezinih krajeva. Vrste duljina cijevi dane su u tablici 1.4.
Tablica 1.4 - Vrste duljina i dopuštena odstupanja duljina
Tablica 1.5 - Dopuštena odstupanja promjera
Tablica 1.6 - Tolerancije debljine stijenke
Cijevi trebaju biti što okruglije. Odstupanje okruglosti mora biti unutar tolerancije vanjskog promjera.
Cijevi trebaju biti ravne na oko, po potrebi se mogu postaviti posebni zahtjevi za ravnost.
Cijevi se moraju rezati okomito na os cijevi i moraju biti bez rubova.
Vrijednosti za linearne mase (težine) dane su u DIN 2448. Dopuštena su sljedeća odstupanja od ovih vrijednosti:
za jednu cijev + 12% - 8%,
za isporuke težine najmanje 10 tona +10%–5%.
Standardna oznaka za cijevi u skladu s DIN 1629 označava:
Ime (cijev);
Glavni broj DIN dimenzijskog standarda (DIN 2448);
Glavne dimenzije cijevi (vanjski promjer × debljina stijenke);
Glavni broj tehnički podaci potrošni materijal (DIN 1629);
Skraćeni naziv vrste čelika.
Primjer simbol cijevi prema DIN 1629 vanjskog promjera 33,7 mm i debljine stijenke 3,2 mm od čelika St 37.0:
Cijev DIN 2448–33,7×3,2
DIN 1629-St 37.0.
1.2.2 Tehnički zahtjevi
Cijevi moraju biti izrađene prema zahtjevima norme i prema tehnološkom pravilniku odobrenom na propisani način.
Na vanjskoj i unutarnjoj površini cijevi i spojnica ne bi trebalo biti zarobljenika, školjki, zalazaka, raslojavanja, pukotina i pijeska.
Dopušteno je probijanje i čišćenje navedenih nedostataka, pod uvjetom da njihova dubina ne prelazi granično minus odstupanje po debljini stijenke. Zavarivanje, brtvljenje ili brtvljenje neispravnih mjesta nije dopušteno.
Na mjestima gdje se debljina stijenke može izravno izmjeriti, dubina neispravnih mjesta može premašiti specificiranu vrijednost, pod uvjetom da se održava minimalna debljina stijenke, definirana kao razlika između nazivne debljine stijenke cijevi i njenog graničnog minus odstupanja.
Dopušteni su odvojeni manji zarezi, udubljenja, rizici, tanki sloj kamenca i drugi nedostaci uzrokovani metodom proizvodnje, ako ne prelaze debljinu stijenke izvan granica minus odstupanja.
Mehanička svojstva (granica razvlačenja, vlačna čvrstoća, prekidno istezanje) moraju odgovarati vrijednostima navedenim u tablici 1.7.
Tablica 1.7 - Mehanička svojstva
1.2.3 Pravila prihvaćanja
Cijevi se dostavljaju za prihvaćanje u serijama.
Partija se mora sastojati od cijevi istog nazivnog promjera, iste debljine stjenke i grupe čvrstoće, istog tipa i izvedbe, te mora biti popraćena jednim dokumentom koji potvrđuje da njihova kvaliteta udovoljava zahtjevima norme i koji sadrži:
Naziv proizvođača;
Nazivni promjer cijevi i debljina stijenke u milimetrima, duljina cijevi u metrima;
Vrsta cijevi;
Grupa jakosti, toplinski broj, maseni udio sumpora i fosfora za sve topline uključene u šaržu;
Brojevi cijevi (od - do za svaku toplinu);
Rezultati ispitivanja;
Standardna oznaka.
Provjeravanje izgled, veličina nedostataka i geometrijske dimenzije i parametri moraju biti podvrgnuti svakoj cijevi serije.
Maseni udio sumpora i fosfora mora se provjeriti iz svakog zagrijavanja. Za cijevi izrađene od metala druge tvrtke, maseni udio sumpora i fosfora mora biti ovjeren dokumentom o kvaliteti proizvođača metala.
Za provjeru mehaničkih svojstava metala, iz svake topline uzima se po jedna cijev svake veličine.
Za provjeru spljoštenosti, jedna cijev se uzima iz svake topline.
Interno ispitivanje nepropusnosti hidraulički tlak svaka cijev mora biti podvrgnuta.
Ako se za barem jedan od pokazatelja dobiju nezadovoljavajući rezultati ispitivanja, provode se ponovljena ispitivanja na dvostrukom uzorku iz iste serije. Rezultati ponovnog testiranja odnose se na cijelu seriju.
1.2.4 Metode ispitivanja
Pregled vanjskih i unutarnjih površina cijevi i spojnica provodi se vizualno.
Dubinu nedostataka treba provjeriti piljenjem ili na drugi način na jednom do tri mjesta.
Provjeru geometrijskih dimenzija i parametara cijevi i spojnica treba provoditi univerzalnim mjernim instrumentima ili posebnim uređajima koji osiguravaju potrebnu točnost mjerenja, u skladu s tehničkom dokumentacijom odobrenom na propisani način.
Savijanje na krajnjim dijelovima cijevi određuje se na temelju veličine strelice otklona, a izračunava se kao kvocijent dijeljenja strelice otklona u milimetrima s udaljenošću od lokacije - mjerenja do najbližeg kraja cijevi u metara.
Ispitivanje cijevi težinom treba provesti na posebna sredstva za vaganje s točnošću koja zadovoljava zahtjeve ove norme.
Vlačno ispitivanje mora se provesti prema DIN 50 140 na kratkim uzdužnim uzorcima.
Za provjeru mehaničkih svojstava metala iz svake odabrane cijevi izrezuje se jedan uzorak. Uzorci se izrezuju duž oba kraja cijevi metodom koja ne uzrokuje promjene u strukturi i mehaničkim svojstvima metala. Dopušteno je ispraviti krajeve uzorka koji se hvataju stezaljkama stroja za ispitivanje.
Trajanje hidrauličkog tlačnog ispitivanja mora biti najmanje 10 s. Tijekom ispitivanja ne smiju se otkriti propuštanja u stijenci cijevi.
1.2.5 Označavanje, pakiranje, transport i skladištenje
Označavanje cijevi treba izvesti u sljedećem volumenu:
Svaka cijev na udaljenosti od 0,4-0,6 m od svog kraja mora biti jasno označena udarom ili naboranjem:
Broj cijevi;
Zaštitni znak proizvođača;
Mjesec i godina izdanja.
Mjesto označavanja treba zaokružiti ili podvući postojanom svijetlom bojom.
Visina znakova za označavanje treba biti 5-8 mm.
Na mehanički način za označavanje cijevi dopušteno je rasporediti u jednom redu. Dopušteno je označiti toplinski broj na svakoj cijevi.
Uz označavanje udarcem ili narezivanjem, svaka cijev mora biti označena postojanom svijetlom bojom:
Nazivni promjer cijevi u milimetrima;
Debljina stijenke u milimetrima;
Vrsta izvršenja;
Ime ili zaštitni znak proizvođač.
Visina znakova za označavanje treba biti 20-50 mm.
Sve oznake moraju se nanijeti duž generatrixa cijevi. Dopušteno je primjenjivati znakove za označavanje okomito na generatrix metodom narezivanja.
Prilikom utovara u jedan automobil, treba biti cijevi samo jedne serije. Cijevi se prevoze u paketima, čvrsto vezanim na najmanje dva mjesta. Masa pakiranja ne smije prelaziti 5 tona, a na zahtjev potrošača - 3 tone.Dopuštena je otprema paketa cijevi različitih serija u jednom automobilu, pod uvjetom da su odvojeni.
2. TEHNOLOGIJA I OPREMA ZA PROIZVODNJU CIJEVI
2.1 Opis glavne opreme trgovine T-3
2.1.1 Opis i kratke tehničke karakteristike peći s hodajućim ložištem (PSHP)
Peć s hodajućim ložištem trgovine T-3 dizajnirana je za zagrijavanje okruglih gredica promjera 90 ... 120 mm, duljine 3 ... 10 m od ugljičnih, niskolegiranih i nehrđajućih čelika prije probijanja na TPA -80.
Peć se nalazi u lokalu T-3 na drugom katu u trafikama A i B.
Projekt peći izveo je Gipromez iz grada Sverdlovska 1984. godine. Puštanje u rad izvršeno je 1986. godine.
Peć je kruta metalna konstrukcija, obložena iznutra vatrostalnim i toplinski izolacijskim materijalima. Unutarnje dimenzije peći: duljina - 28,87 m, širina - 10,556 m, visina - 924 i 1330 mm, radne karakteristike peći prikazane su u tablici 2.1. Ispod peći je izrađen u obliku fiksnih i pokretnih greda, uz pomoć kojih se obradaci transportiraju kroz peć. Grede su obložene toplinski izolacijskim i vatrostalnim materijalima i uokvirene posebnim kompletom odljevaka otpornih na toplinu. Gornji dio greda je od mulit-korund mase MK-90. Krov peći izrađen je viseći od oblikovanih vatrostalnih materijala i izoliran je toplinski izolacijski materijal. Za održavanje peći i odvijanje tehnološkog procesa zidovi su opremljeni radnim prozorima, prozorom za utovar i prozorom za istovar metala. Svi prozori su opremljeni griljama. Zagrijavanje peći provodi se prirodnim plinom, spaljenim uz pomoć plamenika tipa GR (radijacijski plamenik niski pritisak) instaliran na trezoru. Peć je podijeljena u 5 toplinskih zona sa po 12 plamenika. Zrak za izgaranje opskrbljuju dva ventilatora VM-18A-4, od kojih jedan služi kao pomoćni. Dimni plinovi odvode se kroz kolektor dima koji se nalazi na krovu na početku ložišta. Nadalje, dimni plinovi se ispuštaju u atmosferu kroz sustav metalnih dimnjaka i dimovodnih kanala uz pomoć dva dimnjaka VGDN-19. Petljasti dvosmjerni cijevni 6-dijelni petljasti izmjenjivač topline (CP-250) ugrađen je na dimnjak za zagrijavanje zraka koji se dovodi za izgaranje. Za potpunije iskorištavanje topline otpadnih plinova, sustav za odimljavanje opremljen je jednokomornom peći za grijanje s trnom (PPO).
Izdavanje zagrijanog obratka iz peći provodi se pomoću unutarnjeg vodeno hlađenog valjkastog stola, čiji valjci imaju mlaznicu otpornu na toplinu.
Pećnica je opremljena industrijskim televizijskim sustavom. Između upravljačkih ploča i instrumentacijske ploče omogućena je komunikacija na glasu.
Peć je opremljena automatskim sustavima upravljanja toplinski režim, automatsku sigurnost, čvorove za praćenje radnih parametara i signalizaciju odstupanja parametara od norme. Sljedeći parametri podliježu automatskoj regulaciji:
Temperatura peći u svakoj zoni;
Odnos plina i zraka po zonama;
Tlak plina ispred peći;
Tlak u radnom prostoru peći.
Osim automatskih načina rada, omogućen je daljinski način rada. Sustav automatskog upravljanja uključuje:
Temperatura peći po zonama;
Temperatura po širini peći u svakoj zoni;
Temperatura plinova koji izlaze iz peći;
Temperatura zraka nakon izmjenjivača topline po zonama;
Temperatura dimnih plinova ispred izmjenjivača topline;
Temperatura dima ispred dimnjaka;
Potrošnja prirodnog plina za ložište;
Potrošnja zraka za peć;
Vakuum u svinjcu ispred dimnjaka;
Tlak plina u zajedničkom razvodniku;
Tlak plina i zraka u zonskim kolektorima;
Tlak peći.
Peć je opremljena prekidom prirodnog plina sa svjetlosnim i zvučnim alarmom u slučaju pada tlaka plina i zraka u zonskim kolektorima.
Tablica 2.1 - Radni parametri peći
| Potrošnja prirodnog plina za ložište (maksimalno) nm 3 / sat | 5200 |
| 1 zona | 1560 |
| 2 zona | 1560 |
| 3 zona | 1040 |
| 4 zona | 520 |
| 5 zona | 520 |
| Tlak prirodnog plina (maksimalno), kPa prije | |
| pećnica | 10 |
| plamenik | 4 |
| Potrošnja zraka za ložište (maksimalno) nm 3 / sat | 52000 |
| Tlak zraka (maksimalno), kPa prije | |
| pećnica | 13,5 |
| plamenik | 8 |
| Pritisak ispod kupole, Pa | 20 |
| Temperatura zagrijavanja metala, °S (maksimalno) | 1200...1270 |
| Kemijski sastav produkata izgaranja u 4. zoni, % | |
| CO 2 | 10,2 |
| oko 2 | 3,0 |
| TAKO | 0 |
| Temperatura produkata izgaranja ispred izmjenjivača topline, °C | 560 |
| Temperatura grijanja zraka u izmjenjivaču topline, °S | Do 400 |
| Brzina izdavanja bjanki, sek | 23,7...48 |
| Kapacitet peći, t/h | 10,6... 80 |
Zvučni alarm za hitne slučajeve također se aktivira kada:
Porast temperature u 4. i 5. zoni (t cp = 1400°C);
Rastuća temperatura dimni plinovi prije izmjenjivača topline (t s p = 850°S);
Povećanje temperature dimnih plinova ispred odimovnika (t cp =400°C);
Pad tlaka rashladne vode (p cf = 0,5 atm).
2.1.2 Kratke tehničke karakteristike linije za vruće rezanje
Linija za vruće rezanje izratka namijenjena je zadatku ubacivanja zagrijane šipke u škare, rezanje izratka na potrebnu duljinu i vađenje izrezanog izratka iz škara.
Kratki tehnički opis linije za vruće rezanje prikazan je u tablici 2.2.
Oprema linije za vruće rezanje uključuje same škare (SKMZ dizajn) za rezanje izratka, pomični graničnik, transportni valjak, zaštitni zaslon za zaštitu opreme od toplinskog zračenja iz prozora za istovar PSHP-a. Škare su dizajnirane za rezanje metala bez otpadaka, međutim, ako se kao rezultat bilo kakvih hitnih razloga stvori zaostalo obrezivanje, tada se postavlja žlijeb i kutija u jami, u blizini škara, za njihovo prikupljanje. U svakom slučaju, rad linije za vruće rezanje obratka mora biti organiziran na način da se isključi stvaranje ostataka.
Tablica 2.2 - Kratke tehničke karakteristike linije za vruće rezanje
| Parametri šipke za rezanje | |
| Duljina, m | 4,0…10,0 |
| Promjer, mm | 90,0…120,0 |
| Maksimalna težina, kg | 880 |
| Duljina praznina, m | 1,3...3.0 |
| Temperatura šipke, OS | 1200 |
| Produktivnost, komad/h | 300 |
| Brzina transporta, m/s | 1 |
| Putni graničnik, mm | 2000 |
| Video isječak | |
| Promjer cijevi, mm | 250 |
| Duljina cijevi, mm | 210 |
| Promjer valjanja, mm | 195 |
| Korak valjka, mm | 500 |
| Potrošnja vode po vodeno hlađenom valjku, m 3 / h | 1,6 |
| Potrošnja vode po vodeno hlađenom valjku s vodeno hlađenim osovinskim kutijama, m 3 / h | 3,2 |
| Potrošnja vode na ekranu, m 3 / h | 1,6 |
| Razina zvuka, dB, ne više | 85 |
Nakon zagrijavanja šipke i njenog izdavanja, ona prolazi kroz termostat (kako bi se smanjio pad temperature duž duljine izratka), dolazi do pomičnog graničnika i reže se na izratke potrebne duljine. Nakon što je rez napravljen, pokretni graničnik se podiže uz pomoć pneumatskog cilindra, radni komad se transportira duž valjkastog stola. Nakon što prođe preko graničnika, spušta se u radni položaj i ciklus rezanja se ponavlja. Za uklanjanje kamenca ispod valjaka valjkastog stola, škara za vruće rezanje, predviđen je sustav za uklanjanje kamenca, za uklanjanje ukrasa - žlijeb i prihvatna kutija. Nakon napuštanja valjkastog stola linije za vruće rezanje, gredica ulazi u prijemni valjkasti stol mlina za bušenje.
2.1.3 Uređaj i tehničke karakteristike glavne i pomoćne opreme dijela mlina za bušenje
Glodalo za bušenje je dizajnirano za bušenje čvrstog obratka u šuplji rukavac. Na TPA-80 ugrađen je mlin za bušenje s 2 valjka s valjcima u obliku bačve ili šalice i vodećim linijama. Tehničke specifikacije bušilica prikazana je u tablici 2.3.
Ispred mlina za bušenje nalazi se vodeno hlađeni valjkasti stol, dizajniran za primanje obratka s vruće linije za rezanje i transport do centra. Stol s valjcima sastoji se od 14 zasebno pokretanih vodom hlađenih valjaka.
Tablica 2.3 - Tehničke karakteristike bušilice
| Dimenzije izratka koji se šije: | |
| Promjer, mm | 100…120 |
| Duljina, mm | 1200…3350 |
| Veličina rukava: | |
| Vanjski promjer, mm | 98…126 |
| Debljina stijenke, mm | 14…22 |
| Duljina, mm | 1800…6400 |
| Broj okretaja glavnog pogona, o/min | 285…400 |
| Prijenosni omjer postolja zupčanika | 3 |
| Snaga motora, kW | 3200 |
| Kut posmaka, ° | 0…14 |
| Sila kotrljanja: | |
| Maksimalni radijalno, kN | 784 |
| Maksimalna aksijalna, kN | 245 |
| Maksimalni moment na kotrljanju, kNm | 102,9 |
| Promjer radnog valjka, mm | 800…900 |
| Tlačni vijak: | |
| Maksimalni hod, mm | 120 |
| Brzina kretanja, mm/s | 2 |
Alat za centriranje je dizajniran za izbijanje središnjeg udubljenja promjera 20…30 mm i dubine 15…20 mm na čeonoj plohi zagrijanog obratka i predstavlja pneumatski cilindar u kojem klizi udarač s vrhom.
Nakon centriranja, zagrijana gredica ulazi u rešetku za naknadni prijenos u žlijeb prednjeg stola mlina za probijanje.
Prednji stol mlina za probijanje dizajniran je za primanje zagrijane gredice koja se kotrlja niz rešetku, poravnanje osi gredice s osi bušilice i držanje tijekom probijanja.
Na izlaznoj strani mlina ugrađeni su valjkasti centralizatori šipke trna, koji podupiru i centriraju šipku, kako prije probijanja, tako i tijekom probijanja, kada na nju djeluju velike aksijalne sile i moguće je njeno uzdužno savijanje.
Iza centralizatora nalazi se nepomični mehanizam za podešavanje potiska s glavom za otvaranje, služi za opažanje aksijalnih sila koje djeluju na šipku s trnom, podešavanje položaja trna u zoni deformacije i prolazak rukavca izvan mlina za probijanje.
2.1.4 Raspored i tehničke karakteristike glavne i pomoćne opreme kontinuiranog dijela mlina
Kontinuirani mlin namijenjen je za valjanje grubih cijevi promjera 92 mm i debljine stijenke 3…8 mm. Valjanje se izvodi na dugom plivajućem trnu duljine 19,5 m. Kratke tehničke karakteristike kontinuiranog mlina date su u tablici 2.4., tablici 2.5. dati su prijenosni omjeri.
Tijekom valjanja, kontinuirani mlin radi na sljedeći način: rukavac se prenosi valjkastim stolom iza probojnog mlina brzinom od 3 m / s do mobilnog graničnika i nakon zaustavljanja se prenosi na rešetku ispred kontinuiranog mlina. uz pomoć lančanog transportera i kotrljao natrag na poluge dozatora.
Tablica 2.4 - Kratke tehničke karakteristike kontinuiranog mlina
| Ime | Vrijednost | |
| Vanjski promjer vučne cijevi, mm | 91,0…94,0 | |
| Gruba debljina stijenke cijevi, mm | 3,5…8,0 | |
| Najveća duljina vučne cijevi, m | 30,0 | |
| Promjer igala kontinuiranog mlina, mm | 74…83 | |
| Duljina trna, m | 19,5 | |
| Promjer vukova, mm | 400 | |
| Duljina cijevi valjka, mm | 230 | |
| Promjer vrata valjka, mm | 220 | |
| Razmak između osi postolja, mm | 850 | |
| Hod gornjeg tlačnog vijka s novim valjcima, mm | Gore | 8 |
| dolje | 15 | |
| Hod donjeg tlačnog puža s novim valjcima, mm | Gore | 20 |
| dolje | 10 | |
| Brzina podizanja gornjeg valjka, mm/s | 0,24 | |
| Frekvencija vrtnje glavnih pogonskih motora, o/min | 220…550 | |
Ako postoje nedostaci na rukavcu, operater ga ručnim uključivanjem blokera i potiskivača usmjerava u džep.
Sa spuštenim polugama dozatora, dobra čahura kotrlja se u žlijeb, pritisne se steznim polugama, nakon čega se u čahuru pomoću valjaka za postavljanje umeće trn. Kada prednji kraj trna dosegne prednji rub rukavca, stezaljka se otpušta, a rukavac se postavlja u kontinuirani mlin uz pomoć potisnih valjaka. Istodobno, brzina rotacije vučnih valjaka trna i rukavca je postavljena na takav način da do trenutka kada je rukavac zahvaćen prvim postoljem kontinuiranog mlina, prednji kraj trna je produžen. za 2,5 ... 3 m.
Nakon valjanja na kontinuiranom mlinu gruba cijev s iglom ulazi u izvlakač igala, kratka tehnička karakteristika prikazana je u tablici 2.6. Nakon toga se cijev transportira valjkastim transporterom do područja rezanja stražnjeg kraja i približava se stacionarnom zaustavljanju na dijelu rezanja stražnjeg kraja cijevi, date su tehničke karakteristike opreme odjeljka POZK. u tablici 2.7. Nakon što je dosegla graničnik, cijev se pužnim izbacivačem izbacuje na rešetku ispred valjkastog stola za izravnavanje. Zatim se cijev kotrlja niz rešetku na stol s valjcima za izravnavanje, približava se graničniku koji određuje duljinu reza i prenosi se dio po komad s stola s valjcima za izravnavanje na rešetku ispred izlaznog valjkastog stola, dok tijekom kretanja, stražnji kraj cijevi je odsječen.
Odrezani kraj cijevi transporterom za otpad prenosi se u spremnik za otpad koji se nalazi izvan radionice.
Tablica 2.5 - Prijenosni omjer kontinualnih mlinskih prijenosnika i snaga motora
Tablica 2.6 - Kratke tehničke karakteristike izvlakača trna
Tablica 2.7 - Kratke tehničke karakteristike reznog dijela stražnjeg kraja cijevi
2.1.5 Princip rada glavne i pomoćne opreme sekcije redukcijskog mlina i hladnjaka
Oprema ove sekcije namijenjena je transportu vučne cijevi kroz instalaciju indukcijskog grijanja, valjanju na redukcionom mlinu, hlađenju i daljem transportu do sekcije hladnog rezanja.
Zagrijavanje grubih cijevi ispred redukcijskog mlina provodi se u grijaču INZ - 9000/2.4, koji se sastoji od 6 grijaćih blokova (12 induktora) smještenih neposredno ispred redukcijskog mlina. Cijevi ulaze u indukcijsko postrojenje jedna za drugom u kontinuiranom toku. U nedostatku prijema cijevi iz kontinuiranog mlina (kada je valjanje zaustavljeno), dopušteno je pojedinačno dopremati odložene "hladne" cijevi u indukcijsku instalaciju. Duljina cijevi navedena u instalaciji ne smije biti veća od 17,5 m.
Vrsta redukcionog mlina - 24 postolja, 3 valjka s dva nosiva položaja valjaka i pojedinačnim pogonom postolja.
Nakon valjanja na redukcijskom mlinu, cijev ulazi ili u prskalicu i rashladni stol ili izravno na rashladni stol mlina, ovisno o zahtjevima za mehaničkim svojstvima gotove cijevi.
Dizajn i tehničke karakteristike raspršivača, kao i parametri hlađenja cijevi u njemu, poslovna su tajna OAO KresTrubZavod i nisu navedeni u ovom radu.
U tablici 2.8. tehničke karakteristike instalacije grijanja prikazane su u tablici 2.9 - kratka tehnička karakteristika redukcionog mlina.
Tablica 2.8 - Kratke tehničke karakteristike instalacije grijanja INZ-9000 / 2.4
2.1.6 Oprema za rezanje cijevi na duljinu
Za rezanje cijevi na duljine u radionici T-3 koristi se šaržna pila Wagner modela WVC 1600R čije su tehničke karakteristike dane u tablici. 2.10. Koriste se i pile modela KV6R - tehničke karakteristike u tablici 2.11.
Tablica 2.9 - Kratke tehničke karakteristike redukcijskog mlina
Tablica 2.10 - Tehničke karakteristike pile WVC 1600R
| Naziv parametra | Vrijednost | |
| Promjer rezanih cijevi, mm | 30…89 | |
| Širina rezanih paketa, mm | 200…913 | |
| Debljina stijenke rezanih cijevi, mm | 2,5…9,0 | |
| Duljina cijevi nakon rezanja, m | 8,0…11,0 | |
| Duljina krajeva cijevi koje treba rezati | Prednja strana, mm | 250…2500 |
| Stražnji, mm | ||
| Promjer lista pile, mm | 1600 | |
| Broj zuba na listu pile, kom | Segment | 456 |
| Karbid | 220 | |
| Brzina rezanja, mm/min | 10…150 | |
| Minimalni promjer lista pile, mm | 1560 | |
| Oslonac kružne pile, mm | 5…1000 | |
| Maksimalna vlačna čvrstoća cijevi, N / mm 2 | 800 | |
2.1.7 Oprema za ravnanje cijevi
Cijevi izrezane na duljinu prema narudžbi šalju se na ravnanje. Ravnanje se provodi na strojevima za ravnanje RVV320x8, dizajniranim za ravnanje cijevi i šipki od ugljičnog i niskolegiranog čelika u hladnom stanju s početnom zakrivljenošću do 10 mm po 1 dužnom metru. Tehničke karakteristike stroja za ravnanje RVV 320x8 date su u tablici. 3.12.
Tablica 2.11 - Tehničke karakteristike modela pile KV6R
| Naziv parametra | Vrijednost |
| Širina jednorednog paketa, mm | Ne više od 855 |
| Širina otvora stezaljke obratka, mm | 20 do 90 |
| Prolaz u okomitom smjeru stezaljke obratka, mm | Ne više od 275 |
| Hod oslonca lista pile, mm | 650 |
| Brzina posmaka lista pile (bez koraka) mm/min | ne više od 800 |
| Brzo kretanje lista pile unazad, mm/min | Ne više od 6500 |
| Brzina rezanja, m/min | 40; 15; 20; 30; 11,5; 23 |
| Stegnuta duljina paketa cijevi na ulaznoj strani, mm | Najmanje 250 |
| Duljina stezanja paketa cijevi na ispusnoj strani, mm | Najmanje 200 |
| Promjer lista pile, mm | 1320 |
| Broj segmenata na listu pile, kom | 36 |
| Broj zuba po segmentu, kom | 10 |
| Promjer obrađenih cijevi, mm | 20 do 90 |
Tablica 2.12 - Tehničke karakteristike stroja za ravnanje RVV 320x8
| Naziv parametra | Vrijednost | |
| Promjer ispravljenih cijevi, mm | 25...120 | |
| Debljina stijenke ispravljenih cijevi, mm | 1,0...8,0 | |
| Duljina ispravljenih cijevi, m | 3,0...10,0 | |
| Granica tečenja metala ispravljenih cijevi, kgf / mm 2 | Promjer 25…90 mm | Do 50 |
| Promjer 90…120 mm | do 33 | |
| Brzina ispravljanja cijevi, m/s | 0,6...1,0 | |
| Korak između osi valjka, mm | 320 | |
| Promjer rola u vratu, mm | 260 | |
| Broj rolni, kom | Vođen | 4 |
| singl | 5 | |
| Kutovi nagiba, ° | 45°...52°21' | |
| Najveći hod gornjih valjaka od gornjeg ruba donjih, mm | 160 | |
| Pogon rotacije valjka | tip motora | D-812 |
| Napon, V | 440 | |
| snaga, kWt | 70 | |
| Brzina rotacije, o/min | 520 | |
2.2 Postojeća tehnologija za proizvodnju cijevi na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
Izradak u obliku šipki koji ulazi u radionicu skladišti se u internom skladištu. Prije puštanja u proizvodnju podvrgava se selektivnom pregledu na posebnom nosaču, a po potrebi i popravku. Na mjestu pripreme gredica postavljene su vage za kontrolu težine metala koji se stavlja u proizvodnju. Obrtci iz skladišta se električnom mostnom dizalicom dovode do utovarne rešetke ispred peći i utovaruju u peć za zagrijavanje s hodajućim ložištem u skladu s rasporedom i brzinom valjanja.
Usklađenost sa shemom polaganja praznina vizualno se izvodi pomoću metalne sadnice. Izradak se ubacuje u peć jedan po jedan u svaki, kroz jednu ili više stepenica ploča za vođenje pomičnih greda, ovisno o brzini valjanja i višestrukosti reza. Prilikom promjene vrste čelika, topline i veličine cijevi, monter odvaja klase čelika, grije na sljedeći način: s duljinom gredice od 5600-8000 mm, topline se odvajaju pomicanjem prve dvije šipke duž širine peći; klase čelika odvajaju se pomicanjem prve četiri šipke duž širine peći; s duljinom izratka od 9000-9800 mm, odvajanje klasa čelika, topline jedne od drugih provodi se tijekom slijetanja s intervalom od 8-10 koraka, kao i brojanje broja posađenih u PSHP i izdanih izratka, koji su kontrolirano PSHP grijačem metala i rezačem škara za vruće rezanje provjerom s upravljačkim pločama. TPA-80; pri promjeni veličine (pretovar mlina) valjanih cijevi, ubacivanje metala u peć se zaustavlja "5-6 koraka" prije nego što se mlin zaustavi, pri zaustavljanju radi pretovara, metal se "vraća 5-6 koraka" unazad . Kretanje izradaka kroz peć izvode tri pomične grede. Tijekom pauza ciklusa kretanja, pomične grede su postavljene u razini ognjišta. Potrebno vrijeme zagrijavanja osigurava se mjerenjem vremena ciklusa koraka. Pretlak u radnom prostoru treba biti od 9,8 Pa do 29,4 Pa, koeficijent strujanja zraka =1,1 - 1,2.
Kada se gredice različitih vrsta čelika zagrijavaju u peći, trajanje zagrijavanja određuje metal koji ima najduže vrijeme zadržavanja u peći. Visokokvalitetno zagrijavanje metala osigurano je ravnomjernim prolazom izradaka duž cijele duljine peći. Zagrijani obradaci se isporučuju na unutarnji istovarni valjkasti stol, te se isporučuju na liniju za vruće rezanje.
Kako bi se smanjilo hlađenje izradaka tijekom zastoja, na valjkastom stolu je predviđen termostat za transport zagrijanih izradaka do škara, kao i mogućnost vraćanja (uključivanje reversa) neobrezanog izratka u peć i njegovo pronalaženje za vrijeme zastoja.
Tijekom rada moguće je vruće zaustavljanje peći. Zaustavljanjem peći na toplom mjestu smatra se zatvaranje bez prekida opskrbe prirodnim plinom. Tijekom vrućih gašenja, pomične grede peći postavljaju se na razinu fiksnih. Prozori za preuzimanje i prijenos su zatvoreni. Brzina protoka zraka smanjuje se s 1,1-1,2 na 1,0:-1,1 pomoću regulatora "gorivo-zrak". Tlak u ložištu na razini ložišta postaje pozitivan. Kada se mlin zaustavi: do 15 minuta - temperatura po zonama postavljena je na donju granicu, a metal se "povlači" za dva koraka; od 15 minuta do 30 minuta - temperatura u zonama III, IV, V smanjuje se za 20-40 0 C, u zonama I, II za 30-60 0 C od donje granice; preko 30 minuta - temperatura u svim zonama se smanjuje za 50-150 0 C u odnosu na donju granicu, ovisno o trajanju zastoja. Ćorci se "odmaknu" 10 koraka unazad. Uz zastoj od 2 do 5 sati, potrebno je osloboditi IV i V zonu peći od praznina. Ćorke iz zona I i II istovaruju se u džep. Istovar metala vrši se metalnom sadilicom s PU-1. Temperatura u V i IV zoni se snižava na 1000-1050 0 C. Kod zaustavljanja dužeg od 5 sati cijela peć se oslobađa od metala. Povišenje temperature provodi se postupno za 20-30 0 C, brzinom porasta temperature od 1,5-2,5 0 C/min. S povećanjem vremena zagrijavanja metala zbog niske brzine valjanja, temperatura u zonama I, II, III smanjuje se za 60 0 C, 40 0 C, odnosno 20 0 C od donje granice. , a temperatura u zonama IV, V na donjim granicama. Općenito, uz stabilan rad cijele jedinice, temperatura se raspoređuje među zonama kako slijedi (tablica 2.13).
Nakon zagrijavanja, obradak ulazi u vruću liniju rezanja obratka. Oprema linije za vruće rezanje uključuje same škare za rezanje izratka, pomični graničnik, transportni valjkasti stol, zaštitni zaslon za zaštitu opreme od toplinskog zračenja iz prozora za istovar peći s hodajućim ložištem. Nakon zagrijavanja šipke i njenog izdavanja, ona prolazi kroz termostat, dolazi do pomičnog graničnika i reže se na komade potrebne duljine. Nakon što je rez napravljen, pokretni graničnik se podiže uz pomoć pneumatskog cilindra, radni komad se transportira duž valjkastog stola. Nakon što prođe preko graničnika, spušta se u radni položaj i ciklus rezanja se nastavlja.
Tablica 2.13 - Raspodjela temperature u peći po zonama
Izmjereni obradak prenosi se valjkastim stolom iza škara do središta. Centrirani obradak prenosi se izbacivačem na rešetku ispred mlina za probijanje, po kojem se kotrlja do odgode i, kada je izlazna strana spremna, prenosi se u žlijeb koji je zatvoren poklopcem. Uz pomoć potiskivača, s podignutim graničnikom, obradak se postavlja u zonu deformacije. U zoni deformacije izradak se probuši na trnu koji drži šipka. Šipka se naslanja na staklo potisne glave mehanizma za podešavanje potiska, čiji otvor ne dopušta zaključavanje. Uzdužno savijanje šipke od aksijalnih sila koje nastaju tijekom kotrljanja sprječavaju zatvoreni centralizatori, čije su osi paralelne s osi šipke.
U radnom položaju valjci se sustavom poluga dovode oko šipke pneumatskim cilindrom. Kako se prednji kraj rukavca približava, valjci centralizatora se uzastopno odvajaju. Nakon završetka probijanja izratka, prvi valjci se reduciraju pomoću pneumatskog cilindra, koji pomiču čahuru s valjaka tako da se hvatač šipke može uhvatiti polugama hvatača šipke, zatim se sklopi brava i prednja glava, valjci za točenje se spajaju i potisna glava pri većoj brzini izdaje čahuru na valjkasti stol iza mlina za bušenje.
Nakon opšivanja, rukavac se transportira uzduž valjkastog stola do mobilnog graničnika. Nadalje, rukavac se pomiče lančanim transporterom na ulaznu stranu kontinuiranog mlina. Nakon transportera, rukavac se kotrlja po kosoj rešetki do dozatora, koji drži rukavac ispred ulazne strane kontinuiranog mlina. Ispod vodilica nagnute rešetke nalazi se džep za skupljanje neispravnih patrona. Sa nagnute rešetke, rukavac se stezaljkama spušta u prihvatni žlijeb kontinuiranog mlina. U to vrijeme, dugačak trn se umeće u rukavac pomoću jednog para tarnih valjaka. Kada prednji kraj trna dosegne prednji kraj rukavca, stezaljka rukavca se oslobađa, dva para vučnih valjaka se dovode na rukavac, a rukavac s trnom se postavlja u kontinuirani mlin. Istodobno, brzina rotacije vučnih valjaka trna i vučnih valjaka rukavca izračunava se na takav način da u trenutku kada je rukavac zahvaćen prvim postoljem kontinuiranog mlina, produžetak mlina trn od rukavca je 2,5-3,0 m. S tim u vezi, linearna brzina vučnih valjaka igala trebala bi biti 2,25-2,5 puta veća od linearne brzine vučnih valjaka rukavca.
Valjane cijevi s trnovima naizmjenično se prenose na os jednog od trnova. Glava trna prolazi kroz oslonac ekstraktora i biva zahvaćena umetkom hvataljke, a cijev u oslonac. Kada se lanac pomakne, trn napušta cijev i ulazi u lančani transporter, koji ga prenosi na dvostruki valjkasti stol, koji transportuje trn iz oba ekstraktora u rashladnu kupelj.
Nakon uklanjanja trna, vučna cijev ulazi u pile za obrezivanje stražnjeg razbarušenog kraja.
Nakon indukcijskog zagrijavanja, cijevi se uvode u redukcijski mlin s dvadeset i četiri postolja s tri valjka. U redukcionom mlinu broj radnih postolja određuje se ovisno o dimenzijama valjanih cijevi (od 9 do 24 postolja), a izuzimaju se postolja, počevši od 22 u smjeru smanjenja broja postolja. Tribine 23 i 24 sudjeluju u svim rolo programima.
Tijekom valjanja valjci se kontinuirano hlade vodom. Prilikom pomicanja cijevi duž stola za hlađenje, svaka veza ne smije sadržavati više od jedne cijevi. Kod valjanja vruće obrađenih svinjskih cijevi namijenjenih za izradu cjevovoda grupe čvrstoće "K" od čelika marke 37G2S, nakon redukcijskog mlina, provodi se ubrzano kontrolirano hlađenje cijevi u raspršivačima.
Brzina cijevi koje prolaze kroz raspršivač mora se stabilizirati s brzinom redukcijskog mlina. Kontrolu stabilizacije brzina provodi operater u skladu s uputama za rad.
Nakon redukcije, cijevi ulaze u rashladni stol montiran na stalak s pokretnim gredama gdje se hlade.
Na stolu za hlađenje cijevi se skupljaju u jednoslojne vreće za podrezivanje krajeva i rezanje na željenu duljinu na hladnim pilama.
Gotove cijevi se isporučuju na QCD kontrolni stol, nakon pregleda, cijevi se povezuju u pakete i šalju u skladište gotovih proizvoda.
2.3 Obrazloženje projektnih odluka
U slučaju podjelne redukcije cijevi s naprezanjem na PPC dolazi do značajne uzdužne razlike u debljini stijenke krajeva cijevi. Razlog krajnje razlike u debljini stijenke cijevi je nestabilnost aksijalnih napetosti u nestacionarnim načinima deformacije pri punjenju i otpuštanju radnih postolja mlina metalom. Krajnji presjeci se smanjuju u uvjetima znatno nižih uzdužnih vlačnih naprezanja od glavnog (srednjeg) dijela cijevi. Povećanje debljine stijenke na krajnjim dijelovima, koje prelazi dopuštena odstupanja, čini potrebnim obrezivanje značajnog dijela gotove cijevi
Norme za završno obrezivanje reduciranih cijevi za TPA-80 JSC "KresTrubZavod" dane su u tablici. 2.14.
Tablica 2.14 - Norme za rezanje krajeva cijevi na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
2.4 Obrazloženje projektnih odluka
U slučaju podjelne redukcije cijevi s naprezanjem na PPC dolazi do značajne uzdužne razlike u debljini stijenke krajeva cijevi. Razlog krajnje razlike u debljini stijenke cijevi je nestabilnost aksijalnih napetosti u nestacionarnim načinima deformacije pri punjenju i otpuštanju radnih postolja mlina metalom. Krajnji presjeci se smanjuju u uvjetima znatno nižih uzdužnih vlačnih naprezanja od glavnog (srednjeg) dijela cijevi. Povećanje debljine stijenke na krajnjim dijelovima, koje premašuje dopuštena odstupanja, čini potrebnim obrezivanje značajnog dijela gotove cijevi.
Norme za završno obrezivanje reduciranih cijevi za TPA-80 JSC "KresTrubZavod" dane su u tablici. 2.15.
Tablica 2.15 - Norme za rezanje krajeva cijevi na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
gdje je PC prednji zadebljani kraj cijevi; ZK - stražnji zadebljani kraj cijevi.
Približni godišnji gubitak metala u zadebljanim krajevima cijevi u trgovini T-3 dd "KresTrubZavod" je 3000 tona. Uz smanjenje duljine i težine odrezanih zadebljanih krajeva cijevi za 25%, godišnji porast dobiti bit će oko 20 milijuna rubalja. Osim toga, doći će do uštede u troškovima listova za pile, električne energije itd.
Osim toga, u proizvodnji pretvorbene gredice za vučenje, moguće je smanjiti uzdužnu razliku u debljini stijenke cijevi, a ušteđeni metal smanjenjem uzdužne razlike u debljini stijenke može se koristiti za daljnje povećanje proizvodnje vrućih -valjane i hladno oblikovane cijevi.
3. RAZVOJ ALGORITMA ZA UPRAVLJANJE REDUKCIJSKIM MLINOM TPA-80
3.1 Status problema
Jedinice za kontinuirano valjanje cijevi najperspektivnija su visokoučinkovita postrojenja za proizvodnju vruće valjanih bešavnih cijevi odgovarajućeg asortimana.
Sastav jedinica uključuje mlinove za bušenje, kontinuirano iglanje i reducirajuće istezanje. Kontinuitet tehnološkog procesa, automatizacija svih transportnih operacija, velika duljina valjanih cijevi omogućuju visoku produktivnost, dobra kvaliteta cijevi po površini i geometrijskim dimenzijama
Posljednjih desetljeća nastavljen je intenzivan razvoj proizvodnje cijevi kontinuiranim valjanjem: izgrađene su i puštene u rad (u "" Italiji, Francuskoj, SAD-u, Argentini), rekonstruirane (u Japanu) kontinuirane valjaonice, isporučena oprema za nove radionice. (u Kini), razvijeni i realizirani projekti za izgradnju radionica (u Francuskoj, Kanadi, SAD-u, Japanu, Meksiku).
U usporedbi s jedinicama koje su puštene u rad 1960-ih, nove tvornice imaju značajne razlike: one proizvode uglavnom cjevastu robu iz naftnih derivata, pa su stoga velike površine izgrađene u radionicama za doradu ovih cijevi, uključujući opremu za njihovo savijanje. krajevi, toplinska obrada, cijevi rezanje, proizvodnja spojnica itd.; raspon veličina cijevi značajno je proširen: maksimalni promjer povećan je sa 168 na 340 mm, debljina stijenke - sa 16 na 30 mm, što je postalo moguće zahvaljujući razvoju procesa valjanja na dugom trnu koji se kreće podesivom brzinom umjesto plutajućeg na kontinuiranim mlinovima. Nove jedinice za valjanje cijevi koriste kontinuirano lijevane gredice (kvadratne i okrugle), što je osiguralo značajno poboljšanje tehničkih i ekonomskih performansi njihovog rada.
Prstenaste peći (TPA 48-340, Italija) još uvijek se naširoko koriste za zagrijavanje gredica, a uz to se koriste i peći s hodajućim ložištima (TPA 27-127, Francuska, TPA 33-194, Japan). U svim slučajevima visoka produktivnost moderne jedinice osigurana je ugradnjom jedne peći velikog jediničnog kapaciteta (kapaciteta do 250 t/h). Peći s pokretnom gredom koriste se za zagrijavanje cijevi prije redukcije (kalibracije).
Glavni mlin za proizvodnju rukavaca i dalje je dvovaljačni vijčani valjaonik, čiji se dizajn poboljšava, na primjer, zamjenom fiksnih ravnala pogonskim vodećim diskovima. U slučaju četvrtastog obrasca, spiralno valjaonici u tehničkoj liniji prethodi ili valjak za prešanje (TPA 48-340 u Italiji, TPA 33-194 u Japanu) ili mlin za kalibriranje rubova i preša za duboko centriranje (TPA 60-245, Francuska).
Jedan od glavnih pravaca daljnji razvoj Metoda kontinuiranog valjanja je korištenje igala koje se kreću kontroliranom brzinom tijekom procesa valjanja, umjesto lebdećih. Posebnim mehanizmom koji razvija silu držanja od 1600-3500 kN, trn se postavlja na određenu brzinu (0,3-2,0 m/s), koja se održava ili dok se cijev potpuno ne odvoji od trna tijekom valjanja (zadržani trn ), ili do određeni trenutak, iz kojeg se pomoć kreće kao plutajući (djelomično držani trn). Svaka od ovih metoda može se koristiti u proizvodnji cijevi određenog promjera. Dakle, za cijevi malog promjera glavna metoda je valjanje na plutajućem trnu, srednje (do 200 mm) - na djelomično držanom, veliko (do 340 mm i više) - na držanom.
Korištenje na kontinuiranim mlinovima igala koje se kreću podesivom brzinom (zadržane, djelomično zadržane) umjesto plutajućih omogućuje značajno proširenje asortimana, povećanje duljine cijevi i povećanje njihove točnosti. Interesi su pojedinačni Konstruktivne odluke; na primjer, upotreba šipke za bušenje kao djelomično zadržane igle kontinuiranog mlina (TPA 27-127, Francuska), umetanje igle izvan stanice u rukavac (TPA 33-194, Japan).
Nove jedinice opremljene su suvremenim redukcijskim i kalibrirajućim mlinovima, a jedan od takvih mlinova se najčešće koristi. Rashladni stolovi dizajnirani su za prihvat cijevi nakon redukcije bez prethodnog rezanja.
Ocjenjujući trenutno opće stanje automatizacije mlinova cijevi, mogu se primijetiti sljedeće značajke.
Transportne operacije povezane s kretanjem valjanih proizvoda i alata kroz jedinicu potpuno su automatizirane korištenjem tradicionalnih lokalnih (uglavnom beskontaktnih) uređaja za automatizaciju. Na temelju takvih uređaja postalo je moguće uvesti visokoučinkovite jedinice s kontinuiranim i diskretno-kontinuiranim tehnološkim procesom.
Zapravo, tehnološki procesi, pa čak i pojedine operacije na tvornicama cijevi očito su do sada nedovoljno automatizirane, te je u tom dijelu njihova razina automatizacije znatno niža od one postignute, primjerice, u području kontinuiranih tvornica lima. Ako je upotreba upravljačkih računala (CCM) za tvornice lima postala praktički široko priznata norma, onda su za tvornice cijevi primjeri još uvijek rijetki u Rusiji, iako je trenutno razvoj i implementacija sustava upravljanja procesima i automatiziranih sustava upravljanja postala norma u inozemstvu. Do sada na nizu tvornica cijevi u našoj zemlji postoje uglavnom primjeri industrijske implementacije pojedinih podsustava automatiziranog upravljanja procesima pomoću specijaliziranih uređaja izrađenih pomoću poluvodičke logike i elemenata računalne tehnologije.
Ovakvo stanje uglavnom je uzrokovano dvama faktorima. S jedne strane, donedavno su zahtjevi za kvalitetom, a prije svega dimenzijskom stabilnošću cijevi, bili relativno zadovoljeni. jednostavna sredstva(osobito racionalne izvedbe mlinske opreme). Ti uvjeti nisu potaknuli savršenije i, naravno, složenije razvoje, primjerice korištenje relativno skupih i ne uvijek dovoljno pouzdanih CCM. S druge strane, korištenje posebnih nestandardnih tehničkih sredstava automatizacije pokazalo se mogućim samo za jednostavnije i manje učinkovite zadatke, dok je za razvoj i proizvodnju bilo potrebno značajno vrijeme i novac, što nije pridonijelo napretku u području. u razmatranju.
Međutim, sve veći suvremeni zahtjevi za proizvodnju cijevi, uključujući i kvalitetu cijevi, ne mogu se zadovoljiti. tradicionalna rješenja. Štoviše, kao što pokazuje praksa, značajan dio napora da se ispune ovi zahtjevi pada na automatizaciju, a trenutno je potrebno automatski mijenjati ove načine rada tijekom valjanja cijevi.
Suvremeni napredak u području upravljanja električnim pogonima i različitim tehničkim sredstvima automatizacije, prvenstveno u području miniračunala i mikroprocesorske tehnike, omogućuje radikalno poboljšanje automatizacije cijevnih mlinova i postrojenja, prevladavanje raznih proizvodnih i ekonomskih ograničenja.
Korištenje suvremenih tehničkih sredstava automatizacije podrazumijeva istovremeno povećanje zahtjeva za ispravnost postavljanja zadataka i izbora načina za njihovo rješavanje, a posebno za odabir najučinkovitijih načina utjecaja na tehnološke procese. Analiza postojećih najučinkovitijih tehnička rješenja za automatizaciju mlinova cijevi mogu pridonijeti rješenju ovog problema.
Istraživanja jedinica za kontinuirano valjanje cijevi kao objekata automatizacije pokazuju da postoje značajne rezerve za daljnje poboljšanje njihovih tehničkih i ekonomskih pokazatelja automatizacijom tehnološkog procesa valjanja cijevi na tim jedinicama.
Kod valjanja u kontinuiranom mlinu na dugom plivajućem trnu također se izaziva krajnja uzdužna razlika u debljini stijenke. Debljina stijenke stražnjih krajeva vučne cijevi veća je od sredine za 0,2-0,3 mm. Duljina stražnjeg kraja sa zadebljanom stijenkom jednaka je 2-3 međuprostora. Zadebljanje stijenke popraćeno je povećanjem promjera u području koje je od stražnjeg kraja cijevi odvojeno jednim međustandnim razmakom. Zbog prijelaznih uvjeta debljina stjenke prednjih krajeva je za 0,05-0,1 mm manja od sredine.Pri valjanju na napetost dolazi i do debljanja stijenki prednjih krajeva cijevi. Uzdužna varijacija u debljini grubih cijevi je sačuvana tijekom naknadne redukcije i dovodi do povećanja duljine stražnjih odrezanih zadebljanih krajeva gotovih cijevi.
Kod valjanja u redukcijskim mlinovima za rastezanje dolazi do zadebljanja stijenke krajeva cijevi zbog smanjenja napetosti u usporedbi s stacionarnim stanjem, što se događa tek kada se popune 3-4 postolja mlina. Krajevi cijevi sa stijenkom zadebljanom iznad tolerancije se odrežu, a metalni otpad povezan s tim određuje glavni udio u ukupnom koeficijentu potrošnje na jedinici.
Opća priroda uzdužne varijacije cijevi nakon kontinuiranog mlina gotovo se u potpunosti prenosi na gotove cijevi. To potvrđuju rezultati valjanja cijevi dimenzija 109 x 4,07 - 60 mm u pet načina zatezanja na redukcijskom mlinu YuTZ instalacije 30-102. Tijekom eksperimenta odabrano je 10 cijevi u svakom režimu brzine, čiji su krajnji dijelovi izrezani na 10 dijelova duljine 250 mm, a tri grane cijevi su izrezane iz sredine, smještene na udaljenosti od 10, 20 i 30 m od prednji kraj. Nakon mjerenja debljine stijenke na uređaju, dešifriranja dijagrama razlike debljine i usrednjavanja podataka, nacrtane su grafičke ovisnosti, prikazane na sl. 54 .
Dakle, navedene komponente ukupne debljine stijenke cijevi imaju značajan utjecaj na tehničko-ekonomsku izvedbu kontinuiranih jedinica, povezane su s fizičkim značajkama procesa valjanja u kontinuiranim i redukcijskim tvornicama, a mogu se eliminirati ili značajno smanjiti samo kroz poseban automatski sustavi koji mijenjaju postavku mlina tijekom valjanja cijevi. Prirodna priroda ovih komponenti razlike u debljini stijenke omogućuje korištenje principa programske kontrole u osnovi takvih sustava.
Postoje i druga tehnička rješenja problema smanjenja krajnjeg otpada tijekom redukcije pomoću sustava za automatsko upravljanje procesom valjanja cijevi u redukcijskom mlinu s pojedinačnim pogonom postolja (Njemački patenti br. 1602181 i Velika Britanija 1274698). Zbog promjene brzine valjaka tijekom kotrljanja prednjeg i stražnjeg kraja cijevi, stvaraju se dodatne sile zatezanja, što dovodi do smanjenja krajnje uzdužne razlike u debljini stijenke. Postoje dokazi da takvi sustavi za programsku korekciju brzina glavnih pogona redukcijske tvornice rade na sedam stranih jedinica za valjanje cijevi, uključujući dvije jedinice s kontinuiranim tvornicama u Mülheimu (Njemačka). Jedinice je isporučio Mannesmann (Njemačka).
Druga jedinica pokrenuta je 1972. godine i uključuje redukcijski mlin s 28 postolja s pojedinačnim pogonima, opremljen sustavom za korekciju brzine. Promjene brzine tijekom prolaska krajeva cijevi provode se u prvih deset postolja u koracima, kao dodaci radnoj vrijednosti brzine. Maksimalna promjena brzine odvija se na postolju broj 1, minimalno - na postolju broj 10. Kao senzori za položaj krajeva cijevi u mlinu, dajući naredbe za promjenu brzine, koriste se foto releji. U skladu s usvojenom shemom korekcije brzine, pojedinačni pogoni prvih deset postolja napajaju se prema shemi protuparalelnog preokreta, a slijedeći postolji napajaju se prema shemi bez preokreta. Napominje se da korekcija brzina pogona redukcijskog mlina omogućuje povećanje prinosa na jedinici za 2,5% s mješovitim proizvodnim programom. S povećanjem stupnja smanjenja promjera, ovaj učinak se povećava.
Postoje slične informacije o opremanju redukcijskog mlina s dvadeset i osam postolja u Španjolskoj sustavom korekcije brzine. Promjene brzine provode se u prvih 12 tribina. U tom pogledu postoje i razne sheme napajanje pogona.
Treba napomenuti da opremanje redukcijskih mlinova kao dijela kontinuiranih jedinica za valjanje cijevi sustavom korekcije brzine ne rješava u potpunosti problem smanjenja krajnjeg otpada tijekom redukcije. Učinkovitost takvih sustava trebala bi se smanjivati sa smanjenjem stupnja smanjenja promjera.
Programski sustavi upravljanja procesima najlakši su za implementaciju i daju veliki ekonomski učinak. Međutim, uz njihovu pomoć moguće je poboljšati točnost dimenzija cijevi samo smanjenjem jedne od njezine tri komponente - uzdužne razlike u debljini stijenke. Studije pokazuju da glavna specifična težina u ukupnoj varijaciji debljine stijenke gotovih cijevi (oko 50%) pada na poprečnu debljinu stijenke. Fluktuacije prosječne debljine stijenke cijevi u serijama iznose oko 20% ukupne varijacije.
Trenutno je smanjenje poprečne varijacije stijenke moguće samo poboljšanjem tehnološkog procesa valjanja cijevi na mlinovima koji su dio jedinice. Primjeri korištenja automatskih sustava u te svrhe su nepoznati.
Stabilizacija prosječne debljine stijenke cijevi u serijama moguća je kako poboljšanjem tehnologije valjanja, dizajna postolja i električnog pogona, tako i korištenjem sustava za automatsko upravljanje procesima. Smanjenje širenja debljine stijenke cijevi u seriji može značajno povećati produktivnost jedinica i smanjiti potrošnju metala zbog valjanja u polju minus tolerancija.
Za razliku od softverskih sustava, sustavi dizajnirani za stabilizaciju prosječne debljine stijenke cijevi moraju uključivati senzore za kontrolu geometrijskih dimenzija cijevi.
Poznati su tehnički prijedlozi za opremanje redukcijskih mlinova sustavima za automatsku stabilizaciju debljine stijenke cijevi. Struktura sustava ne ovisi o vrsti jedinice, koja uključuje redukcijski mlin.
Kompleks upravljačkih sustava za proces valjanja cijevi u kontinuiranim i redukcijskim tvornicama, dizajniran za smanjenje krajnjeg otpada tijekom redukcije i povećanje točnosti cijevi smanjenjem uzdužne razlike u debljini stijenke i širenja prosječne debljine stijenke, čini upravljanje procesom sustav jedinice.
Korištenje računala za upravljanje proizvodnjom i automatizaciju tehnološkog procesa valjanja cijevi prvi put je implementirano na kontinuiranoj valjaonici cijevi 26-114 u Mulheimu.
Jedinica je dizajnirana za valjanje cijevi promjera 26-114 mm, debljine stijenke 2,6-12,5 mm. Jedinica uključuje prstenastu peć, dva mlina za bušenje, kontinuirani mlin s 9 postolja i redukcijski mlin s 24 postolja koje pojedinačno pokreću motori od 200 kW.
Druga jedinica s kontinuiranim mlinom u Mulheimu, pokrenuta 1972. godine, opremljena je snažnijim računalom, kojem su dodijeljene opsežnije funkcije. Jedinica je namijenjena za valjanje cijevi promjera do 139 mm, debljine stijenke do 20 mm i sastoji se od probojnog mlina, kontinuiranog mlina s osam postolja i redukcijskog mlina s dvadeset osam postolja s pojedinačnim pogonom. .
Pogon za kontinuirano valjanje cijevi u Velikoj Britaniji, pušten u rad 1969. godine, također je opremljen računalom, koje služi za planiranje opterećenja postrojenja i kao informacijski sustav kontinuirano prati parametre valjanih proizvoda i alata. U svim fazama tehnološkog procesa provodi se kontrola kvalitete cijevi i sirovina, kao i točnosti postavki mlina. Podaci iz svakog mlina šalju se u računalo na obradu, nakon čega se izdaju mlinovima na operativno upravljanje.
Jednom riječju, mnoge zemlje pokušavaju riješiti probleme automatizacije procesa valjanja, uklj. i naše. Za razvoj matematičkog modela za upravljanje kontinuiranim mlinovima potrebno je znati utjecaj navedenih tehnoloških parametara na točnost gotovih cijevi, za to je potrebno razmotriti značajke kontinuiranog valjanja.
Značajka smanjenja cijevi s napetošću je više visoka kvaliteta proizvoda kao rezultat stvaranja manje poprečne razlike stijenke, za razliku od valjanja bez napetosti, kao i mogućnost dobivanja cijevi malih promjera. Međutim, kod valjanja komad po komad, uočava se povećana uzdužna varijacija debljine stijenke na krajevima cijevi. Zadebljani krajevi tijekom redukcije uz napetost nastaju zbog činjenice da prednji i stražnji krajevi cijevi pri prolasku kroz mlin nisu podvrgnuti punom učinku napetosti.
Vlačnost karakterizira vlačno naprezanje u cijevi (x). Najcjelovitija karakteristika je koeficijent plastične napetosti, koji je omjer uzdužnog vlačnog naprezanja cijevi i otpornosti metala na deformaciju u postolju.
Tipično, redukcijski mlin je postavljen na takav način da je koeficijent plastične napetosti u srednjim postoljima ravnomjerno raspoređen. Napetost raste i pada u prvoj i zadnjoj tribini.
Za intenziviranje procesa redukcije i dobivanje cijevi tankih stijenki važno je znati maksimalnu napetost koja se može stvoriti u redukcijskom mlinu. Maksimalna vrijednost koeficijenta plastične napetosti u mlinu (z max) ograničena je s dva čimbenika: vučnim kapacitetom valjaka i uvjetima pucanja cijevi u mlinu. Kao rezultat istraživanja, utvrđeno je da je s ukupnim smanjenjem cijevi u mlinu do 50-55%, vrijednost z max ograničena kapacitetom vučenja valjaka.
Radionica T-3, zajedno s EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" i poduzećem "ASK", stvorila je osnovu ACS-TP sustava na jedinici TPA-80. Trenutno su u funkciji sljedeće komponente ovog sustava: UZN-N, UZN-R, ETHERNET komunikacijska linija, svi AWP-ovi.
3.2 Proračun kotrljajućeg stola
Osnovno načelo konstruiranja tehnološkog procesa u suvremenim instalacijama je dobivanje cijevi istog konstantnog promjera na kontinuiranom mlinu, što omogućuje korištenje gredice i rukavca također konstantnog promjera. Dobivanje cijevi potrebnog promjera osigurava se redukcijom. Takav sustav rada uvelike olakšava i pojednostavljuje postavljanje mlinova, smanjuje zalihe alata i, što je najvažnije, omogućuje vam održavanje visoke produktivnosti cijele jedinice čak i pri valjanju cijevi minimalnog (nakon redukcije) promjera.
Valjani stol izračunavamo prema napretku kotrljanja prema metodi opisanoj u. Vanjski promjer cijevi nakon redukcije određen je dimenzijama zadnjeg para valjaka.
D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1.01 * 33.7 \u003d 34 mm
gdje je D p promjer gotove cijevi nakon redukcijskog mlina.
Debljina stijenke nakon kontinuiranih i redukcijskih mlinova mora biti jednaka debljini stijenke gotove cijevi, tj. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.
Budući da cijev istog promjera izlazi nakon kontinuiranog mlina, uzimamo D n \u003d 94 mm. U kontinuiranim mlinovima, kalibracija valjaka osigurava da u posljednjem paru valjaka unutarnji promjer cijevi bude 1-2 mm veći od promjera trna, tako da će promjer trna biti jednak:
H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.
Uzimamo promjer igala jednak 85 mm.
Unutarnji promjer rukavca mora osigurati slobodno umetanje trna i uzima se 5-10 mm veći od promjera trna
d g \u003d n + (5..10) \u003d 85 + 10 \u003d 95 mm.
Prihvaćamo zid rukava:
S g \u003d S n + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.
Vanjski promjer rukavaca određuje se na temelju vrijednosti unutarnjeg promjera i debljine stijenke:
D g \u003d d g + 2S g \u003d 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.
Promjer upotrijebljenog obratka D h =120 mm.
Promjer igle mlina za bušenje odabire se uzimajući u obzir količinu valjanja, tj. porast unutarnjeg promjera rukavca, koji iznosi od 3% do 7% unutarnjeg promjera:
P \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.
Koeficijenti izvlačenja za probojne, kontinuirane i redukcijske mlinove određuju se formulama:
,
Ukupni omjer izvlačenja je:
Na sličan način izračunat je kotrljajući stol za cijevi dimenzija 48,3×4,0 mm i 60,3×5,0 mm.
Kotrljajući stol prikazan je u tablici. 3.1.
Tablica 3.1 - Rolo stol TPA-80
| Veličina gotovih cijevi, mm | Promjer obratka, mm | Mlin za bušenje | Kontinuirani mlin | redukcijski mlin | Ukupni omjer istezanja | ||||||||||
| Vanjski promjer | Debljina zida | Veličina rukava, mm | Promjer trna, mm | Omjer izvlačenja | Dimenzije cijevi, mm | Promjer trna, mm | Omjer izvlačenja | Veličina cijevi, mm | Broj postolja | Omjer izvlačenja | |||||
| Promjer | Debljina zida | Promjer | Debljina zida | Promjer | Debljina zida | ||||||||||
| 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 Proračun kalibracije redukcijskih valjaka
Važna je kalibracija role sastavni dio proračun režima rada mlina. Ona u velikoj mjeri određuje kvalitetu cijevi, vijek trajanja alata, raspodjelu opterećenja u radnim postoljima i pogon.
Izračun kalibracije valjka uključuje:
a) raspodjelu parcijalnih deformacija u postoljima mlina i izračunavanje prosječnih promjera kalibara;
b) određivanje dimenzija kalibara valjaka.
3.3.1 Djelomična raspodjela deformacija
Prema karakteru promjene parcijalnih deformacija, stalci redukcijskog mlina mogu se podijeliti u tri skupine: čelni na početku mlina, u kojem se redukcije intenzivno povećavaju tijekom valjanja; kalibracija (na kraju mlina), u kojoj su deformacije svedene na minimalnu vrijednost, i grupa postolja između njih (sredina), u kojoj su djelomične deformacije maksimalne ili njima bliske.
Kod valjanja cijevi s napetostima, vrijednosti djelomičnih deformacija uzimaju se na temelju uvjeta stabilnosti profila cijevi pri vrijednosti plastične napetosti koja osigurava proizvodnju cijevi zadane veličine.
Koeficijent ukupne plastične napetosti može se odrediti formulom:
,
gdje su aksijalne i tangencijalne deformacije uzete u logaritamskom obliku; T je vrijednost određena formulom u slučaju kalibra s tri valjka
T= 
,
gdje je (S/D) cp prosječni omjer debljine stijenke i promjera tijekom razdoblja deformacije cijevi u mlinu; k-faktor uzimajući u obzir promjenu stupnja debljine cijevi.
,
,
gdje je m vrijednost ukupne deformacije cijevi po promjeru.
.
,
.
Vrijednost kritičnog parcijalnog smanjenja pri takvom koeficijentu plastične napetosti, prema , može doseći 6% u drugom sastavu, 7,5% u trećem sastavu i 10% u četvrtom sastavu. U prvom kavezu preporuča se uzimanje u rasponu od 2,5-3%. Međutim, kako bi se osigurao stabilan zahvat, količina kompresije općenito se smanjuje.
U predzavršnim i završnim tribinama mlina redukcija je također smanjena, ali kako bi se smanjilo opterećenje na valjcima i poboljšala točnost gotovih cijevi. U posljednjem sastavu skupine veličine, smanjenje se uzima jednako nuli, pretposljednjem - do 0,2 od smanjenja u posljednjem sastavu srednje skupine.
U srednja skupina sastojine prakticiraju jednoliku i nejednoliku raspodjelu parcijalnih deformacija. Uz jednoliku raspodjelu kompresije u svim sastojinama ove skupine, pretpostavlja se da su one konstantne. Neravnomjerna raspodjela pojedinih deformacija može imati nekoliko varijanti i biti karakterizirana sljedećim uzorcima:
kompresija u srednjoj skupini proporcionalno se smanjuje od prvih postolja do posljednjeg - padajućeg načina;
u prvih nekoliko sastojina srednje skupine smanjene su djelomične deformacije, dok su ostale ostale konstantne;
kompresija u srednjoj skupini prvo se povećava, a zatim smanjuje;
u prvih nekoliko sastojina srednje skupine parcijalne deformacije ostaju konstantne, au ostalima se smanjuju.
Sa smanjenjem načina deformacije u srednjoj skupini postolja, smanjuju se razlike u snazi valjanja i opterećenju pogona, uzrokovane povećanjem otpornosti na deformaciju metala tijekom valjanja, zbog smanjenja njegove temperature i povećanja u brzini deformacije. Vjeruje se da smanjenje redukcije prema kraju mlina također poboljšava kvalitetu vanjske površine cijevi i smanjuje poprečnu varijaciju stijenke.
Pri proračunu kalibracije valjaka pretpostavljamo jednoliku raspodjelu redukcija.
Vrijednosti parcijalnih deformacija u postoljima mlina prikazane su na sl. 3.1.
Crimp Distribucija
Na temelju prihvaćenih vrijednosti parcijalnih deformacija, prosječni promjeri kalibara mogu se izračunati formulom
.
Za prvi stalak mlina (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, dakle
mm.
Izračunati ovom formulom, prosječni promjeri kalibara dati su u Dodatku 1.
3.3.2 Određivanje širine valjka
Oblik kalibara mlinova s tri valjka prikazan je na sl. 3.2.
Ovalni prolaz dobiva se ocrtavanjem radijusa r sa središtem pomaknutim u odnosu na os kotrljanja za ekscentricitet e.
Oblik kalibra
Vrijednosti polumjera i ekscentriciteta kalibara određuju se širinom i visinom kalibara prema formulama:
Za određivanje dimenzija kalibra potrebno je znati vrijednosti njegovih poluosi a i b, a za njihovo određivanje vrijednost ovalnosti kalibra
Da biste odredili ovalnost kalibra, možete koristiti formulu:
Eksponent q karakterizira moguću vrijednost proširenja u kalibru. Kod redukcije u trovaljnim postoljima uzima se q = 1,2.
Vrijednosti poluosi kalibra određene su ovisnostima:
gdje je f faktor korekcije, koji se može izračunati pomoću približne formule
Izračunat ćemo dimenzije kalibra prema gornjim formulama za prvi stalak.
Za preostale sastojine izračun se provodi na sličan način.
Trenutno se utori valjaka izvode nakon ugradnje valjaka u radni postolje. Bušenje se izvodi na posebnim strojevima s okruglim rezačem. Shema bušenja prikazana je na sl. 3.3.
Riža. 3.3 - Uzorak provrta kalibra
Da bi se dobio kalibar sa zadanim vrijednostima a i b, potrebno je odrediti promjer rezača D f i njegov pomak u odnosu na ravninu osi valjka (parametar X). D f i X određeni su sljedećim matematički točnim formulama:
Za mlinove s tri valjka, kut a je 60° Di je idealni promjer valjka, Di=330 mm.
Vrijednosti izračunate prema gornjim formulama sažete su u tablici. 3.2.
Tablica 3.2 - Kalibracija valjka
| Broj štanda | d, mm | m,% | a, mm | b, mm | r, mm | e, mm | D f, mm | X, mm |
| 1 | 91,17 | 2,0 | 45,60 | 45,50 | 45,80 | 0,37 | 91,50 | 8,11 |
| 2 | 87,07 | 4,5 | 43,60 | 43,40 | 43,80 | 0,35 | 87,40 | 8,00 |
| 3 | 82,71 | 5,0 | 41,40 | 41,20 | 41,60 | 0,33 | 83,00 | 7,87 |
| 4 | 78,58 | 5,0 | 39,30 | 39,20 | 39,50 | 0,32 | 78,80 | 7,73 |
| 5 | 74,65 | 5,0 | 37,40 | 37,20 | 37,50 | 0,3 | 74,90 | 7,59 |
| 6 | 70,92 | 5,0 | 35,50 | 35,40 | 35,70 | 0,28 | 71,20 | 7,45 |
| 7 | 67,37 | 5,0 | 33,70 | 33,60 | 33,90 | 0,27 | 67,60 | 7,32 |
| 8 | 64,00 | 5,0 | 32,00 | 31,90 | 32,20 | 0,26 | 64,20 | 7,18 |
| 9 | 60,80 | 5,0 | 30,40 | 30,30 | 30,60 | 0,24 | 61,00 | 7,04 |
| 10 | 57,76 | 5,0 | 28,90 | 28,80 | 29,00 | 0,23 | 58,00 | 6,90 |
| 11 | 54,87 | 5,0 | 27,50 | 27,40 | 27,60 | 0,22 | 55,10 | 6,76 |
| 12 | 52,13 | 5,0 | 26,10 | 26,00 | 26,20 | 0,21 | 52,30 | 6,62 |
| 13 | 49,52 | 5,0 | 24,80 | 24,70 | 24,90 | 0,2 | 49,70 | 6,48 |
| 14 | 47,05 | 5,0 | 23,60 | 23,50 | 23,70 | 0,19 | 47,20 | 6,35 |
| 15 | 44,70 | 5,0 | 22,40 | 22,30 | 22,50 | 0,18 | 44,80 | 6,21 |
| 16 | 42,46 | 5,0, | 21,30 | 21,20 | 21,30 | 0,17 | 42,60 | 6,08 |
| 17 | 40,34 | 5,0 | 20,20 | 20,10 | 20,30 | 0,16 | 40,50 | 5,94 |
| 18 | 38,32 | 5,0 | 19,20 | 19,10 | 19,30 | 0,15 | 38,50 | 5,81 |
| 19 | 36,40 | 5,0 | 18,20 | 18,10 | 18,30 | 0,15 | 36,50 | 5,69 |
| 20 | 34,77 | 4,5 | 17,40 | 17,30 | 17,50 | 0,14 | 34,90 | 5,57 |
| 21 | 34,07 | 2 | 17,10 | 17,00 | 17,10 | 0,14 | 34,20 | 5,52 |
| 22 | 34,07 | 0 | 17,10 | 17,00 | 17,10 | 0,14 | 34,20 | 5,52 |
| 23 | 34,00 | 0 | 17,00 | 17,00 | 17,00 | 0 | 34,10 | 5,52 |
| 24 | 34,00 | 0 | 17,00 | 17,00 | 17,00 | 0 | 34,10 | 5,52 |
3.4 Izračun ograničenje brzine
Proračun režima brzine mlina sastoji se u određivanju broja okretaja valjaka i, prema njima, broja okretaja motora.
Kod valjanja cijevi s naprezanjem na promjenu debljine stijenke uvelike utječe vrijednost plastične napetosti. S tim u vezi, prije svega, potrebno je odrediti koeficijent ukupne plastične napetosti na mlinu - ztot, koji bi osigurao traženi zid. Izračun ztot dan je u točki 3.3.
,
gdje je koeficijent koji uzima u obzir utjecaj zona beskontaktne deformacije:
;
l i je duljina luka zahvata:
;
- kut zahvata:
;
f je koeficijent trenja, prihvaćamo f=0,5; a je broj rolni u postolju, a=3.
U prvoj radnoj sastojini z c1 =0. U sljedećim sastojinama možete uzeti z p i -1 = z s i .
,
;
;
.
Zamjenom podataka za prvi sastav u gornje formule dobivamo:
mm;
;
;
;
; ;
mm.
Provođenjem sličnih proračuna za drugi stalak dobiveni su sljedeći rezultati: 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. Na ovome zaustavljamo izračun z p i prema gornjoj metodi, jer ispunjen je uvjet z n2 >z total.
Iz uvjeta potpunog klizanja određujemo najveću moguću napetost z z u posljednjoj deformirajućoj sastojini, tj. z s21 . U ovom slučaju pretpostavljamo da je z p21 =0.
.
mm;
;
;
Debljina stijenke ispred 21. postolja, t.j. S 20, može se odrediti formulom:
.
;
; ;
mm.
Provođenjem sličnih proračuna za 20. postolje dobiveni su sljedeći rezultati: 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. Na ovome zaustavljamo izračun z p i, jer ispunjen je uvjet z z14 >z total.
Izračunate vrijednosti debljine stijenke postolja mlina date su u tablici. 2.20.
Za određivanje broja okretaja valjaka potrebno je znati promjere valjanja valjaka. Za određivanje promjera valjanja možete koristiti formule navedene u:
, (2)
gdje je D u i promjer rolne na vrhu;
.
Ako 
, tada se proračun promjera valjanja valjaka treba provesti prema jednadžbi (1), ako ovaj uvjet nije ispunjen, tada se treba koristiti (2).
Vrijednost karakterizira položaj neutralne linije u slučaju kada je uzeta paralelno (u planu) s osi kotrljanja. Iz uvjeta ravnoteže sila u zoni deformacije za ovakav raspored zona klizanja
,
S obzirom na ulaznu brzinu valjanja V u =1,0 m/s, izračunali smo broj okretaja valjaka prve stalke.
broj okretaja u minuti
Promet na preostalim tribinama izračunat je po formuli:
.
Rezultati proračuna brzinskog režima dati su u tablici 3.3.
Tablica 3.3 - Rezultati proračuna ograničenja brzine
| Broj štanda | S, mm | Dcat, mm | n, broj okretaja u minuti |
| 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 |
Prema tablici 3.3. izgrađen je grafikon promjena okretaja valjaka (slika 3.4.).
Brzina kotrljanja
3.5 Parametri snage valjanja
Posebnost procesa redukcije u usporedbi s drugim vrstama uzdužnog valjanja je prisutnost značajnih napetosti među stupovima. Prisutnost napetosti ima značajan utjecaj na parametre snage valjanja - pritisak metala na valjke i momente kotrljanja.
Sila metala na valjak P je geometrijski zbroj okomite R in i horizontalne R g komponente:
Vertikalna komponenta metalne sile na valjke određena je formulom:
,
gdje je p prosječni specifični pritisak metala na valjak; l je duljina zone deformacije; d je mjerni promjer; a je broj rola u postolju.
Horizontalna komponenta R g jednaka je razlici između sila prednjeg i stražnjeg zatezanja:
gdje su z p, z z koeficijenti prednje i stražnje plastične napetosti; F p, F c - površina poprečnog presjeka prednjeg i stražnjeg kraja cijevi; s S je otpor deformacije.
Za određivanje prosječnih specifičnih tlakova preporuča se koristiti formulu V.P. Anisiforova:
.
Moment kotrljanja (ukupno po postolju) određuje se formulom:
.
Otpornost na deformaciju određena je formulom:
,
gdje je T – temperatura valjanja, °S; H je intenzitet posmičnih deformacija, 1/s; e - relativno smanjenje; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 su empirijski koeficijenti, za čelik 10: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (–2 ,8 ).
Intenzitet brzine deformacije određuje se formulom
gdje je L stupanj posmične deformacije:
t je vrijeme deformacije:
Kutna brzina kotrljanja nalazi se po formuli:
,
Snaga se nalazi po formuli:
U tablici. 3.4. dani su rezultati proračuna parametara snage valjanja prema gornjim formulama.
Tablica 3.4 - Parametri snage valjanja
| Broj štanda | 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 | - | - | - | - |
Prema tablici. 3.4 ucrtani su grafovi promjena parametara snage valjanja uzduž postolja mlina (sl. 3.5., 3.6., 3.7.).
Promjena prosječnog specifičnog tlaka
Promjena sile metala na valjak
Promjena momenta kotrljanja
3.6 Proučavanje učinka prijelaznih načina smanjenja brzine na vrijednost uzdužne razlike u debljini stijenke krajnjih dijelova gotovih cijevi
3.6.1 Opis algoritma izračuna
Istraživanje je provedeno kako bi se dobili podaci o utjecaju prijelaznih načina redukcije brzine na vrijednost uzdužne razlike u debljini stijenke krajnjih presjeka gotovih cijevi.
Određivanje koeficijenta zatezanja između nosača iz poznatih okretaja valjka, tj. ovisnost Zn i =f(n i /n i -1) provedena je prema metodi rješavanja tzv. inverznog problema koju je predložio G.I. Gulyaev, kako bi se dobila ovisnost debljine stijenke o okretajima valjaka.
Suština tehnike je sljedeća.
Stalni proces redukcije cijevi može se opisati sustavom jednadžbi koje odražavaju poštivanje zakona konstantnosti sekundarnih volumena i ravnoteže sila u zoni deformacije:
(3.1.)
Zauzvrat, kao što je poznato,
Dcat i =j(Zz i , Zp i , A i),
m i =y(Zz i , Zp i , B i),
gdje su A i i B i vrijednosti koje ne ovise o napetosti, n i je broj okretaja u i-tom postolju, i je faktor istezanja u i-tom postolju, Dcat i je promjer valjanja rola u i-tom postolju, Zp i , Zz i - koeficijenti napetosti prednje i stražnje plastike.
S obzirom da je Zz i = Zp i -1, sustav jednadžbi (3.1.) može se u općem obliku napisati na sljedeći način:
(3.2.)
Sustav jednadžbi (3.2.) s obzirom na prednji i stražnji koeficijent plastične napetosti rješavamo metodom uzastopnih aproksimacija.
Uzimajući Zz1 = 0, postavljamo vrijednost Zp1 i iz prve jednadžbe sustava (3.2.) iteracijom određujemo Zp 2, zatim iz druge jednadžbe - Zp 3, itd. S obzirom na vrijednost Zp 1, možete pronaći rješenje u kojem je Zp n = 0 .
Poznavajući koeficijente prednje i stražnje plastične napetosti, određujemo debljinu stijenke nakon svakog postolja pomoću formule:
(3.3.)
gdje je A koeficijent određen formulom:
;
;
z i - prosječni (ekvivalentni) koeficijent plastične napetosti
.
3.6.2 Rezultati studije
Koristeći rezultate proračuna kalibracije alata (str. 3.3.) i podešavanja brzine mlina (brzine valjka) s ravnomjernim procesom redukcije (str. 3.4.) u programskom okruženju MathCAD 2001 Professional, sustav (3.2.) i riješeni su izrazi (3.3.) u svrhu određivanja promjene debljine stijenke.
Moguće je smanjiti duljinu zadebljanih krajeva povećanjem koeficijenta plastične napetosti promjenom okretaja valjaka tijekom valjanja krajnjih dijelova cijevi.
Trenutačno je u redukcijskom mlinu TPA-80 stvoren sustav upravljanja za brzi način kontinuiranog valjanja bez trna. Ovaj sustav omogućuje dinamičko podešavanje brzine valjanja PPC postolja tijekom valjanja krajnjih dijelova cijevi prema danom linearnom odnosu. Ova regulacija brzine kotrljanja tijekom kotrljanja krajnjih dijelova cijevi naziva se "brzinski klin". Okretanje valjaka tijekom valjanja krajnjih dijelova cijevi izračunavaju se po formuli:
, (3.4.)
gdje je n i brzina valjaka u i-tom postolju u ustaljenom stanju, K i je koeficijent smanjenja brzine valjaka u %, i je broj postolja.
Ovisnost koeficijenta smanjenja brzine valjaka u određenom postolju o broju postolja je linearna
K i \u003d (slika 3.8.).
Ovisnost faktora redukcije valjaka u postolju o broju postolja.
Početni podaci za korištenje ovog načina upravljanja su:
Broj postolja u kojima se mijenja postavka brzine ograničen je duljinom zadebljanih krajeva (3…6);
Veličina smanjenja brzine valjaka u prvom postolju mlina ograničena je mogućnošću električnog pogona (0,5 ... 15%).
U ovom radu, za proučavanje utjecaja podešavanja brzine RRS-a na krajnju uzdužnu debljinu stijenke, pretpostavljeno je da se promjena podešavanja brzine pri redukciji prednjeg i stražnjeg kraja cijevi provodi u prvih 6 postolja. Istraživanje je provedeno promjenom brzine vrtnje valjaka u prvim postoljima valjaonice u odnosu na ustaljeni proces valjanja (varijacija kuta nagiba ravne crte na sl. 3.8).
Kao rezultat modeliranja procesa punjenja RRS postolja i izlaska cijevi iz mlina cijevi, dobivene su ovisnosti debljine stijenke prednjeg i stražnjeg kraja cijevi o veličini promjene brzine vrtnje cijevi. valjci u prvim postoljima mlina, koji su prikazani na sl. 3.9. i sl.3.10. za cijevi dimenzija 33,7x3,2 mm. Najoptimalnija vrijednost "brzinskog klina" u smislu minimiziranja duljine završne obloge i "pogađanja" debljine stijenke u tolerancijskom polju DIN 1629 (tolerancija debljine stijenke ± 12,5%) je K 1 =10-12% .
Na sl. 3.11. i fig. 3.12. ovisnosti duljina prednjeg i stražnjeg zadebljanog kraja gotovih cijevi dane su korištenjem "brzinskog klina" (K 1 =10%), dobivenog kao rezultat modeliranja prijelaznih pojava. Iz gornjih ovisnosti mogu se izvući sljedeći zaključci: uporaba "brzinskog klina" daje primjetan učinak samo pri valjanju cijevi promjera manjeg od 60 mm i debljine stijenke manje od 5 mm, te većeg promjera i debljine stijenke cijevi, stanjivanje stijenke potrebno za postizanje zahtjeva standarda ne dolazi.
Na sl. 3.13., 3.14., 3.15., dane su ovisnosti duljina prednjeg zadebljanog kraja o vanjskom promjeru gotovih cijevi za debljine stijenke jednake 3,5, 4,0, 5,0 mm, pri različitim vrijednostima "brzine klin” (uzeli smo koeficijent smanjenja brzine valjaka K 1 jednak 5%, 10%, 15%).
Ovisnost debljine stijenke prednjeg kraja cijevi o vrijednosti
“speed wedge” za veličinu 33,7x3,2 mm
Ovisnost debljine stijenke stražnjeg kraja cijevi o vrijednosti "brzinskog klina" za veličinu 33,7x3,2 mm
Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi o D i S (pri K 1 =10%).
Ovisnost duljine stražnjeg zadebljanog kraja cijevi o D i S (kod K 1 \u003d 10%)
Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi o promjeru gotove cijevi (S=3,5 mm) pri različitim vrijednostima “brzinskog klina”.
Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi o promjeru gotove cijevi (S=4,0 mm) pri različitim vrijednostima “brzinskog klina”
Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi o promjeru gotove cijevi (S=5,0 mm) pri različitim vrijednostima “brzinskog klina”.
Iz gornjih grafikona vidljivo je da najveći učinak u smislu smanjenja krajnje razlike debljine gotovih cijevi daje dinamička kontrola okretaja PPC valjaka unutar K 1 =10...15%. Nedovoljno intenzivna promjena "brzinskog klina" (K 1 =5%) ne dopušta stanjivanje debljine stijenke krajnjih dijelova cijevi.
Također, kod valjanja cijevi sa stijenkom debljom od 5 mm, napetost koja proizlazi iz djelovanja "brzinskog klina" ne može istanjiti stijenku zbog nedovoljnog vučnog kapaciteta valjaka. Kod valjanja cijevi promjera većeg od 60 mm, omjer istezanja u redukcijskom mlinu je mali, tako da se zadebljanje krajeva praktički ne događa, stoga je uporaba "brzinskog klina" nepraktična.
Analiza gornjih grafikona pokazala je da upotreba "brzinskog klina" na redukcijskom mlinu TPA-80 JSC "KresTrubZavod" omogućuje smanjenje duljine prednjeg zadebljanog kraja za 30%, stražnjeg zadebljanog kraja za 25%.
Kako su izračunali Mochalov D.A. za više učinkovita primjena“velocity wedge” kako bi se dodatno smanjio krajnji trim, potrebno je osigurati rad prvih postolja u načinu kočenja s gotovo punim korištenjem mogućnosti snage valjaka zbog korištenja složenije nelinearne ovisnosti valjka koeficijent smanjenja brzine u određenoj sastojini na broju sastojine. Potrebno je izraditi znanstveno utemeljenu metodologiju za određivanje optimalne funkcije K i =f(i).
Razvoj takvog algoritma za optimalno upravljanje RRS-om može poslužiti kao cilj za daljnji razvoj UZS-R u punopravni APCS TPA-80. Kao što pokazuje iskustvo korištenja takvih sustava upravljanja procesima, regulacija broja okretaja valjaka tijekom valjanja krajnjih dijelova cijevi, prema tvrtki Mannesmann (paket primijenjenih programa CARTA), omogućuje smanjenje veličina krajnjeg reza cijevi za više od 50%, zahvaljujući sustavu automatskog upravljanja procesom redukcije cijevi, koji uključuje i podsustav upravljanja mlinom i mjerni podsustav, kao i podsustav za izračun optimalnog način redukcije i upravljanje procesom u stvarnom vremenu.
4. STUDIJA IZVEDIVOSTI PROJEKTA
4.1 Bit planirane aktivnosti
U ovom projektu predlaže se uvođenje optimalnog brzinskog režima valjanja na rastezljivo-redukcionom mlinu. Ovom mjerom planira se smanjiti koeficijent utroška metala, a zbog smanjenja duljine rezanih zadebljanih krajeva gotovih cijevi očekuje se povećanje obima proizvodnje prosječno za 80 tona mjesečno.
Kapitalna ulaganja potrebna za provedbu ovog projekta iznose 0 rubalja.
Financiranje projekta može se provoditi pod stavkom "tekući popravci", troškovnik. Projekt se može završiti u roku od jednog dana.
4.2 Obračun troška proizvodnje
Kalkulacija cijene koštanja 1t. proizvodi prema postojećim standardima za obrezivanje zadebljanih krajeva cijevi dati su u tablici. 4.1.
Obračun za projekt dat je u tablici. 4.2. Budući da rezultat provedbe projekta nije povećanje proizvodnje, ponovni izračun vrijednosti troškova za fazu obrade u proračunu dizajna se ne provodi. Isplativost projekta je smanjenje troškova smanjenjem otpada od rezanja. Obrezivanje se smanjuje zbog smanjenja koeficijenta potrošnje metala.
4.3 Izračun projektnih pokazatelja
Izračun pokazatelja projekta temelji se na obračunu troškova prikazanom u tablici. 4.2.
Uštede od smanjenja troškova godišnje:
Npr. \u003d (C 0 -C p) * V pr = (12200.509-12091.127) * 110123.01 \u003d 12045475.08r.
Prijavljena dobit:
Pr 0 \u003d (P-C 0) * V od \u003d (19600-12200,509) * 109123,01 \u003d 807454730,39r.
Dobit projekta:
Pr p = (P-C p) * V pr = (19600-12091,127) * 110123,01 = 826899696,5r.
Povećanje dobiti će biti:
Pr \u003d Pr p - Pr 0 \u003d 826899696.5-807454730.39 \u003d 19444966.11r.
Profitabilnost proizvoda bila je:
Profitabilnost proizvoda za projekt:
Novčani tijek za izvješće i za projekt prikazan je u tablici 4.3. odnosno 4.4.
Tablica 4.1 - Izračun troškova 1 tone valjanih proizvoda u trgovini T-3 JSC "KresTrubZavod"
| Br. p / str | Stavka troškova | Količina | Cijena 1 tona | Iznos |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| ja | Dato u preraspodjeli: 1. Gredica, t/t; 2. Otpad, t/t: podrezivanje ispod standarda; |
|||
| ja ja | Troškovi prijenosa 2. Troškovi energije: snaga električna snaga, kW/h para za proizvodnju, Gcal tehnička voda, tm 3 komprimirani zrak, tm 3 reciklirana voda, tm 3 industrijske otpadne vode, tm 3 3. Pomoćni materijali 7. Zamjenska oprema 10. Remont 11. Rad transportnih trgovina 12. Ostali troškovi trgovine Ukupni troškovi konverzije |
|||
| W | Tvornička režija |
Tablica 4.2 - Troškovi projekta 1 tone valjanih proizvoda
| Br. p / str | Stavka troškova | Količina | Cijena 1 tona | Iznos |
| ja | Dato u preraspodjeli: 1. Gredica, t/t; 2. Otpad, t/t: podrezivanje ispod standarda; Ukupno navedeno u preraspodjeli minus otpad i škart |
|||
| P | Troškovi prijenosa 1. Procesno gorivo (zemni plin), ovdje 2. Troškovi energije: snaga električna snaga, kW/h para za proizvodnju, Gcal tehnička voda, tm 3 komprimirani zrak, tm 3 reciklirana voda, tm 3 industrijske otpadne vode, tm 3 3. Pomoćni materijali 4. Osnovna plaća proizvodnih radnika 5. Dodatna plaća proizvodnih radnika 6. Odbici za društvene potrebe 7. Zamjenska oprema 8. Tekući popravak i održavanje dugotrajne imovine 9. Amortizacija dugotrajne imovine 10. Remont 11. Rad transportnih trgovina 12. Ostali troškovi trgovine Ukupni troškovi konverzije |
|||
| W | Tvornička režija Ukupni trošak proizvodnje |
|||
| IV | neproizvodni troškovi Ukupni puni trošak |
Poboljšanje tehnološkog procesa utjecat će na tehničke i ekonomske performanse poduzeća na sljedeći način: profitabilnost proizvodnje će se povećati za 1,45%, ušteda od smanjenja troškova iznosit će 12 milijuna rubalja. godišnje, što će dovesti do povećanja dobiti.
Tablica 4.3 - Prijavljeni novčani tijek
Gotovina teče |
Godine | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Novčani tok: | |||||
| - Obujam proizvodnje, tona | |||||
| - Cijena proizvoda, rub. | |||||
| ukupni priljev | |||||
| B. Novčani odljev: | |||||
| -Operativni troškovi | |||||
| -Porez na dohodak | 193789135,29 | ||||
Ukupni odljev: |
1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 |
| Neto novčani tok (A-B) | |||||
Coeff. Inverzije |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E=0,25 | |||||
| 493902383,46 | 889024290,22 | 1205121815,64 | 1457999835,97 | 1457999835,97 | |
Tablica 4.4 - Novčani tok za projekt
| Gotovina teče | Godine | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Novčani tok: | |||||
| - Obujam proizvodnje, tona | |||||
| - Cijena proizvoda, rub. | |||||
| - Prihod od prodaje, rub. | |||||
| ukupni priljev | |||||
| B. Novčani odljev: | |||||
| -Operativni troškovi | |||||
| -Porez na dohodak | |||||
| Ukupni odljev: | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 |
| Neto novčani tok (A-B) | 632190135,03 | 632190135,03 | 632190135,03 | ||
Coeff. Inverzije |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E=0,25 | |||||
| Diskontirani protok (A-B)*C inv | |||||
| Kumulativni novčani tok NPV | |||||
Financijski profil projekta prikazan je na slici 4.1. Prema grafovima prikazanim na sl. 4.1. kumulativna NPV projekta premašuje planiranu brojku, što ukazuje na bezuvjetnu isplativost projekta. Kumulativna NPV izračunata za implementirani projekt je pozitivna vrijednost iz prve godine, budući da projekt nije zahtijevao kapitalna ulaganja.
Financijski profil projekta
Točka rentabilnosti izračunava se po formuli:
Točka rentabilnosti karakterizira minimalni obujam proizvodnje pri kojem prestaju gubici i pojavljuje se prvi profit.
U tablici. 4.5. prikazani su podaci za izračun varijabilnih i fiksnih troškova.
Prema podacima izvješća, iznos varijabilnih troškova po jedinici proizvodnje je Z lane = 11212,8 rubalja, iznos fiksnih troškova po jedinici proizvodnje Z post = 987,7 rubalja. Iznos fiksnih troškova za cjelokupni volumen proizvodnje prema izvješću iznosi 107780796,98 rubalja.
Prema podacima o dizajnu, iznos varijabilnih troškova Z traka \u003d 11103,5 rubalja, iznos fiksnih troškova Z post \u003d 987,7 rubalja. Iznos fiksnih troškova za cjelokupni volumen proizvodnje prema izvješću iznosi 108768496,98 rubalja.
Tablica 4.5 - Udio fiksnih troškova u strukturi planiranih i projektnih troškova
| Br. p / str | Stavka troškova | Iznos prema planu, rub. | Iznos projekta, rub. |
Udio fiksnih troškova u strukturi troškova preraspodjele, % |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| 1 | Troškovi prijenosa 1. Procesno gorivo (zemni plin), ovdje 2. Troškovi energije: snaga električna snaga, kW/h para za proizvodnju, Gcal tehnička voda, tm 3 komprimirani zrak, tm 3 reciklirana voda, tm 3 industrijske otpadne vode, tm 3 3. Pomoćni materijali 4. Osnovna plaća proizvodnih radnika 5. Dodatna plaća proizvodnih radnika 6. Odbici za društvene potrebe 7. Zamjenska oprema 8. Tekući popravak i održavanje dugotrajne imovine 9. Amortizacija dugotrajne imovine 10. Remont 11. Rad transportnih trgovina 12. Ostali troškovi trgovine Ukupni troškovi konverzije |
|||
| 2 | Tvornička režija Ukupni trošak proizvodnje |
100 | ||
| 3 | neproizvodni troškovi Ukupni puni trošak |
100 |
Prijavljena prijelomna točka je:
TBC od 
T.
Prijelomna točka za projekt je:
TV pr 
T.
U tablici. 4.6. izvršena je kalkulacija prihoda i svih vrsta troškova proizvodnje prodanih proizvoda potrebnih za određivanje točke rentabilnosti. Rasporedi za izračun točke pokrića za izvješće i za projekt prikazani su na slici 4.2. i sl.4.3. odnosno.
Tablica 4.6 - Podaci za izračun točke rentabilnosti
Izračun točke rentabilnosti prema izvješću
Izračun točke pokrića za projekt
Tehnički i ekonomski pokazatelji projekta prikazani su u tablici. 4.7.
Kao rezultat toga, možemo zaključiti da će mjera predložena u projektu smanjiti trošak jedinice proizvedenih proizvoda za 1,45% smanjenjem varijabilnih troškova, što pridonosi povećanju dobiti za 19,5 milijuna rubalja. s godišnjom proizvodnjom od 110.123,01 tona. Rezultat provedbe projekta je rast kumulativne neto sadašnje vrijednosti u odnosu na planiranu vrijednost u promatranom razdoblju. Pozitivna točka je i smanjenje praga rentabilnosti s 12,85 tisuća tona na 12,8 tisuća tona.
Tablica 4.7 - Tehničko-ekonomski pokazatelji projekta
| Br. p / str | Indeks | izvješće | Projekt | Odstupanje | |
| Apsolutno | % | ||||
| 1 | Obim proizvodnje: u naravi, t u vrijednosnom smislu, tisuća rubalja |
||||
| 2 | Trošak glavnog proizvodna sredstva, tisuća rubalja. | 6775032 | 6775032 | 0 | 0 |
| 3 | Opći troškovi (puni trošak): ukupno izdanje, tisuća rubalja jedinice proizvodnje, rub. |
||||
| 4 | Profitabilnost proizvoda, % | 60,65 | 62,1 | 1,45 | 2,33 |
| 5 | Neto sadašnja vrijednost, NPV | 1700,136 | |||
| 6 | Ukupni iznos ulaganja, tisuća rubalja | 0 | |||
| 7 | Referenca: prijelomna točka T.B., t, vrijednost diskontne stope F, BND interna stopa povrata maksimalni novčani odljev K, tisuća rubalja. |
||||
ZAKLJUČAK
U ovom diplomskom projektu razvijena je tehnologija proizvodnje cijevi opće namjene prema DIN 1629. U radu se razmatra mogućnost smanjenja duljine zadebljanih krajeva nastalih tijekom valjanja na redukcijskom mlinu promjenom postavki brzine mlina tijekom valjanje krajnjih dijelova cijevi korištenjem mogućnosti sustava UZS-R. Izračuni su pokazali da smanjenje duljine zadebljanih vrhova može doseći 50%.
Ekonomski izračuni su pokazali da će uporaba predloženih načina valjanja smanjiti jedinične troškove proizvodnje za 1,45%. To će, uz zadržavanje postojećeg obujma proizvodnje, omogućiti povećanje dobiti za 20 milijuna rubalja u prvoj godini.
Bibliografija
1. Anurjev V.I. "Priručnik dizajnera-strojograditelja" u 3 sveska, svezak 1 - M. "Inženjering" 1980 - 728 str.
2. Anurjev V.I. "Priručnik dizajnera-strojograditelja" u 3 sveska, svezak 2 - M. "Inženjering" 1980 - 559 str.
3. Anurjev V.I. "Priručnik dizajnera-strojograditelja" u 3 sveska, svezak 3 - M. "Inženjering" 1980 - 557 str.
4. Pavlov Ya.M. "dijelovi stroja". - Lenjingrad "Inženjering" 1968 - 450 str.
5. Vasiljev V.I. "Osnove dizajna tehnološka oprema motorna transportna poduzeća" udžbenik - Kurgan 1992 - 88 str.
6. Vasiljev V.I. "Osnove projektiranja tehnološke opreme za motorna transportna poduzeća" - Kurgan 1992 - 32 str.
