Introducere

1 Situația problemei pe teoria și tehnologia de profilare a țevilor multiple prin desenul de nemulțumire (revizuire literară).

1.1 Un fel de conducte de profil cu fețe plate și utilizarea lor în tehnică.

1.2 Principalele modalități de a produce conducte de profil cu fețe plate.

1.4 Instrument încă în formă.

1.5 Desenul conductelor multiple în formă de epocă.

1.6 Concluzii. Scopul și obiectivele cercetării.

2 Dezvoltarea unor țevi de profilare a modelului matematic cu glisare.

2.1 Dispoziții de bază și ipoteze.

2.2 Descrierea geometriei focalizării deformării.

2.3 Descrierea parametrilor de rezistență a procesului de profilare.

2.4 Evaluarea completării colțurilor lupilor și a tiasului luminii de față ale profilului.

2.5 Descrierea algoritmului pentru calcularea parametrilor profilului.

2.6 Analiza computerizată a condițiilor de putere pentru profilarea țevilor pătrate cu desen irelevant.

2.7 Concluzii.

3 Calcularea sculei pentru rezistență pentru desenul conductelor de profil.

3.1 Setarea problemei.

3.2 Determinarea stării intense a volei.

3.3 Construcția funcțiilor de afișare.

3.3.1 gaură pătrată.

3.3.2 Gaura dreptunghiulară.

3.3.3 Rezervor de avion.

3.4 Exemplu de calcul a stării intense a lupilor cu o gaură pătrată.

3.5 Exemplu de calculare a stării intense a lupilor cu o deschidere circulară.

3.6 Analiza rezultatelor obținute.

3.7 Concluzii.

4 studii experimentale pentru profilarea țevilor de profilare și dreptunghiulare cu tragere.

4.1 Metodologie pentru experiment.

4.2 Profiling Tub pătrat cu tragerea într-o singură tranziție la un volt.

4.3 Profiling Tub pătrat cu tragere pentru o tranziție cu antipatie antipatie.

4.4 Tevi pătrate de tip mathematice de trei factori liniare.

4.5 Determinarea umplerii colțurilor lupilor și a TIA-urilor.

4.6 Îmbunătățirea calibrării canalelor de lupi pentru conductele dreptunghiulare.

4.7 Concluzii.

5 Desenarea conductelor de robinete de profil.

5.1 Selectarea parametrilor tehnologici de desen cu turnare.

5.2 Definiția cuplului.

5.3 Determinarea efortului de întindere.

5.4 Studii experimentale.

5.5 Concluzii.

Lista recomandată de disertații

• Umplerea țevilor cu pereți subțiri cu un instrument rotativ 2009, candidat la științele tehnice Shephenko, Tatyana Sergeevna

• Îmbunătățirea tehnologiei de desen de nemulțumire a țevilor cu pereți subțiri într-un bloc de lupi cu o grosime a peretelui garantat 2005, candidat la științele tehnice Kargin, Boris Vladimirovich

• Îmbunătățirea proceselor și mașinilor pentru fabricarea țevilor profilate la rece pe baza modelării deformării 2009, Doctor de Științe Tehnice Părshin, Serghei Vladimirovich

• Modelarea procesului de profilare a țevilor multiple pentru ao îmbunătăți și a selecta parametrii morii 2005, candidat la științe tehnice Semenova, Natalia Vladimirovna

• Desenarea țevilor din material de armare anizotropă 1998, candidat la științe tehnice Chernyaev, Alexey Vladimirovich

Disertația (parte a abstractului autorului) pe tema "Îmbunătățirea procesului de profilare a țevilor multi-fațete prin desen irevocabil"

Relevanța subiectului. Dezvoltarea activă a sectorului de producție a economiei, cerințe stricte pentru eficiența și fiabilitatea produselor, precum și eficiența producției necesită utilizarea tipurilor de echipamente și tehnologii de economisire a resurselor. Pentru multe industrii din industria construcțiilor, ingineria mecanică, realizarea instrumentului, industria de inginerie radio, una dintre soluții este utilizarea țevilor de specie economică (schimb de căldură și conducte de radiator, ghiduri de undă etc.), care permite: creșterea puterii Din instalațiile, rezistența și durabilitatea structurilor, reducerea consistenței metalelor, salvați materiale, îmbunătățesc aspectul. Nomenclatura largă și cantitatea considerabilă de țevi de profil au făcut necesară dezvoltarea producției lor în Rusia. În prezent, cea mai mare parte a țevilor în formă este fabricată în ateliere acționate de țevi, deoarece operațiunile de laminare și desen rece sunt suficient dezvoltate în industria internă. În acest sens, îmbunătățirea producției existente este deosebit de importantă: dezvoltarea și fabricarea echipamentelor, introducerea de noi tehnologii și metode.

Cele mai frecvente tipuri de țevi în formă de formă sunt multiple (pătrat, dreptunghiular, hex, etc.) de conducte de înaltă precizie obținute prin desen irelevant într-o singură trecere.

Urgența subiectului tezei este determinată de necesitatea de a îmbunătăți calitatea țevilor multiple prin îmbunătățirea procesului de profilare fără dorn.

Scopul lucrării este de a îmbunătăți procesul de profilare a țevilor multi-fațete prin desenarea nemulțumită prin dezvoltarea de tehnici de calculare a parametrilor tehnologici și a geometriei instrumentului.

Pentru a atinge obiectivul, este necesar să se rezolve următoarele sarcini:

1. Creați un model matematic pentru profilarea țevilor multilatente prin desenul neplăcut pentru a evalua condițiile de putere, luând în considerare legea non-aluminoasă a întăririi, anizotropia proprietăților și geometria complexă a canalului de volei.

2. Determinați condiții de putere În funcție de parametrii fizici, tehnologici și structurali ai profilului în caz de nemulțumire.

3. Elaborarea unei metodologii de estimare a colțurilor de umplere ale colțurilor lupilor și a TIA-urilor la fețele din desenul țevilor multiple.

4. Elaborarea unei metodologii pentru calcularea rezistenței lupilor în formă de format pentru a determina parametrii geometrici ai sculei.

5. Elaborarea unei metodologii pentru calcularea parametrilor tehnologici în timp ce profilarea și uscarea simultană.

6. Efectuați studii experimentale ale parametrilor tehnologici ai procesului care asigură o precizie ridicată a dimensiunilor țevilor multiple și verifică adecvarea calculului parametrilor tehnologici de profilare pe modelul matematic.

Metode de cercetare. Studiile teoretice s-au bazat pe prevederile și ipotezele de bază ale teoriei desenului, teoria elasticității, metoda de mapări conforme, matematică computațională.

Studiile experimentale au fost efectuate în laborator utilizând metodele de planificare matematică a experimentului pe mașina de testare universală TDMU-30.

Autorul protejează rezultatele calculării parametrilor tehnologici și structurali ai profilului conductelor multiple prin desenul neplăcut: metoda de calculare a rezistenței lupilor în formă, luând în considerare sarcinile normale în canal; Metodologie pentru calcularea parametrilor tehnologici ai procesului de profilare a țevilor multiple prin desenul neplăcut; metodologie pentru calcularea parametrilor tehnologici în timp ce profilarea și uscarea simultană cu desenul de nemulțumire a țevilor multilaterale cu pereți subțiri; Rezultatele studiilor experimentale.

Noutate științifică. Modelele de modificări ale condițiilor de putere sunt stabilite sub profilarea țevilor multiple prin desen irelevant, luând în considerare legea neliniară a întăririi, anizotropia proprietăților și geometria complexă a canalului de volei. Problema este rezolvată prin determinarea stării de stres a lupilor în formă sub acțiunea încărcăturilor normale în canal. Înregistrarea completă a ecuațiilor statului de stres-tulpină în timp ce profilarea și tăierea simultană a țevii multiple.

Precizia rezultatelor cercetării este confirmată de formularea matematică strictă a sarcinilor, utilizând metode analitice pentru rezolvarea problemelor, metode moderne Date experimentale experimentale și prelucrarea datelor experimentale, reproductibilitatea rezultatelor experimentale, convergența satisfăcătoare a rezultatelor calculate, experimentale și rezultatele practicilor, conformitatea rezultatelor modelării tehnologiei și caracteristicilor de fabricare a țevilor multifumante gata.

Valoarea practică a lucrării este după cum urmează:

1. Modurile de obținere a țevilor pătrate 10x10x1mm de la aliaj de înaltă precizie D1, creșterea randamentului de 5%.

2. Dimensiunile lupilor în formă care asigură performanțele acestora sunt determinate.

3. Combinarea operațiunilor de profilare și răsucire reduce ciclul tehnologic de fabricare a țevilor multiple de șuruburi.

4. Calibrarea îmbunătățită a canalului de lupi în formă pentru profilarea țevilor dreptunghiulare 32x18x2mm.

Aprobarea muncii. Principalele prevederi ale lucrărilor de disertație sunt raportate și discutate la conferința științifică și tehnică internațională dedicată celei de-a 40-a aniversări a plantelor metalurgice Samara "Destinații noi de producție și consum de aluminiu și aliajele sale" (Samara: SGAU, 2000); 11 Conferința inter-universitară " Modelarea matematică și sarcini de limită ", (Samara: Sstu, 2001); A doua conferință internațională științifică și tehnică "Metalofizică, mecanică de materiale și procese de deformare" (Samara: SGAU, 2004); XIV Citiri stupide-Levskaya: Tineretul Internațional conferința științifică (Kazan: Kstu, 2006); IX Citiri regale: Conferința științifică internațională a tineretului (Samara: SGAU, 2007).

Publicații Materiale care reflectă principala disertație a tezei sunt publicate în 11 lucrări, inclusiv în publicațiile științifice revizuite pe egal definite de cea mai mare comisie de atestare - 4.

Structura și domeniul de activitate. Teza constă în principalele simboluri, introducerea, cele cinci capitole, lista de literatură și aplicații. Lucrarea este prezentată pe 155 de pagini de text scrise, inclusiv 74 de desene, 14 tabele, bibliografie din 114 articole și o aplicație.

Autorul este recunoscător echipei de presiune de prelucrare a metalelor pentru asistență, precum și supraveghetorului, profesor al Departamentului, D.T.N. V.R. Cargin pentru comentarii valoroase și asistență practică în muncă.

Lucrări de disertație similare În specialitatea "Mașini de prelucrare a presiunii și presiunii", 05.03.05 Cifra Wak

• Îmbunătățirea tehnologiei și a echipamentelor pentru producerea de țevi capilare din oțel inoxidabil 1984, candidatul științelor tehnice Trubitsin, Alexander Filippovich

• Îmbunătățirea tehnologiei de asamblare cu redactarea țevilor compozite a secțiunilor transversale complexe cu un nivel dat de stres rezidual 2002, candidat la științe tehnice Fedorov, Mikhail Vasilyevich

• Îmbunătățirea tehnologiei și designului lupilor pentru fabricarea profilurilor HEX pe baza modelării în sistemul "Billet-Tool" 2012, candidatul științelor tehnice Malakanov, Serghei Aleksandrovich

• Studiul modelelor de stare deformată de stres al metalului la desenarea țevilor și dezvoltarea metodologiei de determinare a parametrilor de putere de desenat pe un dorn de auto-rezoluție 2007, candidat la științe tehnice Malevich, Nikolay Alexandrovich

• Îmbunătățirea echipamentelor, uneltelor și mijloacelor tehnologice pentru desenul țevilor de pulbere drept de înaltă calitate 2002, candidat la științe tehnice Manokhina, Natalia Grigorievna

Concluzie de disertație pe tema "Tehnologii și mașini sub presiune", Shokova, Ekaterina Viktorovna

Rezultatele principale și concluziile pentru muncă

1. Din analiza literaturii științifice și tehnice rezultă că una dintre procesele raționale și productive de fabricare a țevilor multi-fațete cu pereți subțiri (pătrat, dreptunghiulară, hexagon, octamic) este procesul de desen de nemulțumire.

2. A fost elaborat un model matematic pentru procesul de profilare a țevilor multiple prin desenul neplăcut, ceea ce permite determinarea condițiilor de putere, luând în considerare legea neliniară a întăririi, anizotropia proprietăților materialului de țeavă și geometria complexă a canalul de volei. Modelul este implementat în mediul de programare Delphi 7.0.

3. Cu ajutorul unui model matematic, este stabilită influența cantitativă a factorilor fizici, tehnologici și structurali asupra parametrilor de putere ai procesului de profilare a țevilor multiple cu desenul de nemulțumire.

4. Dezvoltarea metodelor de estimare a umpluturii colțurilor colțurilor lupilor și a tiasului fețelor în caz de desen irelevant al țevilor multiple.

5. Se dezvoltă o metodă pentru calcularea rezistenței lupilor în formă, luând în considerare sarcinile normale în canal, pe baza funcției stresului ERY, metoda de mapări conforme și a celei de-a treia teorii de rezistență.

6. Un model matematic de trei factori de profilare a țevilor pătrate a fost construit experimental, ceea ce vă permite să selectați parametrii tehnologici care asigură acuratețea geometriei țevilor obținute.

7. Dezvoltat și adus la nivel de inginerie, metoda de calcul al parametrilor tehnologici cu profiluri simultane și răsuciți țevi multilatente prin desen irelevant.

8. Studiile experimentale ale procesului de profilare a țevilor multi-fațete prin desen irelevant au arătat o convergență satisfăcătoare a rezultatelor analizei teoretice cu datele experimentale.

Referințe Cercetarea disertației candidatul științelor tehnice Shokova, Ekaterina Viktorovna, 2008

1. A.C. 1045977 URSS, MKI3 B21SS / 02. Instrument pentru trasarea textului tuburilor în formă de perete subțiri. / V.N. Ermakov, G.P. Moiseev, A.B. Suntsov și colab. (URSS). № 3413820; Etapă. 31.03.82; publ. 07.10.83, bul. №37. - Zs.

2..C. 1132997 URSS, MKI3 B21SS / 00. Wolf compozit pentru desenarea profilurilor multiple cu un număr chiar de text de fețe. / IN SI. Reinne, A.A. Pavlov, E.V. Nikulin (URSS). - 3643364 / 26-02; Etapă. 09/16/83; publ. 07.01.85, bul. №1. -4c.

3..C. 1197756 URSS, MKI4B21S37 / 25. Metoda de fabricare a textului tuburilor dreptunghiulare. / P.N. Kalinushkin, Vb. Furmanov și colab. (URSS). № 3783222; anunțat 21.08.84; publ. 15.12.85, bul. №46. - 6c.

4. A.C. 130481 URSS, MKA 7S5. Dispozitiv pentru răsucirea profilelor non-circulare cu textul desenului. / V.L. Kolmogorov, G.M. Moiseev, Yu.N. Shakmaev și colab. (URSS). № 640189; Etapă. 02.10.59; publ. 1960, Bul. №15. -2C.

5. A.C. 1417952 URSS, MKI4V21S37 / 15. Metoda de fabricare a profilului textului multifumit. / A.b. Yukov, a.a. Shkuresko și colab. (URSS). № 4209832; Etapă. 09.01.87; publ. 08.23.88, bul. №31. - 5c.

6. A.C. 1438875 URSS, MKI3 B21С37 / 15. Metoda de fabricare a textului tuburilor dreptunghiulare. / A.g. Mikhailov, L.B. Maslan, V.P. Buzin și colab. (URSS). № 4252699 / 27-27; Etapă. 28.05.87; publ. 11/23/88, Bul. №43. -4C.

7. A.C. 1438876 URSS, MKA3 B21S37 / 15. Dispozitiv pentru reproducerea conductelor rotunde în text dreptunghiular. / A.g. Mikhailov, L.B. Maslan, V.P. Buzin și colab. (URSS). № 4258624 / 27-27; Etapă. 09.06.87; publ. 11/23/88, Bul. №43. -Sc.

8..C. 145522 URSS MKI 7P410. Filtru pentru desenul țevilor Text. / E.V.

9. Bush, B.K. Ivanov (URSS). - Nr. 741262/22; Etapă. 10.08.61; publ. 1962, Bul. Nr. 6. -Sc.

10. A.C. 1463367 URSS, MKI4 B21С37 / 15. Metodă pentru realizarea textului textului multilateral. / V.V. Yakovlev, V.A. Shurinov, A.I.Pavlov și V.A. Belvyn (URSS). № 4250068 / 23-02; Etapă. 13.04.87; publ. 03/07/89, bul. №9. -2C.

11..C. 590029 URSS, MK2B21SS / 00. VOLOK pentru tragere profiluri text multilaterale cu pereți subțiri. / B.ji. Dyldin, V.A. Aleshin, G.P. Moiseev și colab. (URSS). № 2317518 / 22-02; Etapă. 30.01.76; publ. 30.01.78, bul. №4. -Sc.

12..C. 604603 URSS, MKI2 B21SS / 00. VOLOK pentru desenarea textului firului dreptunghiular. / Ji.c. Watrushin, i.sh. Berin, A.Ji. Chelie (URSS). - Nr. 2379495 / 22-02; Etapă. 07/05/76; Publ.30.04.78, Bul. 16. 2 p.

13. A.C. 621418 URSS, MKI2 B21SS / 00. Instrument pentru desenarea țevilor multiple cu un număr chiar de text fețe. / G.a. Savin, V.I. Panchenko, V.K. Sidorenko, L.M. Schlossberg (URSS). № 2468244 / 22-02; Etapă. 29.03.77; publ. 30.08.78, bul. №32. -2C.

14..C. 667266 URSS, MC2 B21SS / 02. Volok text. / A.A. Fotov, V.N. DINVV, G.P. Moiseev, V.M. Yermakov, yu.g. Bun (URSS). № 2575030 / 22-02; Etapă. 01.02.78; publ. 06/15/79, bul. №22, -4С.

15..C. 827208 URSS, MKI3 B21SS / 08. Dispozitiv pentru fabricarea textului tuburilor de profil. / IN ABSENTA. Lyashenko, G.P. Motsev, S.M. Podoskin și colab. (URSS). № 2789420 / 22-02; revendicări. 09.06.79; publ. 05.05.81, bul. №17. - Zs.

16..C. 854488 URSS, MKI3 B21SS / 02. Tot text încă. /

17. S.p. Panenenko (URSS). № 2841702 / 22-02; Etapă. 11/23/79; publ. 08/15/81, bul. №30. -2C.

18. A.C. 856605 URSS, MKI3 B21SS / 02. VOLOK pentru a desena textul profilurilor. / Yu.S. Zykov, a.g. Vasilyev, A.A. Kochetkov (URSS). №2798564 / 22-02; Etapă. 07/19/79; publ. 08.23.81, bul. №31. -Sc.

19. A.C. 940965 URSS, MKI3 B21SS / 02. Instrument pentru realizarea textului suprafețelor profilului. / IN ABSENTA. Savelyev, Yu.S. Învierea, A.D. OSMA-NIS (URSS). - Nr. 3002612; Etapă. 06.11.80; publ. 07.07.82, bul. №25. Zs.

20. ADLER, YU.P. Planificarea experimentului atunci când căutați condiții optime Text. / YU.P. ADLER, E.V. Markova, yu.v. Granovski m.: Știință, 1971. - 283c.

21. Alynevski, Ji.e. Eforturile de tracțiune cu tuburi de drenaj rece. / Ji.e. Alshevsk. M.: METALLGISDAT, 1952.-124C.

22. Amenzade, Yu.A. Teoria textului elasticității. / Yu.A. Amenzade. M.: Școala superioară, 1971.-288С.

23. Argunov, V.N. Calibrarea textului profilurilor în formă de format. / V.N. Argunov, M.Z. Yermanok. M.: Metalurgie, 1989.-206c.

24. ARYSENSKY, YU.M. Obținerea anizotropiei raționale în textul foilor. / YU.M. Arysensky, f.v. Greknikov, V.Yu. Aryshensky. M.: Metalurgie, 1987-141c.

25. aryshensky, yu.m.toria și calcule de formare a materialelor anizotropice Text. / YU.M. Arysensky, f.v. Grecknikov. - M.: Metalurgie, 1990.-304С.

26. BISK, M.B. Tehnologia rațională a textului instrumentului de fabricare a țevii. / M.B. Bisk-m.: Metalurgie, 1968.-141 p.

27. Widowin, S.I. Metode de calculare și proiectare a proceselor de calculator ale foilor de ștampilare și a unui text Blanks Text. / S.I. Widowin - M.: Inginerie mecanică, 1988.-160c.

28. Vorobyov, D.N. Instrumentul de calibrare pentru desenarea textului tuburilor dreptunghiulare. / D.N. Vorobev D.N., V.R. Kargin, i.I. Kuznetsova // Tehnologia aliajelor ușoare. -1989. Fotografiile lui. -C.36-39.

29. Vydrin, V.N. Producția de profiluri în formă de text de înaltă precizie. / V.N. Udrin și colab.: Metalurgie, 1977.-184C.

30. Gromov, N.P. Text de prelucrare a metalelor. / N.P. Gromov -m: Metalurgie, 1967.-340С.

31. GUBKIN, S.I. Critica metodelor existente pentru calcularea stresului de funcționare la OMD / PY. Gubkin // Metode de inginerie pentru calcularea proceselor tehnologice ale OMD. -M.: Mashgiz, 1957. C.34-46.

32. Glyaev, G.I. Stabilitatea secțiunii transversale a țevii sub reducerea textului. / G.I. Glyaev, P.N. Ivshin, V.K. Yanovich // Teoria și practica de reducere a țevilor. P. 103-109.

33. Glyaev, Yu.G. Modelarea matematică a proceselor de text OMD. / YU.G. Glyaev, S.A. Chukmasov, a.b. Gubin. Kiev: științe. Dumka, 1986. -240C.

34. Glyaev, Yu.G.Intensificarea acurateței și calității textului țevilor. / Yu.G. Glyaev, M.Z. Volodarsky, O.I. Leu și altele: Metalurgie, 1992.-238c.

35. Gun, G.Ya. Bazele teoretice pentru prelucrarea textului presiunii metalelor. / G.Ya. Arma. M.: Metalurgie, 1980. - 456c.

36. Gun, G.ya. Formularea plastică a textului metalelor. / G.ya. Gong, P.I. Polihin, B.A. Prudkovsky. M.: Metalurgie, 1968. -416c.

37. Danchenko, V.N. Producția de tuburi de profil Text. / V.N. Danchenko,

38. V.A. Sergeev, E.V. Nikulin. M.: Intermedia de inginerie, 2003. -224C.

39. Dnestrovsky, N.z. Striparea textului metalic. / N.Z. Nistru. M.: STATUL Școala științifică. ed. Lit. pe h. și culoarea Metalurgie, 1954. - 270c.

40. Dorokhov, A.I. Schimbați perimetrul în timp ce trageți tuburile în formă. / A.I. Dorokhov // Bul. Științific și tehnic Aruncați informațiile. M.: Ediția Metalurgului, 1959. - № 6-7. - p.89-94.

41. Dorokhov, A.I. Determinarea diametrului piesei originale pentru coaja ne-free și rularea tuburilor dreptunghiulare, triunghiulare și hexagonale. / A.I. Dorokhov, V.I. Shafir // Producția de țevi / discordie. M., 1969. -Sp.21. - P. 61-63.

42. Dorokhov, A.I. Axial stresați cu desenarea tuburilor în formă fără text de mandrel. / A.I. Dorokhov // tr. Ukrnita. M.: METALLUGIZDAT, 1959. -SP.1. - p.156-161.

43. Dorokhov, A.I. Perspective pentru producerea de țevi de profil deformate la rece și elementele de bază ale tehnologiei moderne a textului lor de fabricație. / A.I. Dorokhov, V.I. Reinne, a.P. Uspenko // țevi de specii economice: M.: Metalurgie, 1982. -C. 31-36.

44. Dorokhov, A.I. Calibrarea rațională a rolelor de mori multi-tehnologice pentru producerea de țevi de text secțiunilor dreptunghiulare. / A.I. Dorokhov, P.V. SAV-KIN, A.B. Kolpakovsky // Progresul tehnic în producția de țevi. M.: Metalurgie, 1965.-S. 186-195.

45. Emelyanenko, P.T. Text de producție a țevilor și a conductei. / P.T. Emelyanenko, A.A. Shevchenko, S.I. Borisov. M.: Metallurgizat, 1954.-496c.

46. \u200b\u200bYermanok, M.Z. Apăsând panouri aliaje de aluminiu. M.: Metalurgie. - 1974. -232C.

47. Ermanok, M.Z. Utilizarea desenului de nemulțumire în timpul producției de 1 "Tuburi Text. / M.Z. Yermanok. M.: Colormethinizare, 1965. - 101C.

48. Ermanok, M.Z. Dezvoltarea teoriei textului desenului. / M.Z. Yermanok // metale colorate. -1986. №9.- P. 81-83.

49. Ermanok, M.Z. Rational, Tehnologia de producție a țevilor dreptunghiulare din textul din aluminiu. / M.Z. Yermanok M.Z., V.F. Champietes. // metale colorate. 1957. - №5. - p.85-90.

50. Zykov, Yu.S. Raportul optim de deformări în desenarea textului profilurilor dreptunghiulare. / YU.S. Zykov, a.g. Vasilyev, A.A. Kochetkov // metale colorate. 1981. - №11. -C.46-47.

51. Zykov, Yu.S. Efectul unui profil al unui canal de desen în textul forței de felare. / Yu.S. Zykov // Știri de universități. Metalurgie feroasă. 1993. --№2. - p.27-29.

52. Zykov, Yu.S. Forma combinată de cercetare profilul longitudinal Textul voleiului zonei de lucru. / Yu.S. Zykov // Metalurgie și cocs: Prelucrarea presiunii metalelor. - Kiev: Tehnica, 1982. - Iet.78. P. 107-115.

53. Zykov, Yu.S. Parametrii optimi ai textului profilurilor dreptunghiulare. / YU.S. Zykov // colorat megalla. 1994. - №5. - p.47-49. .

54. Zykov, Yu.S. Parametrii optimi ai procesului de desenare a unui text de profil dreptunghiular. / Yu.S. Zykov // metale colorate. 1986. - №2. - P. 71-74.

55. Zykov, Yu.S. Colțurile optime ale tragerii textului metalic întăritor. / Yu.S. Zykov. / / Universitățile Izvestia. 4m. 1990. - №4. - p.27-29.

56. Ilyushin, A.A. Plastic. Partea întâi. Text elastic de deformări din plastic. / A.A. Ilyushin. -M.: MSU, 2004. -376 P.

57. Kargin, V.R. Analiza desenului neplăcut al țevilor cu pereți subțiri cu un text antipatie. / V.R. Kargin, E.V. Shokova, B.v. Kargin // Bulletin SGAU. Samara: SGAU, 2003. - №1. - p.82-85.

58. Kargin, V.R. Introducere în prelucrarea de specialitate a presiunii metalelor

59. Text: Tutorial / V.R. Kargin, E.V. Shokova. Samara: SGAU, 2003. - 170C.

60. Kargin, V.R. Textul de desenare a țevii de apă. / V.R. Kargin // metale colorate. -1989. №2. - C.102-105.

61. Kargin, V.R. Elementele de bază ale textului experimentului de inginerie: Tutorial / V.R. Kargin, V.M. Hares. Samara: SGAU, 2001. - 86C.

62. Kargin, V.R. Calcularea unui instrument de desenare a profilurilor pătrate și a textului țevilor. / V.R. Kargin, M.V. Fedorov, E.V. SHOKOVA // Izvestia Samara Centrul Scientific al Academiei de Științe Ruse. 2001. - №2. - Tz. - p.23 8-240.

63. Kargin, V.R. Calculul îngroșării peretelui țevii atunci când textul. / V.R. Kargin, B.v. Kargin, E.V. Shokova // Producția de achiziții în inginerie mecanică. 2004. -№1. -C.44-46.

64. Kasatkin, N.I. Procesul de cercetare de profilare a textului dreptunghiular. / N.I. Casatkin, așa-zis Honina, i.V. Komkova, p.t. Panova / Studiul proceselor de prelucrare a metalelor neferoase. - M.: Metalurgie, 1974. 44. - P. 107-111.

65. Kirichenko, a.n. Analiza economiei. căi diferite Producția de țevi de profil cu grosimea de perete constantă în jurul textului perimetrului. / A.N. Kirichenko, A.I. Gubin, G.I. Denisova, N.K. Khudyakova // țevi de specii economice. -M., 1982. -S. 31-36.

66. Kleenov, V.F. Alegerea unei piese de prelucrat și calcularea instrumentului de desenare a țevilor dreptunghiulare din textul aliajelor din aluminiu. / V.F. Klemenov, R.I. Muratov, M.I. Erlich // Tehnologia aliajelor luminoase.-1979. - №6.- P.41-44.

67. Kolmogorov, V.L. Instrument pentru desenarea textului. / VL. Kolmogorov, S.I. Orlov, v.Yu. Shevlyakov. -M.: Metalurgie, 1992. -144C.

68. Kolmogorov, B.Ji. Voltaj. Deformare. Textul distrugerii. / B.jt. Kolmogorov. M.: Metalurgie, 1970. - 229c.

69. Kolmogorov, B.Ji. Sarcini tehnologice de desen și apăsare text.: TUTORIAL / B.JI. Kolmogorov. -Sverdlovsk: upi, 1976. -sp.10. -81c.

70. Coppenfels, V. Practica textului de mapări conforme. / V. Cop-Penfels, F. Stalman. M.: IL, 1963. - 406C.

71. COFOFF, Z.A. Textul conductei de rulare la rece. / Per. COFOFF, P.M. Solovychik, V.A. Alesshin și alții. Sverdlovsk: Metallurgizat, 1962. - 432C.

72. Gruzman, Yu.G. Starea actuală a textului global de producție a țevilor. / YU.G. Krukman, J1.c. Lyakhovetsky, o.a. Semenov. M.: Metalurgie, 1992. -81C.

73. Levanov, a.n. Contactați fricțiunea în procesele de text OMD. La.N. Leva-Nov, V.L. Colmagorii, S.L. Burkin și colab.: Metalurgie, 1976. - 416c.

74. Levitansky, M.D. Calculul standardelor tehnice și economice pentru producerea de țevi și profile din aliaje de aluminiu pe textul calculatorului personal. / M.D. Levitansky, de exemplu. Makovskaya, R.P. Nazarova // metale colorate. -19.92. - -C.10-11.

75. Lyzov, M.N. Teoria și calculul proceselor de fabricație ale pieselor sunt text flexibil. / M.N. Lysov M: Inginerie mecanică, 1966. - 236C.

76. Musheishvili, N.I. Unele dintre principalele sarcini ale teoriei matematice a textului elasticității. / N.I. Musheishvili. M.: ȘTIINȚIE, 1966. -707C.

77. Osadchy, V.ya. Studiul parametrilor de putere ai textului cu tubul de profil și al calibrelor cu role. / V.Ya. Saddy, S.a. Steptanți // oțel. -1970. --№8.-S.732.

78. Osadchy, V.Ya. Caracteristici de deformare în fabricarea țevilor de profil de text dreptunghiular și variabile Text. / V.Ya. Saddy, S.a. Steptanți // oțel. 1970. - №8. - p.712.

79. Osadchy, V.Ya. Calcularea stresului și a eforturilor atunci când trageți textul țevilor. /

80. V.Ya. Sidiable, A.Ji. Vorontsov, S.M Karpov // Producția de produse laminate. 2001. - №10. - S.8-12.

81. Osadchy, S.I. Stres-deformo-baie cu profiluri - Rovaniaiatext. / V.ya. Saddy, S.A. Getya, S.a. Stepanov // Universități Izvestia. Metalurgie feroasă. 1984. --№9. -S.66-69.

82. Părshin, B.C. Elementele de bază ale îmbunătățirii sistemice a proceselor și a desenului rece a textului tubului. / B.C. Părâții. Krasnoyarsk: Editura Numele Kras. Universitatea, 1986. - 192c.

83. Părshin, B.C. Textul de desen al tubului rece. / B.C. Păruciins, A.a. Fotov, V.A. Aleshin. M.: Metalurgie, 1979. - 240c.

84. Perlin, i.l. Teoria textului desenului. / I.L. Perlin, M.Z. Yermanok. -M.: Metalurgie, 1971.- 448С.

85. Perlin, P.I. Containere pentru lingouri plate Text. / P.I. Perlin, L.F. TowChova // Sat. Tr. Vnimetmash. Onti Vniemetmash, 1960. - №1. -C.136-154.

86. Perlin, P.I. Metodă pentru calcularea containerelor pentru presarea unui text de lingou text. / P.I. Perlin // Buletin de inginerie mecanică 1959. - №5. - S.57-58.

87. Popov, E.a. Fundamente ale teoriei textului de ștanțare. / E.a.popov. -M.: Inginerie mecanică, 1977. 278С.

88. Potapov, i.N. Teoria textului producției de țevi. / I.N. Potapov, a.P. Colikov, V.M. Druyan și colab. M: Metalurgie, 1991. - 406C.

89. Ravin, A. N. Instrumentul de formare a textului de presare și desenare a profilurilor. / A.N. Ravin, e.sh. Sukhodrev, l.r. Dudetskaya, V.L. Scherbanyuk. - Minsk: Știință și tehnologie, 1988. 232C.

90. Rakhtmayer, R.D. Metode de diferență pentru rezolvarea problemelor de valoare limită Text. / R.D. Rakhtmeyer. M.: MIR, 1972. - 418C!

91. SAVIN, G.A. Text de desen text. / G.a. Savin. M.: Metalurgie, 1993.-336c.

92. Savin, G.N. Distribuția de tensiune în apropierea textului găurilor. / Nov.

93. Savin. Kiev: Nukova Dumka, 1968. - 887C.

94. Segerylind, Ji. Aplicarea textului MCE. / Ji. Segerilind. M.: MIR, 1977. - 349С.

95. Smirnov-Alyaev, G.a. Sarcina aximmetrică a teoriei fluxului de plastic în timpul comprimării, distribuției și desenului textului țevilor. / G.A. Smirnov-Alyaev, G.ya. Arma // Știri de universități. Metalurgie feroasă. 1961. - №1. - P. 87.

96. Storozhev, M.V. Text de prelucrare a metalelor. / M.V. Storozhev, E.a. Popov. M.: Inginerie mecanică, 1977. -432C.

97. Timoșenko, S.P. Text de rezistență la material. / S.p. Timoșenko - M.: Science, 1965. T. 1, -480С.

98. Timoșenko, S.P. Stabilitatea textului sistemelor elastice. / S.p. Timoșenko. M.: Gittle, 1955. - 568С.

99. Trusov, p.v. Investigarea procesului de profilare a textului tuburilor de canelură. / P.V. Trusov, V.Y. Stâlpi, i.a. Cron // Prelucrarea metalelor de presiune. -Sverdlovsk, 1981. №8. - p.69-73.

100. Hucheng, V. Pregătirea conductelor pentru tragere, metode de desen și echipamente utilizate în text de tragere. / V. Hucheng // producția de țevi. Dusseldorf, 1975. Per. Cu acesta. M.: Metallurgizat, 1980. - 286c.

101. Chevakin, Yu.F. Mașini de calcul în producerea textului țevilor. / YU.F. Chevakin, a.m. Jante. M.: Metalurgie, 1972. -240C.

102. Chevakin, Yu.F. Calibrarea sculei pentru desenarea textului tuburilor dreptunghiulare. / YU.F. Shevakin, N.I. CASATKIN // Studiul proceselor de prelucrare a metalelor neferoase. -M.: Metalurgie, 1971. voi. №34. - p.140-145.

103. Chevakin, Yu.F. Text de producție a țevilor. / Yu.f. Shevakin, A.Z. Gle Berg. M.: Metalurgie, 1968. - 440С.

104. Chevakin, Yu.F. Producția de țevi metalice neferoase. / Yu.F. Chevakin, a.m. Rytikov, F.S. Seidalev m.: Metallurgizat, 1963. - 355С.

105. Chevakin, Yu.F., Rirts a.m. Îmbunătățirea eficienței producției de țevi din textul metalelor neferoase. / YU.F. Chevakin, a.m. Jante. M.: Metalurgie, 1968.-240C.

106. Shokova, E.V. Instrumentul de calibrare pentru desenarea textului tuburilor dreptunghiulare. / E.V. SHOKOVA // XIV Tupolevsky Lectings: Conferința științifică internațională a tineretului, statul Kazan. Tehn. Un-t. Kazan, 2007. - Volumul 1. - P. 102103.

107. Șuruburi, A.K., Freiberg Ma Producția de țevi din textul profilurilor economice. / A.K. Schupov, M.A. Freiberg.-Sverdlovsk: Metallurgizat, 1963-296c.

108. Yakovlev, V.V. Relocarea țevilor dreptunghiulare de text de precizie sporită. / V.V. Yakovlev, B.A. SMILNITSKY, V.A. Balyavin și alții. // Stal.-1981. - №6-S.58.

109. Yakovlev, V.V. Tensiunea de contact Cu desen irelevant al țevilor. Text. / V.V. Yakovlev, V.V. Spellers // SAT: producția de țevi fără sudură. -M: Metalurgie, 1975.c. 3. -C.108-112.

110. Yakovlev, V.V., desenarea țevilor dreptunghiulare pe un text de mandrel în mișcare. / V.V. Yakovlev, V.A. Shurinov, V.A. Balyavin; Odihnă. Dnepropetrovsk, 1985. - 6c. - Dep. În deformarea neagră 13.05.1985, nr. 2847.

111. Automatische Ferningund Vou Profiliohren Becker H., Brockhoff H., "Blech Rohre Profil". 1985. -№32. -C.508-509.

Vă rugăm să rețineți că textele științifice prezentate mai sus sunt postate pentru familiarizare și obținute prin recunoașterea textelor originale ale tezelor (OCR). În acest sens, acestea pot conține erori asociate cu imperfecțiunea algoritmilor de recunoaștere. În PDF, disertația și rezumatele autorului pe care le oferim astfel de erori.

Rularea țevilor pentru a reduce diametrul lor (reducere) Este foarte utilizat în aproape toate atelierele pentru producerea de țevi laminate la cald, precum și în fabricarea țevilor cu sudare. Acest lucru se datorează faptului că producția de țevi de dimensiuni mici este de obicei asociată cu pierderea tangibilă a productivității unităților de rulare sau conducte de conducte și, prin urmare, cu creșterea prețurilor. În plus, în unele cazuri, de exemplu, conducte de rulare Dia. Mai puțin de 60-70 mm sau țevi cu o grosime foarte mare a peretelui și o gaură interioară mică este dificilă, deoarece necesită utilizarea de dornuri de diametru prea mic.

Reducerea se efectuează după conducte suplimentare de încălzire (sau încălzite) până la 850-1100 ° cu leminarea acestora pe mori continue multi-calme (cu numărul de celule de până la 24) fără utilizarea instrumentului intern (dorn). În funcție de sistemul de funcționare acceptat, acest proces poate continua cu o creștere a grosimii peretelui sau cu scăderea acestuia. În primul caz, plumbul de rulare fără tensiune (sau cu o tensiune foarte mică); Și în al doilea - cu o tensiune mare. Cel de-al doilea caz, ca fiind mai progresiv, a fost distribuit în ultimul deceniu, deoarece vă permite să efectuați o reducere semnificativ mai mare, iar scăderea grosimii peretelui este extinderea sortării țevilor laminate de conducte mai economice - cu pereți subțiri.

Posibilitatea de sofisticare a peretelui în timpul reducerii permite obținerea pe unitatea principală de rulare a țevii cu o grosime a peretelui ușor mai mare (uneori la 20-30%). Acest lucru îmbunătățește semnificativ productivitatea unității.

În același timp, în multe cazuri, principiul mai vechi de funcționare și-a păstrat reducerea fără valoare fără tensiune. Practic, acest lucru se referă la cazurile de reducere a țevilor relativ groase, atunci când chiar și cu tensionări mari, devine vizibil pentru a reduce semnificativ grosimea peretelui devine dificilă. Trebuie remarcat faptul că o reducere a mori sunt instalate în multe magazine de rulare a țevilor care sunt proiectate pentru rularea liberă. Aceste mori vor fi încă operate și, prin urmare, reducerea fără tensiune va fi aplicată pe scară largă.

Luați în considerare modul în care grosimea peretelui de țeavă se schimbă cu reducere liberă, când nu există capete de tensiune axială sau o copie de rezervă, iar diagrama starea de stres este caracterizată de solicitări de compresie. V. JI. Kolmogorov și A. 3. Gleiberg, pe baza faptului că schimbarea efectivă a peretelui corespunde lucrărilor minime de deformare și prin utilizarea principiului mișcărilor posibile, sa dat determinarea teoretică a modificării grosimii peretelui în timpul reducerii . În același timp, ipoteza a fost făcută faptul că inegalitatea * deformării nu afectează în mod semnificativ schimbarea grosimii peretelui, iar forțele frecării externe nu au luat în considerare supapele, deoarece acestea sunt semnificativ mai puțin rezistențe interne. La 89 prezintă curbele de modificare a grosimii peretelui de la squl inițial la o dată pentru oțelurile scăzute, în funcție de gradul de reducere față de diametrul original DT0 la DT final (Rata DT / DTO) și factorul geometric -Sensiune a țevilor (raportul S0 / DT0).

Cu grade mici de reducere, rezistența expirării longitudinale este mai multă rezistență la expirarea din interior, ceea ce face ca îngroșarea peretelui. Cu o creștere a valorii de deformare, intensitatea îngroșării peretelui crește. Cu toate acestea, în același timp, rezistența la expirare este, de asemenea, în creștere. Cu o anumită reducere, îngroșarea peretelui atinge maximul și creșterea ulterioară a gradului de reducere duce la o creștere mai intensă a rezistenței la expirarea în interiorul și, ca rezultat, îngroșarea începe să scadă.

Între timp, numai grosimea peretelui conductei productive finite este de obicei cunoscută și atunci când se utilizează aceste curbe, este necesar să setați valoarea dorită, adică, utilizați metoda de aproximare consecventă.

Natura grosimii grosimii peretelui se schimbă dramatic dacă procesul este efectuat cu tensiune. După cum sa menționat deja, prezența și magnitudinea tensiunilor axiale se caracterizează prin condiții de deformare de mare viteză pe o moară continuă, a cărei indicator este coeficientul de tensiune cinematică.

În timpul reducerii cu tensiunea, condițiile de deformare ale capetelor conductelor diferă de condițiile de deformare a mijlocului țevii, când procesul de rulare sa stabilizat deja. În procesul de umplere a morii sau la ieșirea țevii din moară, capetele țevii percep doar o parte a tensiunii și la rulare, de exemplu, în prima cutie până când conducta este atinsă în cea de-a doua cusătură , în general trece fără tensiune. Ca rezultat, capetele conductelor sunt întotdeauna îngroșate, ceea ce reprezintă un dezavantaj al procesului de reducere cu tensiune.

Valoarea de tăiere poate fi oarecum mai mică decât lungimea capătului îngroșat datorită utilizării toleranței pozitive asupra grosimii peretelui. Prezența capetelor îngroșate afectează în mod semnificativ economia procesului de reducere, deoarece aceste capete sunt supuse tăierii și sunt costuri de producție nerambursabile. În acest sens, procesul de rulare cu tensiune se utilizează numai dacă conducta este obținută după reducerea conductelor este mai mare de 40-50 m, când pierderile relative din cultură sunt reduse la nivelul caracteristic al oricărei alte metode de rulare.

Metodele de calculare a modificării grosimii secției fac posibilă determinarea coeficientului hotei atât pentru reducerea liberă, cât și pentru cazul laminare cu tensiune.

Când este cuprinsă, egală cu 8-10% și cu un coeficient de tensiune plastic de 0,7-0,75, dimensiunea alunecii este caracterizată printr-un coeficient de IX \u003d 0,83-0,88.

Din luarea în considerare a formulelor (166 și 167), este ușor să vedeți cum trebuie respectate parametrii de viteză în fiecare cușcă, astfel încât rularea curge prin modul calculat.

Unitatea de grup a rolelor în mori de reducere a structurii vechi are un raport constant al numărului de role din toate cablurile, care numai în cazul particular pentru țevile de aceeași mărime pot corespunde modului de rulare liberă. Reducerea țevilor de toate celelalte dimensiuni va apărea cu alte capote, prin urmare, modul de rulare liberă nu va fi menținut. Practic, în aceste mori, mereu avansează cu o mică tensiune. Unitatea individuală a rolelor din fiecare cușcă cu reglarea fină a vitezei lor vă permite să creați moduri de tensiune diferite, inclusiv modul de rulare liberă.

Deoarece tensiunea din față și din spate creează momente care vizează direcții diferite, rotația totală a rolelor în fiecare cușcă poate crește sau scade în funcție de raportul dintre eforturile tensiunii din față și din spate.

În acest sens, condițiile în care se află în mod inexorabil în mod inexorabil. În cazul în care momentul de rulare în primele celule, pe măsură ce țeava trece sub celulele ulterioare, este redusă prin tensiune, momentul de rulare în ultimele orașe, dimpotrivă, ar trebui să fie mai mare, deoarece aceste cutii sunt în mare parte testate. Și numai în celulele mijlocii datorită valorilor apropiate ale tensiunii din față și spate, momentul de rulare cu modul constant diferă puțin de cel calculat. Cu o calculare a forței nodurilor hubbover, care lucrează cu tensiune, este necesar să se țină cont de faptul că momentul de rulare este pe scurt, dar crește foarte puternic în timpul capturării rolei de țeavă, care este explicată printr-o diferență mare în viteze ale țevii și rulourilor. Încărcarea maximă care rezultă depășind uneori de mai multe ori (în special în timpul reducerii cu o tensiune mare), poate provoca deteriorarea mecanismului de antrenare. Prin urmare, în calcule, această sarcină maximă este luată în considerare prin introducerea coeficientului corespunzător luată egal cu 2-3.

Teza pe subiect:

Producția de țevi

1. Sortați și cerințele documentației de reglementare pentru țevi

1.1 Sortare de țevi

OJSC "Crossow Sukavod" este unul dintre cei mai mari producători de produse tubulare din țara noastră. Produsele sale sunt vândute cu succes atât în \u200b\u200bțară, cât și în străinătate. Produsele fabricate la fabrică îndeplinesc cerințele standardelor interne și externe. Certificatele internaționale de calitate emise de organizații precum: american institutul de petrol (API), Centrul de Certificare German TUV - Rand.

Atelierul T-3 este unul dintre atelierele principale ale întreprinderii, produs de acestea respectă standardele prezentate în tabel. 1.1.

Tabelul 1.1 - Standarde de țevi fabricate

În atelierul de lucru, sunt produse țevile fabricate din clase de oțel carbon, aliate și foarte dopate, cu diametrul D \u003d 28-89 mm și grosimea peretelui S \u003d 2,5-13mm.

Momentan se specializează în producția de țevi de compresor de pompe, țevi scop general și țevile destinate reducjului rece ulterior.

Proprietățile mecanice ale țevilor produse trebuie să corespundă la tabelul specificat. 1.2.

1.2 Cerințe de documentație de reglementare

Producția de țevi în atelierul T-3 CRUG se efectuează pe diferite documente de reglementare, cum ar fi GOST, API, DIN, NFA, ASTM și altele. Luați în considerare cerințele prevăzute din 1629 prezentate.

1.2.1Statim.

Acest standard se aplică tuburilor rotunde fără sudură de la oțelurile nealiate. Compoziția chimică a oțelurilor utilizate pentru producția de țevi este dată în Tabelul 1.3.

Tabelul 1.2 - Proprietăți mecanice ale țevilor

Tabelul 1.3 - Compoziția chimică a oțelurilor

Țevile fabricate în conformitate cu acest standard sunt utilizate în principal în diverse dispozitive din fabricarea rezervoarelor și a conductelor de lansare, precum și în ingineria generală și realizarea instrumentului.

Dimensiunile și abaterile limită ale țevilor sunt prezentate în Tabelul 1.4., Tabelul 1.5., Tabelul.1.6.

Lungimea țevii este determinată de distanța dintre capetele sale. Tipurile de lungime a țevii sunt prezentate în Tabelul 1.4.

Tabelul 1.4 - Tipuri de lungime și abateri de lungime admisibile

Tabelul 1.5 - Abaterile admise de diametru

Tabelul 1.6 - Abaterile de grosime a peretelui admisibil

Țevile ar trebui să fie cât mai rotunde. Abaterea de la rotunjire ar trebui să se situeze în abaterile admise pentru diametrul exterior.

Țevile trebuie să fie direct pe ochi, dacă este necesar, pot fi instalate cerințe speciale pentru drept.

Țevile trebuie să fie decupate perpendicular pe axa țevii și nu ar trebui să aibă burze.

Valorile pentru masele liniare (greutate) sunt date în standardul DIN 2448. Următoarele abateri de la aceste valori sunt permise:

pentru o conductă separată + 12% - 8%,

pentru alimentarea cântărind cel puțin 10T + 10% -5%.

În desemnarea standard a țevilor din 1629 corespunzătoare, se indică:

Numire (tub);

Numărul principal al standardului dimensional din DIN (DIN 2448);

Dimensiunile principale ale țevii (diametrul exterior × grosimea peretelui);

Numărul principal. condiții tehnice Consumabile (DIN 1629);

Numele abreviat al mărcii de oțel.

Un exemplu de desemnare condiționată a țevii conform DIN 1629 cu un diametru exterior de 33,7 mm și o grosime a peretelui de 3,2 mm de oțel ST 37.0:

Pipe DIN 2448-33,7 × 3.2

DIN 1629-ST 37.0.

1.2.2 Cerințe tehnice

Țevile ar trebui să fie făcute în conformitate cu cerințele reglementărilor standard și tehnologice aprobate în modul prescris.

În exteriorul I. suprafață interioară Țevile și cuplajele nu trebuie capturate, cochilii, apusurile de soare, pachetele, fisurile și șlefuirea.

Dezbaterea și dezbaterea acestor defecte sunt permise, cu condiția ca adâncimea lor să nu depășească abaterea limită minus de-a lungul grosimii peretelui. Sudarea, Zackecanka sau etanșarea locurilor defecte nu este permisă.

În locurile în care grosimea peretelui poate fi măsurată direct, adâncimea locurilor defecte poate depăși valoarea specificată sub condiția ca grosimea minimă a peretelui să fie păstrată ca fiind diferența dintre grosimea nominală a peretelui conductei și deformarea maximă limita pentru aceasta.

Separarea temerilor minore, dents, riscuri, un strat subțire de scară și alte defecte cauzate de metoda de producție, dacă nu derivă grosimea peretelui dincolo de limitele abaterilor minus.

Proprietăți mecanice (rezistența la randament, rezistența la tracțiune, extensia relativă în timpul pauzei) trebuie să respecte valorile date în tabelul 1.7.

Tabelul 1.7 - Proprietăți mecanice

1.2.3 Reguli de acceptare

Țevile sunt prezentate la acceptarea părților.

Partea trebuie să fie formată din țevi cu un diametru condițional, o grosime a peretelui și grupul de forță, de un tip și o singură execuție și însoțită de un singur document care atestă conformitatea calității acestora cerințelor standardului și conținând:

Numele producătorului;

Diametrul conductei condiționate și grosimea peretelui în milimetri, lungimea țevii în metri;

Tip de țeavă;

Grup de forță, număr de topire, fracțiune de masă de sulf și fosfor pentru toate vagoanele incluse în lot;

Numere de țevi (de la - până la fiecare topire);

Rezultatele testului;

Denumire standard.

Verifica vedere externăValorile defectelor și dimensiunilor geometrice și parametrii trebuie supuse fiecărei părți a partidului.

Fracțiunea de masă a sulfului și a fosforului trebuie verificată de la fiecare topire. Pentru țevi din metal dintr-o altă întreprindere, fracția de masă a sulfului și a fosforului trebuie să facă un document cu privire la calitatea producătorului de metal.

Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului sunt selectate de o țeavă de fiecare dimensiune de la fiecare topire.

Pentru a verifica aplatizarea, selectați o țeavă din fiecare topire.

Testarea pentru etanșeitate Presiunea hidraulică internă trebuie supusă fiecărei țevi.

La primirea rezultatelor testelor nesatisfăcătoare, cel puțin unul dintre indicatorii de pe acesta se efectuează prin teste repetate pe un eșantion dublu din același lot. Rezultatele testelor repetate se aplică întregului lot.

1.2.4 Metode de testare

Inspectarea suprafeței exterioare și interioare a țevilor și cuplajele sunt produse vizual.

Adâncimea defectelor trebuie verificată într-un mod inactiv sau într-un alt mod în trei locuri.

Verificarea dimensiunilor geometrice și a parametrilor țevilor și a cuplajelor trebuie efectuate utilizând instrumente de măsurare universale sau dispozitive speciale care asigură precizia necesară de măsurare, în conformitate cu documentația tehnică aprobată în modul prescris.

Se determină curbele în porțiunile de capăt ale țevii, pe baza amplorii brațului de deformare și se calculează ca fiind prolvați din diviziunea boom-ului de deformare în milimetri la distanța de la locul - măsurătorile la cel mai apropiat capăt al țeavă în metri.

Verificarea țevilor în greutate trebuie făcută pe mijloace speciale Pentru cântărirea cu acuratețe, asigurând cerințele acestui standard.

Testul de tracțiune trebuie efectuat conform DIN 50 140 pe eșantioane longitudinale scurte.

Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului din fiecare tub selectat, o probă este tăiată. Probele trebuie tăiate de-a lungul oricărui capăt al țevii printr-o metodă care nu determină modificări ale structurii și a proprietăților mecanice ale metalului. Este permisă îndreptarea capetelor probei pentru a capta declanșatoarele mașinii de testare.

Durata presiunii hidraulice de testare trebuie să fie de cel puțin 10 secunde. Atunci când sunt testate în peretele țevii, scurgerile nu trebuie detectate.

1.2.5 Marcarea, ambalarea, transportul și depozitarea

Marcarea țevilor trebuie efectuată în următorul volum:

Pe fiecare țeavă la o distanță de 0,4-0,6 m de la capătul său, marcajul trebuie să fie aplicat în mod clar cu un impact sau o acoperire:

Numărul de țevi;

Marcă comercială a producătorului;

Lună și anul de eliberare.

Locul de aplicare a marcajului trebuie să fie înconjurat sau subliniat de vopsea ușoară stabilă.

Înălțimea semnelor de marcare trebuie să fie de 5-8 mm.

Cu o metodă mecanică de aplicare a marcajului de țevi, este permisă să o localizeze într-un singur rând. Este permisă pe fiecare țeavă să marcheze numărul de topire.

Alături de modul de șoc etichetat sau de înțelegere pe fiecare țeavă trebuie să fie etichetate vopsea ușoară:

Diametrul condiționat al țevii în milimetri;

Grosimea peretelui în milimetri;

Tip de execuție;

Nume sau marcă Producător Întreprinderi.

Înălțimea semnelor de marcare trebuie să fie de 20-50 mm.

Toate semnele de marcare trebuie aplicate de-a lungul formării țevilor. Este permisă aplicarea semnelor de marcare perpendiculare pe metoda de rulare.

Când încărcarea într-o mașină ar trebui să fie țevi de numai un lot. Țevile sunt transportate în pachete, legate ferm nu mai puțin de două locuri. Masa pachetului nu trebuie să depășească 5 tone și la cererea consumatorului - 3 tone. Este permisă trimiterea într-un pachet de țevi de țevi de diferite loturi, cu condiția ca acestea să fie separate.

2. Tehnologia și echipamentul pentru producția de țevi

2.1 Descrierea echipamentului principal al T-3

2.1.1 Descrierea și caracteristicile tehnice scurte ale unui aragaz cu pași (PSH)

Cuptorul cu fundul de jos al atelierului T-3 este proiectat să se încălzească cu un diametru de 90 ... 120 mm, lungime Z ... 10 m de oțel inoxidabil din oțel inoxidabil din oțel inoxidabil din oțel inoxidabil înainte firmware pe TPA-80.

Cuptorul este situat în camera magazinului T-3 la etajul al doilea în zborurile A și B.

Proiectul cuptorului a fost realizat de gyrometricul orașului Sverdlovsk în 1984. Punerea în funcțiune a fost efectuată în 1986.

Cuptorul este o structură metalică rigidă atinsă de materiale de izolare refractară și termică. Dimensiuni interne ale cuptorului: lungime - 28,87 m, lățime - 10,556 m, înălțime - 924 și 1330 mm, caracteristicile operaționale ale cuptorului sunt prezentate în Tabelul 2.1. Sub cuptorul se face sub formă de grinzi fixe și mobile, cu care semifabricatele sunt transportate prin cuptor. Grinzile sunt tupulare cu materiale termoizolante și materiale refractare și sunt încadrate de un set cu cască specială din turnarea rezistentă la căldură. Partea superioară a fasciculului este realizată din MC-90 mullitoxorund. Arcul cuptorului este suspendat din materiale refractare în formă și este izolat material izolant. Pentru întreținerea cuptorului și întreținerea pereților, pereții sunt echipați cu ferestre de lucru, o fereastră de boot și o fereastră de descărcare metalică. Toate ferestrele sunt echipate cu amortizoare. Încălzirea cuptorului este realizată de gaze naturale, împământate cu tipul de arzător GR (arzător de radiații presiune scăzută) Instalat pe arc. Cuptorul este împărțit în 5 zone termice de 12 arzătoare în fiecare. Aerul de combustie este furnizat de doi ventilatoare VM-18A-4, dintre care unul servește ca o copie de rezervă. Gazele de ardere sunt îndepărtate prin colectorul de fum, situat pe arc la începutul cuptorului. În plus, în conformitate cu sistemul de produse și cai de fumat metal, cu ajutorul a două dymososos, gazele de ardere WGDN-19 sunt aruncate în atmosferă. Flipperul a fost instalat cu o buclă de înclinație cu buclă tubulară cu 6 sevee tubulară (CP-250) pentru încălzirea aerului furnizat la ardere. Pentru eliminarea mai completă a căldurii gazelor de eșapament, sistemul de îndepărtare a fumului este echipat cu un cuptor cu o singură cameră pentru dornuri de încălzire (PPO).

Emiterea billetului încălzit din cuptor se desfășoară cu ajutorul rolelor de rulare răcite cu apă internă, ale căror role au o duză rezistentă la căldură.

Cuptorul este echipat cu un sistem de televiziune industrială. Între panourile de control și scutul KIPIA există un difuzor.

Cuptorul este echipat cu sisteme de reglare automată. regimul termic, siguranța automată, nodurile de control ale parametrilor de funcționare și abaterea semnalizării parametrilor din normă. Următorii parametri sunt supuși reglementării automate:

Temperatura cuptorului în fiecare zonă;

Raportul dintre "gaz-aer" pe zone;

Presiunea gazului în fața cuptorului;

Presiune în spațiul de lucru al cuptorului.

În plus față de modurile automate, este furnizat modul de la distanță. Sistemul automat de control include:

Temperatura cuptorului în zone;

Temperatura în lățimea cuptorului în fiecare zonă;

Temperatura gazelor care curg din cuptor;

Temperatura aerului după recuperarea căldurii;

Temperatura gazelor de ieșire din fața recuperării;

Temperatura fumului în fața fumului;

Consumul de gaze naturale pe cuptor;

Fluxul de aer către cuptor;

Descărcarea de gestiune în Borov în fața fumului;

Presiunea gazului în colectorul general;

Gaze sub presiune și aer în colectoare de zonă;

Presiune în cuptor.

Cuptorul conține o întrerupere a gazelor naturale, cu semnalizare ușoară atunci când presiunea gazului și a aerului scade în colectorii zonei.

Tabelul 2.1 - Parametrii operaționali contur

Consumul de gaze naturale pe cuptor (maxim) nm 3 / oră	5200
1 zonă	1560
2 zona	1560
3 Zone	1040
4 Zone	520
5 Zone	520
Presiunea gazelor naturale (maxim), KPA înainte
cuptor	10
arzător	4
Fluxul de aer către cuptor (maxim) nm 3 / oră	52000
Presiunea aerului (maxim), kPa înainte
cuptor	13,5
arzător	8
Presiune sub arcadă	20
Temperatura de încălzire metalică, ° C (maxim)	1200...1270
Compoziția chimică a produselor de combustie în zona a 4-a,%
CO 2.	10,2
O 2.	3,0
ASA DE	0
Temperatura produselor de combustie în fața recuperării, ° C	560
Temperatura de încălzire a aerului în recuperare, ° С	Până la 400.
Ritmul de distribuire a golurilor	23,7...48
Performanța cuptorului, TN / oră	10,6... 80

Sistemul de alarmă de urgență funcționează, de asemenea, ca:

Ridicarea temperaturii în zonele a 4-a și a 5-a (t cp \u003d 1400 ° C);

Creșteți temperatura gaze de ardere în fața recuperării (t cu p \u003d 850 ° C);

Creșterea temperaturii gazelor de ardere în fața sistemului de fum (t cp \u003d 400 ° C);

Falling presiunea apei de răcire (P Cf \u003d 0,5 ATM).

2.1.2 Linie scurtă de specificații tehnice tăiere fierbinte

Linia de tăiere la cald a piesei de prelucrat este concepută pentru problema tijei încălzite în foarfece, tăind piesa de prelucrat pe lungimile necesare, îndepărtarea semifabricatelor de la foarfece.

O scurtă caracteristică tehnică a liniei de tăiere la cald este prezentată în tabelul 2.2.

Compoziția echipamentului de tăiere la cald include foarfece (design SCMZ) pentru tăierea semifabricatelor, stop mobile, role de transport, ecran de protecție pentru protejarea echipamentului de la radiațiile termice din fereastra de descărcare PSP. Foarfece sunt proiectate pentru tăierea fără roată a metalului, totuși, ca urmare a oricăror cauze de urgență, se formează o crawle reziduală, apoi este instalată o jgheată și o cutie în groapă, lângă foarfece. În orice caz, trebuie organizată funcționarea liniei de tăiere fierbinte a piesei de prelucrat pentru a elimina formarea de culturi.

Tabelul 2.2 - Caracteristici tehnice scurte Linie de tăiere la cald

Parametrii tijei de tăiere
Lungime, M.	4,0…10,0
Diametru, mm.	90,0…120,0
Mase maxime, kg	880
Lungimea blank-urilor, m	1,3...3.0
Tije de temperatură, cu aproximativ cu	1200
Performanță, PC-uri / h	300
Viteza de transport, m / s	1
Oprirea mișcării, mm	2000
Roller.
Diametrul barilului, mm	250
Lungimea butoaielor, mm	210
Diametrul de călărie, mm	195
Role pas, mm	500
Consumul de apă pe roller răcit cu apă, m 3 / h	1,6
Consumul de apă pentru o apă răcită cu litere răcite cu apă, m 3 / h	3,2
Consumul de apă pe ecran, m 3 / h	1,6
Nivel de sunet, db, nu mai mult	85

După încălzirea tijei și eliberarea acestuia, trece prin termostat (pentru a reduce scăderea temperaturii în lungimea piesei de prelucrat), atinge oprirea mobilă și este tăiată pe piesa de prelucrat a lungimii necesare. După producerea de tăiere, focalizarea mobilă se ridică cu un cilindru pneumatic, martorul este transportat cu roller. După trecerea accentului, se încadrează în poziția de lucru și se repetă ciclul de reutilizare. Pentru a îndepărta scala de la rolele rulourilor, foarfecele de tăiere la cald sunt furnizate de sistemul de hidroclorie, pentru a îndepărta marginea jgheabului și a cutiei de recepție. Billetul după ce a părăsit linia de rulare a tăierii fierbinți, cade pe rola de rulare adoptată.

2.1.3 Dispozitivul și specificațiile tehnice ale echipamentului principal și auxiliar al secțiunii firmware

Firmware-ul este proiectat pentru firmware cu o billet continuu într-un manșon gol. Pe TPA-80 există o moară de firmware cu 2 laminați cu reguli barreloidale sau revigorate și reguli de ghidare. Caracteristicile tehnice ale firmware-ului sunt prezentate în Tabelul 2.3.

Înainte de fabrica de firmware, există o rolă de rulare răcită cu apă, destinată primului piesei de prelucrat de la linia de tăiere fierbinte și transportă-o în centru. Rollarea constă din 14 role răcite cu apă, cu o unitate individuală.

Tabelul 2.3 - Caracteristicile tehnice ale firmware-ului

Dimensiunile piesei cusute:
Diametru, mm.	100…120
Lungime, mm.	1200…3350
Dimensiune Gils:
Diametrul exterior, mm	98…126
Grosimea peretelui, mm	14…22
Lungime, mm.	1800…6400
Numărul de revoluții ale unității principale, RPM	285…400
Unelte de transmisie	3
Puterea motorului, KW	3200
Unghiul de alimentare, °	0…14
Forța de rulare:
Radial maxim, KN	784
Maxim axial, knt	245
Cuplul maxim pe rolă, knm	102,9
Diametrul lucrătorilor Rulluri, mm	800…900
Scurgeți scopul:
Cea mai mare mișcare, mm	120
Viteza de deplasare, mm / s	2

Centraductor este proiectat să bată centrul de aprofundare cu un diametru de 20 ... 30 mm și o adâncime de 15 ... 20 mm la capătul biltului încălzit și este un cilindru pneumatic în care bateria cu diapozitive de vârf.

După centrație, necompletul încălzit intră în zăbrele pentru transmiterea ulterioară a acestuia pe recepția firmware-ului.

Tabelul frontal al firmware-ului este proiectat pentru primirea billet încălzit, rulând prin grilă, combinând axa piesei de prelucrat cu axa firmware-ului și țineți-o în timpul firmware-ului.

Pe partea de ieșire a morii, miezurile rolei ale tijei de dorn, care suportă și centrează tija, atât în \u200b\u200bfața firmware-ului, cât și în procesul de firmware, atunci când eforturile axiale ridicate funcționează și îndoirea sa longitudinală este posibilă.

În centrele există un mecanism staționar de ajustare a durului cu capul de deschidere, servește la perceperea eforturilor axiale care acționează asupra tijei cu dornul, ajustând poziția dornului în centrul deformării și să săriți manșonul dincolo de firmware.

2.1.4 Dispozitivul și caracteristicile tehnice ale echipamentului principal și auxiliar al unei secțiuni de oțel continuu

Tabăra continuă este concepută pentru a rula conductele aspre cu un diametru de 92 mm cu o grosime a peretelui de 3 ... 8 mm. Rularea se efectuează pe un dorn plutitor lung, cu o lungime de 19,5 m. Caracteristicile tehnice scurte ale morii continue sunt prezentate în Tabelul 2.4., Tabelul 2.5. Raporturile de viteze ale cutiilor de viteze sunt date.

La rulare, moara continuă funcționează după cum urmează: rularea în spatele manșonului de oțel de firmware este transportat la o viteză de 3 m / s în fluxul mobil și, după oprire, utilizarea unui transportor cu lanț este transmisă la rețea înainte de moara continuă și se rotește înapoi la pârghiile de distribuție.

Tabelul 2.4 - O scurtă caracteristică tehnică a morii continue

Nume		Valoare
Diametrul exterior al tubului de schi, mm		91,0…94,0
Grosimea peretelui tubului, mm		3,5…8,0
Lungimea maximă a tubului de proiectare, m		30,0
Diametrul dornului de moară continuă, mm		74…83
Lungimea dornului, m		19,5
Diametrul lupilor, mm		400
Lungime Barrel Roll, mm		230
Roluri cu diametrul gâtului, mm		220
Distanța dintre axele cuștii, mm		850
Cursul șurubului superior cu role noi, mm	Sus	8
	Jos	15
Cursul șurubului inferior cu role noi, mm	Sus	20
	Jos	10
Viteza superioară de ridicare a rolei, mm / s		0,24
Frecvența rotației motoarelor Drive-ului principal, RPM		220…550

Dacă există defecte pe manșon, manualul operatorului pornind suprapunerea și replicatorii îl îndrumă în buzunar.

Manșonul adecvat cu o pârghie de pârghie de flactare se rostogolește în jgheab, apăsând clemele cu clemele, după care dornul este introdus în manșon folosind rolele de specificare. La atingerea capătului înainte al dornului tăierii frontale, diapozitivul este eliberat și manșonul este setat în tabăra continuă. În același timp, viteza de rotație a mandrurilor cu role de tragere și manșonul este așezat în așa fel încât, până când manșonul se confruntă cu manșonul Prima cușcă a morii continuu, capătul frontal al dornului a fost tras cu 2,5 ... 3 m.

După rulare pe o moară continuă, țeava neglijentă cu dornul intră în excavatorul dornurilor, o scurtă caracteristică tehnică este prezentată în tabelul 2.6. După aceea, rularea țevilor este transportată în zona de tăiere a capătului din spate și este adecvată pentru pulpa staționară de pe secțiunea de tăiere a capătului din spate a țevii, caracteristicile tehnice ale echipamentului complotului Plakul este dat în Tabelul 2.7. A ajuns la țeavă este descărcată de un șlefuit cu șurub pe grila din fața rulării laminare a nivelului. În plus, conducta se rostogolește de-a lungul grilajului de la rulare laminare, este adecvat pentru panta care determină lungimea tăierii, iar bucata de zăbrele este transmisă de la rola de nivelare pe lattice înainte de rulare laminare laminare din spate .

Capătul tăiat al țevii este transmis de transportor pentru curățarea culturilor într-un recipient pentru o resturi de metal, situată în afara atelierului.

Tabelul 2.5 - Raportul de transmisie a cutii de viteze și a energiei motorului

Tabelul 2.6 - Caracteristici tehnice scurte ale excavatorului dornului

Tabelul 2.7 - Caracteristici tehnice scurte ale secțiunii de tăiere a țevii

2.1.5 Principiul de funcționare a echipamentului principal și auxiliar al secțiunii de reducere și a frigiderului

Echipamentul pentru această secțiune este destinat să transporte tubul de proiect prin instalarea de încălzire inducție, laminare pe o moară de reducere, răcire și transport suplimentar la secțiunea de tăiere de tăiere.

Tuburile de proiecte încălzite în fața unei mori de reducere se efectuează în setarea de încălzire a INZ 9000 / 2.4 constând din blocuri de încălzire (12 inductori) plasate imediat înainte de moara de reducere. Țevile Introduceți instalația de inducție unul după un alt flux continuu. În absența țevilor dintr-o moară continuă (când opritorul de închiriere) este permis să se supună instalării de inducție a țevilor "rece" în așteptare. Lungimea țevilor specificate în instalație nu trebuie să fie mai mare de 17,5 m.

Tipul de moară de reducere - 24-cablu, 3 rulouri cu două poziții de referință ale rolei și celulă individuală de unitate.

După rulare pe o moară de reducere, conducta intră fie în pulverizator, cât și pe masa de răcire sau imediat la masa de răcire a moara, în funcție de cerințele pentru proprietățile mecanice ale țevii finite.

Designul și caracteristicile tehnice ale pulverizatorului, precum și parametrii răcirii țevilor în acesta sunt secretul comercial "OJSC Crestovor Supply" și în această lucrare nu sunt date.

Tabelul.2.8. Caracteristica tehnică a unității de încălzire este prezentată, în tabelul 2.9. - O scurtă caracteristică tehnică a moara reducătoare.

Tabelul 2.8 - Caracteristică tehnică scurtă a instalației de încălzire INZ-9000 / 2.4

2.1.6 Echipamente pentru tăierea țevilor de măsurare a lungimilor

Pentru tăierea țevilor pe lungimile de măsurare în magazinul T-3, ferăstrăul de tăiere a ferăstrăului modelului Wagner a fost utilizat de modelul WVC 1600R, caracteristicile tehnice ale cărora este prezentată în tabel. 2.10. Modelele KV6R sunt, de asemenea, utilizate - caracteristici tehnice din tabelul 2.11.

Tabelul 2.9 - O scurtă caracteristică tehnică a moara de reducere

Tabelul 2.10 - Caracteristicile tehnice ale WVC 1600r

Numele parametrului		Valoare
Diametrul țevilor tăiate, mm		30…89
Lățimea pachetelor tăiate, mm		200…913
Grosimea peretelui țevilor tăiate, mm		2,5…9,0
Lungimea țevilor după tăiere, m		8,0…11,0
Lungimea țevii feliate se termină	Față, mm.	250…2500
	Spate, mm.
Diametrul discului de ferăstrău, mm		1600
Numărul de dinți pe ferăstrău ferăstrău, PC-uri	Segmente	456
	Carwide.	220
Viteza de tăiere, mm / min		10…150
Rezultate minime de diametru disc, mm		1560
Hrană pentru animale discul a văzut, MM.		5…1000
Rezistență maximă la tracțiune, n / mm 2		800

2.1.7 Echipamente pentru editarea țevilor

Țevile tocate pe lungimi de măsurare în conformitate cu comanda sunt trimise la editare. Editarea se efectuează pe mașinile corespunzătoare RVV320x8, destinate editării țevilor și tijelor de oțel carbon și aliajului cu aliaj scăzut și ștampilelor cu aliaj scăzut în stare rece, cu o curbură sursă de până la 10 mm pe metru lunar. Caracteristicile tehnice ale mașinii RVV 320x8 corecte sunt date în tabel. 3.12.

Tabelul 2.11 - Caracteristicile tehnice ale ferăstrăului KV6R

Numele parametrului	Valoare
Lățimea pachetului cu un singur rând, mm	Nu mai mult de 855.
Lățimea deschiderii clemei piesei, mm	De la 20 la 90
Trecerea în direcția verticală a clipurilor piesei de prelucrat, mm	Nu mai mult de 275.
Deplasare cu un singur disc de disc, mm	650
Discul de alimentare cu viteză (fără trepte) mm / min	Nu mai mult de 800.
Discul de ferăstrău rapid, mm / min	Nu mai mult de 6500.
Viteza de tăiere, m / min	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Înclinați lungimea pachetului de pachete pe partea laterală, mm	Cel puțin 250.
Pachetul de strângere a pachetului de pachete pe partea aferentă, mm	Nu mai puțin de 200.
Diametrul discului de ferăstrău, mm	1320
Numărul de segmente pe un disc de ferăstrău, PC-uri	36
Numărul de dinți pe segment, PC-uri	10
Diametrul conductelor prelucrate, mm	De la 20 la 90

Tabelul 2.12 - Caracteristicile tehnice ale mașinii corecte RVV 320x8

Numele parametrului		Valoare
Diametrul țevilor în mod constant, mm		25...120
Grosimea peretelui conductelor rafinate, mm		1,0...8,0
Lungimea țevilor de tulpină, m		3,0...10,0
Debitul metalic al țevilor rafinate, KGF / mm 2	Diametru 25 ... 90 mm	Pana la 50
	Diametru 90 ... 120 mm	Până la 33 de ani.
Viteza de editare a țevilor, m / s		0,6...1,0
Pasul dintre axele de rulouri, mm		320
Diametrul rulourilor în gât, mm		260
Numărul de rulouri, PC-uri	Conduce	4
	Inactiv	5
Colțurile de fixare a rolelor, °		45 ° ... 52 ° 21 '
Cel mai mare curs al rolelor superioare de la marginea superioară a celui inferior, mm		160
Rularea rotației de conducere	Tipul motorului.	D-812.
	Tensiune, B.	440
	Putere, Kwt.	70
	Viteza de rotație, rpm	520

2.2 Tehnologia existentă de producție a țevilor pe TPA-80 OJSC "Cruscharovavod"

Introducerea piesei de prelucrat sub forma unei tije, stocate în depozitul intern. Înainte de a alerga în producție, acesta este supus unui raft special prin inspecție selectivă, dacă este necesar - reparații. În locul de pregătire, scalele sunt instalate pentru a controla greutatea, lansate metal în producție. Billetele dintr-un depozit cu o macara electromozică sunt alimentate la grila de încărcare din fața cuptorului și încărcată în cuptorul de încălzire de către pompa de direcție în conformitate cu programul și rata de închiriere.

Respectarea schemei de așezare a blank-urilor se face vizual de către placa de metal. Billetul din cuptor este încărcat individual în fiecare, prin una sau mai multe etape ale plăcilor de ghidare ale grinzilor mobile, în funcție de rata de închiriere și de multiplicitatea tăierii. La schimbarea gradului de oțel, topirea și dimensiunile țevilor, unitatea de aterizare produce separarea claselor de oțel, topind după cum urmează: cu lungimea piesei de prelucrat 5600-8000 mm, topirea este separată prin compensarea primelor primele tije din lățimea cuptorului; Gradurile de oțel sunt separate prin compensarea celor patru primele tije pe lățimea cuptorului; Cu lungimea piesei de prelucrat 9000-9800mm, separarea claselor de oțel, se topesc unul de celălalt unul de celălalt, cu un spacker cu un interval de 8-10 pași, precum și numărarea cantității plantate în PSP și billet Eliberat, care sunt controlate de sporitorul de metale PSP și de foarfecele cu presă de tăiere la cald prin reconciliere cu panourile de control. TPA-80; La schimbarea dimensiunii (moară de rulare) a țevilor de rulare, posterul metalic la cuptor se oprește în spatele "5-6 pași" pentru a opri moara, când metalul sa oprit pe transbordare, "stoarce 5-6 pași" înapoi. Îmbrăcămintea în mișcare prin cuptor este efectuată de trei grinzi în mișcare. În pauze, ciclul de mișcare, grinzile mobile sunt instalate la nivelul de alimentare. Timpul de încălzire necesar este asigurat prin măsurarea timpului ciclului pas. Overpressura în spațiul de lucru ar trebui să fie de la 9,8 Pa la 29,4 pa, debitul de aer  \u003d 1,1 - 1.2.

Atunci când sunt încălzite în cuptoarele de semifabricate de diferite timbre, durata încălzirii este cauzată de metal, timpul de a rămâne în cuptor care este cel mai mare. Încălzirea metalică de înaltă calitate este asigurată prin trecerea uniformă a semnelor de-a lungul întregii lungimi a cuptorului. Plăcile încălzite sunt emise pe riscul interior de descărcare și sunt emise la linia de tăiere la cald.

Pentru a reduce lenjeria de lenjerie de-a lungul perioadelor de nefuncționare, un termostat este furnizat pe un transportator de rulare a semnelor încălzite la foarfece, precum și posibilitatea de a se întoarce (pe includerea inversă) nu se taie semifabricate în cuptor și de ao găsi în timpul perioadelor de nefuncționare.

În timpul funcționării, este posibilă o oprire a cuptorului fierbinte. Oprirea cuptorului fierbinte este oprirea fără a opri alimentarea cu gaz natural. Cu opriri fierbinți, grinzile mobile sunt instalate la nivelul fix. Încărcarea și descărcarea ferestrelor sunt închise. Coeficientul de curgere a aerului cu o secvență de "aer cu combustibil" scade de la 1.1-1.2 la 1.0: -1.1. Presiunea în cuptor la nivel de nivel devine pozitivă. Când opriți moara: până la 15 minute - temperatura zonelor este instalată pe limita inferioară și "stoarce" metal pentru doi pași; De la 15 minute la 30 de minute - temperatura în zonele III, IV, V este redusă cu 20-40 0 S, în zonele I, II cu 30-60 0 s de la limita inferioară; Peste 30 de minute - temperatura în toate zonele este redusă cu 50-150 ° C comparativ cu limita inferioară, în funcție de durata rătăcirii. Blanurile sunt "stupide" înapoi la 10 pași. Cu durata perioadei de nefuncționare de la 2 la 5 ore, este necesar să se elibereze de semifabricarea zonei IV și V a cuptorului. Billetele din zonele I și II sunt evacuate în buzunar. Descărcarea metalică este efectuată de o parchet de metal cu PU-1. Temperatura în zonele V și IV sunt reduse la 1000-i050 0 C. la opriri pentru mai mult de 5 ore întregul cuptor este eliberat din metal. Creșterea temperaturii este efectuată cu o etapă cu 20-30 ° C, cu o viteză de ridicare a temperaturii de 1,5-2,5 ° C / min. Cu o creștere a timpului de încălzire a metalului datorită ratei scăzute de închiriere, temperatura în zonele I, II, III sunt coborâte de B0 0 C, 40 0 \u200b\u200bC, respectiv 20 0, de la limita inferioară, și temperatura în zonele IV, V pe managerii inferiori. În general, în timpul funcționării stabile a întregii unități, temperatura în zone este distribuită după cum urmează (Tabelul 2.13).

După încălzire, martorul cade pe linia de tăiere fierbinte a piesei de prelucrat. Compoziția echipamentului de tăiere la cald include foarfecele pentru tăierea piesei de prelucrat, a opritorului mobil, a ruloului de transport, a ecranului de protecție pentru protejarea echipamentului de căldură din fereastră pentru descărcarea cuptorului cu o subsolență de trecere. După încălzirea tijei și eliberarea acesteia, trece prin termostat, ajungeți la opritorul mobil și este tăiat pe piesa de prelucrat a lungimii necesare. După producerea tăierii, focalizarea mobilă se ridică cu un cilindru pneumatic, martorul este transportat prin rulare. După trecerea sa pentru oprire, acesta este descendent în poziția de lucru, iar ciclul recent continuă.

Tabelul 2.13 - Distribuția temperaturii în cuptor pe zone

O billet măsurată cu rulare pentru foarfece este transmisă la centru. Un semifabricat de reproducere este transmis la rețea înainte de moara firmware, care se rotește până la o întârziere și, atunci când partea de ieșire este gata, este transmisă la jgheaburi, care este închisă cu un capac. Cu ajutorul sărăciei, când se ridică recolta, martorul este setat în zona de deformare. În zona de deformare, billetul este firmware pe dornul deținut de tijă. Tija se sprijină pe paharul capului de împingere a mecanismului de reglare încăpățânat, deschiderea căreia nu permite blocarea. O îndoire longitudinală a tijei din eforturile axiale care apar în timpul rulării este împiedicată de centrele închise ale căror axe sunt paralele cu axa tijei.

În poziția de lucru, rolele sunt conduse în jurul cilindrului pneumatic prin intermediul sistemului de pârghie. Pe măsură ce capătul din față se apropie de manșon, rolele de bază sunt crescute în mod constant. După capătul firmware-ului billet, cilindrul pneumatic este rulat în jos primele role, care deplasau manșonul din rulouri care urmează să fie capturate de pârghiile interceptorului tijei, apoi capacul și capul frontal vor fi pliate, rolele remarcabile și cu maneci sunt reduse la o ieșire de mare viteză..

După firmware-ul manșonului, cilindrul este transportat la opritorul mobil. Mai mult, manșonul mișcă transportorul lanțului la partea de intrare a morii continuu. După transportorul manșonului de pe grilele înclinate în dozator, care întârzie manșonul înainte de partea de intrare a morii continuu. Sub ghidurile laticii înclinate există un buzunar pentru colectarea manșoanelor defecte. Cu o grilă înclinată, manșonul este resetat în jgheabul de recepție al unei mori continue cu cleme. În acest moment, un dorn lung este introdus în manșon cu o pereche de role de frecare. La atingerea capătului frontal al capătului frontal al manșonului, clema manșonului este eliberată, două perechi de role de tragere și un gilware cu dorn sunt setate la o moară continuă. În același timp, viteza de rotație a mandrurilor cu role de tragere și a rolelor de tragere a manșonului este calculată astfel încât, în momentul capturării manșonului primei perdele a morii continuu, extensia dornului de la manșon 2,5-3,0 m. În această privință, viteza liniară a rolelor de tragere trebuie să fie de 2,25-2,5 ori mai mare decât viteza liniară a manșoanelor de tragere.

Țevile rulate cu dornuri sunt transmise alternativ pe axa uneia dintre piesele de diguminoase. Capul dornului trece prin căptușeala extractorului și este capturat de introducerea prindere și conducta în inelul lubanului. Când lanțul de jantă se mișcă, iese din țeavă și cade pe transportorul de lanț, care o transmite într-o rulare duală de rulare, transportând dornuri de la extortare într-o baie de răcire.

După îndepărtarea dornului, tubul dur intră în ferăstraiele pentru tăierea capătului bobinei din spate.

După încălzirea inducției, conducta este setată într-o moară reducătoare având douăzeci și patru de celule de trilk. Într-o moară de reducere, numărul de celule de operare este determinat în funcție de dimensiunea dimensiunii conductelor laminate (de la 9 la 24 celule), iar cutiile sunt excluse, pornind de la 22 la partea scăderii numerelor de celule . Cage 23 și 24 participă la toate programele de rulare.

În timpul rulourilor, rulourile sunt răcite continuu cu apă. Când țevile se mișcă de-a lungul masa de răcire din fiecare legătură, nu trebuie să fie mai mult de o țeavă. Când se rostogolește țevile deformate la cald, destinate fabricării țevilor compresorului pompei din grupul de rezistență "K" din clasa de oțel 37G2C După o moară de reducere, se efectuează o răcire reglabilă accelerată a țevilor în pulverizatoare.

Debitul de țevi prin pulverizator trebuie să fie stabilizat la viteza moara reducătoare. Controlul asupra stabilizării vitezei se efectuează de către operator conform instrucțiunilor operaționale.

După reducerea țevii este introdusă pe o masă de răcire cu grinzi de mers pe jos unde sunt răcite.

În spatele mesei de răcire, conductele sunt colectate în pachete cu un singur strat pentru capetele de tăiere și tăierea lungimilor de măsurare pe ferăstraiele de tăiere la rece.

Țevile finite ajung la tabelul de inspecție OTV, după inspecție, conductele sunt legate de pachete și trimise la depozitul produselor finite.

2.3 Justificarea soluțiilor de proiectare

Cu o reducere magnifică a țevilor cu tensiune pe PPP, există o diferență longitudinală semnificativă a capetelor conductei. Cauza trotuarului terminal a țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în modurile de deformare nontationare la umplerea și eliberarea celulelor de lucru cu metal. Parcelele finale sunt reduse în condiții de tensiuni de tracțiune longitudinale semnificativ mai mici decât partea principală (medie) a țevii. Creșterea grosimii peretelui în zonele finale, superioară abaterilor admise, ceea ce este necesar să se îndepărteze partea considerabilă a țevii finite

Normele tăierii terminale a țevilor reduse pe TPA-80 din OJSC "Cruscharovavod" sunt prezentate în tabel. 2.14.

Tabelul 2.14 - Reduceri de țevi din țevi pe TPA-80 OJSC "Crocker Burrents"

2.4 Justificarea soluțiilor de proiectare

Cu o reducere magnifică a țevilor cu tensiune pe PPP, există o diferență longitudinală semnificativă a capetelor conductei. Cauza trotuarului terminal a țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în modurile de deformare nontationare la umplerea și eliberarea celulelor de lucru cu metal. Parcelele finale sunt reduse în condiții de tensiuni de tracțiune longitudinale semnificativ mai mici decât partea principală (medie) a țevii. Creșterea grosimii peretelui la zonele de capăt, superioară abaterilor admise, ceea ce este necesar să se elimine o parte semnificativă a țevii finite.

Normele tăierii terminale a țevilor reduse pe TPA-80 din OJSC "Cruscharovavod" sunt prezentate în tabel. 2.15.

Tabelul 2.15 - Tăierea capetelor țevilor pe TPA-80 OJSC "Crossow

în cazul în care capătul îngroșat al PC-Frontului a țevii; ZK - capătul țevii îngroșate din spate.

Aproximativ pierderea metalelor anuale în capetele îngroșate ale țevilor din atelierul T-3 al OJSC "Crossavod" reprezintă 3000 de tone. Când tăiați lungimea și greutatea capetelor îngroșate circumcizate ale țevilor cu 25%, creșterea anuală a profitului va fi de aproximativ 20 de milioane de ruble. În plus, economiile de costuri vor fi salvate în instrumentul de tăiere a pachetelor, electricitate etc.

În plus, în producerea unui necompletat de ateliere de ateliere, este posibilă reducerea diferenței longitudinale în țevi, metalul salvat datorită scăderii partițiilor longitudinale pentru a fi utilizate pentru o creștere suplimentară a producției de țevi laminate laminate și deformate la cald .

3. Dezvoltarea algoritmilor de control pentru reducerea Mill TPA-80

3.1 Condiția întrebării

Unitățile de rulare continuă a țevilor sunt cele mai promițătoare plante de înaltă performanță pentru producerea de țevi fără sudură laminate cu sortarea corespunzătoare.

Agregatele includ firmware-ul, baldachinul continuu și reducerea straturilor de întindere. Continuitatea procesului tehnologic, automatizarea tuturor operațiunilor de transport, lungimea mare a țevilor laminate oferă performanțe ridicate, calitate bună Țevi pe dimensiuni de suprafață și geometrice

În ultimele decenii, a fost construită o dezvoltare intensă a producției de țevi prin metoda de laminare continuă: construită și pusă în funcțiune (în "Italia, Franța, SUA, Argentina), reconstruite (în Japonia) magazine continue de rulare, echipamente pentru noile ateliere (în PRC) a fost elaborat, dezvoltat și proiecte pentru construirea atelierelor (în Franța, Canada, SUA, Japonia, Mexic).

În comparație cu agregatele puse în funcțiune în anii '60, noi mori au diferențe semnificative: acestea sunt fabricate în principal de conductele de petrol și, în legătură cu atelierele, zonele mari sunt construite pentru a termina aceste țevi, inclusiv echipamentul de debarcare a acestora capete, tratament termic, țevi de tăiere, producția de cuplare etc.; Gama de dimensiuni de țevi a fost semnificativ extinsă: diametrul maxim a crescut de la 168 la 340 mm, grosimea peretelui este de la 16 la 30 mm, care a devenit posibilă datorită dezvoltării procesului de rulare pe dornul lung, deplasându-se la o viteză reglabilă, în loc de plutire. Noile agregate de rulare a țevilor folosesc un gol continuu (pătrat și rotund), care au asigurat o îmbunătățire semnificativă a indicatorilor tehnici și economici ai activității lor.

O cuptoare inelară (TPA 48-340, Italia) sunt încă utilizate pe scară largă pentru încălzirea golurilor (TPA 48-340, Italia), împreună cu aceasta, încep să folosească cuptoarele cu o parte de mers pe jos (TPA 27-127, Franța, TPA 33 -194, Japonia). În toate cazurile, performanța ridicată a unității moderne este asigurată prin stabilirea unui singur cuptor mare, a unității de alimentare (performanță de până la 250 t / h). Pentru conductele de încălzire înainte de reducerea (calibrarea), sunt utilizate cuptoare cu grinzi de mers pe jos.

Moara principală pentru obținerea mânecilor continuă să rămână o moară de rulare din oțel cu două culori, proiectarea cărora este îmbunătățită, de exemplu, prin înlocuirea liniilor staționare cu discurile de ghidare a acționării. În cazul utilizării de semifabricate pătrate, moara de rulare cu șurub din linia tehnică este precedată de o moară de presare (TPA 48-340 în Italia, TPA 33-194 în Japonia), fie o moară pentru calibrarea fețelor și o presă pentru consola profundă (TPA 60-245, Franța).

Una dintre direcțiile principale dezvoltare ulterioară Metoda de rulare continuă este utilizarea de dornuri care se deplasează cu viteza reglabilă în timpul procesului de rulare, în loc să plutească. Cu ajutorul unui mecanism special care dezvoltă o forță de reținere de 1600-3500 kN, un dorn este setat la o anumită viteză (0,3-2,0 m / s), care este susținută fie până când conducta este îndepărtată complet din dorn în timpul dornului Procedeul de rulare (deținut de dorn) sau la un anumit moment pornind de la care certificatul se mișcă ca o plutire (dorn în parțial reținută). Fiecare dintre aceste metode poate fi utilizată în producerea de țevi de un anumit diametru. Astfel, pentru țevi cu diametrul mic, metoda de rulare pe un dorn plutitoare, medie (până la 200 mm) - pe parțial, mare (până la 340 mm sau mai mult) - pe cea deținută.

Aplicarea pe mandrinele de mori continue care se deplasează la viteza reglabilă (deținută, parțial deținută) în schimbul plutitorului asigură o expansiune semnificativă a sortării, o creștere a lungimii țevii și crește precizia acestora. Reprezintă interesul soluțiilor de design separate; De exemplu, utilizarea unei tije a moara firmware ca un dorn parțial reținut al unei mori continue (TPA 27-127, Franța), intrarea extralată a dornului în manșon (TPA 33-194, Japonia).

Noile agregate sunt echipate cu mori de reducere și calibrare modernă, iar una dintre aceste mori este cea mai des folosită. Tabelele de răcire sunt proiectate pentru a primi țevi după reducere fără pre-tăiere.

Evaluarea stării generale actuale de automatizare a conductei de țevi, pot fi observate următoarele caracteristici.

Operațiunile de transport legate de mișcarea laminate și unelte în unitate sunt automatizate destul de complet utilizând dispozitive de automatizare locale (în principal neelectate) tradiționale. Pe baza acestor dispozitive și a fost posibilă introducerea unităților de înaltă performanță cu un proces tehnologic continuu și discret-continuu.

De fapt, procesele tehnologice și chiar operațiunile individuale pe fabricile de țevi sunt automatizate până în prezent, este în mod clar suficient și în această parte, nivelul de automatizare este considerabil inferior realizat, de exemplu, în zona de mori de frunze continue. În cazul în care utilizarea mașinilor de calcul de control (UMM) pentru mori de frunze a devenit un standard practic recunoscut pe scară largă, apoi pentru țevi, exemple sunt încă unice în Rusia, deși există în prezent dezvoltarea și implementarea ACS TP și ASUP a devenit norma. Între timp, pe o serie de mori de țevi, în țara noastră există în principal exemple de implementare industrială a subsistemelor individuale de procese tehnologice de control automat utilizând dispozitive specializate realizate utilizând logica semiconductoare și elemente de tehnologie de calcul.

Starea marcată se datorează două circumstanțe. Pe de o parte, până de curând, cerințele pentru calitate și, mai presus de toate, la stabilitatea dimensiunilor de țevi, satisfăcute relativ fonduri simple (în special, structurile raționale ale echipamentului moara). Aceste condiții nu au stimulat mai multe evoluții mai perfecte și, în mod natural, mai complexe, de exemplu, folosind relativ costisitoare și nu întotdeauna suficient de fiabile UMM. Pe de altă parte, utilizarea tehnicilor speciale de automatizare non-standard a fost posibilă numai pentru sarcini mai simple și mai puțin eficiente, în timp ce au existat costuri semnificative de timp și mijloace pentru dezvoltarea și fabricarea, care nu au contribuit la progresul din regiune sub considerare.

Cu toate acestea, creșterea cerințelor moderne pentru producția de țevi, inclusiv calitatea țevilor, nu pot fi satisfăcute soluții tradiționale. În plus, după cum arată practica, o proporție semnificativă de eforturi pentru a satisface aceste cerințe sunt la automatizare și, în prezent, este necesar să se modifice automat aceste moduri în timpul conductelor de rulare.

Realizări moderne în domeniul gestionării cu motor electric și diverse mijloace tehnice de automatizare, în principal în domeniul echipamentelor mini-calculator și microprocesor, fac posibilă îmbunătățirea radicală a automatizării fabricilor de țevi și a agregatelor, depășind diferitele restricții ale producției și economice.

Utilizarea mijloacelor tehnice moderne de automatizare implică o creștere simultană a cerințelor pentru corectitudinea sarcinilor și alegerea modalităților de a le rezolva și, în special, la alegerea celor mai eficiente modalități de a influența procesele tehnologice, soluția acestei sarcini pot fi facilitate prin analizarea celor mai eficiente soluții tehnice existente pentru automatizarea conductelor de țevi.

Studiile privind unitățile de rulare continuă a țevilor ca instalații de automatizare arată că există rezerve substanțiale de îmbunătățire a indicatorilor tehnici și economici prin automatizarea procesului tehnologic al conductelor de rulare pe aceste agregate.

Când se rostogolește într-o moară continuă pe un dorn plutitor lung, diferența longitudinală terminală este, de asemenea, ghidată. Grosimea peretelui capetelor din spate a țevilor de pescaj este mai mare decât mijlocul de 0,2-0,3 mm. Lungimea capătului din spate cu un perete îngroșat este egală cu 2-3 goluri interline. Înghețarea peretelui este însoțită de o creștere a diametrului de pe amplasament, distins pe un decalaj intercalcent din capătul din spate al țevii. Datorită modurilor tranzitorii, grosimea capetelor din față este de 0,05-0,1 mm mai mică decât mijlocul, când se rulează cu tensiunea peretelui capetelor din față ale țevilor este de asemenea îngroșată. Diferența longitudinală în tuburile negre este menținută la reducerea ulterioară și duce la o creștere a lungimii tăierii spate a capetelor îngroșate ale țevilor finite.

Atunci când se rostogolește în reducerea mori de întindere, peretele capetelor conductei este îngroșat datorită scăderii tensiunii comparativ cu modul instalat, care apare numai la umplerea 3-4 centre. Capetele țevilor cu îngroșate de perete sunt tăiate, iar deșeurile metalice asociate determină coeficiența în vrac a coeficientului total consumabil pe unitate.

Natura generală a trotuarului longitudinal al țevilor după o moară continuă este aproape complet transferată la țevile finite. Acest lucru este convins de rezultatele conductelor de rulare cu dimensiuni de 109 x 4,07 - 60 mm la cinci moduri de tensiune pe o moară de reducere de instalare 30-102 yuts. În procesul de experiment la fiecare mod de mare viteză, au fost selectate 10 țevi, secțiunile de borne au fost tăiate la 10 părți de 250 mm lungime, iar trei duze au fost tăiate din mijloc, situate la o distanță de 10, 20 și 30 m de la capătul din față. După grosimea grosimii peretelui pe instrument, descifrarea diagramelor de vapori și mediere a datelor au fost construite dependențe grafice, prezentate în fig. 54.

Astfel, componentele marcate ale trotuarului de țevi au un impact semnificativ asupra indicatorilor tehnici și economici ai funcționării unităților continue, sunt asociate cu caracteristicile fizice ale proceselor de rulare în freze continue și de reducere și pot fi eliminate sau reduse semnificativ numai în detrimentul special sisteme automateschimbarea setării moara în procesul de conductă de rulare. Natura legitară a acestor componente a trotuarului vă permite să utilizați principiul software al managementului în centrul acestor sisteme.

Alte soluții tehnice ale sarcinii de reducere a deșeurilor de capăt în timpul reducerii utilizării sistemelor automate de control pentru procesul de rulare a țevilor într-o moară de reducere cu un dispozitiv de acționare individuală (brevete FRG 1602181 și Marea Britanie 1274698 sunt cunoscute. Datorită modificărilor vitezelor de rulouri, la rularea capetelor din față și din spate a țevilor, creează forța de tensiune suplimentară, ceea ce duce la o scădere a partițiilor longitudinale terminale. Există informații că astfel de sisteme de corectare a software-ului cu viteza principalelor unități de reducție funcționează pe șapte agregate de rulare a țevilor străine, incluzând două unități cu mori continue în Mülgeym (Germania). Agregatele sunt livrate de Mannesmann (Germania).

A doua unitate a fost alimentată în 1972 și include o moară de reducere cu 28 centrate, cu unități individuale, echipate cu sistem de corecție a vitezei. Modificările vitezelor la trecerea capetelor conductelor sunt efectuate în primele zece celule, în trepte, ca aditivi la valoarea de funcționare a vitezei. Schimbarea maximă a vitezei are loc pe numărul de cutii 1, minimul - pe numărul de cutii 10. Pe măsură ce senzorii poziției țevii se termină în moară, oferind comenzi pentru a schimba viteza, fotorele sunt utilizate. În conformitate cu schema de corecție a vitezei adoptate, nutriția servomotoarelor individuale din primele zece celule se efectuează pe o schemă de inversare anti-parametă, celule ulterioare - prin schemă non-experimentală. Se remarcă faptul că corectarea vitezei acționărilor de reducere face posibilă creșterea randamentului unui unul adecvat de către unitate cu 2,5% cu un program mixt de producție. Cu un grad crescând de reducere a diametrului, acest efect crește.

Există informații similare cu privire la echipamentul de douăzeci de moară de reducere a cerealelor în Spania, sistemul de corecție a vitezei. Modificări la viteze prin efectuarea primelor 12 celule. În acest sens, de asemenea, furnizate diferite scheme Drivere de alimentare.

Trebuie remarcat faptul că echipamentul fabricilor de reducere din compoziția agregatelor de rulare continuă a sistemului de corectare a vitezei nu permite să rezolve complet problema reducerii deșeurilor de capăt în timpul reducerii. Eficacitatea acestor sisteme ar trebui să scadă cu o scădere a gradului de reducere a diametrului.

Sistemele procesului tehnologic al departamentului software sunt cele mai simple în implementare și oferă un efect economic mare. Cu toate acestea, cu ajutorul lor, este posibilă creșterea acurateței dimensiunilor țevilor numai prin reducerea unuia dintre cele trei componente - trotuar longitudinal. Așa cum arată studii, cota principală în scatterul general al grosimii pereților țevilor finite (aproximativ 50%) cade pe diferența transversală. Fluctuațiile din grosimile medii ale pereților țevii din loturi este de aproximativ 20% din dispersia totală.

În prezent, scăderea variației transversale este posibilă numai prin îmbunătățirea procesului tehnologic de rulare a conductelor pe fabricile care fac parte din unitate. Exemple de aplicare a sistemelor automate în aceste scopuri sunt necunoscute.

Stabilizarea grosimii medii ale pereților țevilor în loturi este posibilă atât prin îmbunătățirea tehnologiei de rulare, a designului celulelor, a unității electrice și prin sisteme automate de control al proceselor. Reducerea împrăștierii grosimilor pereților țevilor din lot vă permite să măriți în mod semnificativ productivitatea agregatelor și să reduceți consumul de metal datorită rulării în câmpul de toleranțe minus.

Spre deosebire de sistemele software, sistemele destinate stabilirii grosimii medii ale pereților țevilor trebuie să includă în senzorii lor de compoziție de control al dimensiunilor geometrice ale țevilor.

Propunerile tehnice sunt cunoscute pentru echiparea de freze de reducere prin stabilizarea automată a grosimii peretelui conductei. Structura sistemelor nu depinde de tipul de unitate, care conține o moară de reducere.

Un complex de sisteme de control al proceselor pentru rularea conductelor în freze continue și de reducere destinate reducerii deșeurilor de capăt în timpul reducerii și creșterii acurateței țevilor prin reducerea trotuarului longitudinal și a împrăștierii grosimii peretelui mediu formează ACS-ul agregatului.

Utilizarea computerelor pentru controlul producției și automatizării procesului tehnologic de conducte de rulare a fost implementată pentru prima dată pe o unitate de rulare continuă a țevilor 26-114 în Mülgeym.

Unitatea este proiectată pentru rularea cu o conductă de 26-114 mm, grosimea peretelui este de 2,6-12,5 mm. Agregatul include un cuptor de apel, două fabrici de firmware, o moară continuă cu 9 cenoe și o moară de reducere cu 24 de centri, cu o unitate individuală de la motoare de 200 kW.

A doua unitate cu o moară continuă în Mülgeym, fixată în 1972, este echipată cu un computer mai puternic, la care sunt atribuite funcții mai largi. Unitatea este proiectată pentru a rula conductele cu un diametru de până la 139 mm, grosimea peretelui este de până la 20 mm și constă dintr-o moară de firmware, o moară continuă cu opt cablu și douăzeci de cereale reducătoare cu o unitate individuală.

Unitatea de rulare continuă a țevii din Marea Britanie, întreruptă în 1969, este echipată și cu un computer care este utilizat pentru a planifica încărcarea unității și ca un sistem informativ controlează continuu parametrii laminați și a sculei. Calitatea controlului țevilor și a semnelor, precum și precizia setărilor moara, se efectuează în toate etapele procesului tehnologic. Informațiile din fiecare moară intră în calculatorul pentru prelucrare, după care este emis pentru fabricile de gestionare operațională.

Într-un cuvânt, sarcina de automatizare a proceselor de rulare încearcă să rezolve în multe țări, inclusiv. și a noastră. Pentru a dezvolta un model matematic de gestionare a mori continue, este necesar să se cunoască efectul parametrilor tehnologici specificați la acuratețea țevilor finite, pentru aceasta este necesară luarea în considerare a caracteristicilor de rulare continuă.

O caracteristică a reducerii țevilor cu tensiune este o calitate mai mare a produsului ca urmare a formării unor variații transversale mai mici, spre deosebire de rulare fără tensiune, precum și posibilitatea de a obține diametre mici. Cu toate acestea, cu această rulare, se observă o diferență longitudinală crescută la capetele conductelor. Se formează capetele îngroșate în timpul reducerii cu tensiune, datorită faptului că capetele din față și din spate ale țevii atunci când trece prin miez nu sunt expuse efectului complet al tensiunii.

Tensiunea se caracterizează prin magnitudinea tensiunii de întindere în țeavă (x). Caracteristica cea mai completă este coeficientul de tensiune plastic, care reprezintă raportul dintre stresul conductei longitudinale la rezistența de deformare a metalului în cutie.

De obicei, moara de reducere este reglată astfel încât coeficientul de tensiune plastic în celulele de dimensiuni medii să fie distribuit uniform. În primele și cele ale celulelor recente, există o creștere și scădere a tensiunii.

Pentru a intensifica procesul de reducere și obținerea țevilor cu pereți subțiri, este important să cunoașteți tensiunea maximă care poate fi creată într-o moară de reducere. Valoarea maximă a coeficientului de tensiune plastic în moara (Z max) este limitat la doi factori: tragerea capacității rolelor și a condițiilor de rupere a țevii în moară. Ca urmare a cercetării, sa stabilit că, cu compresia totală a țevii într-o moară la 50-55%, Z Max este limitat la capacitatea de tragere a rolelor.

Atelierul T-3, împreună cu EFI, Vnipi "Tyazhpromelektroproekt" și întreprinderea "Întreabă" a creat baza sistemului ACS-TP pe unitatea TPA-80. În prezent, următoarele componente ale acestui sistem funcționează: UZN-N, UZN-P, linia de comunicare Ethernet, toate brațele.

3.2 Masa de calcul laminare

Principiul principal al construirii procesului tehnologic în instalațiile moderne este obținerea pe o moară continuă a țevilor unui diametru permanent, care permite utilizarea unui gol și a unui manșon este, de asemenea, un diametru permanent. Obținerea țevilor diametrului necesar este asigurată de reducere. Un astfel de sistem de lucru îl face mult mai ușor și simplifică setarea moara, reduce parcul de scule și, cel mai important, vă permite să mențineți o performanță ridicată a întregii unități chiar și atunci când conductele de rulare a diametrului minim (după reducere).

Masa de rulare se bazează pe cursa de rulare conform metodei descrise în. Diametrul exterior al țevii după reducere este determinat de dimensiunea ultimei perechi de rulouri.

D P 3 \u003d (1,010..1,015) * d O \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm

unde d p este țeava finalizată după moara de reducere.

Grosimea peretelui după fabricarea continuă și de reducere trebuie să fie egală cu grosimea peretelui conductei finite, adică. S h \u003d sp \u003d s o \u003d 3,2 mm.

De la o moară continuă, o țeavă de un diametru iese, atunci acceptăm d \u003d 94 mm. În fabricile continue, calibrarea rolei asigură obținerea în ultimele role de abur ale diametrului interior al țevii mai mari de 1-2 mm diametru, astfel încât diametrul dornului să fie egal cu:

H \u003d D H - (1..2) \u003d D H -2s N -2 \u003d 94-2 * 3.2-2 \u003d 85,6 mm.

Noi adoptăm diametrul dornului egal cu 85 mm.

Diametrul interior al manșonului trebuie să asigure administrarea liberă a dornului și durează 5-10 mm mai mare decât diametrul dornului

d r \u003d n + (5..10) \u003d 85 + 10 \u003d 95 mm.

Zidul manșonului acceptă:

S r \u003d s h + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.

Diametrul exterior al mânecilor este determinat pe baza dimensiunii diametrului interior și a grosimii peretelui:

D r \u003d d g + 2s g \u003d 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.

Diametrul billet d з \u003d 120 mm.

Diametrul dornului firmware-ului este selectat ținând cont de magnitudinea rulării, adică Ridicarea diametrului interior al manșonului care constituie de la 3% la 7% din diametrul interior:

N \u003d (0,92 ... 0.97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.

Coeficienții desenului pentru firmware-ul, fabricile continue și de reducere sunt determinate prin formule:

,

Coeficientul comun de capotă este:

În mod similar, se calculează o masă de rulare pentru țevi cu o dimensiune de 48,3 × 4,0 mm și 60,3 × 5,0mm.

Tabelul de rulare este prezentat în tabel. 3.1.

Tabelul 3.1 - TAPE TAPE-80

Dimensiunea țevilor finite, mm		Diametrul piesei de prelucrat, mm	Firmware-ul Stan.				Continuu stan.				Reducerea lui Stan.				Coeficientul comun de hota
Diametru exterior	grosimea peretelui		Dimensiunea manșonului, mm		Diametrul mandrinei, mm	Extrase Coeficient.	Dimensiuni de țevi, mm		Diametrul mandrinei, mm	Extrase Coeficient.	Dimensiunea țevii, mm		Numărul de celule	Extrase Coeficient.
			Diametru	grosimea peretelui			Diametru	grosimea peretelui			Diametru	grosimea peretelui
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 Calibrarea rolelor de reducere a mori

Calibrarea rolelor este importantă o parte din Calcularea modului de funcționare a morii. Aceasta determină în mare măsură calitatea țevilor, durabilitatea sculei, distribuția încărcăturilor în celulele de lucru și unitatea.

Calcularea calibrării rolelor include:

a) distribuirea deformărilor private în orașele fabricației și numărarea diametrelor medii ale calibrelor;

b) Determinarea dimensiunii calibrelor de supape.

3.3.1 Distribuirea deformărilor private

Conform naturii modificărilor în deformările private ale cuștii de reducere, moara poate fi împărțită în trei grupe: capul la începutul morii, în care compresele sunt în creștere intens în cursul rulării; Calibrarea (la capătul morii), în care deformările scade la valoarea minimă și grupul celulelor dintre ele (media), în care deformările private sunt maxime sau apropiate de acestea.

La rularea țevilor cu o tensiune de dimensiune a deformărilor private, este luată pe baza stării stabilității profilului de țeavă cu magnitudinea tensiunii plastice care asigură o conductă predeterminată.

Coeficientul de tensiune plastic general poate fi determinat prin formula:

,

unde - deformările axiale și tangențiale luate în formă logaritmică; Valoarea este determinată în cazul calibrului trivial prin formula

T \u003d. ,

unde (S / d) CP este raportul mediu al grosimii peretelui la diametrul pentru perioada de tulpină a țevii în moară; K-coeficientul luând în considerare schimbarea gradului de grosime a țevii.

,

,

unde m este valoarea deformării totale a țevii în diametru.

.

,

.

Amploarea compresiei private critice cu acest coeficient de tensiune plastic, conform, poate ajunge la 6% în cea de-a doua cusătură, 7,5% în cea de-a treia cușcă și 10% în cea de-a patra cușcă. În primele lățimi se recomandă primirea în intervalul de 2,5-3%. Cu toate acestea, pentru a asigura o captură stabilă, amploarea compresiei este de obicei redusă.

În premeditatonul și amenzile de la moară, compresia este, de asemenea, redusă, dar pentru a reduce sarcinile pe role și creșterea acurateței țevilor finite. În ultima cușcă a grupului de calibrare, compresia este luată egală cu zero, penultimul-până la 0,2 comprimarea în ultima cușcă a grupului de mijloc.

ÎN grup mediu Celeplele sunt practicate o distribuție uniformă și inegală a deformărilor private. Cu o distribuție uniformă a compresiei în toate celulele din acest grup, acestea sunt permanente. Distribuția inegală a deformărilor private poate avea mai multe opțiuni și poate fi caracterizată prin următoarele legi:

compresia în grupul de mijloc este redusă proporțional de la primele celule la acesta din urmă - modul de cădere;

În mai multe primele celule ale grupului de mijloc, deformările private sunt reduse, iar restul sunt permanente;

comprimarea în grupul mijlociu crește prima, și apoi reduce;

În mai multe primele celule ale grupului de mijloc, deformările private sunt lăsate permanente, iar în restul reduce.

Cu moduri de deformare care se încadrează în grupul mediu de celule, diferențele în valoarea energiei de rulare și sarcina de încărcare sunt reduse, cauzate de creșterea rezistenței de deformare a metalului ca laminare, datorită scăderii temperaturii sale și creșterea ratei de deformare. Se crede că o scădere a comprimării până la sfârșitul morii vă permite, de asemenea, să îmbunătățiți calitatea suprafeței exterioare a țevilor și să reduceți diferența transversală.

La calcularea calibrării rolelor, acceptăm distribuția uniformă a compușilor.

Magniturile deformărilor private din fabricile sunt prezentate în fig. 3.1.

Distribuția compușilor

Pe baza valorilor adoptate ale deformărilor private, diametrele medii ale calibrelor pot fi calculate prin formula

.

Pentru prima cușcă a morii (i \u003d 1) d i -1 \u003d d 0 \u003d 94 mm, atunci

mm.

Calculat pentru această formulă, diametrele medii ale calibrelor sunt prezentate în apendicele.1.

3.3.2 Determinarea dimensiunii calibrelor de supape

Forma calibrelor de panglici triviale este prezentată în fig. 3.2.

Calibrul oval este derivat din centrul RCIUS RC, deplasat în raport cu axa de rulare prin ExCentricitatea EXCCentricității.

Formă de calibru

Valorile razei și excentricității calibrelor sunt determinate de lățimea și înălțimea calibrelor prin formule:

Pentru a determina dimensiunea calibrării, este necesar să se cunoască valorile semi-axelor A și B, și pentru definirea lor - valoarea ovalității calibrului

Pentru a determina ovatalitatea calibrului, puteți utiliza formula:

Indicatorul de putere C caracterizează cantitatea posibilă de lărgire în calibru. În timpul reducerii celulelor triviale, Q \u003d 1.2 este luat.

Valorile semi-axelor calibre sunt determinate de dependențe:

unde coeficientul de corecție F care poate fi calculat prin formula aproximativă

Vom calcula dimensiunea calibrului în conformitate cu formulele de mai sus pentru prima cutie.

Pentru alte celule, calculul se face în același mod.

În prezent, tonul rolei se efectuează după instalarea rolelor la cușca de lucru. Plictisitorul conduce la mașini speciale cu tăietor rotund. Circuitul de găurit este prezentat în fig. 3.3.

Smochin. 3.3 - Schema de găurit calibru

Pentru a obține un calibru cu valori predeterminate A și B, este necesar să se determine diametrul tăietorului D F și deplasarea acestuia în raport cu planul axelor rolei (parametrul X). D F și X sunt determinate de următoarele formule corecte din matematică:

Pentru unghiul de frezat trivial A este de 60 ° .di - diametrul perfect al rolelor, di \u003d 330mm.

Calculat în conformitate cu formulele de mai sus ale valorilor sunt rezumate în tabelul. 3.2.

Tabelul 3.2 - Calibrarea rolelor

Numărul de lut	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 Calculul regimul de viteză

Calculul modului de funcționare de mare viteză a moara este de a determina numerele de rotiri ale rolelor și pe ele numărul de rotație a motoarelor.

La rularea țevilor cu tensiune, o influență mare asupra schimbării grosimii peretelui este amploarea tensiunii plastice. În acest sens, în primul rând este necesar să se determine coeficientul de tensiune plastic general pe totalul materialului, care să asigure peretele de obținere. Calculul Z a fost, în general, administrat în clauza 3.3.

,

unde este coeficientul care ia în considerare influența zonelor de deformare în afara deformării:

;

l I - Captură Lungimea arcului:

;

- unghiul de captare:

;

f este coeficientul de frecare, acceptăm F \u003d 0,5; A - numărul de rulouri din cutie și \u003d 3.

În prima cușcă de lucru Z1 \u003d 0. În celulele ulterioare, este posibil să se ia z n i -1 \u003d z z.

,

;

;

.

Înlocuirea formulelor de mai sus pentru primele lăzi pentru a obține:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

După efectuarea de calcule similare pentru cele două cutii, următoarele rezultate obținute: Z p2 \u003d 0,42, S 2 \u003d 3,251mm, Z p3 \u003d 0,426, S 3 \u003d 3,252 mm, Z p4 \u003d 0,446, S 4 \u003d 3,258mm. La acest calcul z P I, conform metodei de mai sus, opriți, pentru că Z p2\u003e z este satisfăcut.

Din starea de alunecare completă, determinăm o tensiune maximă posibilă Z S în ultima cușcă de deformare, adică Z21. În acest caz, presupunem că z p21 \u003d 0.

.

mm;

;

;

Grosimea peretelui în fața celei de-a 21-a cutii, adică S 20, puteți determina cu formula:

.

;

; ;

mm.

După efectuarea de calcule similare pentru cea de-a 20-a cușcă, următoarele rezultate obținute: Z Z20 \u003d 0,357, S 19 \u003d 3,178 mm, Z X19 \u003d 0,396, S 18 \u003d 3,168 mm, Z x18 \u003d 0,416, S 17 \u003d 3,151mm, Z X17 \u003d 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. La acest calcul Z P eu încetează, pentru că Starea Z Z14\u003e Z este satisfăcută.

Valorile calculate ale grosimii peretelui în mori sunt date în tabel. 2.20.

Pentru a determina numerele de rotiri, trebuie să cunoașteți diametrele de rulare ale rolelor. Pentru a determina diametrele de rulare, puteți utiliza formulele prezentate în:

, (2)

unde d în i este diametrul rolei deasupra;

.

În cazul în care un , Calculul diametrului rulant al rolelor trebuie efectuat prin ecuația (1), dacă această afecțiune nu este executată, atunci este necesar să se utilizeze (2).

Valoarea caracterizează poziția liniei neutre în cazul în care este luată paralelă (în termeni de) axă de rulare. Din starea de echilibru din zona de deformare pentru această locație a zonelor de alunecare

,

Acoperirea ratei de intrare a rulării v QQ \u003d 1,0 m / s, calculată numărul de rotații ale rolelor primei crate

rpm.

Se transformă în restul cablurilor găsite prin formula:

.

Rezultatele calculării regimului de viteză sunt prezentate în tabelul 3.3.

Tabelul 3.3 - Rezultatele calculării vitezei

Numărul de lut	S, mm.	DCAT, mm.	n, rpm.
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

Conform tabelului 3.3. Este construit un grafic al rozilor cu role (figura 3.4).

Rata de rotație Valkov.

3.5 Parametrii de putere laminare

O caracteristică distinctivă a procesului de laminare redusă în comparație cu alte tipuri de rulare longitudinale este prezența semnificativă în mărimea tensiunilor interfloritoare. Prezența tensiunii are un efect semnificativ asupra parametrilor de rezistență al rulării - presiunea metalului pe rulouri și momente de rulare.

Forța metalică de pe rola P este suma geometrică a verticalei P în și orizontal P al componentelor:

Componenta verticală a forței metalice de pe rolă este determinată prin formula:

,

unde p este presiunea medie specifică a metalului de pe rolă; L este lungimea zonei de deformare; D - diametrul calibru; A - Numărul de rulouri din cutie.

Componenta orizontală a PG este egală cu diferența dintre eforturile tensiunii din față și din spate:

unde z n, z z - coeficienții tensiunii din față și din spate; F, F S - Secțiunea transversală a capetelor din față și din spate ale țevii; S S - Rezistența deformării.

Pentru a determina presiunea medie specifică, se recomandă utilizarea formulei V.P. Anisiform:

.

Momentul de rulare (total pe cutie) este determinat prin formula:

.

Rezistența la deformare este determinată prin formula:

,

unde t este temperatura de laminare, ° C; H este intensitatea ratelor de deformare a schimbării, 1 / s; E - compresie relativă; K1, K2, K3, K4, K5 - Coeficienți empirici, pentru oțel 10: K1 \u003d 0,885, K2 \u003d 7,79, K3 \u003d 0,134, K4 \u003d 0,164, până la 5 \u003d (- 2, opt ).

Intensitatea ratelor de deformare este determinată de formula

unde l este gradul de deformare a schimbării:

t - Timpul deformării:

Viteza unghiulară a rolei este localizată cu formula:

,

Capacitatea este prin formula:

În fila. 3.4. Rezultatele calculării parametrilor de rezistență de laminare în conformitate cu formulele de mai sus sunt prezentate.

Tabelul 3.4 - Parametrii de rulare a energiei

Numărul de lut	s S, MPA	p, KN / M 2	R, 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	-	-	-	-

Conform tabelului. 3.4 Graficele construite de modificări ale parametrilor de putere de laminare prin centrele morii (figura 3.5, 3.6., 3.7.).

Schimbați presiunea specifică medie

Schimbarea eforturilor de metal pe Valea

Schimbarea momentului de rulare

3.6 Studiul influenței modurilor tranzitorii de reducere a vitezei de mare viteză asupra amplorii suprafeței longitudinale a porțiunilor de capăt ale țevilor finite

3.6.1 Descrierea algoritmului de calcul

Studiul a fost realizat cu scopul de a obține date privind efectul modurilor tranzitorii de reducere de mare viteză de reducere a amplorii suprafeței longitudinale a porțiunilor de capăt ale țevilor finite.

Determinarea coeficientului de tensiune interflflare în funcție de virajele cunoscute de rulouri, adică Dependențele Zn I \u003d F (N I / N -1) au fost efectuate în conformitate cu metoda de rezolvare a așa-numitei probleme inverse, propusă de G.I. GULYAEV, pentru a obține dependența grosimii peretelui de la rotirile rolelor.

Esența tehnicii este după cum urmează.

Procesul stabilit de reducere a țevilor poate fi descris de sistemul de ecuații care reflectă aderarea la legea constanței celui de-al doilea volum și echilibrul forțelor în centrul deformării:

(3.1.)

La rândul său, după cum știți,

Dkat i \u003d j (zz i, zp i, și i),

m i \u003d y (Zz I, ZP I, B I),

unde și eu sunt valorile care nu depind de tensiune, Ni este o cifră de afaceri a transformării I-Oh,  i este coeficientul de evacuare în cutia i-oh, DCAT i -COUMING Diametrul rolei în cutia I-OH, ZP I, ZZ I - coeficienții tensiunii din plastic din față și spate.

Având în vedere că ZZ I \u003d ZP I -1 Sistemul de ecuații (3.1) Puteți scrie în formă generală după cum urmează:

(3.2.)

Sistemul de ecuații (3.2) Rezolvăm relativ la coeficienții de tensiune plastic din față și din spate prin metoda de aproximări consecutive.

Luând Z1 \u003d 0 Stabiliți valoarea ZP1 și din prima ecuație a sistemului (3.2.) Metoda de iterație este determinată de ZP 2, apoi de la cea de-a doua ecuație - ZP 3, etc, setarea valorii ZP 1, tu poate găsi o astfel de soluție la care ZP N \u003d 0.

Cunoașterea coeficienților de tensiune din față și din spate, determinăm grosimea peretelui după fiecare cușcă cu formula:

(3.3.)

unde A este coeficientul determinat prin formula:

;

;

z I - Coeficientul mediu (echivalent) de tensiune plastic

.

3.6.2 Rezultatele cercetării

Folosind rezultatele calculării calibrării sculei (clauza 3.3) și setarea de viteză a morii (ratele de rotație) cu procesul de reducere constantă (clauza 3.4) în mediul software profesional MathCAD 2001, sistemul (3.2) Și expresii (3.3.) Scopul determinării schimbării grosimii peretelui.

Este posibil să se reducă lungimea capetelor îngroșate prin creșterea coeficientului de tensiune plastic prin schimbarea transformărilor rolelor la rularea țevilor terminale.

În prezent, tabăra de reducere TPA-80 a creat un sistem de control al rulării continue necorespunzătoare. Acest sistem vă permite să reglați dinamic revoluțiile RRS ale RRSS la rularea țevilor terminale în funcție de dependența liniară specificată. O astfel de reglare a rulourilor de rulouri atunci când se rostogolește porțiunile de capăt ale țevilor se numește "Wedge of Viteze". Rulouri de rulouri atunci când parcelele de capăt ale țevilor sunt calculate cu formula:

, (3.4.)

În cazul în care n i sunt roțile rolelor din înclinarea I-Oh cu modul constant, k i -choelectrile reducătoare ale rolelor în%, numărul I al cutiei.

Dependența coeficientului de rulare a rulourilor din această clasă poate fi liniară

La i \u003d (fig.3.8).

Dependența coeficientului de reducere a roților de rulouri în cușcă din numărul de înclinare.

Datele sursă pentru utilizarea acestui mod de reglare sunt:

Numărul de celule în care modificările setării vitezei este limitat la lungimea capetelor îngroșate (3 ... 6);

Valoarea reducătorilor de rulouri în prima cușcă a moara este limitată de posibilitatea unei acțiuni electrice (0,5 ... 15%).

În această lucrare, pentru a studia impactul setării de mare viteză a PPP-urilor la diferența longitudinală, sa presupus că schimbarea setării de viteză în timpul reducerii capetelor din față și din spate a țevilor se efectuează în primele 6 celule. Studiul a fost realizat prin schimbarea vitezei de rotație în primele celule ale morii în raport cu procesul de rulare stabilit (variind unghiul de înclinare înainte în figura 3.8).

Ca urmare a modelării proceselor de umplere ale PPP-urilor și ieșirea țevii din conducta țevii, dependențele grosimii peretelui capetele din față și din spate ale țevilor din cantitatea de modificări ale vitezei de rotație din prima viteză Orașele sunt prezentate în Fig.3.9. și Fig.3.10. Pentru țevi cu o dimensiune de 33,7x3,2 mm. Cea mai optimă valoare a "Wedgei de viteză" în ceea ce privește minimizarea lungimii tăierii terminale și a "loviturii" grosimii peretelui în câmpul de toleranțe DIN 1629 (toleranța grosimii peretelui ± 12,5%) este K 1 \u003d 10 -12%.

În fig. 3.11. și Fig. 3.12. Dependențele de lungimi ale capetelor îngroșate față și spate ale țevilor finite sunt administrate atunci când se utilizează "pană de viteză" (K 1 \u003d 10%) obținută ca urmare a modelării tranzitorii. Din partea dependențelor de mai sus, se poate face următoarea concluzie: utilizarea "Wedge de viteză" oferă un efect vizibil numai atunci când se rostogolește conductele cu un diametru mai mic de 60 mm cu o grosime a peretelui mai mică de 5 mm și cu Un diametru mai mare și o grosime a peretelui țevii, peretele peretelui nu se întâmplă să atingă cerințele standardului.

În fig. 3.13., 3.14., 3.15., Dependența de lungimea capătului îngroșat față din diametrul exterior al țevilor finite pentru valorile grosimilor peretelui de 3,5, 4,0, 5,0 mm, cu valori diferite ale "Speed \u200b\u200bWedge" (a acceptat coeficientul de reducere K1 rulouri egale cu 5%, 10%, 15%).

Dependența grosimii peretelui capătului frontal al țevii din dimensiune

"Wedge of Speeds" pentru dimensiunea 33.7x3.2 mm

Dependența grosimii capătului din spate al țevii din magnitudinea "Wedge of Speeds" pentru dimensiunea de 33,7x3,2 mm

Dependența lungimii capătului îngroșat față al țevii de la D și S (la K 1 \u003d 10%)

Dependența fundalului capătului îngroșat din spate al țevii de la D și S (la K 1 \u003d 10%)

Dependența lungimii capătului îngroșat față al țevii de la diametrul țevii finite (S \u003d 3,5 mm) la valori diferite ale "Wedge of Viteze".

Dependența lungimii capătului îngroșat față al țevii de la diametrul țevii finite (S \u003d 4,0 mm) la diferite valori ale "Wedge of Viteze"

Dependența lungimii capătului îngroșat din față a țevii din diametrul țevii finite (S \u003d 5,0 mm) cu diferite valori ale "Wedge de viteză".

Din graficele de mai sus, se poate observa că cel mai mare efect în ceea ce privește reducerea trotuarului terminal al conductelor finite oferă o revoluție dinamică a rolelor RRS în K 1 \u003d 10 ... 15%. Nu există o schimbare intensivă în "Wedge de viteză" (K 1 \u003d 5%) nu vă permite să strângeți grosimea peretelui țevilor terminale.

De asemenea, la rularea țevilor cu o grosime a peretelui de 5 mm, tensiunea care rezultă din acțiunea "Wedge of Vitezes" nu poate să înece peretele datorită capacității de tragere insuficiente a rolelor. La rularea țevilor cu un diametru mai mare de 60 mm, coeficientul capotei în moara de reducere este mic, astfel încât îngroșarea capetelor este practic care nu se întâmplă, prin urmare, utilizarea "Wedge de viteză" este nepractică.

Analiza graficelor de mai sus a arătat că utilizarea "Wedge de viteză" pe o moară de reducere TPA-80 OJSC "Crossow" permite reducerea lungimii capătului îngroșat față cu 30%, capătul îngroșat din spate de 25%.

După cum arată calculele Mochalov D.A. Pentru mai mult aplicare eficientă Speed \u200b\u200bWedge Pentru a reduce în continuare tăierea terminalului, este necesar să se asigure funcționarea primelor celule în modul frânare cu utilizarea aproape completă a rolelor de rulouri datorită utilizării unei dependențe mai complexe neliniare a coeficientului de reducere a rolelor în această cușcă din numărul de înclinare. Este necesar să se creeze o tehnică protejată științifică pentru a determina funcția optimă K I \u003d F (I).

Dezvoltarea unui astfel de algoritm optim de control al RRS poate servi ca obiectiv pentru dezvoltarea ulterioară a UZD-P într-o ASUP TPA-80 cu drepturi depline. Ca experiență de utilizare a unui astfel de ASUTP, reglementarea numărului de role de rulouri atunci când rulați conductele terminale, în conformitate cu Mannesmann (pachetul de aplicație CARTA), reduce amploarea țevilor terminale cu mai mult de 50%, datorită sistemului control automat Procesul de reducere a țevilor, care include atât subsisteme de gestionare a subsistemului mine și de măsurare și un subsistem pentru calcularea modului optim de reducere și gestionarea proceselor în timp real.

4. Justificarea tehnică și economică a proiectului

4.1 Esența evenimentului planificat

Acest proiect propune introducerea modului optim de rulare de mare viteză pe o moară de întindere de reducere. Datorită acestui eveniment, se planifică reducerea coeficientului de metal consumabil și datorită reducerii lungimii capetelor îngroșate ale țevilor finite, o creștere a producției de 80 de tone pe lună este așteptată în medie.

Investițiile de capital necesare pentru implementarea acestui proiect reprezintă 0 ruble.

Finanțarea proiectului poate fi implementată în conformitate cu articolul "Repararea actuală", estimările costurilor. Puteți implementa proiectul într-o singură zi.

4.2 Calculul costurilor de producție

Calculul costului 1t. Produsele cu normele de decupare existente ale capetelor de țevi îngroșate sunt date în tabel. 4.1.

Calculul proiectului este prezentat în tabel. 4.2. Deoarece rezultatul implementării proiectului nu este o creștere a producției, recalcularea valorilor debitului pentru redistribuirea în calculul proiectului nu este efectuată. Rentabilitatea proiectului este de a reduce costurile prin reducerea deșeurilor la recoltare. Cultura se reduce datorită reducerii coeficientului de metal consumabil.

4.3 Calculul indicatorilor de proiect

Calculul indicatorilor de proiect se face pe baza calculului costurilor furnizate în tabelul. 4.2.

Economiile de la reducerea costurilor pe an:

EG \u003d (C 0-C P) * V Pr \u003d (12200,509-12091,127) * 110123,01 \u003d 12045475,08P.

Profit pe raport:

PR 0 \u003d (P-C 0) * V de la \u003d (19600-12200,509) * 109123.01 \u003d 807454730.39r.

Profit pe proiect:

PR N \u003d (P-S N) * V \u003d (19600-12091,127) * 110123.01 \u003d 826899696.5.

Creșterea profiturilor va fi:

PR \u003d PR PR 0 \u003d 826899696,5-807454730,39 \u003d 19444966,11.

Rentabilitatea produselor a fost:

Rentabilitatea produselor proiectului:

Fluxul de numerar al raportului și proiectul este prezentat în Tabelul 4.3. și 4.4., respectiv.

Tabelul 4.1 - Calculul costului a 1 tone de închiriere în atelierul T-3 OJSC "Crossow

P / P.	Costuri de articole	număr	Preț 1 TON.	Sumă
1	2	3	4	5
I.	Postat în Redistribuire: 1. Pregătirea, t / t; 2. Deșeuri, T / T: circuit substandard;
I.	Cheltuielile de peceluri 2. Costuri de energie: putere electrică, kW / h cupluri pentru producție, Gkal apă tehnică, TM 3 aer comprimat, TM 3 apa curentă, TM 3 tM 3, TM 3 3. Materiale auxiliare 7. Echipamente înlocuibile 10. Dezactivați 11. Lucrul atelierelor de transport 12. Alte costuri de atelier Total cheltuielile de trafic
SH	Cheltuieli Hosteranvian

Tabelul 4.2 - Calcularea proiectului a costului 1 tone de laminate

P / P.	Costuri de articole	număr	Preț 1 TON.	Sumă
I.	Postat în Redistribuire: 1. Pregătirea, t / t; 2. Deșeuri, T / T: circuit substandard; Total specificat în redistribuirea deșeurilor și căsătoriei
P.	Cheltuielile de peceluri 1. Combustibil tehnologic (gaz natural), aici 2. Costuri de energie: putere electrică, kW / h cupluri pentru producție, Gkal apă tehnică, TM 3 aer comprimat, TM 3 apa curentă, TM 3 tM 3, TM 3 3. Materiale auxiliare 4. Salariul principal al lucrătorilor de producție 5. Salariul suplimentar al lucrătorilor de producție 6. Deduceri sociale 7. Echipamente înlocuibile 8. Repararea și întreținerea curentă a activelor fixe 9. Deprecierea activelor fixe 10. Dezactivați 11. Lucrul atelierelor de transport 12. Alte costuri de atelier Total cheltuielile de trafic
SH	Cheltuieli Hosteranvian Costul total de producție
IV.	Cheltuieli exproductive Costul total total

Îmbunătățirea procesului tehnologic va afecta indicatorii tehnici și economici ai activităților întreprinderii, după cum urmează: rentabilitatea producției de produse cu 1,45% va crește, economiile de la un cost mai mic vor ajunge la 12 milioane de ruble. un an care va implica creșterea profitului.

Tabelul 4.3 - Fluxul de numerar prin raport

Flux de fonduri	Al anului
	1	2	3	4	5
A. Inflow numerar:
- Volumul producției, TN
- prețul produsului, frecați.
Influxul total.
B. ieșirea de numerar:
- Costuri de operare
-Nalog pe profituri	193789135,29
Total de ieșire:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Fluxul de numerar pur (AA-B)
Coeff. Inversiune.	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E \u003d 0,25.
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Tabelul 4.4 - Fluxul de numerar pe proiect

Flux de fonduri	Al anului
	1	2	3	4	5
A. Inflow numerar:
- Volumul producției, TN
- prețul produsului, frecați.
- Venituri din vânzări, frecați.
Influxul total.
B. ieșirea de numerar:
- Costuri de operare
-Nalog pe profituri
Total de ieșire:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Fluxul de numerar pur (AA-B)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Coeff. Inversiune.	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E \u003d 0,25.
Rezultate reduse (AA-B) * pentru a investi
CDD fluxul de numerar cumulativ

Profilul financiar al proiectului este prezentat în Fig.4.1. În funcție de graficele prezentate în fig. 4.1. Proiectul CHDD cumulativ depășește indicatorul planificat, ceea ce indică rentabilitatea necondiționată a proiectului. CHDD cumulativ, calculat pentru proiectul introdus, din primul an este o valoare pozitivă, deoarece proiectul nu a solicitat investiții de capital.

Profilul de proiect financiar

Punctul de rupere chiar se calculează cu formula:

Punctul de întrerupere, chiar caracterizează volumul minim de produse la care se termină pierderile, iar primul profitul apare.

În fila. 4.5. Datele sunt prezentate pentru a calcula variabilele și costurile constante.

În conformitate cu datele de raportare, cantitatea de costuri variabile pe unitate de producție este ZORIG \u003d 11212,8., Cantitatea de cost constant pe unitate de producție este post \u003d 987.7. Cantitatea de costuri constante pentru întregul volum al raportului privind raportul este de 107780796,98.

Conform datelor proiectului, cantitatea de costuri variabile z per \u003d 11103.5p., Cantitatea de costuri constante ale postului \u003d 987.7. Cantitatea de costuri constante pentru întregul volum al raportului privind raportul este de 108768496,98.

Tabelul 4.5 - Proporția costurilor constante în structura costului planificat și al proiectului

P / P.	Costuri de articole	Suma conform planului, frecați.	Cantitatea de proiect, frecați.	Ponderea costurilor constante în structura cheltuielilor la redistribuire,%
1	2	3	4	5
1	Cheltuielile de peceluri 1. Combustibil tehnologic (gaz natural), aici 2. Costuri de energie: putere electrică, kW / h cupluri pentru producție, Gkal apă tehnică, TM 3 aer comprimat, TM 3 apa curentă, TM 3 tM 3, TM 3 3. Materiale auxiliare 4. Salariul principal al lucrătorilor de producție 5. Salariul suplimentar al lucrătorilor de producție 6. Deduceri sociale 7. Echipamente înlocuibile 8. Repararea și întreținerea curentă a activelor fixe 9. Deprecierea activelor fixe 10. Dezactivați 11. Lucrul atelierelor de transport 12. Alte costuri de atelier Total cheltuielile de trafic
2	Cheltuieli Hosteranvian Costul total de producție			100
3	Cheltuieli exproductive Costul total total			100

În conformitate cu datele de raportare, punctul de întrerupere este:

TB OT. t.

Prin proiect, punctul de întrerupere este:

TB PR. t.

În fila. 4.6. Calcularea veniturilor și a tuturor tipurilor de costuri pentru producerea de produse de vânzări necesare pentru a determina punctul de întrerupere. Graficele de calculare a punctului de întrerupere a raportului și proiectul sunt prezentate în Fig.4.2. și Fig.4.3. respectiv.

Tabelul 4.6 - Datele pentru calcularea punctului de întrerupere

Calcularea punctului de întrerupere a raportului

Calcularea punctului de întrerupere a proiectului

Indicatorii tehnici și economici ai proiectului sunt prezentate în tabel. 4.7.

Ca urmare, se poate concluziona că evenimentul propus în proiect va reduce costul produsului fabricat de 1,45% prin reducerea costurilor variabile, ceea ce contribuie la o creștere a profiturilor cu 19,5 milioane de ruble. Cu o producție anuală de 110123,01 tone. Rezultatul proiectului este creșterea veniturilor reduse nete cumulative, comparativ cu valoarea planificată în perioada analizată. De asemenea, un punct pozitiv este de a reduce pragul de pauză - chiar de la 12,85 mii tone până la 12,8 mii tone.

Tabelul 4.7 - Indicatori tehnici și economici ai proiectului

Nu. P / P	Indicator	Raport	Proiect	Deviere
				Absolut	%
1	Volumul producției: în termeni fizici, t În termeni de valoare, mii de ruble.
2	Valoarea de bază fonduri de producție, mii de ruble.	6775032	6775032	0	0
3	Costuri comune (cost total): lansare totală, mii de ruble. unități de produse, freca.
4	Rentabilitatea produselor,%	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Venituri curate, CHDD	1700,136
6	Total investiții, mii de ruble.	0
7	Referinţă: pauză-chiar punct tb, t, valoarea ratei de reducere F, rata de randament internă a GNI o ieșire maximă de numerar K, mii de ruble.

Concluzie

Acest proiect de diplomă a dezvoltat o tehnologie de producție a țevilor generale pentru DIN 1629. Lucrarea discută posibilitatea unei scăderi a lungimii capetelor îngroșate generate în timpul rulării pe moara reducătoare, datorită modificării setărilor de mare viteză a morții la rularea secțiunilor terminale ale țevii utilizând capabilitățile sistemului UZD-P. Pe măsură ce calculele au arătat scăderea lungimii capetelor îngroșate, poate ajunge la 50%.

Calculele economice au arătat că utilizarea modurilor de rulare propuse va reduce costul unei unități de produse cu 1,45%. Acest lucru, menținând în același timp volumul de producție existente, va permite o creștere a profitului cu 20 de milioane de ruble în primul an.

Bibliografie

1. Anuriviv v.I. "Directorul constructorului de mașini de designer" în 3 volume, volumul 1 - M. "Inginerie mecanică" 1980 - 728 p.

{!LANG-919ce48cdbbaa0eb9165c4891ec0ccea!}

{!LANG-d740e6d4b6996aa743338f68f7d3e920!}

{!LANG-30af3300e991bcd1f1eb38c7d3580959!}

{!LANG-a3e958a1d4d5219fbee84dd73ad33bce!} {!LANG-b291b29ce43c2240923e84a52c48866f!}{!LANG-6e3336423aef31aa2c52df94409c0d33!}

{!LANG-55edbd8a2b47cf4285fe061f1e622f9a!}

{!LANG-97ff0469dbb810b4f142af683829990f!}
{!LANG-d5b8a0bab042b58977aaa4215ad6609b!}
{!LANG-4cb7202efd8c62866ac9b4a06c8a7b60!}
{!LANG-8e9aa3dc5df0b832e42962b363926e3e!}
{!LANG-4b73a64121f960b86aee99bc487a979e!}
{!LANG-87f20301b0cd4d93c1b0bd9a8196be00!}
{!LANG-215823c52b056219809e6f2cea6b712c!}
{!LANG-86818a567f405430deda9090ef13815b!}
{!LANG-f56878d923a24eec7d7b1a25df2a9a13!}
{!LANG-64f7027c1fe746e076e7658ce3075089!}
{!LANG-c76847d463f4d19e013bd35a23644474!}
{!LANG-b507c2b3d7833769ab1b83e5db896270!}