Stabilitatea profilului secțiunii transversale în timpul reducerii conductei. Pregatire pentru reducerea tevilor cu tensiune. Justificarea deciziilor de proiectare
Reducerea se realizează după încălzirea (sau încălzirea) suplimentară a țevilor la 850-1100 ° C prin rularea lor pe mori continue cu mai multe suporturi (cu până la 24 de suporturi) fără a utiliza o unealtă internă (dorn). În funcție de sistemul de lucru adoptat, acest proces poate continua cu creșterea grosimii peretelui sau cu scăderea acestuia. În primul caz, rularea se realizează fără tensiune (sau cu foarte puțină tensiune); iar în al doilea – cu mare tensiune. Al doilea caz, ca unul mai progresiv, a devenit larg răspândit în ultimul deceniu, deoarece permite o reducere semnificativ mai mare, iar o scădere a grosimii peretelui, în același timp, extinde gama de țevi laminate cu mai economice - cu pereți subțiri. conducte.
Posibilitatea de subțiere a pereților în timpul reducerii face posibilă obținerea de țevi cu o grosime a peretelui puțin mai mare (uneori cu 20-30%) pe instalația principală de laminare a țevilor. Acest lucru îmbunătățește semnificativ performanța unității.
În același timp, în multe cazuri, principiul mai vechi de funcționare, reducerea liberă fără tensiune, și-a păstrat semnificația. Acest lucru se aplică în principal cazurilor de reducere a țevilor cu pereți relativ groși, când devine dificilă reducerea semnificativă a grosimii peretelui chiar și la tensiuni mari. Trebuie remarcat faptul că morile de reducere sunt instalate în multe magazine de laminare a țevilor, care sunt proiectate pentru laminare liberă. Aceste mori vor fi în funcțiune mult timp și, în consecință, reducerea fără tensiune va fi utilizată pe scară largă.
Să luăm în considerare modul în care grosimea peretelui țevii se modifică în timpul reducerii libere, atunci când nu există forțe de tensiune axiale sau reprize, iar schema stării de tensiuni este caracterizată de solicitări de compresiune. B. JI. Kolmogorov și A. Z. Gleiberg, pe baza faptului că modificarea efectivă a peretelui corespunde muncii minime de deformare și folosind principiul posibilelor deplasări, au dat o definiție teoretică a modificării grosimii peretelui în timpul reducerii. În acest caz, s-a făcut ipoteza că neuniformitatea * a deformării nu afectează semnificativ modificarea grosimii peretelui, iar forțele de frecare exterioară nu au fost luate în considerare, deoarece acestea sunt mult mai puține. rezistență internă. Figura 89 prezintă curbele de modificare a grosimii peretelui de la SQ inițial la S specificat pentru oțelurile cu rezistență redusă, în funcție de gradul de reducere de la diametrul inițial DT0 la DT final (raportul DT/DTO) și de factorul geometric - subțirea țevilor (S0/ raportul DT0).
La grade mici de reducere, rezistența la scurgerea longitudinală este mai mare decât rezistența la scurgerea spre interior, ceea ce determină îngroșarea peretelui. Pe măsură ce întinderea crește, intensitatea îngroșării peretelui crește. Totuși, în același timp, crește și rezistența la curgerea în conductă. La o anumită reducere, îngroșarea peretelui atinge maximul, iar o creștere ulterioară a gradului de reducere duce la o creștere mai intensă a rezistenței la scurgerea spre interior și, ca urmare, îngroșarea începe să scadă.
Între timp, se cunoaște de obicei numai grosimea peretelui țevii reduse finite, iar atunci când se utilizează aceste curbe, trebuie să setați valoarea necesară, adică să folosiți metoda aproximării succesive.
Natura modificării grosimii peretelui se schimbă dramatic dacă procesul este efectuat cu tensiune. După cum sa menționat deja, prezența și amploarea tensiunilor axiale sunt caracterizate de condițiile de viteză de deformare pe o moară continuă, al cărui indicator este coeficientul de tensiune cinematică.
La reducerea cu tensiune, condițiile de deformare ale capetelor țevilor diferă de condițiile de deformare a mijlocului țevii, când procesul de laminare s-a stabilizat deja. În procesul de umplere a morii sau când țeava iese din moara, capetele țevii percep doar o parte din tensiune, iar rularea, de exemplu, în primul stand până când țeava intră în al doilea stand, are loc în general fără tensiune. . Ca urmare, capetele conductei se îngroașă întotdeauna, ceea ce este un dezavantaj al procesului de reducere a tensiunii.
Cantitatea de tăiere poate fi puțin mai mică decât lungimea capătului îngroșat datorită utilizării unei toleranțe plus pentru grosimea peretelui. Prezența capetelor îngroșate afectează foarte mult economia procesului de reducere, deoarece aceste capete sunt tăiate și reprezintă un cost de producție scufundat. În acest sens, procesul de laminare cu tensiune este utilizat numai în cazul producției după reducere a țevilor cu o lungime mai mare de 40-50 m, când pierderile relative la tăiere sunt reduse la nivelul caracteristic oricărei alte metode de laminare.
Metodele de mai sus pentru calcularea modificării grosimii tijei fac posibilă determinarea în ultimă instanță a coeficientului de alungire atât pentru cazul reducerii libere, cât și în cazul laminarii sub tensiune.
Cu o compresie egală cu 8-10%, și cu un coeficient de tensiune plastică de 0,7-0,75, valoarea alunecării se caracterizează printr-un coeficient ix = 0,83-0,88.
Din luarea în considerare a formulelor (166 și 167), este ușor de observat cum trebuie respectați exact parametrii de viteză din fiecare stand pentru ca rularea să se desfășoare conform regimului de proiectare.
Acționarea în grup a rolelor în morile de reducere din vechiul design are un raport constant al numărului de rotații ale rolelor în toate standurile, care numai într-un caz special pentru țevi de aceeași dimensiune poate corespunde modului de laminare liberă. Reducerea țevilor de toate celelalte dimensiuni va avea loc cu diferite hote, prin urmare, modul de rulare liberă nu va fi menținut. În practică, în astfel de mori, procesul se desfășoară întotdeauna cu puțină tensiune. Unitatea individuală de rulare a fiecărui stand cu reglarea fină a vitezei acestora permite crearea diferitelor moduri de tensiune, inclusiv modul de rulare liberă.
Deoarece tensiunile din față și din spate creează momente direcționate în direcții diferite, momentul total de rotație al rolelor din fiecare suport poate crește sau scădea în funcție de raportul forțelor de tensiune față și spate.
În acest sens, condițiile în care se află inițiale și ultimele 2-3 standuri nu sunt aceleași. Dacă momentul de rulare în primele standuri scade din cauza tensiunii pe măsură ce țeava trece prin standurile ulterioare, atunci momentul de rulare în ultimele standuri, dimpotrivă, ar trebui să fie mai mare, deoarece aceste standuri suferă în principal tensiune din spate. Și numai în standurile din mijloc, datorită valorilor apropiate ale tensiunii din față și din spate, momentul de rulare în starea de echilibru diferă puțin de cel calculat. În calculul rezistenței unităților de antrenare ale morii care funcționează sub tensiune, trebuie avut în vedere că momentul de laminare crește scurt, dar foarte brusc, în timpul perioadei de captare a tubului de către role, ceea ce se explică prin diferența mare de vitezele tubului și rolelor. Sarcina maximă rezultată, care uneori depășește sarcina constantă de câteva ori (mai ales atunci când se reduce cu tensiune ridicată), poate provoca deteriorarea mecanismului de antrenare. Prin urmare, în calcule, această sarcină de vârf este luată în considerare prin introducerea coeficientului corespunzător, luat egal cu 2-3.
480 de ruble. | 150 UAH | 7,5 USD ", MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Teză - 480 de ruble, transport 10 minute 24 de ore pe zi, șapte zile pe săptămână și de sărbători
Hholkin Evgheni Ghenadievici. Studiul stabilității locale a profilelor trapezoidale cu pereți subțiri cu longitudinal îndoire transversală: dizertaţie... candidat la ştiinţe tehnice: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadievich; [Locul de protecție: Ohm. stat tehnologie. un-t].- Omsk, 2010.- 118 p.: ill. RSL OD, 61 10-5/3206
Introducere
1. Prezentare generală a studiilor de stabilitate ale elementelor structurale ale plăcilor comprimate 11
1.1. Definiții și metode de bază pentru studierea stabilității sistemelor mecanice 12
1.1.1, Algoritm pentru studierea stabilității sistemelor mecanice prin metoda statică 16
1.1.2. abordare statică. Metode: Euler, nonidealitate, energetic 17
1.2. Modelul matematic și principalele rezultate ale studiilor analitice ale stabilității lui Euler. Factorul de stabilitate 20
1.3. Metode de studiere a stabilității elementelor plăcilor și structurilor realizate din acestea 27
1.4. Metode de inginerie pentru calcularea plăcilor și a elementelor de plăci compozite. Conceptul metodei de reducere 31
1.5. Studii numerice ale stabilității lui Euler prin metoda elementelor finite: oportunități, avantaje și dezavantaje 37
1.6. Prezentare generală a studiilor experimentale privind stabilitatea plăcilor și a elementelor de plăci compozite 40
1.7. Concluzii și sarcini ale studiilor teoretice ale stabilității profilelor trapezoidale cu pereți subțiri 44
2. Dezvoltarea modelelor matematice și a algoritmilor de calcul al stabilității elementelor de plăci cu pereți subțiri din profile trapezoidale: 47
2.1. Încovoiere longitudinal-transversală a elementelor de plăci cu pereți subțiri ale profilelor trapezoidale 47
2.1.1. Enunțul problemei, ipotezele principale 48
2.1.2. Model matematic în ecuații diferențiale obișnuite. Condiții limită, metoda imperfecțiunii 50
2.1.3. Algoritm de integrare numerică, determinarea criticilor
fire și implementarea acestuia în MS Excel 52
2.1.4. Rezultatele calculului și compararea lor cu soluțiile cunoscute 57
2.2. Calculul tensiunilor critice pentru un element individual de placă
în profil ^..59
2.2.1. Un model care ține cont de conjugarea elastică a elementelor de profil lamelar. Ipoteze și sarcini de bază ale cercetării numerice 61
2.2.2. Studiul numeric al rigidității conjugărilor și aproximarea rezultatelor 63
2.2.3. Studiul numeric al semilungimii de undă de flambaj la prima sarcină critică și aproximarea rezultatelor 64
2.2.4. Calculul coeficientului k(/3x,/32). Aproximarea rezultatelor calculelor (A,/?2) 66
2.3. Evaluarea caracterului adecvat al calculelor prin compararea cu soluțiile numerice prin metoda elementelor finite și soluțiile analitice cunoscute 70
2.4. Concluziile și sarcinile studiului pilot 80
3. Studii experimentale privind stabilitatea locală a profilelor trapezoidale cu pereți subțiri 82
3.1. Descrierea prototipurilor și a configurației experimentale 82
3.2. Testarea eșantionului 85
3.2.1. Metodologia şi conţinutul testelor G..85
3.2.2. Rezultatele testelor de compresie 92
3.3. Constatări 96
4. Luarea în considerare a stabilității locale în calculele structurilor portante din profile trapezoidale cu pereți subțiri cu o îndoire plană longitudinală - transversală 97
4.1. Calculul tensiunilor critice ale flambajului local al elementelor de placă și al grosimii limită a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri 98
4.2. Zona de încărcare permisă fără a se lua în considerare flambajul local 99
4.3. Factorul de reducere 101
4.4. Contabilitatea flambajului și reducerii locale 101
Constatări 105
Lista bibliografică
Introducere în muncă
Relevanța lucrării.
Crearea de structuri ușoare, puternice și de încredere este o sarcină urgentă. Una dintre principalele cerințe în inginerie mecanică și construcții este reducerea consumului de metal. Aceasta conduce la faptul că elementele structurale trebuie calculate în funcție de relații constitutive mai precise, ținând cont de pericolul flambajului atât general, cât și local.
Una dintre modalitățile de a rezolva problema minimizării greutății este utilizarea profilelor laminate trapezoidale cu pereți subțiri (TTP) de înaltă tehnologie. Profilele sunt realizate prin rularea tablei subțiri de oțel cu grosimea de 0,4 ... 1,5 mm în condiții staționare sau direct pe locul de asamblare ca elemente plate sau arcuite. Structurile care utilizează acoperiri arcuite portante realizate din profile trapezoidale cu pereți subțiri se disting prin ușurință, aspect estetic, ușurință de instalare și o serie de alte avantaje în comparație cu tipurile tradiționale de acoperiri.
Principalul tip de încărcare a profilului este îndoirea longitudinală-transversală. Ton-
jfflF dMF" elemente de placă
profilurile experimentate
compresie în planul mijlociu
oasele pot pierde spațiu
noua stabilitate. local
flambaj
Orez. 1. Exemplu de flambaj local
Yam,
^J
Orez. 2. Schema secțiunii reduse a profilului
(MPU) se observă în zone limitate de-a lungul lungimii profilului (Fig. 1) la sarcini semnificativ mai mici decât flambajul total și solicitări proporționale cu cele admisibile. Cu MPU, un element de placă comprimat separat al profilului încetează complet sau parțial să perceapă sarcina, care este redistribuită între celelalte elemente de placă ale secțiunii profilului. Totodată, în tronsonul în care s-a produs APL, tensiunile nu le depășesc neapărat pe cele admisibile. Acest fenomen se numește reducere. reducere
este de a reduce, în comparație cu cea reală, aria secțiunii transversale a profilului atunci când este redusă la o schemă de proiectare idealizată (Fig. 2). În acest sens, dezvoltarea și punerea în aplicare a metodelor de inginerie pentru a lua în considerare flambajul local a elementelor plăcilor unui profil trapezoidal cu pereți subțiri este o sarcină urgentă.
Oameni de știință proeminenți s-au ocupat de problemele stabilității plăcilor: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla și alții. Abordări de inginerie pentru analiza tensiunilor critice cu flambaj local au fost dezvoltate în lucrările lui E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, S.A. Timashev.
În metodele de calcul inginerești indicate pentru profile cu o secțiune transversală de formă complexă, pericolul MPU practic nu este luat în considerare. În etapa de proiectare preliminară a structurilor din profile cu pereți subțiri, este important să existe un aparat simplu pentru evaluarea capacității portante de o anumită dimensiune. În acest sens, este nevoie de a dezvolta metode de calcul ingineresc care să permită, în procesul de proiectare a structurilor din profile cu pereți subțiri, evaluarea rapidă a capacității portante a acestora. Calculul de verificare a capacității portante a unei structuri de profil cu pereți subțiri poate fi efectuat folosind metode rafinate folosind produse software existente și, dacă este necesar, ajustat. Un astfel de sistem în două etape pentru calcularea capacității portante a structurilor din profile cu pereți subțiri este cel mai rațional. Prin urmare, dezvoltarea și implementarea metodelor de inginerie pentru calcularea capacității portante a structurilor din profile cu pereți subțiri, ținând cont de flambajul local a elementelor plăcilor, este o sarcină urgentă.
Scopul lucrării de disertație: studiul flambajului local în elementele plăcilor profilelor trapezoidale cu pereți subțiri în timpul îndoirii lor longitudinale-transversale și dezvoltarea unei metode de inginerie pentru calcularea capacității portante, ținând cont de stabilitatea locală.
Pentru atingerea scopului, următoarele obiectivele cercetării.
Extinderea soluțiilor analitice pentru stabilitatea plăcilor dreptunghiulare comprimate la un sistem de plăci conjugate ca parte a unui profil.
Studiu numeric model matematic stabilitatea locală a profilului și obținerea de expresii analitice adecvate pentru solicitarea critică minimă a MPC-ului elementului de placă.
Evaluarea experimentală a gradului de reducere a secțiunii unui profil cu pereți subțiri cu flambaj local.
Dezvoltarea unei tehnici de inginerie pentru verificarea și calculul de proiectare a unui profil cu pereți subțiri, ținând cont de flambajul local.
Noutate științifică munca este de a dezvolta un model matematic adecvat de flambaj local pentru un lamelar separat
element în alcătuirea profilului și obținerea dependențelor analitice pentru calcularea tensiunilor critice.
Validitate și fiabilitate rezultatele obținute sunt furnizate prin bazarea pe soluții analitice fundamentale ale problemei stabilității plăcilor dreptunghiulare, aplicarea corectă a aparaturii matematice, suficientă pentru calcule practice, coincidența cu rezultatele calculelor FEM și ale studiilor experimentale.
Semnificație practică este de a dezvolta o metodologie de inginerie pentru calcularea capacității portante a profilelor, ținând cont de flambajul local. Rezultatele lucrării sunt implementate în LLC „Montazhproekt” sub forma unui sistem de tabele și reprezentări grafice ale zonelor de sarcini admisibile pentru întreaga gamă de profile produse, ținând cont de flambajul local, și sunt utilizate pentru selecția preliminară a tipul și grosimea materialului de profil pentru soluții specifice de proiectare și tipuri de încărcare.
Dispoziții de bază pentru apărare.
Model matematic de îndoire și comprimare plană a unui profil cu pereți subțiri ca sistem de elemente de placă conjugate și o metodă de determinare a tensiunilor critice ale MPU în sensul lui Euler pe baza acestuia.
Dependențe analitice pentru calcularea tensiunilor critice ale flambajului local pentru fiecare element de profil lamelar într-o încovoiere longitudinală-transversală plană.
Metodă de inginerie pentru verificarea și calculul de proiectare a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri, ținând cont de flambajul local. Aprobarea lucrării și publicare.
Principalele prevederi ale disertației au fost raportate și discutate în cadrul conferințelor științifice și tehnice diferite niveluri: Congresul Internațional „Mașini, tehnologii și procese în construcții” dedicat împlinirii a 45 de ani a facultății „Transport și mașini tehnologice” (Omsk, SibADI, 6-7 decembrie 2007); Conferință științifică și tehnică integrală rusească, „RUSSIA YOUNG: tehnologii avansate - în industrie” (Omsk, Om-GTU, 12-13 noiembrie 2008).
Structura și domeniul de activitate. Teza este prezentată pe 118 pagini de text, constă dintr-o introducere, 4 capitole și o anexă, conține 48 de figuri, 5 tabele. Lista de referințe include 124 de titluri.
Modelul matematic și principalele rezultate ale studiilor analitice ale stabilității lui Euler. Factorul de stabilitate
Orice proiect de inginerie se bazează pe o soluție ecuatii diferentiale modelul matematic al mișcării și echilibrului unui sistem mecanic. Redactarea unei structuri, mecanism, mașină este însoțită de unele toleranțe pentru fabricație, pe viitor - imperfecțiuni. Imperfecțiunile pot apărea și în timpul funcționării sub formă de lovituri, goluri datorate uzurii și alți factori. Toate variantele de influențe externe nu pot fi prevăzute. Proiectarea este forțată să funcționeze sub influența forțelor perturbatoare aleatorii, care nu sunt luate în considerare în ecuațiile diferențiale.
Factorii neluați în considerare în modelul matematic - imperfecțiunile, forțele aleatorii sau perturbațiile pot face ajustări serioase rezultatelor obținute.
Distingeți între starea neperturbată a sistemului - starea calculată la perturbații zero și cea perturbată - formată ca urmare a perturbațiilor.
Într-un caz, din cauza perturbării, nu există o schimbare semnificativă a poziției de echilibru a structurii sau mișcarea acesteia diferă puțin de cea calculată. Această stare a sistemului mecanic se numește stabilă. În alte cazuri, poziția de echilibru sau natura mișcării diferă semnificativ de cea calculată, o astfel de stare se numește instabilă.
Teoria stabilității mișcării și echilibrului sistemelor mecanice se preocupă de stabilirea semnelor care să permită aprecierea dacă mișcarea sau echilibrul considerat va fi stabil sau instabil.
Un semn tipic al trecerii unui sistem de la o stare stabilă la una instabilă este realizarea de către un anumit parametru a unei valori numite critic - forță critică, viteză critică etc.
Apariția imperfecțiunilor sau impactul unor forțe nesocotite duc inevitabil la mișcarea sistemului. Prin urmare, în cazul general, ar trebui investigată stabilitatea mișcării unui sistem mecanic sub perturbații. Această abordare a studiului stabilității se numește dinamică, iar metodele de cercetare corespunzătoare sunt numite dinamice.
În practică, este adesea suficient să ne limităm la o abordare statică, de exemplu. metode statice pentru studiul stabilității. În acest caz, rezultatul final al perturbației este investigat - o nouă poziție de echilibru stabilită a sistemului mecanic și gradul de abatere a acestuia de la poziția de echilibru calculată, neperturbată.
Declarația statică a problemei presupune să nu ia în considerare forțele de inerție și parametrul timp. Această formulare a problemei face adesea posibilă traducerea modelului din ecuațiile fizicii matematice în ecuații diferențiale obișnuite. Acest lucru simplifică semnificativ modelul matematic și facilitează studiul analitic al stabilității.
Un rezultat pozitiv al analizei stabilității echilibrului prin metoda statică nu garantează întotdeauna stabilitatea dinamică. Cu toate acestea, pentru sistemele conservatoare, abordarea statică în determinarea sarcinilor critice și a noilor stări de echilibru conduce la exact aceleași rezultate ca și cea dinamică.
Într-un sistem conservator, munca forțelor interne și externe ale sistemului, efectuată în timpul trecerii de la o stare la alta, este determinată numai de aceste stări și nu depinde de traiectoria mișcării.
Conceptul de „sistem” combină o structură deformabilă și sarcini, al căror comportament trebuie specificat. Aceasta presupune două condiții necesare și suficiente pentru conservatorismul sistemului: 1) elasticitatea structurii deformabile, adică. reversibilitatea deformațiilor; 2) conservatorismul sarcinii, i.e. independenţa muncii efectuate de acesta faţă de traiectorie. În unele cazuri, metoda statică dă rezultate satisfăcătoare și pentru sistemele neconservative.
Pentru a ilustra cele de mai sus, să luăm în considerare câteva exemple din mecanica teoretică și rezistența materialelor.
1. O minge cu greutatea Q se află într-o adâncitură în suprafața de sprijin (Fig. 1.3). Sub acțiunea forței perturbatoare 5P Q sina, poziția de echilibru a mingii nu se modifică, adică. este stabil.
Cu o acțiune pe termen scurt a forței 5P Q sina, fără a lua în considerare frecarea de rulare, este posibilă o tranziție la o nouă poziție de echilibru sau oscilații în jurul poziției inițiale de echilibru. Când se ia în considerare frecarea mișcare oscilantă va fi amortizat, adică stabil. Abordarea statică permite determinarea doar a valorii critice a forței perturbatoare, care este egală cu: Рcr = Q sina. Natura mișcării când valoarea critică a acțiunii perturbatoare este depășită și durata critică a acțiunii pot fi analizate numai prin metode dinamice.
2. Tija este lungă / comprimată de forța P (Fig. 1.4). Din rezistența materialelor bazată pe metoda statică, se știe că la încărcare în limitele elasticității, există o valoare critică a forței de compresiune.
Rezolvarea aceleiași probleme cu o forță de urmărire, a cărei direcție coincide cu direcția tangentei în punctul de aplicare, prin metoda statică duce la concluzia despre stabilitatea absolută a formei rectilinie de echilibru.
Model matematic în ecuații diferențiale obișnuite. Condiții limită, metoda imperfecțiunii
Analiza ingineriei este împărțită în două categorii: metode clasice și metode numerice. Folosind metode clasice, ei încearcă să rezolve problemele de distribuție a câmpurilor de tensiuni și deformații în mod direct, formând sisteme de ecuații diferențiale bazate pe principii fundamentale. O soluție exactă, dacă este posibil să se obțină ecuații într-o formă închisă, este posibilă numai pentru cele mai simple cazuri de geometrie, sarcini și condiții la limită. O gamă destul de largă de probleme clasice poate fi rezolvată folosind soluții aproximative ale sistemelor de ecuații diferențiale. Aceste soluții iau forma unor serii în care termenii inferiori sunt aruncați după ce a fost examinată convergența. La fel ca soluțiile exacte, cele aproximative necesită regulat formă geometrică, condiții la limită simple și aplicarea convenabilă a sarcinilor. Prin urmare, aceste soluții nu pot fi aplicate la majoritatea problemelor practice. Principalul avantaj al metodelor clasice este că oferă o înțelegere profundă a problemei studiate. Cu ajutorul metodelor numerice se poate investiga o gamă mai largă de probleme. Metodele numerice includ: 1) metoda energiei; 2) metoda elementelor de limită; 3) metoda diferențelor finite; 4) metoda elementelor finite.
Metodele energetice fac posibilă găsirea expresiei minime pentru energia potențială totală a unei structuri pe întreaga zonă dată. Această abordare funcționează bine doar pentru anumite sarcini.
Metoda elementului la limită aproximează funcțiile care satisfac sistemul de ecuații diferențiale care se rezolvă, dar nu și condițiile la limită. Dimensiunea problemei este redusă deoarece elementele reprezintă doar limitele zonei modelate. Cu toate acestea, aplicarea acestei metode necesită cunoașterea soluției fundamentale a sistemului de ecuații, care poate fi dificil de obținut.
Metoda diferențelor finite transformă sistemul de ecuații diferențiale și condiții la limită în sistemul corespunzător de ecuații algebrice. Această metodă permite rezolvarea problemelor de analiză a structurilor cu geometrie complexă, condiții la limită și sarcini combinate. Cu toate acestea, metoda diferențelor finite se dovedește adesea a fi prea lentă datorită faptului că cerința pentru o grilă regulată pe întreaga zonă de studiu duce la sisteme de ecuații de ordin foarte înalt.
Metoda elementelor finite poate fi extinsă la o clasă aproape nelimitată de probleme datorită faptului că permite utilizarea elementelor simple și diferite forme pentru a obține despărțiri. Dimensiunile elementelor finite care pot fi combinate pentru a obține o aproximare a oricăror limite neregulate din partiție diferă uneori de zeci de ori. Este permisă aplicarea unui tip arbitrar de încărcare elementelor modelului, precum și aplicarea oricărui tip de prindere asupra acestora. Problema principală este creșterea costurilor pentru obținerea rezultatelor. Trebuie să plătim pentru generalitatea soluției cu pierderea intuiției, deoarece o soluție cu element finit este, de fapt, un set de numere care sunt aplicabile numai unei probleme specifice puse folosind un model cu elemente finite. Schimbarea oricărui aspect semnificativ al modelului necesită de obicei o rezolvare completă a problemei. Cu toate acestea, acesta nu este un cost semnificativ, deoarece metoda elementelor finite este adesea singura cale posibilă deciziile ei. Metoda este aplicabilă tuturor claselor de probleme de distribuție a câmpului, care includ analiza structurală, transferul de căldură, fluxul de fluid și electromagnetismul. Dezavantajele metodelor numerice includ: 1) costul ridicat al programelor de analiză cu elemente finite; 2) pregătire îndelungată pentru a lucra cu programul și posibilitatea de a lucra cu drepturi depline numai pentru personal cu înaltă calificare; 3) destul de des este imposibil să se verifice corectitudinea rezultatului soluției obținute prin metoda elementelor finite prin intermediul unui experiment fizic, inclusiv în probleme neliniare. t Revizuirea studiilor experimentale privind stabilitatea plăcilor și a elementelor de plăci compozite
Profilele utilizate în prezent pentru structurile de construcție sunt realizate din foi metalice cu o grosime de 0,5 până la 5 mm și, prin urmare, sunt considerate cu pereți subțiri. Fețele lor pot fi fie plate, fie curbate.
Principala caracteristică a profilelor cu pereți subțiri este că marginile cu valoare ridicata raporturile lățime-grosime suferă deformari mari sub încărcare. O creștere deosebit de intensă a deformațiilor se observă atunci când magnitudinea tensiunilor care acționează în față se apropie de o valoare critică. Există o pierdere a stabilității locale, deviațiile devin comparabile cu grosimea feței. Ca urmare, secțiunea transversală a profilului este puternic distorsionată.
În literatura privind stabilitatea plăcilor, un loc special îl ocupă munca omului de știință rus SP. Timoşenko. El este creditat cu dezvoltarea unei metode energetice pentru rezolvarea problemelor de stabilitate elastică. Folosind această metodă, SP. Timoshenko a dat o soluție teoretică la problemele de stabilitate a plăcilor încărcate în planul mijlociu în diferite condiții la limită. Soluțiile teoretice au fost verificate printr-o serie de încercări pe plăci susținute liber sub compresie uniformă. Testele au confirmat teoria.
Evaluarea caracterului adecvat al calculelor prin compararea cu soluțiile numerice prin metoda elementelor finite și soluțiile analitice cunoscute
Pentru a verifica fiabilitatea rezultatelor obținute, au fost efectuate studii numerice prin metoda elementelor finite (FEM). Recent, studiile numerice ale FEM au fost din ce în ce mai utilizate din motive obiective, precum lipsa problemelor de testare, imposibilitatea respectării tuturor condițiilor la testarea pe probe. Metodele numerice fac posibilă efectuarea cercetărilor în condiții „ideale”, au o eroare minimă, care este practic irealizabilă în testele reale. Studiile numerice au fost efectuate folosind programul ANSYS.
S-au efectuat studii numerice cu mostre: o placă dreptunghiulară; Element de profil în formă de U și trapezoidal, având o coamă longitudinală și fără coamă; foaia de profil (Fig. 2.11). Am luat în considerare probe cu o grosime de 0,7; 0,8; 0,9 și 1 mm.
Probelelor (Fig. 2.11), a fost aplicată o sarcină de compresiune uniformă sgsh de-a lungul capetelor, urmată de o creștere cu un pas Det. Sarcina corespunzătoare flambajului local al formei plate a corespuns valorii tensiunii critice de compresiune ccr. Apoi, conform formulei (2.24), a fost calculat coeficientul de stabilitate & (/? i, /? g) și a fost comparat cu valoarea din tabelul 2.
Se consideră o placă dreptunghiulară cu lungimea a = 100 mm și lățimea 6 = 50 mm, comprimată la capete de o sarcină de compresiune uniformă. În primul caz, placa are o fixare cu balamale de-a lungul conturului, în al doilea - o etanșare rigidă de-a lungul fețelor laterale și o fixare cu balamale de-a lungul capetelor (Fig. 2.12).
În programul ANSYS, s-a aplicat o sarcină de compresiune uniformă pe fețele de capăt și s-au determinat sarcina critică, efortul și coeficientul de stabilitate &(/?],/?2) al plăcii. Când s-a articulat de-a lungul conturului, placa și-a pierdut stabilitatea în a doua formă (s-au observat două umflături) (Fig. 2.13). Apoi au fost comparați coeficienții de rezistență k,/32) ai plăcilor, aflați numeric și analitic. Rezultatele calculului sunt prezentate în Tabelul 3.
Tabelul 3 arată că diferența dintre rezultatele soluțiilor analitice și numerice a fost mai mică de 1%. Prin urmare, s-a ajuns la concluzia că algoritmul de studiu de stabilitate propus poate fi utilizat în calcularea sarcinilor critice pentru structuri mai complexe.
Extinderea metodologiei propuse pentru calcularea stabilității locale a profilelor cu pereți subțiri la caz generalîncărcare în programul ANSYS s-au efectuat studii numerice pentru a afla modul în care natura sarcinii de compresiune afectează coeficientul k(y). Rezultatele cercetării sunt prezentate într-un grafic (Fig. 2.14).
Următorul pas în verificarea metodologiei de calcul propusă a fost studiul unui element separat al profilului (Fig. 2.11, b, c). Are o fixare cu balamale de-a lungul conturului și este comprimat la capete de o sarcină de compresiune uniformă USZH (Fig. 2.15). Eșantionul a fost studiat pentru stabilitate în programul ANSYS și conform metodei propuse. După aceea, rezultatele obținute au fost comparate.
La crearea unui model în programul ANSYS, pentru a distribui uniform sarcina de compresiune de-a lungul capătului, a fost plasat un profil cu pereți subțiri între două plăci groase și li s-a aplicat o sarcină de compresiune.
Rezultatul studiului în programul ANSYS al elementului de profil în formă de U este prezentat în Figura 2.16, care arată că, în primul rând, pierderea stabilității locale are loc la placa cea mai lată.
Zona de încărcare admisă fără a se lua în considerare flambajul local
Pentru structurile portante realizate din profile trapezoidale cu pereți subțiri de înaltă tehnologie, calculul se efectuează conform metodelor tensiunilor admisibile. Se propune o metodă de inginerie pentru luarea în considerare a flambajului local în calculul capacității portante a structurilor din profile trapezoidale cu pereți subțiri. Tehnica este implementată în MS Excel, este disponibilă pentru aplicare largă și poate servi ca bază pentru completările corespunzătoare la documentele de reglementare privind calculul profilelor cu pereți subțiri. Este construit pe baza cercetărilor și a dependențelor analitice obținute pentru calcularea tensiunilor critice de flambaj local a elementelor plăcilor cu profil trapezoidal cu pereți subțiri. Sarcina este împărțită în trei componente: 1) determinarea grosimii minime a profilului (limitarea t \ la care nu este nevoie să se ia în considerare flambajul local în acest tip de calcul; 2) determinarea ariei admisibile încărcături de profil trapezoidal cu pereți subțiri, în interiorul căruia capacitate portantă fără flambaj local; 3) determinarea intervalului de valori admisibile NuM, în cadrul căruia este prevăzută capacitatea portantă în cazul flambajului local a unuia sau mai multor elemente de placă ale unui profil trapezoidal cu pereți subțiri (ținând cont de reducerea secțiunii profilului).
Totodată, se consideră că dependența momentului încovoietor de forța longitudinală M = f (N) pentru structura calculată a fost obținută folosind metodele de rezistență a materialelor sau mecanica structurală (Fig. 2.1). Sunt cunoscute tensiunile admisibile [t] și limita de curgere a materialului cgt, precum și tensiunile reziduale cst în elementele plăcilor. În calculele după pierderea locală a stabilității s-a aplicat metoda „reducerii”. În caz de flambaj, 96% din lățimea elementului de placă corespunzător este exclusă.
Calculul tensiunilor critice ale flambajului local al elementelor de placă și grosimea limită a unui profil trapezoidal cu pereți subțiri Un profil trapezoidal cu pereți subțiri este împărțit într-un set de elemente de placă așa cum se arată în Fig.4.1. În același timp, unghiul de aranjare reciprocă a elementelor învecinate nu afectează valoarea tensiunii critice a localului.
Profil H60-845 flambaj CURBA. Este permisă înlocuirea ondulațiilor curbilinii cu elemente rectilinii. Tensiuni critice de compresiune ale flambajului local în sensul lui Euler pentru un element de placă /-lea individual al unui profil trapezoidal cu pereți subțiri cu lățimea bt la grosimea t, modulul de elasticitate al materialului E și raportul lui Poisson ju în stadiul elastic de încărcare sunt determinate de formula
Coeficienții k(px, P2) și k(v) țin cont, respectiv, de influența rigidității elementelor plăci adiacente și de natura distribuției tensiunilor de compresiune pe lățimea elementului de placă. Valoarea coeficienților: k(px, P2) se determină conform tabelului 2 sau se calculează prin formula
Tensiunile normale dintr-un element de placă sunt determinate în axele centrale prin formula binecunoscută pentru rezistența materialelor. Aria sarcinilor admise fără a se ține cont de flambajul local (Fig. 4.2) este determinată de expresie și este un patrulater, unde J este momentul de inerție al secțiunii perioadei profilului în timpul îndoirii, F este aria secțiunii ale perioadei de profil, ymax și Umіp sunt coordonatele punctelor extreme ale secțiunii de profil (Fig. 4.1).
Aici, aria secțiunii profilului F și momentul de inerție al secțiunii J sunt calculate pentru un element periodic de lungime L, iar forța longitudinală iV și momentul încovoietor Mb al profilului se referă la L.
Capacitatea portantă este furnizată atunci când curba sarcinilor reale M=f(N) se încadrează în intervalul sarcinilor admisibile minus aria flambajului local (Fig. 4.3). Fig 4.2. Zona de încărcare admisă fără a se lua în considerare flambajul local
Pierderea stabilității locale a unuia dintre rafturi duce la excluderea parțială a acestuia din percepția sarcinilor de lucru - reducerea. Gradul de reducere este luat în considerare de factorul de reducere
Capacitatea portantă este furnizată atunci când curba de sarcină reală se încadrează în intervalul sarcinilor permise minus zona de încărcare a flambajului local. La grosimi mai mici, linia de flambaj local reduce aria sarcinilor permise. Flambajul local nu este posibil dacă curba de sarcină reală este plasată într-o zonă redusă. Când curba sarcinilor reale depășește linia valorii minime a tensiunii critice a flambajului local, este necesar să se reconstruiască zona sarcinilor admise, ținând cont de reducerea profilului, care este determinată de expresia
UDC 621.774.3
STUDIUL DINAMICII MODIFICĂRII GROSIMII PEREȚILOR ȚEI ÎN TIMPUL REDUCERII
K.Yu. Yakovleva, B.V. Barichko, V.N. Kuznetsov
Sunt prezentate rezultatele unui studiu experimental al dinamicii modificărilor grosimii peretelui țevilor în timpul rulării, tragerii în matrițe monolitice și role. Se arată că odată cu creșterea gradului de deformare se observă o creștere mai intensă a grosimii peretelui țevii în procesele de laminare și tragere în matrițe cu role, ceea ce face ca utilizarea lor să fie promițătoare.
Cuvinte cheie: țevi formate la rece, țevi cu pereți groși, trefilare țevi, grosime perete țevi, calitate suprafata interioara conducte.
Tehnologia existentă pentru fabricarea țevilor formate la rece cu pereți groși de diametru mic din oțeluri rezistente la coroziune prevede utilizarea proceselor de laminare la rece pe laminoare la rece și tragerea ulterioară fără dorn în matrițe monolitice. Se știe că producția de țevi de diametru mic prin laminare la rece este asociată cu o serie de dificultăți din cauza scăderii rigidității sistemului „tijă-mandrin”. Prin urmare, pentru a obține astfel de țevi, se utilizează un proces de tragere, în principal fără dorn. Natura modificării grosimii peretelui țevii în timpul tragerii fără dorn este determinată de raportul dintre grosimea peretelui S și diametrul exterior D, iar valoarea absolută a modificării nu depășește 0,05-0,08 mm. În acest caz, îngroșarea peretelui se observă la raportul S/D< 0,165-0,20 в зависимости от наружного диаметра заготовки . Для данных соотношений размеров S/D коэффициент вытяжки д при волочении труб из коррозионно-стойкой стали не превышает значения 1,30 , что предопределяет многоцикличность известной технологии и требует привлечения новых способов деформации.
Scopul lucrării este un studiu experimental comparativ al dinamicii modificărilor grosimii peretelui țevilor în procesele de reducere prin laminare, tragere într-o matriță monolitică și cu role.
Ca semifabricate au fost utilizate țevi formate la rece: 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) din oțel 08Kh14MF; dimensiuni 8,0x1,0 mm (S / D = 0,127) din otel 08X18H10T. Toate conductele au fost recoacete.
Trasarea în matrițe monolitice a fost efectuată pe un banc de tragere în lanț cu o forță de 30 kN. Pentru trafarea cu role, am folosit o matriță cu perechi de role decalate BP-2/2.180. Desenarea într-o matriță cu role a fost efectuată folosind un sistem de măsurare cu cerc oval. Reducerea țevilor prin laminare a fost efectuată conform schemei de calibrare „oval-oval” într-un suport cu două role cu role de 110 mm în diametru.
La fiecare etapă de deformare, au fost prelevate probe (5 buc. pentru fiecare opțiune de studiu) pentru a măsura diametrul exterior, grosimea peretelui și rugozitatea suprafeței interioare. Măsurarea dimensiunilor geometrice și a rugozității suprafeței țevilor a fost efectuată cu ajutorul unui șubler electronic TTTC-TT. micrometru electronic punctual, profilometru Surftest SJ-201. Toate instrumentele și dispozitivele au trecut verificarea metrologică necesară.
Parametrii deformarii la rece a conductelor sunt prezentați în tabel.
Pe fig. 1 prezintă grafice ale dependenței creșterii relative a grosimii peretelui de gradul de deformare e.
Analiza graficelor din fig. 1 arată că în timpul rulării și tragerii într-o matriță cu role, în comparație cu procesul de trage într-o matriță monolitică, se observă o modificare mai intensă a grosimii peretelui țevii. Acest lucru, potrivit autorilor, se datorează diferenței de schemă a stării de solicitare a metalului: în timpul rulării și tragerii cu role, tensiunile de tracțiune din zona de deformare sunt mai mici. Locația curbei de modificare a grosimii peretelui în timpul tragerii rolelor sub curba de modificare a grosimii peretelui în timpul rulării se datorează tensiunilor de tracțiune ușor mai mari în timpul tragerii rolei, datorită aplicării axiale a forței de deformare.
Extremul funcției de modificare a grosimii peretelui în funcție de gradul de deformare sau de reducere relativă de-a lungul diametrului exterior observat în timpul rulării corespunde valorii S/D = 0,30. Prin analogie cu reducerea la cald prin laminare, unde se observă o scădere a grosimii peretelui la S/D > 0,35, se poate presupune că reducerea la rece prin laminare se caracterizează printr-o scădere a grosimii peretelui la un raport de S/D > 0,30.
Deoarece unul dintre factorii care determină natura modificării grosimii peretelui este raportul dintre tensiunile de tracțiune și radiale, care, la rândul său, depinde de parametri.
Nr. trecere Dimensiunile conductei, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є
Reducere prin laminare (țevi din oțel de calitate 08X14MF)
О 9,98 2,157 О.216 1.О 1.О 1.О О
1 9,52 2,23O 0,234 1,034 0,954 1 ,30 80,04
2 8.1O 2.35O O.29O 1.O89 O.812 1.249 O.2O
Z 7,01 2,324 O.332 1,077 O.7O2 1,549 O.35
Reducere prin laminare (țevi din oțel de calitate 08X18H10T)
О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О О
1 7.OZ 1.13O O.161 1.1O8 O.872 1.O77 O.O7
2 6,17 1,225 0,199 1,201 0,766 1,185 0,16
C 5,21 1,310 0,251 1,284 0,646 1,406 0,29
Reducerea prin tragere într-o matriță cu role (țevi din oțel de calitate 08X14MF)
О 12.ОО 2.11 О.176 1.О 1.О 1.О О
1 10,98 2,20 0,200 1,043 0,915 1,080 0,07
2 1O.O8 2.27 O.225 1.O76 O.84O 1.178 O.15
Z 9.O1 2.3O O.2O1 1.O9O O.751 1.352 O.26
Reducerea prin tragere într-o matriță monolitică (țevi din oțel de calitate 08X14MF)
О 12.ОО 2.11О О.176 1.О 1.О 1.О О
1 1O.97 2.135 0.195 1.O12 O.914 1.1O6 O.1O
2 9.98 2.157 O.216 1.O22 O.832 1.118 O.19
C 8,97 2,160 0,241 1,024 0,748 1,147 0,30
Di, Si - respectiv, diametrul exterior și grosimea peretelui conductei în interval.
Orez. 1. Dependența creșterii relative a grosimii peretelui conductei de gradul de deformare
ra S/D, este important să se studieze influența raportului S/D asupra poziției extremului funcției de modificare a grosimii peretelui conductei în procesul de reducere. Conform datelor lucrării, la rapoarte S/D mai mici, valoarea maximă a grosimii peretelui conductei se observă la deformații mari. Acest fapt a fost studiat pe exemplul procesului de reducere prin laminare țevi cu dimensiunile de 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) din oțel 08Kh18N10T în comparație cu datele privind țevile laminare cu dimensiunile de 10,0x2,10 mm ( S/D = 0,216) din oțel 08Kh14MF. Rezultatele măsurătorilor sunt prezentate în fig. 2.
Gradul critic de deformare la care s-a observat valoarea maximă a grosimii peretelui în timpul rulării țevii cu raportul
S/D = 0,216 a fost 0,23. La rularea țevilor din oțel 08Kh18N10T, nu s-a atins extremul creșterii grosimii peretelui, deoarece raportul dimensiunilor țevii S/D, chiar și la gradul maxim de deformare, nu a depășit 0,3. O împrejurare importantă este că dinamica creșterii grosimii peretelui în timpul reducerii țevilor prin laminare este invers legată de raportul dimensiunilor S/D ale țevii originale, ceea ce este demonstrat de graficele prezentate în Fig. 2, a.
Analiza curbelor din fig. 2b mai arată că modificarea raportului S/D în timpul laminarii țevilor din oțel de calitate 08Kh18N10T și țevilor din oțel de calitate 08Kh14MF are un caracter calitativ similar.
S0/A)=0,127 (08X18H10T)
S0/00=0,216 (08X14MF)
Gradul de deformare, b
VA=0;216 (08X14MF)
(So/Da=0A21 08X18H10T) _
Gradul de deformare, є
Orez. Fig. 2. Modificări ale grosimii peretelui (a) și raportului S/D (b) în funcție de gradul de deformare în timpul rulării țevilor cu rapoarte S/D inițiale diferite
Orez. Fig. 3. Dependența valorii relative a rugozității suprafeței interioare a țevilor de gradul de deformare
În procesul de reducere căi diferite rugozitatea suprafeței interioare a țevilor a fost evaluată și prin abaterea medie aritmetică a înălțimii microrugozității Ra. Pe fig. Figura 3 prezintă graficele dependenței valorii relative a parametrului Ra de gradul de deformare atunci când țevile sunt reduse prin laminare și tragere în matrițe monolitice
lână a suprafeței interioare a țevilor în pasajul i-a și pe țeava originală).
Analiza curbelor din fig. 3 arată că în ambele cazuri (laminare, tragere) o creștere a gradului de deformare în timpul reducerii duce la o creștere a parametrului Ra, adică înrăutățește calitatea suprafeței interioare a țevilor. Dinamica modificării (creșterii) parametrului de rugozitate cu creșterea gradului de deformare în cazul
canalizarea țevilor prin rulare în calibre cu două role depășește semnificativ (de aproximativ două ori) același indicator în procesul de tragere în matrițe monolitice.
De asemenea, trebuie remarcat faptul că dinamica modificărilor parametrului de rugozitate al suprafeței interioare este în concordanță cu descrierea de mai sus a dinamicii modificărilor grosimii peretelui pentru metodele de reducere luate în considerare.
Pe baza rezultatelor cercetării se pot trage următoarele concluzii:
1. Dinamica modificării grosimii peretelui conductei pentru metodele de reducere la rece considerate este de același tip - îngroșare intensă cu creșterea gradului de deformare, încetinirea ulterioară a creșterii grosimii peretelui cu atingerea unei anumite valori maxime la un anumit raport a dimensiunilor conductei S/D și o scădere ulterioară a creșterii grosimii peretelui.
2. Dinamica modificărilor grosimii peretelui conductei este invers legată de raportul dintre dimensiunile originale ale conductei S/D.
3. Cea mai mare dinamică a creșterii grosimii peretelui se observă în procesele de laminare și tragere în matrițe cu role.
4. O creștere a gradului de deformare în timpul reducerii prin laminare și tragere în matrițe monolitice duce la o deteriorare a stării suprafeței interioare a țevilor, în timp ce creșterea parametrului de rugozitate Ra în timpul laminarii are loc mai intens decât în timpul trafilării. Luând în considerare concluziile trase și natura modificării grosimii peretelui în timpul deformării, se poate susține că pentru tragerea țevilor în matrițe cu role,
Modificarea parametrului Ra va fi mai puțin intensă decât la rulare și mai intensă în comparație cu desenul monolitic.
Informațiile obținute despre regularitățile procesului de reducere la rece vor fi utile în proiectarea traseelor pentru fabricarea țevilor formate la rece din oțeluri rezistente la coroziune. În același timp, utilizarea procesului de tragere în matrițele cu role este promițătoare pentru creșterea grosimii peretelui conductei și reducerea numărului de treceri.
Literatură
1. Bisk, M.B. deformare la rece țevi din oțel. În 2 ore, Partea 1: Pregătirea pentru deformare și desen / M.B. Bisk, I.A. Grehov, V.B. Slavin. -Sverdlovsk: Mid-Ural. carte. editura, 1976. - 232 p.
2. Savin, G.A. Desenul conductei / G.A. Savin. -M: Metalurgie, 1993. - 336 p.
3. Shveikin, V.V. Tehnologia laminarii la rece si reducerii tevilor: manual. indemnizație / V.V. Shveikin. - Sverdlovsk: Editura UPI im. CM. Kirova, 1983. - 100 p.
4. Tehnologie și echipamente pentru producția de țevi /V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets și alții; ed. V.Ya. Osadchy. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 p.
5. Barichko, B.V. Fundamentele proceselor tehnologice OMD: note de curs / B.V. Barichko, F.S. Dubinsky, V.I. Krainov. - Chelyabinsk: Editura SUSU, 2008. - 131 p.
6. Potapov, I.N. Teoria producției de țevi: manual. pentru universități / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Metalurgie, 1991. - 424 p.
Yakovleva Ksenia Yuryevna, cercetător junior, Institutul Rus de Cercetare a Industriei Țevilor (Celiabinsk); [email protected]
Barichko Boris Vladimirovici, șef adjunct al Departamentului de țevi fără sudură, Institutul de Cercetare al Industriei Țevilor din Rusia (Celiabinsk); [email protected]
Kuznetsov Vladimir Nikolaevici, șeful laboratorului de deformare la rece al laboratorului central al uzinei, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [email protected]
Buletinul Universității de Stat din Uralul de Sud
Seria „Metalurgie” ___________2014, vol. 14, nr. 1, pp. 101-105
STUDIUL MODIFICĂRILOR DINAMICE ALE GROSIMII PEREȚILOR ȚEI ÎN PROCESUL DE REDUCERE
K.Yu. Yakovleva, Institutul Rus de Cercetare a Industriilor de Tuburi și Conducte (RosNITI), Chelyabinsk, Federația Rusă, [email protected],
B.V. Barichko, Institutul Rus de Cercetare al Industriilor de Tuburi și Țevi (RosNITI), Chelyabinsk, Federația Rusă, [email protected],
V.N. Kuznetsov, SA „Uzina de conducte Sinarsky”, Kamensk-Uralsky, Federația Rusă, [email protected]
Sunt descrise rezultatele studiului experimental al modificărilor dinamice ale grosimii peretelui țevii în timpul rulării, tragerea atât în matrițe dintr-o singură piesă, cât și în role. Rezultatele arată că, odată cu creșterea deformației, creșterea mai rapidă a grosimii peretelui țevii se observă la rularea și tragerea cu matrițele cu role. Se poate trage concluzia că utilizarea matrițelor cu role este cea mai promițătoare.
Cuvinte cheie: țevi formate la rece, țevi cu pereți groși, țeavă, grosimea peretelui țevii, calitatea suprafeței interioare a țevii.
1. Bisk M.B., Grehov I.A., Slavin V.B. Kholodnaya deformatsiya stal "nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie. Sverdlovsk, Middle Ural Book Publ., 1976, vol. 1. 232 p.
2 Savin G.A. tub Volochenie. Moscova, Metallurgiya Publ., 1993. 336 p.
3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Ural Polytechn. Inst. Publ., 1983. 100 p.
4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. et al. Tehnologiya i obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Ed.). Moscova, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 p.
5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tekhnologicheskikh protsessov OMD. Celiabinsk Univ. Publ., 2008. 131 p.
6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teoria trubnogo proizvodstva. Moscova, Metallurgiya Publ., 1991. 424 p.
TEZĂ PE TEMA:
Producția de țevi
1. OSORTAMENT ŞI CERINŢE ALE DOCUMENTAŢIEI DE REGLEMENTARE PENTRU TEVI
1.1 Schema conductelor
JSC „KresTrubZavod” este unul dintre cei mai mari producători de produse pentru țevi din țara noastră. Produsele sale sunt vândute cu succes atât pe plan intern, cât și în străinătate. Produsele fabricate în fabrică îndeplinesc cerințele standardelor interne și externe. Certificatele internaționale de calitate sunt emise de organizații precum: Americane institut petrolului(API), centru de certificare german TUV - Reiland.
Atelierul T-3 este unul dintre principalele ateliere ale întreprinderii, produsele sale îndeplinesc standardele prezentate în tabel. 1.1.
Tabel 1.1 - Standarde pentru conductele fabricate
Magazinul produce tevi din calitati de otel carbon, aliat si puternic aliat cu diametrul D=28-89mm si grosimea peretelui S=2,5-13mm.
Practic, atelierul este specializat în producția de tuburi, țevi scop general si conducte destinate prelucrarii ulterioare la rece.
Proprietățile mecanice ale țevilor produse trebuie să corespundă cu cele indicate în Tabel. 1.2.
1.2 Cerința documentației de reglementare
Producția de țevi în magazinul T-3 KresTrubZavod se realizează în funcție de diverse documente de reglementare precum GOST, API, DIN, NFA, ASTM și altele. Luați în considerare cerințele DIN 1629.
1.2.1 Sortiment
Acest standard se aplică tuburilor rotunde fără sudură din oțeluri nealiate. Compoziție chimică oţelurile utilizate pentru producerea ţevilor sunt date în Tabelul 1.3.
Tabel 1.2 - Proprietăți mecanice ale conductelor
Tabelul 1.3 - Compoziția chimică a oțelurilor
Țevile fabricate conform acestui standard sunt utilizate în principal în diverse aparate în fabricarea rezervoarelor și conductelor, precum și în inginerie mecanică generală și fabricarea de instrumente.
Dimensiunile și abaterile maxime ale conductelor sunt date în Tabelul 1.4., Tabelul 1.5., Tabelul 1.6.
Lungimea conductei este determinată de distanța dintre capete. Tipurile de lungimi ale conductelor sunt date în Tabelul 1.4.
Tabel 1.4 - Tipuri de lungime și toleranțe de lungime
Tabel 1.5 - Abateri ale diametrului admisibil
Tabel 1.6 - Toleranțe la grosimea peretelui
Țevile trebuie să fie cât mai rotunde posibil. Deviația de rotunjime trebuie să fie în limitele toleranțelor diametrului exterior.
Țevile trebuie să fie drepte la ochi, dacă este necesar, pot fi stabilite cerințe speciale pentru dreptate.
Conductele trebuie tăiate perpendicular pe axa conductei și nu trebuie să prezinte bavuri.
Valorile pentru masele liniare (greutăți) sunt date în DIN 2448. Sunt permise următoarele abateri de la aceste valori:
pentru o singură țeavă + 12% - 8%,
pentru livrări cu o greutate de minim 10 tone +10%–5%.
Denumirea standard pentru țevi care corespunde DIN 1629 indică:
Nume (teava);
Numărul principal al standardului dimensional DIN (DIN 2448);
Dimensiunile principale ale conductei (diametrul exterior × grosimea peretelui);
Numărul principal specificații consumabile (DIN 1629);
Numele prescurtat al clasei de oțel.
Exemplu simbolțevi conform DIN 1629 cu diametrul exterior de 33,7 mm și grosimea peretelui de 3,2 mm din oțel St 37.0:
Teava DIN 2448–33,7×3,2
DIN 1629-St 37.0.
1.2.2 Cerințe tehnice
Țevile trebuie să fie fabricate în conformitate cu cerințele standardului și conform reglementărilor tehnologice aprobate în modul prescris.
Pe suprafețele exterioare și interioare ale țevilor și racordurilor nu ar trebui să existe captivitate, scoici, apusuri, delaminații, fisuri și nisip.
Se admite ștanțarea și curățarea defectelor indicate, cu condiția ca adâncimea acestora să nu depășească abaterea limitativă minus de-a lungul grosimii peretelui. Sudarea, calafătul sau etanșarea locurilor defecte nu este permisă.
În locurile în care grosimea peretelui poate fi măsurată direct, adâncimea locurilor defecte poate depăși valoarea specificată, cu condiția să se mențină grosimea minimă a peretelui, definită ca diferența dintre grosimea nominală a peretelui conductei și abaterea minus limitatoare a acestuia.
Sunt permise spărturi minore, adâncituri, riscuri, un strat subțire de sol și alte defecte datorate metodei de producție, dacă nu duc grosimea peretelui dincolo de abaterile minus.
Proprietățile mecanice (limita de curgere, rezistența la tracțiune, alungirea la rupere) trebuie să corespundă valorilor date în tabelul 1.7.
Tabel 1.7 - Proprietăți mecanice
1.2.3 Reguli de acceptare
Conductele sunt prezentate pentru acceptare în loturi.
Lotul trebuie să fie format din țevi de același diametru nominal, aceeași grosime a peretelui și aceeași grupă de rezistență, de același tip și versiune, și să fie însoțit de un singur document care să ateste că calitatea acestora respectă cerințele standardului și să conțină:
Numele producătorului;
Diametrul nominal al țevii și grosimea peretelui în milimetri, lungimea țevii în metri;
Tipul conductelor;
Grupa de rezistență, numărul de căldură, fracția de masă de sulf și fosfor pentru toate căldurile incluse în lot;
Numerele țevilor (de la - la pentru fiecare căldură);
Rezultatele testului;
Denumirea standard.
Control aspect, dimensiunea defectelor și dimensiunile și parametrii geometrici trebuie supuse fiecărei conducte a lotului.
Fracția de masă de sulf și fosfor trebuie verificată de la fiecare căldură. Pentru țevile din metal ale unei alte companii, fracția de masă de sulf și fosfor trebuie să fie certificată printr-un document privind calitatea producătorului de metal.
Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului, din fiecare căldură se ia câte o țeavă de fiecare dimensiune.
Pentru a verifica aplatizarea, se ia câte o țeavă de la fiecare căldură.
Test de scurgere intern presiune hidraulică fiecare teava trebuie supusa.
Dacă se obțin rezultate nesatisfăcătoare ale testului pentru cel puțin unul dintre indicatori, se efectuează teste repetate pe o probă dublă din același lot. Rezultatele retestării se aplică întregului lot.
1.2.4 Metode de testare
Inspecția suprafețelor exterioare și interioare ale țevilor și racordurilor se efectuează vizual.
Adâncimea defectelor trebuie verificată prin tăiere sau în alt mod în unul până la trei locuri.
Verificarea dimensiunilor geometrice și a parametrilor țevilor și racordurilor trebuie efectuată folosind instrumente de măsurare universale sau dispozitive speciale care asigură precizia necesară de măsurare, în conformitate cu documentația tehnică aprobată în modul prescris.
Îndoirea la secțiunile de capăt ale țevii este determinată pe baza dimensiunii săgeții de deviere și este calculată ca coeficientul împărțirii săgeții de deviere în milimetri la distanța de la locație - măsurarea până la cel mai apropiat capăt al țevii în metri.
Testarea țevilor în funcție de greutate ar trebui efectuată pe mijloace speciale pentru cântărire cu o precizie care îndeplinește cerințele acestui standard.
Încercarea de tracțiune trebuie efectuată conform DIN 50 140 pe epruvete longitudinale scurte.
Pentru a verifica proprietățile mecanice ale metalului, o probă este tăiată din fiecare țeavă selectată. Probele trebuie tăiate de-a lungul fiecărei extremități ale țevii printr-o metodă care nu provoacă modificări ale structurii și proprietăților mecanice ale metalului. Este permisă îndreptarea capetelor probei pentru a fi prinse de clemele mașinii de testare.
Durata încercării de presiune hidraulică trebuie să fie de cel puțin 10 s. În timpul testului, nu trebuie detectate scurgeri în peretele conductei.
1.2.5 Marcare, ambalare, transport și depozitare
Marcarea țevilor trebuie efectuată în următorul volum:
Fiecare țeavă aflată la o distanță de 0,4-0,6 m de capătul său trebuie să fie marcată clar prin impact sau moletare:
numărul conductei;
Marca inregistrata a producatorului;
Luna și anul emiterii.
Locul de marcare trebuie să fie încercuit sau subliniat cu vopsea ușoară stabilă.
Înălțimea semnelor de marcare trebuie să fie de 5-8 mm.
La cale mecanică pentru marcarea țevilor este permisă aranjarea pe un rând. Este permisă marcarea numărului de căldură pe fiecare țeavă.
Pe lângă marcarea prin impact sau moletare, fiecare țeavă trebuie marcată cu o vopsea ușoară stabilă:
Diametrul nominal al țevii în milimetri;
Grosimea peretelui în milimetri;
Tipul executiei;
Nume sau marcă producător.
Înălțimea semnelor de marcare trebuie să fie de 20-50 mm.
Toate marcajele trebuie aplicate de-a lungul generatricei conductei. Este permisă aplicarea semnelor de marcare perpendiculare pe generatoare prin metoda moletului.
La încărcarea într-o mașină, ar trebui să existe țevi dintr-un singur lot. Țevile se transportă în pachete, bine legate în cel puțin două locuri. Masa pachetului nu trebuie să depășească 5 tone, iar la cererea consumatorului - 3 tone Este permisă expedierea pachetelor de țevi de diferite loturi într-un singur vagon, cu condiția să fie separate.
2. TEHNOLOGIE ȘI ECHIPAMENTE PENTRU PRODUCȚIE DE ȚEVI
2.1 Descrierea echipamentului principal al magazinului T-3
2.1.1 Descrierea și scurtele caracteristici tehnice ale cuptorului cu vatră mobilă (PSHP)
Cuptorul cu vatră mobilă al magazinului T-3 este proiectat pentru încălzirea țaglelor rotunde cu diametrul de 90...120 mm, lungimea de 3...10 m din oțel carbon, slab aliat și inoxidabil înainte de străpungerea pe TPA -80.
Cuptorul este situat în magazinul T-3, la etajul doi, în compartimentele A și B.
Proiectul cuptorului a fost realizat de Gipromez din orașul Sverdlovsk în 1984. Punerea în funcțiune a fost efectuată în 1986.
Cuptorul este o structură metalică rigidă, căptușită din interior cu materiale refractare și termoizolante. Dimensiunile interioare ale cuptorului: lungime - 28,87 m, lățime - 10,556 m, înălțime - 924 și 1330 mm, caracteristicile de funcționare ale cuptorului sunt prezentate în Tabelul 2.1. Sub cuptor se realizează sub formă de grinzi fixe și mobile, cu ajutorul cărora piesele de prelucrat sunt transportate prin cuptor. Grinzile sunt căptușite cu materiale termoizolante și refractare și încadrate cu un set special de piese turnate rezistente la căldură. Partea superioară a grinzilor este realizată din masă de mullit-corindon MK-90. Acoperișul cuptorului este realizat suspendat din materiale refractare modelate și este izolat material termoizolant. Pentru a menține cuptorul și a conduce procesul tehnologic, pereții sunt echipați cu ferestre de lucru, o fereastră de încărcare și o fereastră de descărcare metalică. Toate ferestrele sunt dotate cu obloane. Incalzirea cuptorului se realizeaza cu gaz natural, arse cu ajutorul arzatoarelor de tip GR (arzator cu radiatii). presiune scăzută) instalat pe boltă. Cuptorul este împărțit în 5 zone termice cu câte 12 arzătoare fiecare. Aerul de ardere este furnizat de două ventilatoare VM-18A-4, dintre care unul servește ca rezervă. Gazele de ardere sunt îndepărtate printr-un colector de fum situat pe acoperiș la începutul cuptorului. În plus, gazele de ardere sunt emise în atmosferă printr-un sistem de coșuri și coșuri căptușite cu metal, cu ajutorul a două evacuatoare de fum VGDN-19. Un schimbător de căldură tubular cu buclă cu 6 secțiuni (CP-250) este instalat pe coș pentru încălzirea aerului furnizat arderii. Pentru o utilizare mai completă a căldurii gazelor reziduale, sistemul de evacuare a fumului este echipat cu un cuptor de încălzire cu dorn (PPO) cu o singură cameră.
Eliberarea piesei de prelucrat încălzite din cuptor se realizează folosind o masă internă cu role răcită cu apă, ale cărei role au o duză rezistentă la căldură.
Cuptorul este dotat cu sistem de televiziune industrial. Comunicarea cu voce tare este asigurată între panourile de comandă și panoul de instrumente.
Cuptorul este echipat cu sisteme automate de control regim termic, siguranta automata, noduri pentru monitorizarea parametrilor de functionare si semnalizarea abaterilor parametrilor de la norma. Următorii parametri sunt supuși reglementării automate:
Temperatura cuptorului în fiecare zonă;
Raportul gaz-aer pe zone;
Presiunea gazului în fața cuptorului;
Presiunea în spațiul de lucru al cuptorului.
Pe lângă modurile automate, este oferit un mod la distanță. Sistemul de control automat include:
Temperatura cuptorului pe zone;
Temperatura pe lățimea cuptorului în fiecare zonă;
Temperatura gazelor care ies din cuptor;
Temperatura aerului după schimbătorul de căldură pe zone;
Temperatura gazelor arse în fața schimbătorului de căldură;
Temperatura fumului în fața extractorului de fum;
Consumul de gaze naturale pentru cuptor;
Consumul de aer pentru cuptor;
Aspirați în porcul din fața extractorului de fum;
Presiunea gazului în colectorul comun;
Presiunea gazului și a aerului în colectoare de zonă;
Presiunea cuptorului.
Cuptorul este prevazut cu opritor de gaz natural cu alarma luminoasa si sonora in cazul scaderii presiunii gazului si aerului in colectoarele de zona.
Tabel 2.1 - Parametrii de funcționare ai cuptorului
| Consumul de gaz natural pentru cuptor (maximum) nm 3/ora | 5200 |
| 1 zona | 1560 |
| 2 zona | 1560 |
| 3 zona | 1040 |
| 4 zona | 520 |
| zona 5 | 520 |
| Presiunea gazelor naturale (maximum), kPa înainte | |
| cuptor | 10 |
| arzător | 4 |
| Consumul de aer pentru cuptor (maximum) nm 3 / oră | 52000 |
| Presiunea aerului (maxim), kPa înainte | |
| cuptor | 13,5 |
| arzător | 8 |
| Presiunea sub cupolă, Pa | 20 |
| Temperatura de încălzire a metalului, °С (maximum) | 1200...1270 |
| Compoziția chimică a produselor de ardere în zona a 4-a, % | |
| CO2 | 10,2 |
| Cam 2 | 3,0 |
| ASA DE | 0 |
| Temperatura produselor de ardere în fața schimbătorului de căldură, °C | 560 |
| Temperatura de încălzire a aerului în schimbătorul de căldură, °C | Până la 400 |
| Rata de eliberare a spațiilor, sec | 23,7...48 |
| Capacitate cuptor, t/h | 10,6... 80 |
Alarma sonoră de urgență se declanșează și atunci când:
Creșterea temperaturii în zonele a 4-a și a 5-a (t cp = 1400°C);
Creșterea temperaturii gaze de ardereînaintea schimbătorului de căldură (t cu p = 850°С);
Creșterea temperaturii gazelor arse în fața evacuatorului de fum (t cp =400°C);
Căderea presiunii apei de răcire (p cf = 0,5 atm).
2.1.2 Scurte caracteristici tehnice ale liniei de tăiere la cald
Linia pentru tăierea la cald a piesei de prelucrat este destinată sarcinii unei tije încălzite în foarfece, tăierea piesei de prelucrat la lungimea necesară și îndepărtarea piesei tăiate din foarfece.
O scurtă descriere tehnică a liniei de tăiere la cald este prezentată în Tabelul 2.2.
Echipamentul liniei de tăiere la cald include foarfecele în sine (modele SKMZ) pentru tăierea piesei de prelucrat, un opritor mobil, o masă cu role de transport, un ecran de protecție pentru a proteja echipamentul de radiațiile termice de la fereastra de descărcare a PSHP. Foarfecele sunt concepute pentru tăierea fără deșeuri a metalului, cu toate acestea, dacă se formează tăieturi reziduale ca urmare a unor motive de urgență, atunci se instalează un jgheab și o cutie în groapă, lângă foarfece, pentru a le colecta. În orice caz, lucrul liniei de tăiere la cald a piesei de prelucrat trebuie să fie organizat astfel încât să excludă formarea de decupări.
Tabel 2.2 - Scurte caracteristici tehnice ale liniei de tăiere la cald
| Parametrii barei de tăiat | |
| Lungime, m | 4,0…10,0 |
| Diametru, mm | 90,0…120,0 |
| Greutate maxima, kg | 880 |
| Lungimea spațiilor, m | 1,3...3.0 |
| Temperatura tijei, ОС | 1200 |
| Productivitate, bucată/h | 300 |
| Viteza de transport, m/s | 1 |
| Oprire de deplasare, mm | 2000 |
| Clip video | |
| Diametrul butoiului, mm | 250 |
| Lungimea butoiului, mm | 210 |
| Diametrul de rulare, mm | 195 |
| Pasul rolei, mm | 500 |
| Consumul de apă pe rolă răcită cu apă, m 3 / h | 1,6 |
| Consum de apă pe rolă răcită cu apă cu cutii de osii 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 acesteia, aceasta trece printr-un termostat (pentru a reduce scăderea temperaturii de-a lungul lungimii piesei de prelucrat), ajunge la opritorul mobil și este tăiată în piese de prelucrat de lungimea necesară. După efectuarea tăierii, opritorul mobil este ridicat cu ajutorul unui cilindru pneumatic, piesa de prelucrat este transportată de-a lungul mesei cu role. După ce trece peste opritor, coboară în poziția de lucru și ciclul de tăiere se repetă. Pentru a îndepărta depunerile de sub rolele mesei cu role, foarfecele de tăiere la cald, un sistem de detartrare este prevăzut, pentru a îndepărta garniturile - un jgheab și o cutie de primire. După părăsirea mesei cu role a liniei de tăiere la cald, țagla intră în masa cu role de primire a morii de perforare.
2.1.3 Dispozitivul și caracteristicile tehnice ale echipamentului principal și auxiliar al secției morii de perforare
Moara de perforare este proiectată pentru a perfora o piesă solidă într-un manșon gol. Pe TPA-80, este instalată o moară de perforare cu 2 role cu role în formă de butoi sau în formă de cupă și linii de ghidare. Specificatii tehnice moara de perforare este prezentată în Tabelul 2.3.
Există o masă cu role răcită cu apă în fața morii de perforare, proiectată să primească piesa de prelucrat de pe linia de tăiere la cald și să o transporte la centru. Masa cu role este formată din 14 role acționate individual, răcite cu apă.
Tabel 2.3 - Caracteristicile tehnice ale morii de perforare
| Dimensiunile piesei de cusut: | |
| Diametru, mm | 100…120 |
| Lungime, mm | 1200…3350 |
| Dimensiune maneca: | |
| Diametrul exterior, mm | 98…126 |
| Grosimea peretelui, mm | 14…22 |
| Lungime, mm | 1800…6400 |
| Numărul de rotații ale unității principale, rpm | 285…400 |
| Raportul de transmisie al suportului de viteză | 3 |
| Puterea motorului, kW | 3200 |
| Unghiul de avans, ° | 0…14 |
| Forța de rulare: | |
| Radial maxim, kN | 784 |
| Axial maxim, kN | 245 |
| Cuplul maxim pe rolă, kNm | 102,9 |
| Diametru rola de lucru, mm | 800…900 |
| Surub de presiune: | |
| Cursa maxima, mm | 120 |
| Viteza de deplasare, mm/s | 2 |
Instrumentul de centrare este proiectat pentru a scoate o adâncitură centrală cu un diametru de 20…30 mm și o adâncime de 15…20 mm la capătul unei piese de prelucrat încălzite și este un cilindru pneumatic în care alunecă un percutor cu vârf.
După centrare, țagla încălzită intră în grătar pentru transferul său ulterior în jgheabul mesei frontale a morii de perforare.
Masa frontală a morii de perforare este proiectată pentru a primi o țagle încălzită care se rostogolește pe grătar, aliniază axa țaglei cu axa perforației și ține-o în timpul perforației.
Pe partea de ieșire a morii sunt instalate centralizatoare cu role ale tijei dornului, care susțin și centrează tija, atât înainte de străpungere, cât și în timpul străpungerii, când asupra ei acționează forțe axiale mari și este posibilă îndoirea sa longitudinală.
În spatele centralizatoarelor există un mecanism staționar de reglare a împingerii cu un cap de deschidere, acesta servește la perceperea forțelor axiale care acționează asupra tijei cu dornul, reglarea poziției dornului în zona de deformare și trecerea manșonului în afara morii de perforare.
2.1.4 Amenajarea și caracteristicile tehnice ale echipamentului principal și auxiliar al secției morii continue
Moara continuă este proiectată pentru laminarea țevilor brute cu un diametru de 92 mm și o grosime a peretelui de 3…8 mm. Laminarea se realizează pe un dorn lung plutitor de 19,5 m lungime.Scurte caracteristici tehnice ale morii continue sunt prezentate în Tabelul 2.4., Tabelul 2.5. sunt date rapoarte de transmisie.
În timpul rulării, moara continuă funcționează astfel: manșonul este transportat de o masă cu role în spatele morii de perforare până la o oprire mobilă și, după oprire, este transferat pe grătarul din fața morii continue cu ajutorul unui transportor cu lanț și rostogolit înapoi pe pârghiile dozatorului.
Tabel 2.4 - Scurte caracteristici tehnice ale morii continue
| Nume | Valoare | |
| Diametrul exterior al conductei de tiraj, mm | 91,0…94,0 | |
| Grosimea peretelui țevii brute, mm | 3,5…8,0 | |
| Lungimea maximă a conductei de tiraj, m | 30,0 | |
| Diametrul dornelor de freza continuă, mm | 74…83 | |
| Lungimea dornului, m | 19,5 | |
| Diametrul lupilor, mm | 400 | |
| Lungimea cilindrului, mm | 230 | |
| Diametru gât rulou, mm | 220 | |
| Distanța dintre axele standurilor, mm | 850 | |
| Cursul șurubului de presiune superior cu role noi, mm | Sus | 8 |
| Jos | 15 | |
| Cursul șurubului de presiune inferioară cu role noi, mm | Sus | 20 |
| Jos | 10 | |
| Viteza superioară de ridicare a rolului, mm/s | 0,24 | |
| Frecvența de rotație a motoarelor principale, rpm | 220…550 | |
Dacă există defecte la manșon, operatorul, prin pornirea manuală a blocatorului și a împingătoarelor, îl direcționează în buzunar.
Cu pârghiile dozatorului coborâte, manșonul bun se rostogolește în jgheab, este apăsat de pârghiile de prindere, după care se introduce un dorn în manșon cu ajutorul rolelor de reglare. Când capătul frontal al dornului ajunge la marginea frontală a manșonului, clema este eliberată, iar manșonul este fixat într-o moară continuă cu ajutorul rolelor de împingere. În același timp, viteza de rotație a rolelor de tragere a dornului și a manșonului este stabilită în așa fel încât, în momentul în care manșonul este capturat de primul suport al morii continue, capătul frontal al dornului este extins. cu 2,5 ... 3 m.
După rularea pe o moară continuă, o țeavă brută cu dorn intră în extractorul dornului, o scurtă caracteristică tehnică este prezentată în Tabelul 2.6. După aceea, țeava este transportată de un transportor cu role în zona de tăiere a capătului din spate și se apropie de oprirea staționară la secțiunea de tăiere a capătului din spate al țevii, sunt date caracteristicile tehnice ale echipamentului secțiunii POZK. în tabelul 2.7. Ajunsă la oprire, țeava este aruncată de un ejector cu șurub pe grătarul din fața mesei cu role de nivelare. Apoi, țeava se rostogolește pe grătar pe masa cu role de nivelare, se apropie de opritorul care determină lungimea tăieturii și este transferată bucată cu bucată de la masa cu role de nivelare pe grătarul din fața mesei cu role de evacuare, în timp ce în timpul mișcare, capătul din spate al țevii este tăiat.
Capătul tăiat al țevii este transferat de un transportor pentru deșeuri într-un recipient pentru deșeuri situat în afara atelierului.
Tabelul 2.5 - Raportul de transmisie al cutiilor de viteze ale morii continue și puterea motorului
Tabel 2.6 - Scurte caracteristici tehnice ale extractorului cu dorn
Tabelul 2.7 - Scurte caracteristici tehnice ale secțiunii de tăiere a capătului din spate al țevii
2.1.5 Principiul de funcționare al echipamentului principal și auxiliar al secțiunii morii de reducere și al răcitorului
Echipamentul acestei secții este conceput pentru a transporta conducta de tiraj prin instalația de încălzire prin inducție, rulând pe moara de reducere, răcire a acesteia și transportând-o în continuare la secția de tăiere la rece.
Încălzirea țevilor brute în fața morii de reducere se realizează în unitatea de încălzire INZ - 9000/2.4, care constă din 6 blocuri de încălzire (12 inductoare) situate direct în fața morii de reducere. Conductele intră în instalația de inducție una după alta într-un flux continuu. În lipsa recepției țevilor din moara continuă (când laminarea este oprită), se permite alimentarea individuală a țevilor „reci” depuse către instalația de inducție. Lungimea conductelor specificate în instalație nu trebuie să depășească 17,5 m.
Tip de freza de reducere - 24 de suporturi, 3 role cu două poziții de rulment a rolelor și antrenare individuală a standurilor.
După rularea pe moara reducătoare, țeava intră fie în pulverizator și în masa de răcire, fie direct în masa de răcire a morii, în funcție de cerințele pentru proprietățile mecanice ale țevii finite.
Designul și caracteristicile tehnice ale pulverizatorului, precum și parametrii de răcire a țevii în acesta, sunt un secret comercial al OAO KresTrubZavod și nu sunt menționați în această lucrare.
În tabelul 2.8. caracteristicile tehnice ale instalatiei de incalzire sunt prezentate, in Tabelul 2.9.- o scurta caracteristica tehnica a morii de reducere.
Tabel 2.8 - Scurte caracteristici tehnice ale instalației de încălzire INZ-9000 / 2.4
2.1.6 Echipamente pentru tăierea țevilor la lungime
Pentru tăierea țevilor la lungimi în atelierul T-3 se folosește un ferăstrău de tăiere lot Wagner model WVC 1600R, ale cărui caracteristici tehnice sunt date în Tabel. 2.10. Se folosesc și ferăstraie model KV6R - caracteristici tehnice din tabelul 2.11.
Tabel 2.9 - Scurte caracteristici tehnice ale morii de reducere
Tabel 2.10 - Caracteristici tehnice ale ferăstrăului WVC 1600R
| Nume parametru | Valoare | |
| Diametrul țevilor tăiate, mm | 30…89 | |
| Lățimea pachetelor tăiate, mm | 200…913 | |
| Grosimea peretelui țevilor tăiate, mm | 2,5…9,0 | |
| Lungimea conductei după tăiere, m | 8,0…11,0 | |
| Lungimea capetelor conductei de tăiat | Față, mm | 250…2500 |
| Spate, mm | ||
| Diametrul pânzei de ferăstrău, mm | 1600 | |
| Număr de dinți pe pânza ferăstrăului, buc | Segment | 456 |
| Carbură | 220 | |
| Viteza de taiere, mm/min | 10…150 | |
| Diametrul minim al pânzei de ferăstrău, mm | 1560 | |
| Alimentare suport ferăstrău circular, mm | 5…1000 | |
| Rezistența maximă la tracțiune a țevilor, N / mm 2 | 800 | |
2.1.7 Echipament pentru îndreptarea țevilor
Țevile tăiate la lungime conform comenzii sunt trimise pentru îndreptare. Îndreptarea se realizează pe mașinile de îndreptat RVV320x8, concepute pentru îndreptarea țevilor și tijelor din calități de oțel carbon și slab aliat în stare rece, cu o curbură inițială de până la 10 mm pe 1 metru liniar. Caracteristicile tehnice ale mașinii de îndreptat RVV 320x8 sunt date în Tabel. 3.12.
Tabel 2.11 - Caracteristici tehnice ale ferăstrăului model KV6R
| Nume parametru | Valoare |
| Lățimea unui pachet cu un singur rând, mm | Nu mai mult de 855 |
| Lățimea deschiderii clemei piesei de prelucrat, mm | 20 până la 90 |
| Treceți în direcția verticală a clemei piesei de prelucrat, mm | Nu mai mult de 275 |
| Cursa suport pânzei de ferăstrău, mm | 650 |
| Viteza de avans a pânzei de ferăstrău (în trepte) mm/min | nu mai mult de 800 |
| Mișcare rapidă înapoi a pânzei de ferăstrău, mm/min | Nu mai mult de 6500 |
| Viteza de taiere, m/min | 40; 15; 20; 30; 11,5; 23 |
| Lungimea prinsă a pachetului de conducte pe partea de admisie, mm | Cel puțin 250 |
| Lungimea de prindere a pachetului de conducte pe partea de refulare, mm | Cel puțin 200 |
| Diametrul pânzei de ferăstrău, mm | 1320 |
| Număr de segmente pe pânza ferăstrăului, buc | 36 |
| Număr de dinți pe segment, buc | 10 |
| Diametrul tevilor prelucrate, mm | 20 până la 90 |
Tabel 2.12 - Caracteristici tehnice ale mașinii de îndreptat RVV 320x8
| Nume parametru | Valoare | |
| Diametrul țevilor îndreptate, mm | 25...120 | |
| Grosimea peretelui țevilor îndreptate, mm | 1,0...8,0 | |
| Lungimea țevilor îndreptate, m | 3,0...10,0 | |
| Limita de curgere a metalului țevilor îndreptate, kgf / mm 2 | Diametru 25…90 mm | Pana la 50 |
| Diametru 90…120 mm | pana la 33 | |
| Viteza de îndreptare a conductei, m/s | 0,6...1,0 | |
| Pas între axele de rulare, mm | 320 | |
| Diametrul rolelor în gât, mm | 260 | |
| Număr de role, buc | Condus | 4 |
| singur | 5 | |
| Unghiuri de rulare, ° | 45°...52°21' | |
| Cea mai mare cursă a rolelor superioare de la marginea superioară a celor inferioare, mm | 160 | |
| Acționare de rotație a rolei | tipul motorului | D-812 |
| Tensiune, V | 440 | |
| putere, kWt | 70 | |
| Viteza de rotație, rpm | 520 | |
2.2 Tehnologia existentă pentru producția de țevi pe TPA-80 SA „KresTrubZavod”
Piesa de prelucrat sub formă de tije care intră în atelier este depozitată în depozitul interior. Înainte de a fi pus în producție, este supus unei inspecții selective pe un suport special și, dacă este necesar, reparat. Cântare au fost instalate la locul de pregătire a țaglelor pentru a controla greutatea metalului pus în producție. Piesele semifabricate din depozit sunt alimentate cu o macara rulantă electrică la grătarul de încărcare din fața cuptorului și încărcate în cuptorul de încălzire cu o vatră mobilă în conformitate cu programul și viteza de rulare.
Respectarea schemei de așezare a semifabricatelor este realizată vizual de jardiniera metalică. Piesa de prelucrat este încărcată în cuptor una câte una în fiecare, printr-unul sau mai multe trepte ale plăcilor de ghidare ale grinzilor mobile, în funcție de viteza de laminare și de multiplicitatea tăieturii. La schimbarea calității de oțel, a căldurii și a dimensiunii țevii, montatorul separă clasele de oțel, se încălzește astfel: cu o lungime de țagle de 5600-8000 mm, căldurile sunt separate prin deplasarea primelor două tije de-a lungul lățimii cuptorului; clasele de oțel sunt separate prin deplasarea primelor patru tije de-a lungul lățimii cuptorului; cu o lungime de țagle de 9000-9800 mm, separarea gradelor de oțel, încălzirile unele de altele se efectuează în timpul plantării cu un interval de 8-10 pași, precum și numărarea numărului de țagle plantate în PSHP și emise, care sunt controlat de încălzitorul de metal PSHP și de tăietorul de forfecare la cald prin verificarea cu panourile de control. TPA-80; la schimbarea dimensiunii (transbordarea morii) țevilor laminate, plantarea metalului în cuptor se oprește „5-6 trepte” înainte ca moara să se oprească, la oprirea pentru transbordare, metalul „fa un pas înapoi cu 5-6 pași” înapoi. . Mișcarea pieselor de prelucrat prin cuptor este efectuată de trei grinzi mobile. În timpul pauzelor ciclului de mișcare, grinzile mobile sunt setate la nivelul focarului. Timpul de încălzire necesar este asigurat prin măsurarea timpului ciclului pas. Presiunea excesivă în spațiul de lucru ar trebui să fie de la 9,8 Pa la 29,4 Pa, coeficientul de flux de aer =1,1 - 1,2.
Când țaglele de diferite clase de oțel sunt încălzite într-un cuptor, durata încălzirii este determinată de metalul care are cel mai lung timp de rezidență în cuptor. Încălzirea de înaltă calitate a metalului este asigurată de trecerea uniformă a pieselor de prelucrat pe toată lungimea cuptorului. Piesele de prelucrat încălzite sunt livrate la masa internă a rolelor de descărcare și sunt livrate la linia de tăiere la cald.
Pentru a reduce răcirea pieselor de prelucrat în timpul nefuncționării, pe masa cu role este prevăzut un termostat pentru transportul pieselor de prelucrat încălzite la foarfece, precum și posibilitatea de a returna (învârtirea inversă) a unei piese de prelucrat netăiate în cuptor și de a o găsi în timpul nefuncționării.
În timpul funcționării, este posibilă o oprire la cald a cuptorului. O oprire la cald a unui cuptor este considerată a fi o oprire fără întreruperea alimentării cu gaz natural. În timpul opririlor la cald, grinzile mobile ale cuptorului sunt setate la nivelul celor fixe. Ferestrele de descărcare și încărcare sunt închise. Debitul de aer este redus de la 1,1-1,2 la 1,0:-1,1 folosind reglatorul „combustibil-aer”. Presiunea din cuptor la nivelul focarului devine pozitivă. Când moara se oprește: până la 15 minute - temperatura pe zone este setată la limita inferioară, iar metalul este „retras” cu două trepte; de la 15 minute la 30 de minute - temperatura în zonele III, IV, V este redusă cu 20-40 0 С, în zonele I, II cu 30-60 0 С de la limita inferioară; peste 30 de minute - temperatura în toate zonele este redusă cu 50-150 0 C față de limita inferioară, în funcție de durata timpului de oprire. Spațiile libere „se dau înapoi” cu 10 pași înapoi. Cu un timp de nefuncționare de 2 până la 5 ore, este necesar să se elibereze zonele IV și V ale cuptorului de semifabricate. Blankurile din zonele I și II sunt descărcate în buzunar. Descărcarea metalului se realizează cu o jardinieră metalică cu PU-1. Temperatura din zonele V și IV este redusă la 1000-I050 0 C. Când se oprește mai mult de 5 ore, întregul cuptor este eliberat de metal. Creşterea temperaturii se realizează treptat cu 20-30 0 C, la o viteză de creştere a temperaturii de 1,5-2,5 0 C/min. Odată cu creșterea timpului de încălzire a metalului datorită vitezei scăzute de laminare, temperatura din zonele I, II, III este redusă cu 60 0 C, 40 0 C, respectiv 20 0 C, de la limita inferioară. , iar temperatura din zonele IV, V la limitele inferioare. În general, cu funcționarea stabilă a întregii unități, temperatura este distribuită între zone după cum urmează (Tabelul 2.13).
După încălzire, piesa de prelucrat intră pe linia de tăiere la cald a piesei de prelucrat. Echipamentul liniei de tăiere la cald include foarfecele în sine pentru tăierea piesei de prelucrat, un opritor mobil, o masă cu role de transport, un ecran de protecție pentru a proteja echipamentul de radiațiile termice de la fereastra de descărcare a cuptorului cu vatră. După încălzirea tijei și eliberarea acesteia, aceasta trece prin termostat, ajunge la opritorul mobil și este tăiată în semifabricate de lungimea necesară. După efectuarea tăierii, opritorul mobil este ridicat cu ajutorul unui cilindru pneumatic, piesa de prelucrat este transportată de-a lungul mesei cu role. După ce trece peste opritor, coboară în poziția de lucru și ciclul de tăiere continuă.
Tabel 2.13 - Distribuția temperaturii în cuptor pe zone
Piesa de prelucrat măsurată este transferată de o masă cu role în spatele foarfecelor către centrator. Piesa de prelucrat centrată este transferată de ejector pe grătarul din fața morii de perforare, de-a lungul căruia se rostogolește până la întârziere și, când partea de ieșire este gata, este transferată în jgheab, care este închisă cu un capac. Cu ajutorul împingătorului, cu opritorul ridicat, piesa de prelucrat este introdusă în zona de deformare. În zona de deformare, piesa de prelucrat este străpunsă pe un dorn ținut de tijă. Tija se sprijină pe geamul capului de împingere al mecanismului de reglare a împingerii, a cărui deschidere nu permite blocarea. Îndoirea longitudinală a tijei din cauza forțelor axiale apărute în timpul rulării este împiedicată de centralizatoare închise, ale căror axe sunt paralele cu axa tijei.
In pozitia de lucru, rolele sunt aduse in jurul tijei de un cilindru pneumatic printr-un sistem de parghii. Pe măsură ce capătul frontal al manșonului se apropie, rolele centralizatoare sunt separate secvenţial. După ce piesa de prelucrat este străpunsă, primele role sunt reduse de cilindrul pneumatic, care mută manșonul din role pentru a permite interceptorului tijei să fie capturat de pârghiile interceptorului tijei, apoi încuietoarea și capul frontal sunt pliate, rolele de distribuire sunt reunite și manșonul cu o viteză crescută este eliberat cu o viteză crescută de către capul de împingere pe masa rolelor din spatele morii de perforare.
După clipire, manșonul este transportat de-a lungul mesei cu role până la opritorul mobil. Mai mult, manșonul este deplasat de un transportor cu lanț către partea de intrare a morii continue. După transportor, manșonul se rulează de-a lungul grătarului înclinat până la dozator, care ține manșonul în fața părții de intrare a morii continue. Sub ghidajele grilei înclinate există un buzunar pentru colectarea cartuşelor defecte. Din grătarul înclinat, manșonul este aruncat în jgheabul de primire a morii continue cu cleme. În acest moment, un dorn lung este introdus în manșon folosind o pereche de role de frecare. Când capătul frontal al dornului ajunge la capătul frontal al manșonului, clema manșonului este eliberată, două perechi de role de tragere sunt aduse pe manșon, iar manșonul cu dornul este fixat într-o moară continuă. În același timp, viteza de rotație a rolelor de tragere a dornului și a rolelor de tragere a manșonului se calculează în așa fel încât în momentul în care manșonul este captat de primul stand al morii continue, prelungirea dornul din manșon este de 2,5-3,0 m. În acest sens, viteza liniară a rolelor de tragere ale dornurilor ar trebui să fie de 2,25-2,5 ori mai mare decât viteza liniară a rolelor de tragere a manșonului.
Țevile laminate cu dornuri sunt transferate alternativ pe axa unuia dintre dornuri. Capul dornului trece prin restul constant al extractorului și este capturat de inserția de prindere, iar țeava în inelul de repaus stabil. Când lanțul se mișcă, dornul iese din țeavă și intră în transportorul cu lanț, care îl transferă pe o masă cu role duble, care transportă dornul de la ambele extractoare în baia de răcire.
După îndepărtarea dornului, conducta de aspirație intră în ferăstrăile pentru tăierea capătului dezordonat din spate.
După încălzirea prin inducție, tuburile sunt introduse într-o moară de reducere cu douăzeci și patru de suporturi cu trei role. În moara de reducere, numărul de standuri de lucru se determină în funcție de dimensiunile țevilor laminate (de la 9 la 24 de standuri), iar standurile sunt excluse, începând de la 22 în sensul descreșterii numărului de standuri. Standurile 23 și 24 participă la toate programele rulante.
În timpul rulării, rulourile sunt răcite continuu cu apă. Când mutați țevi de-a lungul mesei de răcire, fiecare legătură nu trebuie să conțină mai mult de o țeavă. La rularea țevilor prelucrate la cald destinate fabricării țevilor din grupa de rezistență „K” din oțel de calitate 37G2S, după moara de reducere, se efectuează răcirea controlată accelerată a țevilor în pulverizatoare.
Viteza conductelor care trec prin pulverizator trebuie să fie stabilizată cu viteza morii de reducere. Controlul stabilizării vitezei este efectuat de către operator în conformitate cu instrucțiunile de utilizare.
După reducere, țevile intră în masa de răcire montată pe rack cu grinzi mobile, unde sunt răcite.
La masa de răcire, țevile sunt colectate în saci cu un singur strat pentru tăierea capetelor și tăierea la lungime pe ferăstrăi reci.
Țevile finite sunt livrate la masa de inspecție QCD, după inspecție, țevile sunt împachetate în pachete și trimise la depozitul de produse finite.
2.3 Justificarea deciziilor de proiectare
În cazul reducerii în bucăți a țevilor cu tensiune pe PPC, apare o diferență longitudinală semnificativă în grosimea peretelui capetelor țevilor. Motivul diferenței finale în grosimea peretelui țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în moduri de deformare nestaționară la umplerea și eliberarea suporturilor de lucru ale morii cu metal. Secțiunile de capăt sunt reduse în condiții de tensiuni longitudinale de tracțiune semnificativ mai mici decât partea principală (de mijloc) a țevii. Creșterea grosimii peretelui la secțiunile de capăt, depășind abaterile admise, face necesară tăierea unei părți semnificative a țevii finite
Normele pentru tăierea la capăt a țevilor reduse pentru TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sunt date în tabel. 2.14.
Tabel 2.14 - Norme pentru tăierea capetelor țevilor pe TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
2.4 Justificarea deciziilor de proiectare
În cazul reducerii în bucăți a țevilor cu tensiune pe PPC, apare o diferență longitudinală semnificativă în grosimea peretelui capetelor țevilor. Motivul diferenței finale în grosimea peretelui țevilor este instabilitatea tensiunilor axiale în moduri de deformare nestaționară la umplerea și eliberarea suporturilor de lucru ale morii cu metal. Secțiunile de capăt sunt reduse în condiții de tensiuni longitudinale de tracțiune semnificativ mai mici decât partea principală (de mijloc) a țevii. Creșterea grosimii peretelui la secțiunile de capăt, care depășește abaterile admise, face necesară tăierea unei părți semnificative a țevii finite.
Normele pentru tăierea la capăt a țevilor reduse pentru TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sunt date în tabel. 2.15.
Tabel 2.15 - Norme pentru tăierea capetelor țevilor pe TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
unde PC este capătul frontal îngroșat al țevii; ZK - capătul posterior îngroșat al țevii.
Pierderea anuală de metal în capetele îngroșate ale țevilor din magazinul T-3 JSC "KresTrubZavod" este de 3000 de tone. Cu o reducere a lungimii și greutății capetelor tăiate de țevi îngroșate cu 25%, creșterea anuală a profitului va fi de aproximativ 20 de milioane de ruble. În plus, se vor face economii la costul pânzelor de ferăstrău stivuit, energie electrică etc.
În plus, în producția unei țagle de conversie pentru atelierele de tragere, este posibil să se reducă diferența longitudinală în grosimea peretelui țevilor, iar metalul salvat prin reducerea diferenței longitudinale a grosimii peretelui poate fi utilizat pentru a crește și mai mult producția de fierbinte. -tevi laminate si formate la rece.
3. DEZVOLTAREA ALGORITMILOR PENTRU CONTROLUL MORII DE REDUCERE TPA-80
3.1 Starea problemei
Unitățile de laminare continuă a tuburilor sunt cele mai promițătoare fabrici de înaltă performanță pentru producția de țevi fără sudură laminate la cald din gama corespunzătoare.
Compoziția unităților include mori de perforare, dorn continuu și reductoare de întindere. Continuitatea procesului tehnologic, automatizarea tuturor operațiunilor de transport, lungimea mare a țevilor laminate asigură o productivitate ridicată, calitate bunățevi după suprafață și dimensiuni geometrice
În ultimele decenii, a continuat dezvoltarea intensivă a producției de țevi prin laminare continuă: construite și puse în funcțiune (în „” Italia, Franța, SUA, Argentina), reconstruite (în Japonia) ateliere de laminare continuă, echipamente furnizate pentru magazine noi (în China), au fost dezvoltate și au fost implementate proiecte de construcție de ateliere (în Franța, Canada, SUA, Japonia, Mexic).
Față de unitățile puse în funcțiune în anii ’60, noile mori prezintă diferențe semnificative: produc în principal țevi de țara petrolieră și, prin urmare, în magazine sunt construite secțiuni mari pentru finisarea acestor țevi, inclusiv echipamente pentru răsturnarea lor.capete, tratament termic, tăierea țevilor, producția de cuplare etc.; gama de dimensiuni ale țevilor s-a extins semnificativ: diametrul maxim a crescut de la 168 la 340 mm, grosimea peretelui - de la 16 la 30 mm, ceea ce a devenit posibil datorită dezvoltării procesului de laminare pe un dorn lung care se mișcă cu o viteză reglabilă în loc de unul plutitor pe mori continue. Noile unități de laminare a țevilor folosesc țagle turnate continuu (pătrate și rotunde), care au asigurat o îmbunătățire semnificativă a performanței tehnico-economice a muncii lor.
Cuptoarele inelare (TPA 48-340, Italia) sunt încă utilizate pe scară largă pentru încălzirea țaglelor, împreună cu aceasta, sunt folosite cuptoare cu vatră mobilă (TPA 27-127, Franța, TPA 33-194, Japonia). În toate cazurile, productivitatea ridicată a unei unități moderne este asigurată prin instalarea unui cuptor de capacitate unitară mare (capacitate de până la 250 t/h). Cuptoarele cu grinzi mobile sunt folosite pentru a încălzi conductele înainte de reducere (calibrare).
Moara principală pentru producția de mâneci continuă să fie o laminare cu șuruburi cu două role, al cărei design este îmbunătățit, de exemplu, prin înlocuirea riglelor fixe cu discuri de ghidare antrenate. În cazul semifabricatelor pătrate, laminorul elicoidal din linia tehnică este precedat fie de o moara de presare cu role (TPA 48-340 în Italia, TPA 33-194 în Japonia), fie de o freză de calibrare a muchiei și o presă de centrare adâncă (TPA). 60-245, Franţa).
Una dintre direcțiile principale dezvoltare ulterioară metoda de laminare continua este folosirea dornurilor care se misca cu viteza controlata in timpul procesului de laminare, in locul celor plutitoare. Folosind un mecanism special care dezvoltă o forță de reținere de 1600-3500 kN, dornul este setat la o anumită viteză (0,3-2,0 m/s), care este menținută fie până când țeava este îndepărtată complet din dorn în timpul rulării (dorn reținut). ), sau până la un anumit moment, din care ajutorul se deplasează ca un dorn plutitor (mandrin parțial ținut). Fiecare dintre aceste metode poate fi utilizată în producția de țevi cu un anumit diametru. Deci, pentru țevi cu diametru mic, metoda principală este rularea pe un dorn plutitor, mediu (până la 200 mm) - pe unul parțial ținut, mare (până la 340 mm și mai mult) - pe unul ținut.
Utilizarea pe mori continue a dornurilor care se deplasează cu o viteză reglabilă (prinse, parțial ținute) în locul celor plutitoare asigură o extindere semnificativă a sortimentului, o creștere a lungimii țevilor și o creștere a preciziei acestora. De interes sunt individuale Deciziile constructive; de exemplu, utilizarea unei tije de moară de perforare ca dorn parțial reținut al unei mori continue (TPA 27-127, Franța), introducerea în afara stației a unui dorn într-un manșon (TPA 33-194, Japonia).
Noile unități sunt echipate cu mori de reducere și dimensionare moderne, iar una dintre aceste mori este cel mai des folosită. Mesele de răcire sunt proiectate pentru a primi conductele după reducere fără tăiere prealabilă.
Evaluând starea generală actuală a automatizării morilor de țevi, pot fi remarcate următoarele caracteristici.
Operațiunile de transport asociate cu deplasarea produselor laminate și a sculelor prin unitate sunt complet automatizate folosind dispozitive de automatizare locale tradiționale (în principal fără contact). Pe baza unor astfel de dispozitive a devenit posibilă introducerea unor unități performante cu un proces tehnologic continuu și discret-continuu.
De fapt, procesele tehnologice și chiar operațiunile individuale la morile de țevi sunt în mod evident insuficient automatizate până în prezent, iar în această parte nivelul lor de automatizare este vizibil inferior celui atins, de exemplu, în domeniul morilor de tablă continuă. Dacă utilizarea calculatoarelor de control (CCM) pentru morile de tablă a devenit practic o normă recunoscută pe scară largă, atunci pentru morile de țevi exemplele sunt încă rare în Rusia, deși în prezent dezvoltarea și implementarea sistemelor de control al proceselor și sistemelor de control automate au devenit norma. in strainatate. Până în prezent, pe o serie de mori de țevi din țara noastră, există în principal exemple de implementare industrială a subsistemelor individuale de control automat al proceselor cu ajutorul dispozitivelor specializate realizate folosind elemente de logica semiconductoare și tehnologia computerizată.
Această stare de fapt se datorează în principal doi factori. Pe de o parte, până de curând, cerințele de calitate și, mai ales, de stabilitate dimensională a țevilor, erau satisfăcute relativ mijloace simple(în special, proiectarea rațională a echipamentelor morii). Aceste condiții nu au stimulat dezvoltări mai perfecte și, desigur, mai complexe, de exemplu, folosind CCM-uri relativ scumpe și nu întotdeauna suficient de fiabile. Pe de altă parte, utilizarea mijloacelor tehnice speciale de automatizare nestandardizate s-a dovedit a fi posibilă doar pentru sarcini mai simple și mai puțin eficiente, în timp ce au fost necesare timp și bani semnificativi pentru dezvoltare și fabricare, ceea ce nu a contribuit la progresul în domeniu. în considerare.
Cu toate acestea, cerințele moderne în creștere pentru producția de țevi, inclusiv calitatea țevilor, nu pot fi satisfăcute. solutii traditionale. Mai mult, așa cum arată practica, o proporție semnificativă a eforturilor de a îndeplini aceste cerințe revine automatizării, iar în prezent este necesară schimbarea automată a acestor moduri în timpul rulării țevilor.
Progresele moderne în domeniul controlului acționărilor electrice și diferitelor mijloace tehnice de automatizare, în primul rând în domeniul minicalculatoarelor și al tehnologiei microprocesoarelor, fac posibilă îmbunătățirea radicală a automatizării morilor și unităților de țevi, pentru a depăși diversele limitări de producție și economice.
Utilizarea mijloacelor tehnice moderne de automatizare presupune o creștere simultană a cerințelor pentru corectitudinea stabilirii sarcinilor și alegerea modalităților de rezolvare a acestora și, în special, pentru alegerea celor mai eficiente modalități de influențare a proceselor tehnologice.Rezolvarea acestei probleme poate fi facilitată de o analiză a celor mai eficiente soluții tehnice existente pentru automatizarea morilor de țevi.
Studiile asupra unităților de laminare continuă a țevilor ca obiecte de automatizare arată că există rezerve semnificative pentru îmbunătățirea în continuare a indicatorilor lor tehnici și economici prin automatizarea procesului tehnologic de laminare a țevilor pe aceste unități.
La rularea într-o moară continuă pe un dorn lung plutitor, este indusă, de asemenea, o diferență longitudinală finală a grosimii peretelui. Grosimea peretelui capetelor posterioare ale țevilor de tiraj este mai mare decât mijlocul cu 0,2-0,3 mm. Lungimea capătului posterior cu un perete îngroșat este egală cu 2-3 spații interstanți. Îngroșarea peretelui este însoțită de o creștere a diametrului în zona despărțită de un spațiu interstand de capătul din spate al țevii. Din cauza condițiilor tranzitorii, grosimea peretelui capetelor frontale este cu 0,05-0,1 mm mai mică decât la mijloc.La rulare cu tensiune, pereții capetelor frontale ale țevilor se îngroașă și ei. Variația longitudinală a grosimii țevilor brute este păstrată în timpul reducerii ulterioare și duce la o creștere a lungimii capetelor îngroșate tăiate din spate ale țevilor finite.
La rularea în morile de întindere de reducere, peretele capetelor țevilor se îngroașă din cauza scăderii tensiunii în comparație cu starea de echilibru, care apare numai atunci când sunt umplute 3-4 standuri ale morii. Capetele conductelor cu un perete îngroșat peste toleranță sunt tăiate, iar deșeurile metalice asociate cu aceasta determină ponderea principală din coeficientul total de consum al unității.
Natura generală a variației longitudinale a țevilor după moara continuă este aproape complet transferată țevilor finite. Acest lucru este confirmat de rezultatele laminarii țevilor cu dimensiuni de 109 x 4,07 - 60 mm la cinci moduri de tensiune pe moara reducătoare a instalației YuTZ 30-102. În timpul experimentului, au fost selectate 10 țevi la fiecare mod de viteză, ale căror secțiuni de capăt au fost tăiate în 10 părți cu lungimea de 250 mm și s-au tăiat trei țevi de ramificație din mijloc, situate la o distanță de 10, 20 și 30 m de în față. După măsurarea grosimii peretelui pe dispozitiv, descifrarea diagramelor diferențelor de grosime și media datelor, s-au trasat dependențele grafice, prezentate în Fig. 54 .
Astfel, componentele remarcate ale grosimii totale a peretelui țevilor au un impact semnificativ asupra performanței tehnice și economice a unităților continue, sunt asociate cu caracteristicile fizice ale proceselor de laminare în mori continue și de reducere și pot fi eliminate sau reduse semnificativ doar prin special sisteme automate care modifică setarea morii în timpul rulării țevilor. Natura naturală a acestor componente a diferenței de grosime a peretelui face posibilă utilizarea principiului de control al programului pe baza unor astfel de sisteme.
Există și alte soluții tehnice la problema reducerii deșeurilor finale în timpul reducerii folosind sisteme de control automate pentru procesul de laminare a țevilor într-o moara de reducere cu o antrenare individuală a standurilor (brevetele Germania nr. 1602181 și Marea Britanie 1274698). Datorită modificării vitezei rolelor în timpul rulării capetele din față și din spate ale țevilor, se creează forțe suplimentare de tensiune, ceea ce duce la o scădere a diferenței longitudinale finale a grosimii peretelui. Există dovezi că astfel de sisteme software de corectare a vitezei pentru principalele acționări ale morii de reducere funcționează pe șapte unități străine de laminare a țevilor, inclusiv două unități cu mori continue în Mülheim (Germania). Unitățile au fost furnizate de Mannesmann (Germania).
Cea de-a doua unitate a fost lansată în 1972 și include o moară de reducere cu 28 de standuri cu acționări individuale, echipată cu un sistem de corectare a vitezei. Modificările vitezei în timpul trecerii capetelor țevii sunt efectuate în primele zece standuri în trepte, ca adaos la valoarea vitezei de funcționare. Schimbarea vitezei maxime are loc pe standul nr. 1, cea minimă - pe standul nr. 10. Releele foto sunt folosite ca senzori pentru poziția capetelor țevii în moara, care dau comenzi de schimbare a vitezei. În conformitate cu schema de corecție a vitezei adoptată, acționările individuale ale primelor zece standuri sunt furnizate conform unei scheme de inversare anti-paralelă, standurile ulterioare - conform unei scheme fără inversare. Se observă că corectarea vitezelor de acționare a morii de reducere permite creșterea randamentului unității cu 2,5% cu un program de producție mixt. Odată cu creșterea gradului de reducere a diametrului, acest efect crește.
Există informații similare despre echiparea unei mori de reducere cu douăzeci și opt de standuri din Spania cu un sistem de corecție a vitezei. Schimbările de viteză se efectuează în primele 12 standuri. În acest sens, există și diverse scheme sursa de alimentare a acționării.
Trebuie remarcat faptul că echiparea morilor de reducere ca parte a unităților de laminare continuă a țevilor cu un sistem de corecție a vitezei nu rezolvă complet problema reducerii deșeurilor finale în timpul reducerii. Eficiența unor astfel de sisteme ar trebui să scadă odată cu scăderea gradului de reducere a diametrului.
Sistemele programatice de control al proceselor sunt cele mai ușor de implementat și oferă un efect economic deosebit. Cu toate acestea, cu ajutorul lor, este posibil să se îmbunătățească precizia dimensiunilor țevii doar prin reducerea uneia dintre cele trei componente ale sale - diferența longitudinală a grosimii peretelui. Studiile arată că principala pondere specifică în variația totală a grosimii pereților țevilor finite (aproximativ 50%) cade pe grosimea peretelui transversal. Fluctuațiile grosimilor medii ale pereților conductelor în loturi reprezintă aproximativ 20% din variația totală.
În prezent, reducerea variației peretelui transversal este posibilă doar prin îmbunătățirea procesului tehnologic de laminare a țevilor pe morile care fac parte din unitate. Nu se cunosc exemple de utilizare a sistemelor automate în aceste scopuri.
Stabilizarea grosimii medii a peretelui țevii în loturi este posibilă atât prin îmbunătățirea tehnologiei de laminare, a designului standurilor și a acționării electrice, cât și prin utilizarea sistemelor automate de control al procesului. Reducerea răspândirii grosimilor pereților țevii într-un lot poate crește semnificativ productivitatea unităților și poate reduce consumul de metal datorită rulării într-un câmp de toleranțe minus.
Spre deosebire de sistemele software, sistemele concepute pentru a stabiliza grosimi medii ale peretelui conductelor trebuie să includă senzori pentru controlul dimensiunilor geometrice ale conductelor.
Sunt cunoscute propuneri tehnice pentru dotarea morilor de reducere cu sisteme de stabilizare automată a grosimii peretelui conductei. Structura sistemelor nu depinde de tipul de unitate, care include o moara de reducere.
Un complex de sisteme de control pentru procesul de laminare a țevilor în mori continue și de reducere, concepute pentru a reduce risipa de capăt în timpul reducerii și pentru a crește precizia țevilor prin reducerea diferenței longitudinale a grosimii peretelui și a răspândirii grosimilor medii a peretelui, formează controlul procesului. sistemul unității.
Utilizarea computerelor pentru controlul producției și automatizarea procesului tehnologic de laminare a țevilor a fost implementată pentru prima dată pe o instalație de laminare continuă a țevilor 26-114 din Mulheim.
Unitatea este proiectată pentru rularea țevilor cu un diametru de 26-114 mm, grosimea peretelui de 2,6-12,5 mm. Unitatea include un cuptor cu inele, două mori de perforare, o moară continuă cu 9 standuri și o moară de reducere cu 24 de standuri acţionate individual de motoare de 200 kW.
A doua unitate cu o moară continuă din Mulheim, lansată în 1972, este echipată cu un computer mai puternic, căruia îi sunt atribuite funcții mai extinse. Unitatea este proiectată pentru laminarea țevilor cu un diametru de până la 139 mm, o grosime a peretelui de până la 20 mm și constă dintr-o moară de perforare, o moară continuă cu opt stații și o moară de reducere cu douăzeci și opt de picioare cu o antrenare individuală. .
Instalația de laminare continuă a țevilor din Marea Britanie, lansată în 1969, este echipată și cu un computer, care este folosit pentru planificarea încărcării instalației și, ca sistem de informare, monitorizează continuu parametrii produselor laminate și ai sculelor. Controlul calității țevilor și semifabricatelor, precum și acuratețea setărilor morii, se efectuează în toate etapele procesului tehnologic. Informațiile de la fiecare moară sunt trimise către un computer pentru prelucrare, după care sunt transmise mori pentru management operațional.
Într-un cuvânt, multe țări încearcă să rezolve problemele automatizării proceselor de laminare, inclusiv. si ale noastre. Pentru a dezvolta un model matematic pentru controlul morilor continue, este necesar să se cunoască efectul parametrilor tehnologici specificați asupra preciziei țevilor finite; pentru aceasta, este necesar să se ia în considerare caracteristicile laminarii continue.
O caracteristică a reducerii țevilor cu tensiune este mai mult calitate superioară produse ca urmare a formării unei diferențe transversale mai mici de perete, în contrast cu rularea fără tensiune, precum și posibilitatea obținerii țevilor cu diametre mici. Cu toate acestea, la laminarea bucată cu bucată, se observă o variație longitudinală crescută a grosimii peretelui la capetele țevilor. Capetele îngroșate în timpul reducerii cu tensiune se formează datorită faptului că capetele din față și din spate ale țevii la trecerea prin moară nu sunt supuse efectului total al tensiunii.
Tensiunea este caracterizată de efortul de tracțiune din țeavă (x). Cea mai completă caracteristică este coeficientul de tensiune plastică, care este raportul dintre tensiunea longitudinală de întindere a țevii și rezistența la deformare a metalului din suport.
În mod obișnuit, moara de reducere este configurată astfel încât coeficientul de tensiune plastică din standurile din mijloc să fie distribuit uniform. Tensiunea crește și scade în prima și ultima tribună.
Pentru a intensifica procesul de reducere și a obține țevi cu pereți subțiri este important să se cunoască tensiunea maximă care poate fi creată în moara de reducere. Valoarea maximă a coeficientului de tensiune plastică în moara (z max) este limitată de doi factori: capacitatea de tragere a rolelor și condițiile de rupere a țevii în moara. În urma cercetărilor, s-a constatat că la o reducere totală a țevii în moara cu până la 50-55%, valoarea lui z max este limitată de capacitatea de tragere a rolelor.
Atelierul T-3, împreună cu EF VNIPI „Tyazhpromelektroproekt” și întreprinderea „ASK”, au creat baza sistemului ACS-TP pe unitatea TPA-80. În prezent funcționează următoarele componente ale acestui sistem: UZN-N, UZN-R, linie de comunicație ETHERNET, toate AWP-urile.
3.2 Calculul mesei rulante
Principiul de bază al construcției procesului tehnologic în instalațiile moderne este obținerea țevilor de același diametru constant pe o moară continuă, ceea ce permite utilizarea unei țagle și a unui manșon de asemenea cu diametru constant. Obtinerea tevilor cu diametrul necesar se asigura prin reducere. Un astfel de sistem de lucru facilitează și simplifică foarte mult setarea morilor, reduce stocul de scule și, cel mai important, vă permite să mențineți o productivitate ridicată a întregii unități chiar și atunci când rulați țevi cu un diametru minim (după reducere).
Calculăm masa de rulare în funcție de progresul de rulare conform metodei descrise în. Diametrul exterior al conductei după reducere este determinat de dimensiunile ultimei perechi de role.
D p 3 \u003d (1.010..1.015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm
unde D p este diametrul țevii finite după moara de reducere.
Grosimea peretelui după morile continue și de reducere trebuie să fie egală cu grosimea peretelui țevii finite, adică. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.
Deoarece o țeavă de același diametru iese după o moară continuă, luăm D n \u003d 94 mm. În morile continue, calibrarea rolelor asigură că în ultima pereche de role diametrul interior al țevii este cu 1-2 mm mai mare decât diametrul dornului, astfel încât diametrul dornului va fi egal cu:
H \u003d d n - (1..2) \u003d D n -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.
Luăm diametrul dornurilor egal cu 85 mm.
Diametrul interior al manșonului trebuie să asigure introducerea liberă a dornului și se ia cu 5-10 mm mai mare decât diametrul dornului.
d g \u003d n + (5..10) \u003d 85 + 10 \u003d 95 mm.
Acceptăm peretele mânecii:
S g \u003d S n + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.
Diametrul exterior al manșoanelor este determinat pe baza valorii diametrului interior și a grosimii peretelui:
D g \u003d d g + 2S g \u003d 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.
Diametrul piesei folosite D h =120 mm.
Diametrul dornului morii de perforare este selectat luând în considerare cantitatea de laminare, adică creșterea diametrului interior al manșonului, care este de la 3% la 7% din diametrul interior:
P \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.
Coeficienții de tragere pentru morile de perforare, continue și de reducere sunt determinați prin formulele:
,
Raportul total de extragere este:
În mod similar a fost calculată masa de rulare pentru țevi de 48,3×4,0 mm și 60,3×5,0 mm.
Masa rulanta este prezentată în Tabel. 3.1.
Tabelul 3.1 - Masa rulanta TPA-80
| Dimensiunea țevilor finite, mm | Diametrul piesei de prelucrat, mm | Moara de piercing | Moara continua | moara de reducere | Raportul general de alungire | ||||||||||
| Diametru exterior | grosimea peretelui | Mărimea mânecii, mm | Diametrul dornului, mm | Raportul de extragere | Dimensiuni tevi, mm | Diametrul dornului, mm | Raportul de extragere | Dimensiunea conductei, mm | Număr de standuri | Raportul de extragere | |||||
| 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 Calculul calibrării rolelor morii reducătoare
Calibrarea rolei este importantă parte integrantă calculul modului de funcţionare al morii. Acesta determină în mare măsură calitatea țevilor, durata de viață a sculei, distribuția sarcinii în standurile de lucru și acționarea.
Calculul de calibrare al rolei include:
a) distribuția deformațiilor parțiale în standurile morii și calculul diametrelor medii ale calibrelor;
b) determinarea dimensiunilor calibrelor rolelor.
3.3.1 Distribuția parțială a deformarii
După natura modificării deformațiilor parțiale, standurile morii de reducere pot fi împărțite în trei grupe: cea de cap de la începutul morii, în care reducerile cresc intens la laminare; calibrare (la capătul morii), în care deformațiile sunt reduse la o valoare minimă, și un grup de standuri între ele (la mijloc), în care deformațiile parțiale sunt maxime sau apropiate de ele.
La rularea țevilor cu tensiune, valorile deformațiilor parțiale sunt luate pe baza stării de stabilitate a profilului țevii la o valoare a tensiunii plastice care asigură producerea unei țevi de o dimensiune dată.
Coeficientul tensiunii plastice totale poate fi determinat prin formula:
,
unde sunt deformațiile axiale și tangențiale luate în formă logaritmică; T este valoarea determinată în cazul unui calibru cu trei role prin formula
T= 
,
unde (S/D) cp este raportul mediu dintre grosimea peretelui și diametrul pe perioada de deformare a conductei în moara; factor k ținând cont de modificarea gradului de grosime a țevii.
,
,
unde m este valoarea deformarii totale a conductei de-a lungul diametrului.
.
,
.
Valoarea reducerii parțiale critice la un astfel de coeficient de tensiune plastică, conform , poate ajunge la 6% în al doilea stand, 7,5% în al treilea stand și 10% în al patrulea stand. În prima cușcă, se recomandă să luați în intervalul 2,5-3%. Cu toate acestea, pentru a asigura o prindere stabilă, cantitatea de compresie este în general redusă.
În standurile de prefinisare și finisare ale morii se reduce și reducerea, dar pentru a reduce sarcina pe role și a îmbunătăți precizia țevilor finite. În ultimul stand al grupei de dimensionare, reducerea se ia egală cu zero, penultima - până la 0,2 din reducerea din ultimul stand al grupului mijlociu.
ÎN grupa mijlocie standurile practică distribuția uniformă și neuniformă a deformațiilor parțiale. Cu o distribuție uniformă a compresiei în toate arboretele acestui grup, se presupune că acestea sunt constante. Distribuția neuniformă a unor deformații particulare poate avea mai multe variante și poate fi caracterizată prin următoarele modele:
compresia în grupul de mijloc este redusă proporțional de la primele standuri la ultima - modul de cădere;
în primele standuri ale grupului de mijloc, deformațiile parțiale sunt reduse, în timp ce restul sunt lăsate constante;
compresia în grupul de mijloc este mai întâi crescută și apoi redusă;
în primele standuri ale grupului de mijloc, deformările parțiale sunt lăsate constante, iar în rest sunt reduse.
Odată cu scăderea modurilor de deformare în grupul mijlociu de standuri, diferențele de putere de rulare și sarcina pe unitate scad, cauzate de o creștere a rezistenței la deformare a metalului în timpul rulării, ca urmare a scăderii temperaturii acestuia și a creșterii acestuia. în rata de deformare. Se crede că reducerea reducerii spre capătul morii îmbunătățește și calitatea suprafeței exterioare a țevilor și reduce variația transversală a peretelui.
La calcularea calibrării rolelor, presupunem o distribuție uniformă a reducerilor.
Valorile deformațiilor parțiale în standurile morii sunt prezentate în fig. 3.1.
Distribuție de sertizare
Pe baza valorilor acceptate ale deformațiilor parțiale, diametrele medii ale calibrelor pot fi calculate prin formula
.
Pentru primul stand al morii (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, atunci
mm.
Calculate prin această formulă, diametrele medii ale calibrelor sunt date în Anexa 1.
3.3.2 Determinarea calibrelor de ruliu
Forma calibrelor morilor cu trei role este prezentată în fig. 3.2.
O trecere ovală se obține conturând-o cu o rază r cu un centru deplasat față de axa de rulare printr-o excentricitate e.
Forma de calibru
Valorile razelor și excentricității calibrelor sunt determinate de lățimea și înălțimea calibrelor conform formulelor:
Pentru a determina dimensiunile calibrului, este necesar să se cunoască valorile semiaxelor sale a și b, iar pentru a le determina, valoarea ovalității calibrelor.
Pentru a determina ovalitatea calibrului, puteți folosi formula:
Exponentul q caracterizează valoarea posibilă a lărgirii calibrului. La reducerea în standuri cu trei role, se ia q = 1,2.
Valorile semiaxelor calibrului sunt determinate de dependențe:
unde f este factorul de corecție, care poate fi calculat folosind formula aproximativă
Vom calcula dimensiunile calibrului conform formulelor de mai sus pentru primul stand.
Pentru standurile rămase, calculul se efectuează într-un mod similar.
În prezent, canelurile rolelor se realizează după instalarea rolelor în standul de lucru. Alezarea se efectuează pe mașini speciale cu un tăietor rotund. Schema de foraj este prezentată în fig. 3.3.
Orez. 3.3 - Modelul alezajului calibru
Pentru a obține un calibru cu valorile date de a și b, este necesar să se determine diametrul frezei D f și deplasarea acestuia față de planul axelor de rulare (parametrul X). D f și X sunt determinate de următoarele formule exacte din punct de vedere matematic:
Pentru morile cu trei role, unghiul a este de 60° Di este diametrul ideal al rolei, Di=330mm.
Valorile calculate conform formulelor de mai sus sunt rezumate în tabel. 3.2.
Tabel 3.2 - Calibrarea rolei
| Numărul standului | 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 Calcul Limită de viteză
Calculul regimului de turație al morii constă în determinarea numărului de rotații ale rolelor și, în funcție de acestea, a numărului de rotații ale motoarelor.
La rularea țevilor cu tensiune, modificarea grosimii peretelui este foarte influențată de valoarea tensiunii plastice. În acest sens, în primul rând, este necesar să se determine coeficientul tensiunii plastice totale pe moara - ztot, care ar asigura peretele necesar. Calculul ztot este dat în clauza 3.3.
,
unde este coeficientul luând în considerare influența zonelor de deformare fără contact:
;
l i este lungimea arcului de captare:
;
- unghi de prindere:
;
f este coeficientul de frecare, acceptăm f=0,5; a este numărul de role din stand, a=3.
În primul stand de lucru z c1 =0. În standurile ulterioare, puteți lua z p i -1 = z s i .
,
;
;
.
Înlocuind datele pentru primul stand în formulele de mai sus, obținem:
mm;
;
;
;
; ;
mm.
După efectuarea unor calcule similare pentru al doilea stand, s-au obținut următoarele rezultate: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. Pe aceasta, oprim calculul lui z p i conform metodei de mai sus, deoarece condiția z n2 >z total este îndeplinită.
Din starea de alunecare completă, determinăm tensiunea maximă posibilă z z în ultimul stand de deformare, adică. z s21 . În acest caz, presupunem că z p21 =0.
.
mm;
;
;
Grosimea peretelui în fața celui de-al 21-lea stand, i.e. S 20, poate fi determinat prin formula:
.
;
; ;
mm.
După efectuarea unor calcule similare pentru al 20-lea stand, s-au obținut următoarele rezultate: z z 20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, z z 18 = 0,416, S 17 = 3,15 mm 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Pe aceasta, oprim calculul lui z p i, deoarece condiția z z14 >z total este îndeplinită.
Valorile calculate ale grosimii peretelui pentru standurile de moară sunt date în tabel. 2.20.
Pentru a determina numărul de rotații ale rolelor, este necesar să se cunoască diametrele de rulare ale rolelor. Pentru a determina diametrele de laminare, puteți utiliza formulele date în:
, (2)
unde D în i este diametrul rolei din partea de sus;
.
Dacă 
, atunci calculul diametrului de rulare al rolelor trebuie efectuat conform ecuației (1), dacă această condiție nu este îndeplinită, atunci trebuie utilizat (2).
Valoarea caracterizează poziția liniei neutre în cazul în care aceasta este luată paralel (în plan) cu axa de rulare. Din starea echilibrului de forță în zona de deformare pentru o astfel de aranjare a zonelor de alunecare
,
Având în vedere viteza de rulare de intrare V în =1,0 m/s, am calculat numărul de rotații ale rolelor primului stand
rpm
Cifra de afaceri în restul standurilor s-a constatat după formula:
.
Rezultatele calculării modului de viteză sunt prezentate în Tabelul 3.3.
Tabel 3.3 - Rezultatele calculării limitei de viteză
| Numărul standului | 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. s-a construit un grafic al schimbărilor în rotațiile rolelor (Fig. 3.4.).
Viteza de rulare
3.5 Parametrii de putere ai rulării
O caracteristică distinctivă a procesului de reducere în comparație cu alte tipuri de laminare longitudinală este prezența unor tensiuni semnificative între standuri. Prezența tensiunii are un efect semnificativ asupra parametrilor de putere ai laminarii - presiunea metalului pe role și momentele de rulare.
Forța metalului asupra rolului P este suma geometrică a componentelor verticale R in și orizontale R g:
Componenta verticală a forței metalice asupra rolelor este determinată de formula:
,
unde p este presiunea specifică medie a metalului pe rolă; l este lungimea zonei de deformare; d este diametrul ecartamentului; a este numărul de role din stand.
Componenta orizontală Р g este egală cu diferența dintre forțele tensiunilor din față și din spate:
unde z p, z z sunt coeficienții tensiunilor plastice din față și din spate; F p, F c - aria secțiunii transversale a capetelor din față și din spate ale țevii; s S este rezistența la deformare.
Pentru determinarea presiunilor specifice medii, se recomandă utilizarea formulei V.P. Anisiforova:
.
Momentul de rulare (total pe stand) este determinat de formula:
.
Rezistența la deformare este determinată de formula:
,
unde Т – temperatura de rulare, °С; H este intensitatea vitezelor de forfecare, 1/s; e - reducerea relativă; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 sunt coeficienți empirici, pentru oțelul 10: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (–2 ,8 ).
Intensitatea vitezei de deformare este determinată de formulă
unde L este gradul de deformare prin forfecare:
t este timpul de deformare:
Viteza unghiulară a ruliului se găsește prin formula:
,
Puterea se găsește prin formula:
În tabel. 3.4. sunt prezentate rezultatele calculului parametrilor de putere de rulare conform formulelor de mai sus.
Tabel 3.4 - Parametrii de putere ai rulării
| Numărul standului | s S, MPa | p, kN/m2 | P, kN | M, kNm | N, kW |
| 1 | 116,78 | 10,27 | 16,95 | -1,91 | -16,93 |
| 2 | 154,39 | 9,07 | 25,19 | 2,39 | 23,31 |
| 3 | 162,94 | 9,1 | 21,55 | 2,95 | 30,75 |
| 4 | 169,48 | 9,69 | 22,70 | 3,53 | 38,27 |
| 5 | 167,92 | 9,77 | 20,06 | 2,99 | 33,37 |
| 6 | 169,48 | 9,84 | 19,06 | 3,35 | 39,54 |
| 7 | 171,12 | 10,47 | 18,79 | 3,51 | 43,11 |
| 8 | 173,01 | 11,15 | 18,59 | 3,68 | 47,23 |
| 9 | 175,05 | 11,89 | 18,39 | 3,86 | 51,58 |
| 10 | 176,70 | 12,64 | 18,13 | 4,02 | 56,08 |
| 11 | 178,62 | 13,47 | 17,90 | 4,18 | 61,04 |
| 12 | 180,83 | 14,36 | 17,71 | 4,35 | 66,51 |
| 13 | 182,69 | 15,29 | 17,48 | 4,51 | 72,32 |
| 14 | 184,91 | 16,31 | 17,26 | 4,67 | 78,54 |
| 15 | 186,77 | 17,36 | 16,83 | 4,77 | 84,14 |
| 16 | 189,19 | 18,53 | 16,65 | 4,94 | 91,57 |
| 17 | 191,31 | 19,75 | 16,59 | 5,14 | 100,16 |
| 18 | 193,57 | 22,04 | 18,61 | 6,46 | 133,68 |
| 19 | 194,32 | 26,13 | 15,56 | 4,27 | 91,34 |
| 20 | 161,13 | 24,09 | 11,22 | 2,55 | 55,41 |
| 21 | 134,59 | 22,69 | 8,16 | 1,18 | 33,06 |
| 22 | 175,14 | 15,45 | 7,43 | 0,87 | 25,42 |
| 23 | 180,00 | - | - | - | - |
| 24 | 180,00 | - | - | - | - |
Conform Tabelului. Sunt reprezentate grafice 3.4 ale modificărilor parametrilor de putere ai laminarii de-a lungul standurilor morii (Fig. 3.5., 3.6., 3.7.).
Modificarea presiunii specifice medii
Schimbarea forței metalului pe rolă
Schimbarea momentului de rulare
3.6 Studiul efectului modurilor de reducere a vitezei tranzitorii asupra valorii diferenței longitudinale de grosime a peretelui secțiunilor 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 de reducere a vitezei tranzitorii asupra valorii diferenței longitudinale de grosime a peretelui secțiunilor de capăt ale țevilor finite.
Determinarea coeficientului de tensiune interstand de la rotațiile de rulare cunoscute, de ex. dependenţa Zn i =f(n i /n i -1) a fost realizată după metoda de rezolvare a aşa-numitei probleme inverse propusă de G.I. Gulyaev, pentru a obține dependența grosimii peretelui de rotațiile rolelor.
Esența tehnicii este următoarea.
Procesul constant de reducere a conductei poate fi descris printr-un sistem de ecuații care reflectă respectarea legii constantei volumelor secunde și a echilibrului de forțe în zona de deformare:
(3.1.)
La rândul său, după cum se știe,
Dcat i =j(Zз i , Zп i , А i),
m i =y(Zз i , Zп i , B i),
unde A i și B i sunt valori care nu depind de tensiune, n i este numărul de rotații în i-a suport, i este raportul de tragere în i-a stand, Dcat i este diametrul de rulare al rola din i-a suport, Zп i , Zz i - coeficienții de tensiune din plastic față și spate.
Având în vedere că Zз i = Zп i -1, sistemul de ecuații (3.1.) poate fi scris în formă generală după cum urmează:
(3.2.)
Rezolvăm sistemul de ecuații (3.2.) în raport cu coeficienții față și spate de tensiune plastică prin metoda aproximărilor succesive.
Luând Zz1 = 0, setăm valoarea Zp1 și din prima ecuație a sistemului (3.2.) determinăm Zp 2 prin iterație, apoi din a doua ecuație - Zp 3 etc. Având în vedere valoarea Zp 1, puteți găsi o soluţie în care Zp n = 0 .
Cunoscând coeficienții tensiunii plastice din față și din spate, determinăm grosimea peretelui după fiecare stand folosind formula:
(3.3.)
unde A este coeficientul determinat de formula:
;
;
z i - coeficientul mediu (echivalent) al tensiunii plastice
.
3.6.2 Rezultatele studiului
Folosind rezultatele calculelor de calibrare a sculei (p. 3.3.) și setarea vitezei morii (viteze de rulare) cu un proces de reducere constantă (p. 3.4.) în mediul software MathCAD 2001 Professional, sistemul (3.2.) și expresiile (3.3.) au fost rezolvate cu scopul de a determina modificarea grosimii peretelui.
Este posibilă reducerea lungimii capetelor îngroșate prin creșterea coeficientului de tensiune plastică prin modificarea rotațiilor rolelor în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevii.
În prezent, la moara de reducere TPA-80 a fost creat un sistem de control pentru modul de mare viteză de laminare continuă fără dorn. Acest sistem vă permite să reglați dinamic viteza de rulare a suporturilor PPC în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevilor în funcție de o relație liniară dată. Această reglare a vitezei de rulare în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevilor se numește „pană de viteză”. Turnurile rolelor în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevii sunt calculate prin formula:
, (3.4.)
unde n i este viteza rolelor din i-a stand la starea de echilibru, Ki este coeficientul de reducere a vitezei rolelor în %, i este numărul standului.
Dependența coeficientului de reducere a vitezei de rulare într-un stand dat de numărul standului este liniară
K i \u003d (Fig. 3.8.).
Dependența factorului de reducere a rolelor dintr-un stand de numărul standului.
Datele inițiale pentru utilizarea acestui mod de control sunt:
Numărul de standuri în care se modifică setarea vitezei este limitat de lungimea capetelor îngroșate (3…6);
Mărimea reducerii vitezei rolelor în primul stand al morii este limitată de posibilitatea unei antrenări electrice (0,5 ... 15%).
În această lucrare, pentru a studia efectul setării vitezei RRS asupra grosimii peretelui longitudinal de capăt, s-a presupus că modificarea setării vitezei la reducerea capetelor din față și din spate ale țevilor se realizează în primele 6 standuri. Studiul a fost realizat prin modificarea vitezei de rotație a rolelor din primele standuri ale morii în raport cu procesul de laminare constantă (variația unghiului de înclinare a dreptei din fig. 3.8).
Ca urmare a modelării proceselor de umplere a standurilor RRS și de ieșire a țevii din moara de țevi, am obținut dependențele grosimii peretelui capetelor din față și din spate ale țevilor de mărimea modificării vitezei de rotație a țevilor. rolele din primele standuri ale morii, care sunt prezentate în Fig. 3.9. și Fig.3.10. pentru tevi cu dimensiunile 33,7x3,2 mm. Cea mai optimă valoare a „panei de viteză” în ceea ce privește reducerea la minimum a lungimii garniturii de capăt și „lovirea” grosimii peretelui în câmpul de toleranță al DIN 1629 (toleranța grosimii peretelui ± 12,5%) este K 1 =10-12% .
Pe fig. 3.11. iar fig. 3.12. dependențele lungimii capetelor îngroșate din față și din spate ale țevilor finite sunt date folosind „pana de viteză” (K 1 =10%), obținută ca urmare a modelării tranzitorii. Din dependențele de mai sus se pot trage următoarele concluzii: utilizarea unei „pane de viteză” dă un efect vizibil numai la rularea țevilor cu un diametru mai mic de 60 mm și o grosime a peretelui mai mică de 5 mm și cu un diametru mai mare. și grosimea peretelui țevii, subțierea peretelui necesară pentru îndeplinirea cerințelor standardului nu are loc.
Pe fig. 3.13., 3.14., 3.15., dependențele lungimii capătului frontal îngroșat de diametrul exterior al țevilor finite sunt date pentru grosimi de perete egale cu 3,5, 4,0, 5,0 mm, la diferite valori ale „vitezei”. pană” (am luat coeficientul de reducere a vitezei rulourilor K 1 egal cu 5%, 10%, 15%).
Dependența grosimii peretelui capătului frontal al țevii de valoare
„pană de viteză” pentru dimensiunea 33,7x3,2 mm
Dependența grosimii peretelui capătului din spate al țevii de valoarea „panei de viteză” pentru dimensiunea 33,7x3,2 mm
Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de D și S (la K 1 \u003d 10%)
Dependența lungimii capătului îngroșat din spate al țevii de D și S (la K 1 \u003d 10%)
Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=3,5 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”.
Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=4,0 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”
Dependența lungimii capătului frontal îngroșat al țevii de diametrul țevii finite (S=5,0 mm) la diferite valori ale „panei de viteză”.
Din graficele de mai sus, se poate observa că cel mai mare efect în ceea ce privește reducerea diferenței de grosime de capăt a țevilor finite este asigurat de controlul dinamic al rotațiilor rolelor PPC în K 1 =10...15%. Modificarea insuficient de intensă a „panei de viteză” (K 1 =5%) nu permite subțierea grosimii peretelui secțiunilor de capăt ale țevii.
De asemenea, la rularea țevilor cu un perete mai gros de 5 mm, tensiunea rezultată din acțiunea „panei de viteză” nu poate subția peretele din cauza capacității insuficiente de tragere a rolelor. La rularea țevilor cu un diametru mai mare de 60 mm, raportul de alungire în moara de reducere este mic, astfel încât îngroșarea capetelor practic nu are loc, prin urmare, utilizarea unei „pane de viteză” este nepractică.
Analiza graficelor de mai sus a arătat că utilizarea „panei de viteză” pe moara de reducere TPA-80 JSC „KresTrubZavod” permite reducerea cu 30% a lungimii capătului frontal îngroșat, a celui din spate cu 25%.
După cum calculele lui Mochalov D.A. pentru mai mult aplicare eficientă„pană de viteză” pentru a reduce și mai mult trim-ul final, este necesar să se asigure funcționarea primelor standuri în modul de frânare cu utilizarea aproape completă a capacităților de putere ale rolelor datorită utilizării unei dependențe neliniare mai complexe a rolei coeficientul de reducere a vitezei într-un stand dat pe numărul standului. Este necesar să se creeze o metodologie bazată științific pentru determinarea funcției optime K i =f(i).
Dezvoltarea unui astfel de algoritm pentru controlul optim al RRS poate servi drept scop pentru dezvoltarea ulterioară a UZS-R într-un APCS TPA-80 cu drepturi depline. După cum arată experiența utilizării unor astfel de sisteme de control al procesului, reglarea numărului de rotații ale rolelor în timpul rulării secțiunilor de capăt ale țevilor, conform companiei Mannesmann (pachetul de programe aplicate CARTA), permite reducerea dimensiunea tăieturii de capăt a țevilor cu mai mult de 50%, datorită sistemului de control automat al procesului de reducere a țevilor, care include atât subsistemul de control al morii, cât și subsistemul de măsurare, precum și subsistemul de calcul optim. modul de reducere și controlul procesului în timp real.
4. STUDIUL DE FEZBILITATE AL PROIECTULUI
4.1 Esența activității planificate
În acest proiect se propune introducerea regimului optim de viteză de laminare pe o moara de întindere-reducere. Datorită acestei măsuri, se preconizează reducerea coeficientului de consum al metalului, iar datorită reducerii lungimii de tăiere a capetelor îngroșate ale țevilor finite, se preconizează o creștere a volumelor de producție cu 80 de tone pe lună în medie.
Investițiile de capital necesare pentru implementarea acestui proiect sunt de 0 ruble.
Finanțarea proiectului se poate realiza la rubrica „reparații curente”, estimări de costuri. Proiectul poate fi finalizat într-o zi.
4.2 Calculul costului de producție
Calculul prețului de cost de 1t. produsele la standardele existente pentru tunderea capetelor îngroșate ale țevilor sunt date în tabel. 4.1.
Calculul pentru proiect este prezentat în tabel. 4.2. Deoarece rezultatul implementării proiectului nu este o creștere a producției, recalcularea valorilor costurilor pentru etapa de procesare în calculul de proiectare nu este efectuată. Rentabilitatea proiectului este reducerea costurilor prin reducerea deșeurilor de tăiere. Tunderea este redusă datorită scăderii coeficientului de consum al metalului.
4.3 Calculul indicatorilor de proiectare
Calculul indicatorilor proiectului se bazează pe costul prezentat în tabel. 4.2.
Economii prin reducerea costurilor pe an:
De exemplu, \u003d (C 0 -C p) * V pr \u003d (12200.509-12091.127) * 110123.01 \u003d 12045475.08r.
Profit raportat:
Pr 0 \u003d (P-C 0) * V de la \u003d (19600-12200.509) * 109123.01 \u003d 807454730.39r.
Profitul proiectului:
Pr p \u003d (P-C p) * V pr \u003d (19600-12091.127) * 110123.01 \u003d 826899696.5r.
Creșterea profitului va fi:
Pr \u003d Pr p - Pr 0 \u003d 826899696.5-807454730.39 \u003d 19444966.11r.
Rentabilitatea produsului a fost:
Rentabilitatea produselor pentru proiect:
Fluxurile de numerar pentru raport și pentru proiect sunt prezentate în Tabelul 4.3. și, respectiv, 4.4.
Tabel 4.1 - Calculul costului pentru 1 tonă de produse laminate în magazinul T-3 JSC "KresTrubZavod"
| Nu. p / p | Element de cost | Cantitate | Pret 1 tona | Sumă |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| eu | Date în redistribuire: 1. Billet, t/t; 2. Deșeuri, t/t: tunderea substandard; |
|||
| eu eu | Costuri de transfer 2. Costuri cu energia: putere putere electrică, kW/h abur pentru producție, Gcal apă tehnică, tm 3 aer comprimat, tm 3 apă reciclată, tm 3 ape uzate industriale, tm 3 3. Materiale auxiliare 7. Echipamente de înlocuire 10. Revizuire 11. Lucrări magazine de transport 12. Alte cheltuieli de magazin Costurile totale de conversie |
|||
| W | Cost total al fabricii |
Tabel 4.2 - Costul proiectului pentru 1 tonă de produse laminate
| Nu. p / p | Element de cost | Cantitate | Pret 1 tona | Sumă |
| eu | Date în redistribuire: 1. Billet, t/t; 2. Deșeuri, t/t: tunderea substandard; Total specificat în redistribuire minus deșeuri și resturi |
|||
| P | Costuri de transfer 1. Combustibil de proces (gaz natural), aici 2. Costuri cu energia: putere putere electrică, kW/h abur pentru producție, Gcal apă tehnică, tm 3 aer comprimat, tm 3 apă reciclată, tm 3 ape uzate industriale, tm 3 3. Materiale auxiliare 4. Salariul de bază al muncitorilor din producție 5. Salariul suplimentar al muncitorilor din producție 6. Deduceri pentru nevoi sociale 7. Echipamente de înlocuire 8. Reparația curentă și întreținerea mijloacelor fixe 9. Amortizarea mijloacelor fixe 10. Revizuire 11. Lucrări magazine de transport 12. Alte cheltuieli de magazin Costurile totale de conversie |
|||
| W | Cost total al fabricii Costul total de producție |
|||
| IV | cheltuieli nefabricate Costul total total |
Îmbunătățirea procesului tehnologic va afecta performanța tehnică și economică a întreprinderii după cum urmează: profitabilitatea producției va crește cu 1,45%, economiile din reducerea costurilor se vor ridica la 12 milioane de ruble. pe an, ceea ce va duce la o creștere a profiturilor.
Tabelul 4.3 - Fluxul de numerar raportat
flux de fonduri |
Al anului | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Flux de numerar: | |||||
| - Volumul producției, tone | |||||
| - Prețul produsului, frecare. | |||||
| aflux total | |||||
| B. Ieșiri de numerar: | |||||
| -Costuri de operare | |||||
| -Impozit pe venit | 193789135,29 | ||||
Debit total: |
1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 |
| Fluxul net de numerar (A-B) | |||||
Coeff. Inversiunile |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E=0,25 | |||||
| 493902383,46 | 889024290,22 | 1205121815,64 | 1457999835,97 | 1457999835,97 | |
Tabel 4.4 - Flux de numerar pentru proiect
| flux de fonduri | Al anului | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Flux de numerar: | |||||
| - Volumul producției, tone | |||||
| - Prețul produsului, frecare. | |||||
| - Încasări din vânzări, frecare. | |||||
| aflux total | |||||
| B. Ieșiri de numerar: | |||||
| -Costuri de operare | |||||
| -Impozit pe venit | |||||
| Debit total: | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 |
| Fluxul net de numerar (A-B) | 632190135,03 | 632190135,03 | 632190135,03 | ||
Coeff. Inversiunile |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E=0,25 | |||||
| Flux redus (A-B)*C inv | |||||
| Fluxul de numerar cumulat VAN | |||||
Profilul financiar al proiectului este prezentat în Figura 4.1. Conform graficelor prezentate în fig. 4.1. VAN cumulat al proiectului depășește cifra planificată, ceea ce indică rentabilitatea necondiționată a proiectului. VAN cumulat calculat pentru proiectul implementat este o valoare pozitivă din primul an, întrucât proiectul nu a necesitat investiții de capital.
Profilul financiar al proiectului
Pragul de rentabilitate se calculează cu formula:
Pragul de rentabilitate caracterizează volumul minim de producție la care se termină pierderile și apare primul profit.
În tabel. 4.5. datele sunt prezentate pentru calcularea costurilor variabile și fixe.
Conform datelor de raportare, valoarea costurilor variabile pe unitate de producție este Z lane = 11212,8 ruble, valoarea costurilor fixe pe unitate de producție Z post = 987,7 ruble. Valoarea costurilor fixe pentru întregul volum de producție conform raportului este de 107780796,98 ruble.
Conform datelor de proiectare, valoarea costurilor variabile Z banda \u003d 11103,5 ruble, valoarea costurilor fixe Z post \u003d 987,7 ruble. Valoarea costurilor fixe pentru întregul volum de producție conform raportului este de 108768496,98 ruble.
Tabel 4.5 - Ponderea costurilor fixe în structura costurilor planificate și ale proiectului
| Nu. p / p | Element de cost | Suma conform planului, frecați. | Valoarea proiectului, frecați. |
Ponderea costurilor fixe în structura costurilor pentru redistribuire, % |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| 1 | Costuri de transfer 1. Combustibil de proces (gaz natural), aici 2. Costuri cu energia: putere putere electrică, kW/h abur pentru producție, Gcal apă tehnică, tm 3 aer comprimat, tm 3 apă reciclată, tm 3 ape uzate industriale, tm 3 3. Materiale auxiliare 4. Salariul de bază al muncitorilor din producție 5. Salariul suplimentar al muncitorilor din producție 6. Deduceri pentru nevoi sociale 7. Echipamente de înlocuire 8. Reparația curentă și întreținerea mijloacelor fixe 9. Amortizarea mijloacelor fixe 10. Revizuire 11. Lucrări magazine de transport 12. Alte cheltuieli de magazin Costurile totale de conversie |
|||
| 2 | Cost total al fabricii Costul total de producție |
100 | ||
| 3 | cheltuieli nefabricate Costul total total |
100 |
Pragul de rentabilitate raportat este:
TB de la 
T.
Punctul de rentabilitate al proiectului este:
TV pr 
T.
În tabel. 4.6. s-a efectuat calculul veniturilor și toate tipurile de costuri pentru producerea produselor vândute necesare pentru determinarea pragului de rentabilitate. Programele pentru calcularea pragului de rentabilitate pentru raport și pentru proiect sunt prezentate în Figura 4.2. și Fig.4.3. respectiv.
Tabelul 4.6 - Date pentru calcularea pragului de rentabilitate
Calculul pragului de rentabilitate conform raportului
Calculul pragului de rentabilitate pentru proiect
Indicatorii tehnici și economici ai proiectului sunt prezentați în tabel. 4.7.
Ca urmare, putem concluziona că măsura propusă în proiect va reduce costul unei unități de produse fabricate cu 1,45% prin reducerea costurilor variabile, ceea ce contribuie la creșterea profitului cu 19,5 milioane de ruble. cu o producţie anuală de 110.123,01 tone. Rezultatul implementării proiectului este creșterea valorii actuale nete cumulate în comparație cu valoarea planificată în perioada analizată. Un punct pozitiv este și reducerea pragului de rentabilitate de la 12,85 mii tone la 12,8 mii tone.
Tabel 4.7 - Indicatori tehnico-economici ai proiectului
| Nu. p / p | Index | Raport | Proiect | Deviere | |
| Absolut | % | ||||
| 1 | Volumul productiei: în natură, t în termeni de valoare, mii de ruble |
||||
| 2 | Costul principalului active de producție, mii de ruble. | 6775032 | 6775032 | 0 | 0 |
| 3 | Costuri generale (cost integral): emisiune totală, mii de ruble unități de producție, frec. |
||||
| 4 | Rentabilitatea produsului, % | 60,65 | 62,1 | 1,45 | 2,33 |
| 5 | Valoarea actuală netă, VAN | 1700,136 | |||
| 6 | Valoarea totală a investițiilor, mii de ruble | 0 | |||
| 7 | Referinţă: pragul de rentabilitate T.B., t, valoarea ratei de actualizare F, Rata internă de rentabilitate a VNB fluxul maxim de numerar K, mii de ruble. |
||||
CONCLUZIE
În cadrul acestui proiect de teză a fost dezvoltată o tehnologie de producere a țevilor de uz general conform DIN 1629. Lucrarea are în vedere posibilitatea reducerii lungimii capetelor îngroșate formate în timpul rulării pe o moara reducătoare prin modificarea setărilor de viteză ale morii în timpul rularea secțiunilor de capăt ale țevii folosind capacitățile sistemului UZS-R. Calculele au arătat că reducerea lungimii capetelor îngroșate poate ajunge la 50%.
Calculele economice au arătat că utilizarea modurilor de rulare propuse va reduce costul unitar de producție cu 1,45%. Acest lucru, menținând volumele de producție existente, va face posibilă creșterea profiturilor cu 20 de milioane de ruble în primul an.
Bibliografie
1. Anuriev V.I. „Manualul proiectantului-constructor de mașini” în 3 volume, volumul 1 - M. „Inginerie” 1980 - 728 p.
2. Anuriev V.I. „Manualul proiectantului-constructor de mașini” în 3 volume, volumul 2 - M. „Inginerie” 1980 - 559 p.
3. Anuriev V.I. „Manualul proiectantului-constructor de mașini” în 3 volume, volumul 3 - M. „Inginerie” 1980 - 557 p.
4. Pavlov Ya.M. "Piese de mașină". - Leningrad „Inginerie” 1968 - 450 p.
5. Vasiliev V.I. „Fundamentele designului echipamente tehnologice manualul întreprinderilor de transport cu motor" - Kurgan 1992 - 88 p.
6. Vasiliev V.I. „Fundamentele proiectării echipamentelor tehnologice ale întreprinderilor de transport cu motor” - Kurgan 1992 - 32 p.
