Stabilita profilu prierezu pri redukcii potrubia. Príprava na redukciu rúr s napätím. Odôvodnenie rozhodnutí o dizajne
Redukcia sa vykonáva po dodatočnom zahriatí (alebo zahriatí) rúr na 850-1100 °C ich valcovaním na viacstolicových kontinuálnych mlynoch (až s 24 stolicami) bez použitia vnútorného nástroja (tŕňa). V závislosti od prijatého systému práce môže tento proces prebiehať s nárastom hrúbky steny alebo s jej znížením. V prvom prípade sa valcovanie vykonáva bez napätia (alebo s veľmi malým napätím); a v druhom - s veľkým napätím. Druhý prípad, ako progresívnejší, sa v poslednom desaťročí rozšíril, pretože umožňuje výrazne väčšie zníženie a zníženie hrúbky steny zároveň rozširuje sortiment valcovaných rúr o ekonomickejšie - tenkostenné potrubia.
Možnosť stenčovania stien pri redukcii umožňuje získať rúry s mierne väčšou hrúbkou steny (niekedy o 20-30 %) na hlavnej valcovni rúr. To výrazne zlepšuje výkon jednotky.
Zároveň si v mnohých prípadoch zachoval svoj význam starší princíp fungovania, voľná redukcia bez napätia. Týka sa to hlavne prípadov znižovania relatívne hrubostenných rúr, keď je ťažké výrazne znížiť hrúbku steny aj pri vysokom napätí. Treba poznamenať, že v mnohých valcovniach rúr, ktoré sú určené na voľné valcovanie, sú inštalované redukčné stolice. Tieto mlyny budú v prevádzke po dlhú dobu a následne bude široko využívaná redukcia bez napätia.
Uvažujme, ako sa mení hrúbka steny rúry počas voľnej redukcie, keď neexistujú žiadne axiálne ťahové sily alebo spätná voda a schéma stavu napätia je charakterizovaná tlakovými napätiami. B. JI. Kolmogorov a A. Z. Gleiberg na základe skutočnosti, že skutočná zmena steny zodpovedá minimálnej práci deformácie a s využitím princípu možných posunov, podali teoretickú definíciu zmeny hrúbky steny pri redukcii. V tomto prípade sa predpokladalo, že nerovnomernosť * deformácie významne neovplyvňuje zmenu hrúbky steny a sily vonkajšieho trenia sa nezohľadnili, pretože sú oveľa menšie. vnútorný odpor. Obrázok 89 znázorňuje krivky zmeny hrúbky steny z počiatočného SQ na špecifikované S pre nízkopevnostné ocele v závislosti od stupňa zmenšenia od počiatočného priemeru DT0 DO konečného DT (pomer DT/DTO) a geometrického faktora - tenkosti rúr (S0/ pomer DT0).
Pri malých stupňoch redukcie je odpor proti pozdĺžnemu odtoku väčší ako odpor proti odtoku dovnútra, čo spôsobuje zhrubnutie steny. Keď sa napätie zvyšuje, intenzita zhrubnutia steny sa zvyšuje. Zároveň sa však zvyšuje aj odpor prúdenia do potrubia. Pri určitej miere redukcie dosiahne zhrubnutie steny maximum a následné zvýšenie stupňa redukcie vedie k intenzívnejšiemu zvýšeniu odporu proti odtoku dovnútra a v dôsledku toho sa zhrubnutie začne zmenšovať.
Zatiaľ je zvyčajne známa iba hrúbka steny hotovej redukovanej rúry a pri použití týchto kriviek je potrebné nastaviť požadovanú hodnotu, t.j. použiť metódu postupnej aproximácie.
Povaha zmeny hrúbky steny sa dramaticky mení, ak sa proces vykonáva s napätím. Ako už bolo uvedené, prítomnosť a veľkosť axiálnych napätí sú charakterizované rýchlostnými podmienkami deformácie na kontinuálnom mlyne, ktorých indikátorom je koeficient kinematického napätia.
Pri redukcii ťahom sa podmienky deformácie koncov rúr líšia od podmienok deformácie stredu rúry, keď sa proces valcovania už stabilizoval. V procese plnenia mlyna alebo keď rúrka opúšťa mlyn, konce rúrky vnímajú iba časť napätia a valcovanie, napríklad v prvej stolici, kým rúrka nevstúpi do druhej stolice, zvyčajne prebieha bez napätia. . V dôsledku toho sa konce rúr vždy zhrubnú, čo je nevýhodou procesu znižovania napätia.
Množstvo orezania môže byť o niečo menšie ako dĺžka zosilneného konca v dôsledku použitia plus tolerancie hrúbky steny. Prítomnosť zosilnených koncov značne ovplyvňuje hospodárnosť procesu redukcie, pretože tieto konce sú odrezané a predstavujú utopené výrobné náklady. V tomto ohľade sa proces valcovania s ťahom používa iba v prípade výroby po redukcii rúr s dĺžkou viac ako 40-50 m, keď sa relatívne straty pri orezávaní znížia na úroveň charakteristickú pre akýkoľvek iný spôsob valcovania.
Vyššie uvedené spôsoby výpočtu zmeny hrúbky drieku umožňujú v konečnom dôsledku určiť koeficient predĺženia ako pre prípad voľného zmenšovania, tak aj pre prípad valcovania pod napätím.
Pri stlačení rovnajúcom sa 8-10% a pri koeficiente plastického napätia 0,7-0,75 je hodnota sklzu charakterizovaná koeficientom ix = 0,83-0,88.
Z uvažovania vzorcov (166 a 167) je dobre vidieť, ako presne musia byť dodržané rýchlostné parametre v každej stolici, aby valcovanie prebiehalo podľa konštrukčného režimu.
Skupinový pohon valcov v redukčných valcovniach starej konštrukcie má konštantný pomer počtu otáčok valcov vo všetkých stolicách, ktorý len v konkrétnom prípade pre rúry rovnakej veľkosti môže zodpovedať režimu voľného valcovania. K redukcii rúr všetkých ostatných veľkostí dôjde pri rôznych digestoroch, preto nebude zachovaný režim voľného rolovania. V praxi v takýchto mlynoch proces vždy prebieha s malým napätím. Samostatný rolovací pohon každého stojana s jemným nastavením ich rýchlosti umožňuje vytvárať rôzne režimy napätia, vrátane režimu voľného valcovania.
Pretože predné a zadné napätie vytvára momenty smerované rôznymi smermi, celkový rotačný moment valcov v každej stolici sa môže zvyšovať alebo znižovať v závislosti od pomeru predných a zadných napínacích síl.
V tomto smere nie sú rovnaké podmienky, v ktorých sa nachádzajú počiatočné a posledné 2-3 porasty. Ak sa valivý moment v prvých stolicách zmenšuje v dôsledku napätia pri prechode rúry cez nasledujúce stolice, potom by mal byť valivý moment v posledných stolicách naopak vyšší, pretože tieto stolice sú vystavené hlavne spätnému napätiu. A iba v stredných stojanoch sa v dôsledku blízkych hodnôt predného a zadného napätia valivý moment v ustálenom stave len málo líši od vypočítaného. Pri výpočte pevnosti pohonných jednotiek valcovne pracujúcich pod napätím je potrebné mať na pamäti, že valivý moment sa krátko, ale veľmi prudko zvyšuje počas doby zachytávania rúr valcami, čo sa vysvetľuje veľkým rozdielom v rýchlosti rúry a valcov. Výsledné špičkové zaťaženie, ktoré niekedy niekoľkonásobne prekračuje ustálené zaťaženie (najmä pri znižovaní vysokým napätím), môže spôsobiť poškodenie hnacieho mechanizmu. Preto sa vo výpočtoch toto špičkové zaťaženie berie do úvahy zavedením vhodného koeficientu, ktorý sa rovná 2-3.
480 rubľov. | 150 UAH | 7,5 $, MOUSEOFF, FGCOLOR, "#FFFFCC",BGCOLOR, "#393939");" onMouseOut="return nd();"> Diplomová práca - 480 rubľov, doprava 10 minút 24 hodín denne, sedem dní v týždni a sviatky
Kholkin Evgeny Gennadievich. Štúdium lokálnej stability tenkostenných trapézových profilov s pozdĺžnym priečny ohyb: dizertačná práca... kandidát technických vied: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadievich; [Miesto ochrany: Ohm. štát tech. un-t].- Omsk, 2010.- 118 s.: chor. RSL OD, 61 10-5/3206
Úvod
1. Prehľad štúdií stability komprimovaných doskových konštrukčných prvkov 11
1.1. Základné definície a metódy na štúdium stability mechanických systémov 12
1.1.1, Algoritmus na štúdium stability mechanických systémov statickou metódou 16
1.1.2. statický prístup. Metódy: Euler, neidealita, energetická 17
1.2. Matematický model a hlavné výsledky analytických štúdií Eulerovej stability. Faktor stability 20
1.3. Metódy na štúdium stability doskových prvkov a konštrukcií z nich vyrobených 27
1.4. Inžinierske metódy na výpočet dosiek a kompozitných doskových prvkov. Koncept redukčnej metódy 31
1.5. Numerické štúdie Eulerovej stability metódou konečných prvkov: príležitosti, výhody a nevýhody 37
1.6. Prehľad experimentálnych štúdií stability dosiek a kompozitných doskových prvkov 40
1.7. Závery a úlohy teoretických štúdií stability tenkostenných trapézových profilov 44
2. Vývoj matematických modelov a algoritmov na výpočet stability tenkostenných doskových prvkov trapézových profilov: 47
2.1. Pozdĺžno-priečny ohyb tenkostenných doskových prvkov trapézových profilov 47
2.1.1. Vyhlásenie problému, hlavné predpoklady 48
2.1.2. Matematický model v obyčajných diferenciálnych rovniciach. Okrajové podmienky, metóda nedokonalosti 50
2.1.3. Algoritmus pre numerickú integráciu, určenie kritického
priadza a jej implementácia v MS Excel 52
2.1.4. Výsledky výpočtov a ich porovnanie so známymi riešeniami 57
2.2. Výpočet kritických napätí pre jednotlivý doskový prvok
v profile ^..59
2.2.1. Model, ktorý zohľadňuje elastickú konjugáciu lamelových profilových prvkov. Základné predpoklady a úlohy numerického výskumu 61
2.2.2. Numerická štúdia tuhosti konjugácií a aproximácia výsledkov 63
2.2.3. Numerická štúdia polvlnovej dĺžky vzperu pri prvom kritickom zaťažení a aproximácia výsledkov 64
2.2.4. Výpočet koeficientu k(/3x,/32). Aproximácia výsledkov výpočtu (A,/?2) 66
2.3. Posúdenie primeranosti výpočtov porovnaním s numerickými riešeniami metódou konečných prvkov a známymi analytickými riešeniami 70
2.4. Závery a úlohy pilotnej štúdie 80
3. Experimentálne štúdie lokálnej stability tenkostenných trapézových profilov 82
3.1. Popis prototypov a experimentálneho usporiadania 82
3.2. Testovanie vzorky 85
3.2.1. Metodika a obsah skúšok G..85
3.2.2. Výsledky kompresného testu 92
3.3. Zistenia 96
4. Zohľadnenie lokálnej stability pri výpočtoch nosných konštrukcií z tenkostenných trapézových profilov s plochým pozdĺžnym - priečnym ohybom 97
4.1. Výpočet kritických napätí lokálneho vybočenia doskových prvkov a medznej hrúbky tenkostenného trapézového profilu 98
4.2. Prípustná oblasť zaťaženia bez zohľadnenia miestneho vybočenia 99
4.3. Redukčný faktor 101
4.4. Účtovanie miestneho vzperu a zníženia 101
Zistenia 105
Bibliografický zoznam
Úvod do práce
Relevantnosť práce.
Vytváranie ľahkých, pevných a spoľahlivých štruktúr je naliehavou úlohou. Jednou z hlavných požiadaviek v strojárstve a stavebníctve je zníženie spotreby kovov. To vedie k tomu, že konštrukčné prvky sa musia počítať podľa presnejších konštitutívnych vzťahov s prihliadnutím na nebezpečenstvo všeobecného aj lokálneho vybočenia.
Jedným zo spôsobov, ako vyriešiť problém s minimalizáciou hmotnosti, je použitie high-tech tenkostenných trapézových valcovaných profilov (TTP). Profily sa vyrábajú valcovaním tenkého oceľového plechu s hrúbkou 0,4 ... 1,5 mm v stacionárnych podmienkach alebo priamo na mieste montáže ako ploché alebo oblúkové prvky. Konštrukcie s použitím nosných oblúkových náterov z tenkostenných trapézových profilov vynikajú svojou ľahkosťou, estetickým vzhľadom, jednoduchou montážou a radom ďalších výhod v porovnaní s tradičnými typmi náterov.
Hlavným typom zaťaženia profilu je pozdĺžne priečne ohýbanie. Tón-
jfflF dMF" doskové prvky
prežívanie profilov
kompresia v strednej rovine
kosti môžu stratiť priestor
nová stabilita. miestne
vybočenie
Ryža. 1. Príklad lokálneho vybočenia
Yam,
^J
Ryža. 2. Schéma zmenšeného rezu profilu
(MPU) sa pozoruje v obmedzených oblastiach po dĺžke profilu (obr. 1) pri výrazne nižších zaťaženiach, ako je celkové vybočenie a napätiach primeraných prípustným. Pri MPU samostatný stlačený doskový prvok profilu úplne alebo čiastočne prestane vnímať zaťaženie, ktoré sa prerozdeľuje medzi ostatné doskové prvky profilovej časti. Zároveň v úseku, kde došlo k LPA, napätia nemusia nevyhnutne prekračovať prípustné hodnoty. Tento jav sa nazýva redukcia. zníženie
je zmenšiť v porovnaní so skutočnou plochou prierezu profilu pri zmenšení na idealizovanú schému návrhu (obr. 2). V tejto súvislosti je naliehavou úlohou vývoj a implementácia inžinierskych metód na zohľadnenie lokálneho vybočenia doskových prvkov tenkostenného lichobežníkového profilu.
Významní vedci sa zaoberali otázkami stability platní: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmír, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timošenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla a ďalší. Inžinierske prístupy k analýze kritických napätí s lokálnym vybočením boli vyvinuté v prácach E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanov, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevič, E.A. Pavlínová, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, S.A. Timašev.
V uvedených metódach inžinierskych výpočtov pre profily s prierezom zložitého tvaru sa nebezpečenstvo MPU prakticky nezohľadňuje. V štádiu predbežného návrhu konštrukcií z tenkostenných profilov je dôležité mať jednoduchý prístroj na posúdenie únosnosti konkrétnej veľkosti. V tejto súvislosti je potrebné vyvinúť metódy inžinierskych výpočtov, ktoré umožnia v procese navrhovania konštrukcií z tenkostenných profilov rýchlo posúdiť ich únosnosť. Overovací výpočet únosnosti tenkostennej profilovej konštrukcie je možné vykonať prepracovanými metódami s využitím existujúcich softvérových produktov a v prípade potreby upraviť. Takýto dvojstupňový systém na výpočet únosnosti konštrukcií vyrobených z tenkostenných profilov je najracionálnejší. Preto je naliehavou úlohou vývoj a implementácia inžinierskych metód na výpočet únosnosti konštrukcií z tenkostenných profilov s prihliadnutím na lokálne vybočenie doskových prvkov.
Cieľ dizertačnej práce: štúdium lokálneho vybočenia v doskových prvkoch tenkostenných trapézových profilov pri ich pozdĺžnom priečnom ohybe a vývoj inžinierskej metódy na výpočet únosnosti s prihliadnutím na lokálnu stabilitu.
Na dosiahnutie cieľa, nasledujúce výskumných cieľov.
Rozšírenie analytických riešení pre stabilitu lisovaných pravouhlých dosiek na systém združených dosiek ako súčasť profilu.
Numerická štúdia matematický model lokálna stabilita profilu a získanie adekvátnych analytických vyjadrení pre minimálne kritické napätie MPC doskového prvku.
Experimentálne vyhodnotenie miery redukcie v reze tenkostenného profilu s lokálnym vybočením.
Vývoj inžinierskej techniky na overenie a návrhový výpočet tenkostenného profilu s prihliadnutím na miestne vybočenie.
Vedecká novinka Cieľom práce je vyvinúť adekvátny matematický model lokálneho vzperu pre samostatnú lamelu
prvok v skladbe profilu a získanie analytických závislostí pre výpočet kritických napätí.
Platnosť a spoľahlivosť získané výsledky sú poskytované na základe fundamentálnych analytických riešení problému stability pravouhlých dosiek, správnej aplikácie matematického aparátu, postačujúceho na praktické výpočty, zhody s výsledkami MKP výpočtov a experimentálnych štúdií.
Praktický význam je vyvinúť inžiniersku metodiku na výpočet únosnosti profilov s prihliadnutím na miestne vybočenie. Výsledky práce sú implementované v LLC "Montazhproekt" vo forme systému tabuliek a grafických znázornení oblastí prípustného zaťaženia pre celý sortiment vyrábaných profilov s prihliadnutím na miestne vybočenie a slúžia na predbežný výber typ a hrúbka materiálu profilu pre konkrétne konštrukčné riešenia a typy zaťaženia.
Základné ustanovenia pre obranu.
Matematický model plošného ohýbania a stláčania tenkostenného profilu ako sústavy konjugovaných doskových prvkov a na jeho základe metóda stanovenia kritických napätí MPU v zmysle Eulera.
Analytické závislosti pre výpočet kritických napätí lokálneho vybočenia pre každý prvok lamelového profilu v plochom pozdĺžnom priečnom ohybe.
Inžinierska metóda na overenie a návrhový výpočet tenkostenného trapézového profilu s prihliadnutím na lokálne vybočenie. Schválenie práce a publikácie.
Hlavné ustanovenia dizertačnej práce boli prezentované a prediskutované na vedeckých a technických konferenciách rôzne úrovne: Medzinárodný kongres „Stroje, technológie a procesy v stavebníctve“ venovaný 45. výročiu fakulty „Dopravné a technologické stroje“ (Omsk, SibADI, 6. – 7. 12. 2007); Celoruská vedecko-technická konferencia „MLADÉ RUSKO: pokročilé technológie v priemysle“ (Omsk, Om-GTU, 12. – 13. novembra 2008).
Štruktúra a rozsah prác. Dizertačná práca je prezentovaná na 118 stranách textu, pozostáva z úvodu, 4 kapitol a jednej prílohy, obsahuje 48 obrázkov, 5 tabuliek. Zoznam literatúry obsahuje 124 titulov.
Matematický model a hlavné výsledky analytických štúdií Eulerovej stability. Faktor stability
Každý inžiniersky projekt sa spolieha na riešenie diferenciálne rovnice matematický model pohybu a rovnováhy mechanického systému. Návrh konštrukcie, mechanizmu, stroja je sprevádzaný určitými toleranciami pre výrobu, v budúcnosti - nedokonalosti. Počas prevádzky sa môžu vyskytnúť aj nedokonalosti vo forme preliačin, medzier v dôsledku opotrebovania a iných faktorov. Nedajú sa predvídať všetky varianty vonkajších vplyvov. Návrh je nútený pracovať pod vplyvom náhodných rušivých síl, ktoré nie sú zohľadnené v diferenciálnych rovniciach.
Faktory, ktoré sa v matematickom modeli nezohľadňujú – nedokonalosti, náhodné sily alebo poruchy môžu spôsobiť vážne úpravy získaných výsledkov.
Rozlišujte medzi nenarušeným stavom systému – vypočítaným stavom pri nulových poruchách a narušeným – vzniknutým v dôsledku porúch.
V jednom prípade v dôsledku poruchy nedochádza k výraznej zmene rovnovážnej polohy konštrukcie, alebo sa jej pohyb len málo líši od vypočítaného. Tento stav mechanického systému sa nazýva stabilný. V iných prípadoch sa rovnovážna poloha alebo charakter pohybu od vypočítanej výrazne líši, takýto stav sa nazýva nestabilný.
Teória stability pohybu a rovnováhy mechanických systémov sa zaoberá stanovením znakov, ktoré umožňujú posúdiť, či uvažovaný pohyb alebo rovnováha bude stabilný alebo nestabilný.
Typickým znakom prechodu systému zo stabilného stavu do nestabilného je dosiahnutie niektorého parametra hodnoty nazývanej kritická - kritická sila, kritická rýchlosť atď.
Výskyt nedokonalostí alebo vplyv nevysvetliteľných síl nevyhnutne vedie k pohybu systému. Preto by sa vo všeobecnom prípade mala skúmať stabilita pohybu mechanického systému pri poruchách. Tento prístup k štúdiu stability sa nazýva dynamický a zodpovedajúce výskumné metódy sa nazývajú dynamické.
V praxi často stačí obmedziť sa na statický prístup, t.j. statické metódy na štúdium stability. V tomto prípade sa vyšetruje konečný výsledok poruchy - nová ustálená rovnovážna poloha mechanického systému a miera jeho odchýlky od vypočítanej, nenarušenej rovnovážnej polohy.
Statické vyjadrenie úlohy predpokladá, že sa nezohľadňujú zotrvačné sily a parameter času. Táto formulácia problému často umožňuje previesť model z rovníc matematickej fyziky na obyčajné diferenciálne rovnice. To výrazne zjednodušuje matematický model a uľahčuje analytické štúdium stability.
Pozitívny výsledok analýzy rovnovážnej stability statickou metódou nie vždy zaručuje dynamickú stabilitu. Pre konzervatívne systémy však statický prístup pri určovaní kritických zaťažení a nových rovnovážnych stavov vedie k presne rovnakým výsledkom ako dynamický.
V konzervatívnom systéme je práca vnútorných a vonkajších síl systému, vykonávaná pri prechode z jedného stavu do druhého, určená len týmito stavmi a nezávisí od trajektórie pohybu.
Pojem "systém" kombinuje deformovateľnú štruktúru a zaťaženia, ktorých správanie musí byť špecifikované. Z toho vyplývajú dve nevyhnutné a postačujúce podmienky pre konzervativnosť systému: 1) elasticita deformovateľnej štruktúry, t.j. reverzibilita deformácií; 2) konzervatívnosť záťaže, t.j. nezávislosť ním vykonanej práce od trajektórie. V niektorých prípadoch poskytuje statická metóda uspokojivé výsledky aj pre nekonzervatívne systémy.
Na ilustráciu vyššie uvedeného uvažujme niekoľko príkladov z teoretickej mechaniky a pevnosti materiálov.
1. Guľôčka závažia Q je vo vybraní v podpernej ploche (obr. 1.3). Pôsobením rušivej sily 5P Q sina sa rovnovážna poloha gule nemení, t.j. je stabilný.
Pri krátkodobom pôsobení sily 5P Q sina, bez zohľadnenia valivého trenia, je možný prechod do novej rovnovážnej polohy alebo oscilácií okolo počiatočnej rovnovážnej polohy. Keď sa berie do úvahy trenie kmitavý pohyb bude tlmená, teda stabilná. Statický prístup umožňuje určiť len kritickú hodnotu rušivej sily, ktorá sa rovná: Рcr = Q sina. Charakter pohybu pri prekročení kritickej hodnoty rušivého pôsobenia a kritické trvanie pôsobenia možno analyzovať iba dynamickými metódami.
2. Tyč je dlhá / stlačená silou P (obr. 1.4). Z pevnosti materiálov na základe statickej metódy je známe, že pri zaťažení v medziach pružnosti je kritická hodnota tlakovej sily.
Riešenie toho istého problému so sledovacou silou, ktorej smer sa zhoduje so smerom dotyčnice v bode aplikácie, statickou metódou vedie k záveru o absolútnej stabilite priamočiarej formy rovnováhy.
Matematický model v obyčajných diferenciálnych rovniciach. Okrajové podmienky, metóda nedokonalosti
Inžinierske analýzy sú rozdelené do dvoch kategórií: klasické a numerické metódy. Klasickými metódami sa snažia priamo riešiť problémy rozloženia napäťových a deformačných polí, tvoriac sústavy diferenciálnych rovníc na základných princípoch. Presné riešenie, ak je možné získať rovnice v uzavretom tvare, je možné len pre najjednoduchšie prípady geometrie, zaťaženia a okrajových podmienok. Pomocou približných riešení systémov diferenciálnych rovníc možno riešiť pomerne širokú škálu klasických problémov. Tieto riešenia majú formu sérií, v ktorých sú nižšie členy po preskúmaní konvergencie vyradené. Rovnako ako presné riešenia, aj približné vyžadujú pravidelné geometrický tvar, jednoduché okrajové podmienky a pohodlná aplikácia zaťaženia. Preto tieto riešenia nemožno použiť na väčšinu praktických problémov. Hlavnou výhodou klasických metód je, že poskytujú hlboké pochopenie skúmaného problému. Pomocou numerických metód je možné skúmať širšiu škálu problémov. Numerické metódy zahŕňajú: 1) energetickú metódu; 2) metóda hraničných prvkov; 3) metóda konečných rozdielov; 4) metóda konečných prvkov.
Energetické metódy umožňujú nájsť minimálne vyjadrenie celkovej potenciálnej energie konštrukcie na celej danej ploche. Tento prístup funguje dobre len pri určitých úlohách.
Metóda hraničných prvkov aproximuje funkcie, ktoré spĺňajú riešený systém diferenciálnych rovníc, nie však okrajové podmienky. Rozmer problému je zmenšený, pretože prvky predstavujú len hranice modelovanej oblasti. Aplikácia tejto metódy však vyžaduje znalosť fundamentálneho riešenia sústavy rovníc, ktorú môže byť ťažké získať.
Metóda konečných rozdielov transformuje systém diferenciálnych rovníc a okrajových podmienok na zodpovedajúci systém algebraických rovníc. Táto metóda umožňuje riešiť problémy analýzy konštrukcií so zložitou geometriou, okrajovými podmienkami a kombinovaným zaťažením. Metóda konečných rozdielov sa však často ukazuje ako príliš pomalá, pretože požiadavka na pravidelnú mriežku na celej študijnej ploche vedie k sústavám rovníc veľmi vysokých rádov.
Metóda konečných prvkov môže byť rozšírená na takmer neobmedzenú triedu problémov vďaka tomu, že umožňuje používať prvky jednoduchých a rôzne formy získať rozchody. Veľkosti konečných prvkov, ktoré je možné kombinovať na získanie aproximácie akýchkoľvek nepravidelných hraníc v oddiele, sa niekedy líšia niekoľko desiatokkrát. Na prvky modelu je povolené aplikovať ľubovoľný typ zaťaženia, ako aj na ne uložiť akýkoľvek typ upevnenia. Hlavným problémom je zvýšenie nákladov na dosiahnutie výsledkov. Za všeobecnosť riešenia treba zaplatiť stratou intuície, pretože riešenie konečných prvkov je v skutočnosti množina čísel, ktoré sa dajú použiť iba na konkrétny problém, ktorý sa kladie pomocou modelu konečných prvkov. Zmena akéhokoľvek významného aspektu modelu zvyčajne vyžaduje úplné opätovné vyriešenie problému. Nejde však o významné náklady, pretože metóda konečných prvkov je často jediná možný spôsob jej rozhodnutia. Metóda je použiteľná pre všetky triedy problémov rozloženia poľa, ktoré zahŕňajú štrukturálnu analýzu, prenos tepla, prúdenie tekutín a elektromagnetizmus. Nevýhody numerických metód zahŕňajú: 1) vysoké náklady na programy na analýzu konečných prvkov; 2) dlhé školenie na prácu s programom a možnosť plnohodnotnej práce len pre vysokokvalifikovaný personál; 3) pomerne často nie je možné skontrolovať správnosť výsledku riešenia získaného metódou konečných prvkov pomocou fyzikálneho experimentu, a to aj v nelineárnych úlohách. • Prehľad experimentálnych štúdií stability dosiek a kompozitných doskových prvkov
Profily, ktoré sa v súčasnosti používajú na stavebné konštrukcie, sú vyrobené z plechu s hrúbkou 0,5 až 5 mm, a preto sa považujú za tenkostenné. Ich tváre môžu byť ploché alebo zakrivené.
Hlavnou vlastnosťou tenkostenných profilov je, že hrany s vysoká hodnota pomery šírky k hrúbke spôsobujú veľké deformácie pri zaťažení. Obzvlášť intenzívny rast priehybov sa pozoruje, keď sa veľkosť napätí pôsobiacich v čele blíži kritickej hodnote. Dochádza k strate lokálnej stability, priehyby sa stávajú porovnateľnými s hrúbkou čela. V dôsledku toho je prierez profilu silne skreslený.
V literatúre o stabilite dosiek osobitné miesto zaujíma práca ruského vedca SP. Timošenko. Pripisuje sa mu vyvinutie energetickej metódy na riešenie problémov elastickej stability. Pomocou tejto metódy SP. Timoshenko podal teoretické riešenie problémov stability dosiek zaťažených v strednej rovine pri rôznych okrajových podmienkach. Teoretické riešenia boli overené sériou testov na voľne podoprených doskách pri rovnomernom stlačení. Testy teóriu potvrdili.
Posúdenie primeranosti výpočtov porovnaním s numerickými riešeniami metódou konečných prvkov a známymi analytickými riešeniami
Na kontrolu spoľahlivosti získaných výsledkov boli vykonané numerické štúdie metódou konečných prvkov (MKP). V poslednom čase sa čoraz častejšie využívajú numerické štúdie MKP z objektívnych príčin, akými sú nedostatok testovacích problémov, nemožnosť dodržania všetkých podmienok pri testovaní na vzorkách. Numerické metódy umožňujú vykonávať výskum za „ideálnych“ podmienok, majú minimálnu chybu, ktorá je v reálnych testoch prakticky nerealizovateľná. Numerické štúdie boli vykonané pomocou programu ANSYS.
Boli uskutočnené numerické štúdie so vzorkami: obdĺžniková doska; Prvok v tvare U a lichobežníkový profil s pozdĺžnym hrebeňom a bez hrebeňa; profilový list (obr. 2.11). Uvažovali sme vzorky s hrúbkou 0,7; 0,8; 0,9 a 1 mm.
Na vzorky (obr. 2.11) sa pozdĺž koncov aplikovalo rovnomerné tlakové zaťaženie sgsh, po ktorom nasledovalo zvýšenie o krok Det. Zaťaženie zodpovedajúce lokálnemu vybočeniu plochého tvaru zodpovedalo hodnote kritického tlakového napätia ccr. Potom sa podľa vzorca (2.24) vypočítal koeficient stability & (/? i, /? g) a porovnal sa s hodnotou z tabuľky 2.
Uvažujme pravouhlú dosku s dĺžkou a = 100 mm a šírkou 6 = 50 mm, stlačenú na koncoch rovnomerným tlakovým zaťažením. V prvom prípade má doska závesné upevnenie pozdĺž obrysu, v druhom - tuhé tesnenie pozdĺž bočných plôch a závesné upevnenie pozdĺž koncov (obr. 2.12).
V programe ANSYS sa na čelné plochy aplikovalo rovnomerné tlakové zaťaženie a určili sa kritické zaťaženie, napätie a koeficient stability &(/?],/?2) dosky. Pri odklopení pozdĺž obrysu doska v druhej forme stratila stabilitu (boli pozorované dve vydutia) (obr. 2.13). Potom boli porovnané koeficienty odporu k,/32) dosiek, zistené numericky a analyticky. Výsledky výpočtu sú uvedené v tabuľke 3.
Tabuľka 3 ukazuje, že rozdiel medzi výsledkami analytického a numerického riešenia bol menší ako 1 %. Preto sa dospelo k záveru, že navrhovaný algoritmus štúdie stability možno použiť pri výpočte kritických zaťažení pre zložitejšie konštrukcie.
Rozšíriť navrhovanú metodiku výpočtu lokálnej stability tenkostenných profilov na všeobecný prípad zaťažovania v programe ANSYS boli vykonané numerické štúdie s cieľom zistiť, ako charakter tlakového zaťaženia ovplyvňuje koeficient k(y). Výsledky výskumu sú prezentované v grafe (obr. 2.14).
Ďalším krokom pri kontrole navrhovanej metodiky výpočtu bolo štúdium samostatného prvku profilu (obr. 2.11, b, c). Má kĺbové upevnenie pozdĺž obrysu a na koncoch je stlačený rovnomerným tlakovým zaťažením USZH (obr. 2.15). Vzorka bola študovaná na stabilitu v programe ANSYS a podľa navrhovanej metódy. Potom sa získané výsledky porovnali.
Pri vytváraní modelu v programe ANSYS, aby sa tlakové zaťaženie rovnomerne rozložilo pozdĺž konca, bol medzi dve hrubé platne umiestnený tenkostenný profil a na ne bolo aplikované tlakové zaťaženie.
Výsledok štúdie v programe ANSYS profilového prvku v tvare U je znázornený na obrázku 2.16, ktorý ukazuje, že v prvom rade dochádza k strate lokálnej stability pri najširšej platni.
Prípustná oblasť zaťaženia bez zohľadnenia miestneho vybočenia
Pre nosné konštrukcie z high-tech tenkostenných trapézových profilov sa výpočet vykonáva podľa metód prípustných napätí. Navrhuje sa inžinierska metóda na zohľadnenie lokálneho vybočenia pri výpočte únosnosti konštrukcií z tenkostenných trapézových profilov. Technika je implementovaná v MS Excel, je dostupná pre široké použitie a môže slúžiť ako základ pre príslušné dodatky k regulačným dokumentom týkajúcim sa výpočtu tenkostenných profilov. Je postavený na základe výskumu a získaných analytických závislostí pre výpočet kritických napätí lokálneho vybočenia doskových prvkov tenkostenného trapézového profilu. Úloha je rozdelená na tri zložky: 1) určenie minimálnej hrúbky profilu (limitná t \ pri ktorej nie je potrebné brať do úvahy miestne vybočenie pri tomto type výpočtu; 2) určenie prípustnej plochy zaťaženia tenkostenného trapézového profilu, vo vnútri ktorého nosnosť bez lokálneho vybočenia; 3) určenie rozsahu prípustných hodnôt NuM, v rámci ktorého je zabezpečená únosnosť v prípade lokálneho vybočenia jedného alebo viacerých doskových prvkov tenkostenného lichobežníkového profilu (berúc do úvahy zmenšenie profilu).
Zároveň sa uvažuje, že závislosť ohybového momentu od pozdĺžnej sily M = f (N) pre vypočítanú konštrukciu bola získaná pomocou metód odolnosti materiálov alebo stavebnej mechaniky (obr. 2.1). Známe sú prípustné napätia [t] a medza klzu materiálu cgt, ako aj zvyškové napätia cst v doskových prvkoch. Pri výpočtoch po lokálnej strate stability bola aplikovaná „redukčná“ metóda. V prípade vybočenia je vylúčených 96 % šírky príslušného doskového prvku.
Výpočet kritických napätí lokálneho vybočenia doskových prvkov a medznej hrúbky tenkostenného trapézového profilu Tenkostenný trapézový profil je rozdelený na sadu doskových prvkov, ako je znázornené na obr.4.1. Zároveň uhol vzájomného usporiadania susedných prvkov neovplyvňuje hodnotu kritického napätia lokálu
Profil H60-845 ZAKRIVÉ vzpieranie. Je povolené nahradiť krivočiare zvlnenia priamočiarymi prvkami. Kritické tlakové napätia lokálneho vybočenia v zmysle Eulera pre jednotlivý /-tý doskový prvok tenkostenného trapézového profilu so šírkou bt pri hrúbke t, modulom pružnosti materiálu E a Poissonovým koeficientom ju v pružnom štádiu zaťaženia. sú určené vzorcom
Koeficienty k(px, P2) a k(v) zohľadňujú v tomto poradí vplyv tuhosti susedných doskových prvkov a charakter rozloženia tlakových napätí po šírke doskového prvku. Hodnota koeficientov: k(px, P2) sa určí podľa tabuľky 2, prípadne sa vypočíta podľa vzorca
Normálne napätia v doskovom prvku sú určené v centrálnych osiach podľa známeho vzorca pre odolnosť materiálov. Oblasť dovoleného zaťaženia bez zohľadnenia lokálneho vybočenia (obr. 4.2) je určená výrazom a je to štvoruholník, kde J je moment zotrvačnosti úseku periódy profilu pri ohýbaní, F je plocha prierezu. periódy profilu, ymax a Umіp sú súradnice krajných bodov rezu profilu (obr. 4.1).
Tu sa plocha prierezu profilu F a moment zotrvačnosti prierezu J vypočítajú pre periodický prvok dĺžky L a pozdĺžna sila iV a ohybový moment Mb profilu sa vzťahujú na L.
Únosnosť je zabezpečená vtedy, keď krivka skutočných zaťažení M=f(N) spadá do rozsahu prípustných zaťažení mínus oblasť miestneho vybočenia (obr. 4.3). Obr. 4.2. Prípustná oblasť zaťaženia bez zohľadnenia miestneho vybočenia
Strata lokálnej stability jedného z regálov vedie k jeho čiastočnému vylúčeniu z vnímania záťaže – zníženiu. Stupeň redukcie je zohľadnený redukčným faktorom
Nosnosť je zabezpečená, keď skutočná krivka zaťaženia spadá do rozsahu prípustných zaťažení mínus oblasť zaťaženia miestneho vybočenia. Pri menších hrúbkach línia lokálneho vybočenia zmenšuje oblasť prípustného zaťaženia. Lokálne vybočenie nie je možné, ak je krivka skutočného zaťaženia umiestnená v zmenšenej oblasti. Keď krivka skutočných zaťažení prekročí čiaru minimálnej hodnoty kritického napätia lokálneho vybočenia, je potrebné prestavať oblasť prípustných zaťažení, berúc do úvahy zmenšenie profilu, ktoré je určené výrazom
UDC 621.774.3
ŠTÚDIA DYNAMIKY ZMIEN HRÚBKY STENY POTRUBIA POČAS REDUKCIE
K.Yu. Yakovleva, B.V. Baričko, V.N. Kuznecov
Prezentované sú výsledky experimentálneho štúdia dynamiky zmien hrúbky steny rúr pri valcovaní, ťahaní monolitických a valcovacích zápustiek. Ukazuje sa, že so zvyšujúcim sa stupňom deformácie sa pozoruje intenzívnejší nárast hrúbky steny rúry v procesoch valcovania a ťahania vo valcových matriciach, čo ich použitie sľubuje.
Kľúčové slová: rúry tvarované za studena, hrubostenné rúry, ťahanie rúr, hrúbka steny rúry, kvalita vnútorný povrch potrubia.
Existujúca technológia výroby za studena tvárnených hrubostenných rúr malého priemeru z korózii odolných ocelí umožňuje využitie procesov valcovania za studena na valcovniach za studena a následné beztŕňové ťahanie v monolitických zápustkách. Je známe, že výroba rúr s malým priemerom valcovaním za studena je spojená s množstvom ťažkostí v dôsledku zníženia tuhosti systému "tyč-tŕň". Preto sa na získanie takýchto rúr používa proces ťahania, hlavne bez tŕňa. Charakter zmeny hrúbky steny rúry pri ťahaní bez tŕňa je určený pomerom hrúbky steny S a vonkajšieho priemeru D a absolútna hodnota zmeny nepresahuje 0,05-0,08 mm. V tomto prípade sa zhrubnutie steny pozoruje v pomere 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.
Cieľom práce je komparatívna experimentálna štúdia dynamiky zmien hrúbky steny rúr v procesoch redukcie valcovaním, ťahaním v monolitickej a valčekovej matrici.
Ako polotovary boli použité rúry tvarované za studena: 12,0 x 2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0 x 2,10 mm (S/D = 0,216) z ocele 08Kh14MF; rozmery 8,0x1,0 mm (S / H = 0,127) z ocele 08X18H10T. Všetky rúry boli žíhané.
Ťahanie monolitických zápustiek sa uskutočňovalo na reťazovom ťahacom stole silou 30 kN. Na ťahanie valcovaním sme použili matricu s presadenými pármi valcov BP-2/2.180. Ťahanie vo valcovej matrici sa uskutočňovalo pomocou systému oválneho kruhového meradla. Redukcia rúr valcovaním bola vykonaná podľa kalibračnej schémy „oválno-oválna“ v dvojvalcovej stolici s valcami s priemerom 110 mm.
V každom štádiu deformácie sa odobrali vzorky (5 ks pre každú možnosť štúdie) na meranie vonkajšieho priemeru, hrúbky steny a drsnosti vnútorného povrchu. Meranie geometrických rozmerov a drsnosti povrchu rúr bolo realizované pomocou elektronického posuvného meradla TTTC-TT. elektronický bodový mikrometer, profilometer Surftest SJ-201. Všetky nástroje a zariadenia prešli potrebným metrologickým overením.
Parametre deformácie rúr za studena sú uvedené v tabuľke.
Na obr. 1 sú znázornené grafy závislosti relatívneho nárastu hrúbky steny od stupňa deformácie e.
Analýza grafov na obr. 1 je zrejmé, že pri valcovaní a ťahaní vo valcovacej hubici je v porovnaní s procesom ťahania v monolitickej hubici pozorovaná intenzívnejšia zmena hrúbky steny rúry. To je podľa autorov spôsobené rozdielom v schéme stavu napätia kovu: pri valcovaní a ťahaní valcovaním sú ťahové napätia v deformačnej zóne menšie. Umiestnenie krivky zmeny hrúbky steny pri ťahaní valcovaním pod krivkou zmeny hrúbky steny pri valcovaní je spôsobené mierne vyšším ťahovým napätím pri ťahaní valcovaním v dôsledku axiálneho pôsobenia deformačnej sily.
Extrém funkcie zmeny hrúbky steny ako funkcie stupňa deformácie alebo relatívneho zmenšenia pozdĺž vonkajšieho priemeru pozorovaného počas valcovania zodpovedá hodnote S/D = 0,30. Analogicky s redukciou za tepla valcovaním, kde je pozorovaný pokles hrúbky steny pri S/D > 0,35, možno predpokladať, že redukcia valcovaním za studena je charakterizovaná poklesom hrúbky steny pri pomere S/D > 0,30.
Keďže jedným z faktorov určujúcich povahu zmeny hrúbky steny je pomer ťahového a radiálneho napätia, ktorý zase závisí od parametrov
Číslo priepustnosti Rozmery potrubia, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є
Redukcia valcovaním (rúry vyrobené z ocele triedy 08X14MF)
О 9,98 2,157 О,216 1,О 1,О 1,О О
1 9,52 2,23 O 0,234 1,034 0,954 1,30 80,04
2 8,1 O 2,35 O O, 29 O 1, O 89 O, 812 1,249 O, 2 O
Z 7,01 2,324 O,332 1,077 O,7O2 1,549 O,35
Redukcia valcovaním (rúry vyrobené z ocele triedy 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
Redukovanie vťahovaním valcovou matricou (rúry vyrobené z ocele triedy 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
Redukcia vtiahnutím monolitickej matrice (rúry vyrobené z ocele triedy 08X14MF)
О 12.ОО 2.11О О.176 1.О 1.О 1.О О
1 10,97 2,135 0,195 1,012 O,914 1,106 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 - vonkajší priemer a hrúbka steny rúrky v ulička.
Ryža. 1. Závislosť relatívneho nárastu hrúbky steny potrubia od stupňa deformácie
ra S/D, je dôležité študovať vplyv pomeru S/D na polohu extrému funkcie zmeny hrúbky steny potrubia v procese redukcie. Podľa údajov práce je pri menších pomeroch S/D pozorovaná maximálna hodnota hrúbky steny rúry pri veľkých deformáciách. Táto skutočnosť bola študovaná na príklade procesu redukcie valcovaním rúr s rozmermi 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) z ocele 08Kh18N10T v porovnaní s údajmi o valcovacích rúrach s rozmermi 10,0x2,10 mm ( S/D = 0,216) ocele 08Kh14MF. Výsledky merania sú znázornené na obr. 2.
Kritický stupeň deformácie, pri ktorom bola pozorovaná maximálna hodnota hrúbky steny počas valcovania rúr s pomerom
S/D = 0,216 bolo 0,23. Pri valcovaní rúr z ocele 08Kh18N10T sa nedosiahol extrém nárastu hrúbky steny, keďže pomer rozmerov rúr S/D ani pri maximálnom stupni deformácie neprekročil 0,3. Dôležitou okolnosťou je, že dynamika nárastu hrúbky steny pri redukcii rúr valcovaním nepriamo súvisí s pomerom rozmerov S/D pôvodnej rúry, čo demonštrujú grafy na obr. 2, a.
Analýza kriviek na obr. 2b tiež ukazuje, že zmena pomeru S/D pri valcovaní rúr z ocele triedy 08Kh18N10T a rúr z ocele triedy 08Kh14MF má podobný kvalitatívny charakter.
S0/A) = 0,127 (08X18H10T)
S0/00=0,216 (08X14MF)
Stupeň deformácie, b
VA=0;216 (08X14MF)
(So/Da=0A21 08X18H10T) _
Stupeň deformácie, є
Ryža. 2. Zmeny hrúbky steny (a) a pomeru S/D (b) v závislosti od stupňa deformácie pri valcovaní rúr s rôznymi počiatočnými pomermi S/D Obr.
Ryža. 3. Závislosť relatívnej hodnoty drsnosti vnútorného povrchu rúr od stupňa deformácie Obr.
V procese redukcie rôzne cesty drsnosť vnútorného povrchu rúrok bola tiež hodnotená aritmetickým priemerom odchýlky výšky mikrodrsnosti Ra. Na obr. Na obrázku 3 sú znázornené grafy závislosti relatívnej hodnoty parametra Ra na stupni deformácie pri redukcii rúr valcovaním a ťahaním v monolitických zápustkách.
vlnitosť vnútorného povrchu rúr v i-tom priechode a na pôvodnom potrubí).
Analýza kriviek na obr. 3 ukazuje, že v oboch prípadoch (valcovanie, ťahanie) zvýšenie stupňa deformácie pri redukcii vedie k zvýšeniu parametra Ra, to znamená, že zhoršuje kvalitu vnútorného povrchu rúr. Dynamika zmeny (zvýšenie) parametra drsnosti so zvýšením stupňa deformácie v prípade
vedenie rúr valcovaním v dvojvalcových kalibroch výrazne (asi dvakrát) prekračuje rovnaký ukazovateľ v procese ťahania monolitických lisovníc.
Treba tiež poznamenať, že dynamika zmien parametra drsnosti vnútorného povrchu je v súlade s vyššie uvedeným popisom dynamiky zmien hrúbky steny pre uvažované metódy redukcie.
Na základe výsledkov výskumu možno vyvodiť tieto závery:
1. Dynamika zmeny hrúbky steny rúry pre uvažované metódy redukcie za studena je rovnakého typu - intenzívne zhrubnutie so zvýšením stupňa deformácie, následné spomalenie rastu hrúbky steny s dosiahnutím určitej maximálnej hodnoty pri určitom pomere rozmerov potrubia S/D a následný pokles rastu hrúbky steny.
2. Dynamika zmien hrúbky steny potrubia je nepriamo úmerná pomeru pôvodných rozmerov potrubia S/D.
3. Najväčšiu dynamiku nárastu hrúbky steny pozorujeme v procesoch valcovania a ťahania vo valcovacích lisovniach.
4. Zvýšenie stupňa deformácie pri redukcii valcovaním a ťahaním v monolitických zápustkách vedie k zhoršeniu stavu vnútorného povrchu rúr, pričom k nárastu parametra drsnosti Ra pri valcovaní dochádza intenzívnejšie ako pri ťahaní. Berúc do úvahy vyvodené závery a povahu zmeny hrúbky steny počas deformácie, možno tvrdiť, že na ťahanie rúr vo valcových lisovniach,
Zmena parametra Ra bude menej intenzívna ako pri valcovaní a intenzívnejšia v porovnaní s monolitickým ťahaním.
Získané informácie o zákonitostiach procesu redukcie za studena budú užitočné pri navrhovaní trás na výrobu rúr tvárnených za studena z nehrdzavejúcich ocelí. Súčasne je použitie procesu ťahania vo valcových matriciach sľubné pre zvýšenie hrúbky steny rúry a zníženie počtu prechodov.
Literatúra
1. Bisk, M.B. deformácia za studena oceľové rúry. Za 2 hodiny, Časť 1: Príprava na deformáciu a ťahanie / M.B. Bisk, I.A. Grekhov, V.B. Slavín. -Sverdlovsk: Stredný Ural. kniha. vydavateľstvo, 1976. - 232 s.
2. Savin, G.A. Kresba potrubia / G.A. Savin. -M: Hutníctvo, 1993. - 336 s.
3. Šveikin, V.V. Technológia valcovania za studena a redukcie rúr: učebnica. príspevok / V.V. Šveikin. - Sverdlovsk: Vydavateľstvo UPI im. CM. Kirova, 1983. - 100 s.
4. Technológia a zariadenia na výrobu rúr /V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets a ďalšie; vyd. V.Ya. Osadchy. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 s.
5. Baričko, B.V. Základy technologických procesov OMD: poznámky z prednášok / B.V. Baričko, F.S. Dubinský, V.I. Krainov. - Čeľabinsk: Vydavateľstvo SUSU, 2008. - 131 s.
6. Potapov, I.N. Teória výroby fajok: učebnica. pre univerzity / I.N. Potapov, A.P. Kolíkov, V.M. Druyan. - M.: Hutníctvo, 1991. - 424 s.
Yakovleva Ksenia Yuryevna, pomocná výskumná pracovníčka, Ruský výskumný ústav potrubného priemyslu (Čeljabinsk); [e-mail chránený]
Baričko Boris Vladimirovič, zástupca vedúceho oddelenia bezšvíkových rúr, Ruský výskumný ústav potrubného priemyslu (Čeljabinsk); [e-mail chránený]
Kuznecov Vladimir Nikolaevič, vedúci laboratória deformácie za studena centrálneho rastlinného laboratória, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [e-mail chránený]
Bulletin Štátnej univerzity južného Uralu
Edícia "Hutníctvo" ____________2014, roč. 14, č. 1, s. 101-105
ŠTÚDIA DYNAMICKÝCH ZMIEN HRÚBKY STENY POTRUBIA V PROCESE REDUKCIE
K.Yu. Jakovleva, Ruský výskumný ústav rúrového a potrubného priemyslu (RosNITI), Čeľabinsk, Ruská federácia, [e-mail chránený],
B.V. Baričko, Ruský výskumný ústav rúrového a potrubného priemyslu (RosNITI), Čeľabinsk, Ruská federácia, [e-mail chránený],
V.N. Kuznecov, as "Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Ruská federácia, [e-mail chránený]
Popísané sú výsledky experimentálneho štúdia dynamických zmien hrúbky steny rúr počas valcovania, ťahania v jednodielnych aj valcových zápustkách. Výsledky ukazujú, že so zvyšujúcou sa deformáciou je pozorovaný rýchlejší rast hrúbky steny rúrky pri valcovaní a ťahaní pomocou valcovacích nástrojov. Z toho možno vyvodiť záver, že najsľubnejšie je použitie valcových lisovníc.
Kľúčové slová: rúry tvarované za studena, hrubostenné rúry, ťahanie rúr, hrúbka steny rúry, kvalita vnútorného povrchu rúry.
1. Bisk M.B., Grekhov I.A., Slavín V.B. Kholodnaya deformatsiya stal "nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie. Sverdlovsk, Middle Ural Book Publ., 1976, vol. 1. 232 s.
2 Savin G.A. Volochenie trubice. Moskva, Metallurgiya Publ., 1993. 336 s.
3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki a redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Ural Polytechn. Inst. Publ., 1983. 100 s.
4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. a kol. Technológie a obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Ed.). Moskva, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 s.
5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy technologicheskikh protsessov OMD. Čeľabinsk Univ. Publ., 2008. 131 s.
6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teoriya trubnogo proizvodstva. Moskva, Metallurgiya Publ., 1991. 424 s.
PRÁCA K TÉME:
Výroba potrubia
1. SORTIMENT A POŽIADAVKY NA REGULAČNÚ DOKUMENTÁCIU RÚR
1.1 Rozpis potrubí
JSC "KresTrubZavod" je jedným z najväčších výrobcov potrubných produktov v našej krajine. Jej výrobky sa úspešne predávajú doma aj v zahraničí. Výrobky vyrábané v závode spĺňajú požiadavky domácich a zahraničných noriem. Medzinárodné certifikáty kvality vydávajú také organizácie ako: American ropný inštitút(API), nemecké certifikačné centrum TUV - Reiland.
Workshop T-3 je jednou z hlavných dielní podniku, jeho výrobky spĺňajú normy uvedené v tabuľke. 1.1.
Tabuľka 1.1 - Normy pre vyrábané rúry
Prevádzka vyrába rúry z uhlíkových, legovaných a vysokolegovaných ocelí s priemerom D=28-89mm a hrúbkou steny S=2,5-13mm.
V podstate sa dielňa špecializuje na výrobu hadíc, rúr všeobecný účel a potrubia určené na následné spracovanie za studena.
Mechanické vlastnosti vyrábaných rúr musia zodpovedať vlastnostiam uvedeným v tabuľke. 1.2.
1.2 Požiadavka regulačnej dokumentácie
Výroba rúr v obchode T-3 KresTrubZavod sa vykonáva podľa rôznych regulačné dokumenty ako sú GOST, API, DIN, NFA, ASTM a iné. Zohľadnite požiadavky DIN 1629.
1.2.1 Sortiment
Táto norma platí pre bezšvíkové kruhové rúry vyrobené z nelegovaných ocelí. Chemické zloženie ocele používané na výrobu rúr sú uvedené v tabuľke 1.3.
Tabuľka 1.2 - Mechanické vlastnosti rúr
Tabuľka 1.3 - Chemické zloženie ocelí
Rúry vyrobené podľa tejto normy sa používajú predovšetkým v rôznych zariadeniach pri výrobe nádrží a potrubí, ako aj vo všeobecnom strojárstve a výrobe nástrojov.
Rozmery a maximálne odchýlky potrubí sú uvedené v tabuľke 1.4., tabuľke 1.5., tabuľke 1.6.
Dĺžka potrubia je určená vzdialenosťou medzi jeho koncami. Typy dĺžok rúr sú uvedené v tabuľke 1.4.
Tabuľka 1.4 - Typy dĺžok a dĺžkové tolerancie
Tabuľka 1.5 - Prípustné odchýlky priemeru
Tabuľka 1.6 - Tolerancie hrúbky steny
Rúry by mali byť čo najokrúhlejšie. Odchýlka kruhovitosti musí byť v rámci tolerancií vonkajšieho priemeru.
Rúry by mali byť rovné na oko, ak je to potrebné, môžu sa stanoviť špeciálne požiadavky na priamosť.
Rúry musia byť rezané kolmo na os rúry a musia byť bez otrepov.
Hodnoty pre lineárne hmotnosti (hmotnosti) sú uvedené v DIN 2448. Od týchto hodnôt sú povolené nasledujúce odchýlky:
pre jednu rúrku + 12% - 8%,
pre dodávky s hmotnosťou minimálne 10 ton +10%–5%.
Štandardné označenie rúr podľa DIN 1629 označuje:
Názov (fajka);
Hlavné číslo rozmerovej normy DIN (DIN 2448);
Hlavné rozmery potrubia (vonkajší priemer × hrúbka steny);
Hlavné číslo technické údaje spotrebný materiál (DIN 1629);
Skrátený názov triedy ocele.
Príklad symbol rúry podľa DIN 1629 s vonkajším priemerom 33,7 mm a hrúbkou steny 3,2 mm z ocele St 37,0:
Rúrka DIN 2448–33,7×3,2
DIN 1629-St 37.0.
1.2.2 Technické požiadavky
Rúry musia byť vyrobené v súlade s požiadavkami normy a podľa technologických predpisov schválených predpísaným spôsobom.
Na vonkajšom a vnútornom povrchu rúrok a spojok by nemali byť žiadne zajatia, škrupiny, západy slnka, delaminácie, praskliny a piesok.
Dierovanie a čistenie uvedených defektov je povolené za predpokladu, že ich hĺbka nepresahuje medznú mínus odchýlku pozdĺž hrúbky steny. Zváranie, tmelenie alebo tmelenie chybných miest nie je povolené.
V miestach, kde je možné priamo merať hrúbku steny, môže hĺbka defektných miest pri dodržaní minimálnej hrúbky steny prekročiť stanovenú hodnotu, definovanú ako rozdiel medzi menovitou hrúbkou steny potrubia a jej hraničnou mínus odchýlkou.
Samostatné drobné ryhy, preliačiny, riziká, tenká vrstva okují a iné chyby spôsobené výrobnou metódou sú povolené, ak nepresahujú hrúbku steny za mínusové odchýlky.
Mechanické vlastnosti (medza klzu, pevnosť v ťahu, predĺženie pri pretrhnutí) musia zodpovedať hodnotám uvedeným v tabuľke 1.7.
Tabuľka 1.7 - Mechanické vlastnosti
1.2.3 Pravidlá prijímania
Rúry sa predkladajú na prijatie v dávkach.
Šarža musí pozostávať z rúr rovnakého menovitého priemeru, rovnakej hrúbky steny a skupiny pevnosti, rovnakého typu a verzie a musí k nej byť priložený jeden dokument, ktorý potvrdzuje, že ich kvalita spĺňa požiadavky normy a obsahuje:
Názov výrobcu;
Menovitý priemer potrubia a hrúbka steny v milimetroch, dĺžka potrubia v metroch;
Typ potrubia;
Pevnostná skupina, tepelné číslo, hmotnostný podiel síry a fosforu pre všetky ohrevy zahrnuté v dávke;
Čísla potrubí (od - do pre každé teplo);
Výsledky testu;
Štandardné označenie.
Kontrola vzhľad, veľkosť defektov a geometrické rozmery a parametre musia byť podrobené každej rúre zo série.
Hmotnostný podiel síry a fosforu sa musí kontrolovať z každého ohrevu. Pre rúry vyrobené z kovu inej spoločnosti musí byť hmotnostný podiel síry a fosforu certifikovaný dokladom o kvalite výrobcu kovu.
Na kontrolu mechanických vlastností kovu sa z každého tepla odoberie jedna rúrka každej veľkosti.
Na kontrolu sploštenia sa z každého ohrevu odoberie jedna rúrka.
Interný test netesnosti hydraulický tlak každé potrubie musí byť podrobené.
Ak sa dosiahnu neuspokojivé výsledky skúšok aspoň pre jeden z ukazovateľov, vykonajú sa na ňom opakované skúšky na dvojitej vzorke z tej istej šarže. Výsledky opakovaného testu sa vzťahujú na celú šaržu.
1.2.4 Skúšobné metódy
Kontrola vonkajšieho a vnútorného povrchu rúr a spojok sa vykonáva vizuálne.
Hĺbka defektov by sa mala kontrolovať pílením alebo iným spôsobom na jednom až troch miestach.
Kontrola geometrických rozmerov a parametrov potrubí a spojok by sa mala vykonávať pomocou univerzálnych meracích prístrojov alebo špeciálnych zariadení, ktoré poskytujú potrebnú presnosť merania, v súlade s technickou dokumentáciou schválenou predpísaným spôsobom.
Ohyb na koncových častiach rúry sa určuje na základe veľkosti šípky vychýlenia a vypočíta sa ako podiel delenia šípky vychýlenia v milimetroch vzdialenosťou od miesta - meranie k najbližšiemu koncu rúry v metrov.
Testovanie rúr podľa hmotnosti by sa malo vykonávať na špeciálne prostriedky na váženie s presnosťou, ktorá spĺňa požiadavky tejto normy.
Skúška ťahom sa musí vykonať podľa DIN 50 140 na krátkych pozdĺžnych vzorkách.
Na kontrolu mechanických vlastností kovu sa z každej zvolenej rúry odreže jedna vzorka. Vzorky sa odrežú pozdĺž oboch koncov rúry spôsobom, ktorý nespôsobí zmeny v štruktúre a mechanických vlastnostiach kovu. Je dovolené narovnať konce vzorky, ktorá sa má uchopiť svorkami testovacieho stroja.
Trvanie skúšky hydraulického tlaku musí byť aspoň 10 sekúnd. Počas skúšky sa v stene potrubia nezistia žiadne netesnosti.
1.2.5 Označovanie, balenie, preprava a skladovanie
Označenie potrubia by sa malo vykonávať v nasledujúcom objeme:
Každá rúra vo vzdialenosti 0,4 – 0,6 m od jej konca musí byť zreteľne označená nárazom alebo ryhovaním:
Číslo potrubia;
ochranná známka výrobcu;
Mesiac a rok vydania.
Miesto označenia by malo byť zakrúžkované alebo podčiarknuté stabilnou svetlou farbou.
Výška značiek by mala byť 5-8 mm.
O mechanický spôsob na označovanie rúrok je povolené usporiadať v jednom rade. Na každom potrubí je povolené označiť číslo tepla.
Vedľa označenia nárazom alebo vrúbkovaním musí byť každá rúra označená stabilnou svetlou farbou:
Menovitý priemer potrubia v milimetroch;
Hrúbka steny v milimetroch;
Typ vykonania;
Meno resp ochranná známka výrobca.
Výška značiek by mala byť 20-50 mm.
Všetky označenia musia byť aplikované pozdĺž tvoriacej čiary potrubia. Je povolené aplikovať značkovacie znaky kolmo na tvoriacu čiaru pomocou metódy vrúbkovania.
Pri nakladaní do jedného auta by mali byť rúry len z jednej šarže. Rúry sa prepravujú v balíkoch, pevne zviazané minimálne na dvoch miestach. Hmotnosť balíka by nemala presiahnuť 5 ton a na žiadosť spotrebiteľa - 3 tony. Preprava balíkov rúr rôznych šarží v jednom aute je povolená za predpokladu, že sú oddelené.
2. TECHNOLÓGIA A VYBAVENIE NA VÝROBU RÚR
2.1 Popis hlavného vybavenia predajne T-3
2.1.1 Popis a stručná technická charakteristika krokovej nístejovej pece (PSHP)
Kráčajúca nístejová pec predajne T-3 je určená na ohrev kruhových predvalkov s priemerom 90...120 mm, dĺžkou 3...10 m z uhlíkových, nízkolegovaných a nerezových ocelí pred prepichovaním na TPA. -80.
Pec sa nachádza v predajni T-3 na druhom poschodí v poliach A a B.
Projekt pece realizoval Gipromez z mesta Sverdlovsk v roku 1984. Kolaudácia prebehla v roku 1986.
Pec je pevná kovová konštrukcia, zvnútra obložená žiaruvzdornými a tepelne izolačnými materiálmi. Vnútorné rozmery pece: dĺžka - 28,87 m, šírka - 10,556 m, výška - 924 a 1330 mm, prevádzkové charakteristiky pece sú uvedené v tabuľke 2.1. Pod pecou je vyrobený vo forme pevných a pohyblivých nosníkov, pomocou ktorých sa obrobky prepravujú cez pec. Nosníky sú obložené tepelnoizolačnými a žiaruvzdornými materiálmi a orámované špeciálnou sadou žiaruvzdorných odliatkov. Vrchná časť nosníkov je vyrobená z mulitovo-korundovej hmoty MK-90. Strecha pece je zavesená z tvarovaných žiaruvzdorných materiálov a je izolovaná tepelne izolačný materiál. Na údržbu pece a vedenie technologického procesu sú steny vybavené pracovnými oknami, nakladacím oknom a kovovým vykladacím oknom. Všetky okná sú vybavené žalúziami. Vykurovanie pece je realizované zemným plynom, spaľovaným pomocou horákov typu GR (radiačný horák nízky tlak) nainštalovaný na trezore. Pec je rozdelená na 5 tepelných zón s 12 horákmi v každej. Spaľovací vzduch zabezpečujú dva ventilátory VM-18A-4, z ktorých jeden slúži ako záložný. Spaliny sa odvádzajú cez zberač dymu umiestnený na streche na začiatku pece. Ďalej sú spaliny vypúšťané do ovzdušia cez systém komínov a dymovodov s kovovým obložením pomocou dvoch odsávačov dymu VGDN-19. Na ohrev vzduchu privádzaného do spaľovania je na komíne inštalovaný slučkový dvojcestný rúrkový 6-dielny slučkový výmenník tepla (CP-250). Pre komplexnejšie využitie tepla odpadových plynov je systém odvodu dymu vybavený jednokomorovou tŕňovou vykurovacou pecou (PPO).
Vydávanie ohriateho obrobku z pece sa uskutočňuje pomocou vnútorného vodou chladeného valčekového stola, ktorého valčeky majú žiaruvzdornú trysku.
Rúra je vybavená priemyselným televíznym systémom. Medzi ovládacími panelmi a prístrojovým panelom je zabezpečená hlasná komunikácia.
Pec je vybavená automatickými riadiacimi systémami tepelný režim, automatická bezpečnosť, uzly na sledovanie prevádzkových parametrov a signalizáciu odchýlok parametrov od normy. Nasledujúce parametre podliehajú automatickej regulácii:
Teplota pece v každej zóne;
Pomer plynu a vzduchu podľa zón;
Tlak plynu pred pecou;
Tlak v pracovnom priestore pece.
Okrem automatických režimov je k dispozícii aj diaľkový režim. Automatický riadiaci systém zahŕňa:
Teplota pece podľa zón;
Teplota naprieč šírkou pece v každej zóne;
Teplota plynov opúšťajúcich pec;
Teplota vzduchu za výmenníkom tepla podľa zón;
Teplota spalín pred výmenníkom tepla;
Teplota dymu pred odsávačom dymu;
Spotreba zemného plynu pre pec;
Spotreba vzduchu pre pec;
Vysávajte prasa pred odsávačom dymu;
Tlak plynu v spoločnom potrubí;
Tlak plynu a vzduchu v zónových kolektoroch;
Tlak v peci.
Pec je vybavená odpojením zemného plynu so svetelnou a zvukovou signalizáciou v prípade poklesu tlaku plynu a vzduchu v zónových kolektoroch.
Tabuľka 2.1 - Prevádzkové parametre pece
| Spotreba zemného plynu pre pec (maximálne) nm 3 / hod | 5200 |
| 1 zóna | 1560 |
| 2 zóna | 1560 |
| 3 zóna | 1040 |
| 4 zóna | 520 |
| 5 zóna | 520 |
| Tlak zemného plynu (maximum), kPa pred | |
| rúra | 10 |
| horák | 4 |
| Spotreba vzduchu pre pec (maximálne) nm 3 / hod | 52000 |
| Tlak vzduchu (maximum), kPa pred | |
| rúra | 13,5 |
| horák | 8 |
| Tlak pod kupolou, Pa | 20 |
| Teplota ohrevu kovu, °С (maximum) | 1200...1270 |
| Chemické zloženie splodín horenia v 4. zóne, % | |
| CO 2 | 10,2 |
| O 2 | 3,0 |
| SO | 0 |
| Teplota spalín pred výmenníkom tepla, °C | 560 |
| Teplota ohrevu vzduchu vo výmenníku tepla, °С | Až 400 |
| Miera vydávania prírezov, sek | 23,7...48 |
| Kapacita pece, t/h | 10,6... 80 |
Núdzový zvukový alarm sa spustí aj vtedy, keď:
Zvýšenie teploty v 4. a 5. zóne (t cp = 1400 °C);
Rastúca teplota spalín pred výmenníkom tepla (t s p = 850 °С);
Zvýšenie teploty spalín pred odsávačom dymu (t cp = 400°C);
Pokles tlaku chladiacej vody (p cf = 0,5 atm).
2.1.2 Stručná technická charakteristika horúcej reznej linky
Linka na strihanie obrobku za tepla je určená pre úlohu nahriatej tyče do nožníc, strihanie obrobku na požadovanú dĺžku a vyberanie strihaného obrobku z nožníc.
Stručný technický popis linky na rezanie za tepla je uvedený v tabuľke 2.2.
Súčasťou vybavenia linky strihania za tepla sú samotné nožnice (prevedenia SKMZ) na strihanie obrobku, pohyblivý doraz, transportný valčekový stôl, ochranná clona na ochranu zariadenia pred tepelným žiarením z vykladacieho okna PSHP. Nožnice sú určené na bezodpadové rezanie kovu, ak sa však v dôsledku akýchkoľvek núdzových dôvodov vytvorí zvyškový orez, na jeho zber sa nainštaluje sklz a box v jame v blízkosti nožníc. V každom prípade musí byť práca linky na horúce rezanie obrobku organizovaná tak, aby sa vylúčila tvorba odrezkov.
Tabuľka 2.2 - Stručné technické charakteristiky linky na rezanie za tepla
| Parametre rezanej tyče | |
| Dĺžka, m | 4,0…10,0 |
| Priemer, mm | 90,0…120,0 |
| Maximálna hmotnosť, kg | 880 |
| Dĺžka prírezov, m | 1,3...3.0 |
| Teplota tyče, ОС | 1200 |
| Produktivita, kus/hod | 300 |
| Prepravná rýchlosť, m/s | 1 |
| Doraz jazdy, mm | 2000 |
| Videoklip | |
| Priemer hlavne, mm | 250 |
| Dĺžka hlavne, mm | 210 |
| Priemer valcovania, mm | 195 |
| Rozstup valčekov, mm | 500 |
| Spotreba vody na vodou chladený valec, m 3 / h | 1,6 |
| Spotreba vody na vodou chladený valec s vodou chladenými nápravovými skriňami, m 3 / h | 3,2 |
| Spotreba vody na obrazovke, m 3 / h | 1,6 |
| Hladina hluku, dB, nič viac | 85 |
Po zahriatí tyče a jej vydaní prechádza termostatom (na zníženie poklesu teploty pozdĺž dĺžky obrobku), dosiahne pohyblivý doraz a rozreže sa na obrobky požadovanej dĺžky. Po vykonaní rezu sa mobilný doraz zdvihne pomocou pneumatického valca, obrobok sa prepraví po valcovom stole. Po prejdení cez doraz sa spustí do pracovnej polohy a cyklus rezania sa opakuje. Na odstránenie vodného kameňa spod valčekov valčekového stola, nožníc na strihanie za tepla, je k dispozícii odvápňovací systém na odstránenie odrezkov - žľab a zberný box. Po opustení valčekového stola horúcej reznej linky vstupuje predvalok na prijímací valčekový stôl dierovacej stolice.
2.1.3 Zariadenie a technické charakteristiky hlavného a pomocného zariadenia sekcie dierovacej stolice
Prerážacia fréza je určená na dierovanie plného obrobku do dutého puzdra. Na TPA-80 je nainštalovaný 2-valcový dierovací mlyn s valcami v tvare suda alebo pohára a vodiacimi čiarami. Technické špecifikácie dierovacia fréza je uvedená v tabuľke 2.3.
Pred dierovacou frézou sa nachádza vodou chladený valčekový stôl určený na príjem obrobku z horúcej reznej linky a jeho prepravu do centrovača. Valčekový stôl pozostáva zo 14 samostatne poháňaných vodou chladených valcov.
Tabuľka 2.3 - Technické charakteristiky dierovacej frézy
| Rozmery obrobku, ktorý sa má šiť: | |
| Priemer, mm | 100…120 |
| Dĺžka, mm | 1200…3350 |
| Veľkosť rukáva: | |
| Vonkajší priemer, mm | 98…126 |
| Hrúbka steny, mm | 14…22 |
| Dĺžka, mm | 1800…6400 |
| Počet otáčok hlavného pohonu, ot./min | 285…400 |
| Prevodový pomer stojana prevodovky | 3 |
| Výkon motora, kW | 3200 |
| Uhol posuvu, ° | 0…14 |
| Valivá sila: | |
| Maximálna radiálna, kN | 784 |
| Maximálne axiálne, kN | 245 |
| Maximálny krútiaci moment na valci, kNm | 102,9 |
| Priemer pracovného valca, mm | 800…900 |
| Prítlačná skrutka: | |
| Maximálny zdvih, mm | 120 |
| Rýchlosť jazdy, mm/s | 2 |
Strediaci nástroj je určený na vyrazenie stredového vybrania s priemerom 20…30 mm a hĺbkou 15…20 mm na čelnej strane ohrievaného obrobku a je to pneumatický valec, v ktorom sa posúva úderník s hrotom.
Po vycentrovaní vstupuje ohriaty predvalok na rošt pre jeho následný presun do žľabu predného stola prerážacieho mlyna.
Predný stôl prerážacieho mlyna je navrhnutý tak, aby prijal ohriaty predvalok valiaci sa po rošte, zarovnal os predliatku s osou prerazenia a pridržiaval ho počas prepichovania.
Na výstupnej strane mlyna sú osadené valčekové centralizátory tŕňovej tyče, ktoré tyč podopierajú a vystredia, a to ako pred prepichovaním, tak aj počas prepichovania, kedy naň pôsobia vysoké osové sily a je možný jeho pozdĺžny ohyb.
Za centralizátormi sa nachádza stacionárny mechanizmus na nastavovanie ťahu s otváracou hlavou, slúži na vnímanie osových síl pôsobiacich na tyč s tŕňom, nastavenie polohy tŕňa v deformačnej zóne a prevlečenie objímky mimo dierovacej frézy.
2.1.4 Usporiadanie a technická charakteristika hlavného a pomocného zariadenia kontinuálnej valcovacej časti
Kontinuálna trať je určená na valcovanie hrubých rúr s priemerom 92 mm a hrúbkou steny 3…8 mm. Valcovanie sa vykonáva na dlhom plávajúcom tŕni o dĺžke 19,5 m. Stručné technické charakteristiky kontinuálnej stolice sú uvedené v tabuľke 2.4., tabuľke 2.5. sú uvedené prevodové pomery.
Priebežná stolica pri valcovaní funguje nasledovne: objímka sa valčekovým stolom dopraví za prerážaciu stolicu na pojazdnú zarážku a po zastavení sa pomocou reťazového dopravníka presunie na rošt pred priebežnú stolicu a navinuté späť na páky dávkovača.
Tabuľka 2.4 - Stručné technické charakteristiky kontinuálneho mlyna
| názov | Hodnota | |
| Vonkajší priemer sacieho potrubia, mm | 91,0…94,0 | |
| Hrúbka steny hrubého potrubia, mm | 3,5…8,0 | |
| Maximálna dĺžka sacieho potrubia, m | 30,0 | |
| Priemer tŕňov priebežného frézovania, mm | 74…83 | |
| Dĺžka tŕňa, m | 19,5 | |
| Priemer vlkov, mm | 400 | |
| Dĺžka valca, mm | 230 | |
| Priemer hrdla rolky, mm | 220 | |
| Vzdialenosť medzi osami stojanov, mm | 850 | |
| Priebeh hornej prítlačnej skrutky s novými valcami, mm | Hore | 8 |
| Dole | 15 | |
| Priebeh skrutky spodného tlaku s novými valcami, mm | Hore | 20 |
| Dole | 10 | |
| Rýchlosť zdvíhania hornej rolky, mm/s | 0,24 | |
| Frekvencia otáčania hlavných hnacích motorov, ot./min | 220…550 | |
Ak sú na rukáve defekty, operátor ho manuálnym zapnutím blokovača a posúvačov nasmeruje do vrecka.
Pri spustených pákach dávkovača sa dobrá objímka odkotúľa do žľabu, je stlačená upínacími pákami, po čom sa pomocou nastavovacích valcov vloží tŕň do objímky. Keď predný koniec tŕňa dosiahne prednú hranu objímky, svorka sa uvoľní a puzdro sa pomocou tlačných valcov nastaví do kontinuálneho mlyna. Zároveň je rýchlosť otáčania ťažných valcov tŕňa a objímky nastavená tak, že v čase zachytenia objímky prvou stolicou priebežného mlyna sa predný koniec tŕňa vysunie o 2,5 ... 3 m.
Po valcovaní na kontinuálnej stolici vstupuje hrubá rúra s tŕňom do vyťahovača tŕňa, stručná technická charakteristika je uvedená v tabuľke 2.6. Potom sa rúrka prepraví valčekovým dopravníkom do oblasti rezania zadného konca a priblíži sa k stacionárnemu dorazu v časti rezania zadného konca rúrky, sú uvedené technické charakteristiky zariadenia sekcie POZK. v tabuľke 2.7. Po dosiahnutí dorazu je rúra vyhadzovaná skrutkovým vyhadzovačom na rošt pred vyrovnávacím valčekovým stolom. Ďalej sa rúra kotúľa po rošte na zarovnávací valčekový stôl, priblíži sa k dorazu, ktorý určuje dĺžku rezu a kus po kuse sa prenáša z vyrovnávacieho valčekového stola na rošt pred výstupným valčekovým stolom, pričom počas pohyb, zadný koniec potrubia sa odreže.
Odrezaný koniec rúry je prepravovaný dopravníkom šrotu do zásobníka šrotu umiestneného mimo dielne.
Tabuľka 2.5 - Prevodový pomer prevodoviek kontinuálneho mlyna a výkon motora
Tabuľka 2.6 - Stručné technické charakteristiky vyťahovača tŕňa
Tabuľka 2.7 - Stručné technické charakteristiky reznej časti zadného konca rúry
2.1.5 Princíp činnosti hlavného a pomocného zariadenia úseku redukčnej stolice a chladiča
Zariadenie tejto sekcie je určené na prepravu sacieho potrubia cez indukčný ohrev, valcovanie na redukčnej stolici, jeho ochladzovanie a ďalšiu dopravu do sekcie rezania za studena.
Ohrev hrubých rúr pred redukčnou frézou je realizovaný vo vykurovacej jednotke INZ - 9000/2,4, ktorá pozostáva zo 6 vykurovacích blokov (12 induktorov) umiestnených priamo pred redukčnou frézou. Rúry vstupujú do indukčného zariadenia jedno po druhom v nepretržitom toku. Pri absencii príjmu rúr z kontinuálnej stolice (keď je valcovanie zastavené), je dovolené dodávať uložené "studené" rúrky do indukčného zariadenia jednotlivo. Dĺžka potrubia uvedená v inštalácii by nemala presiahnuť 17,5 m.
Typ redukčnej stolice - 24-stolicový, 3-valcový s dvomi ložiskovými polohami valcov a samostatným pohonom stolíc.
Po valcovaní na redukčnej stolici rúra vstupuje buď do rozprašovača a chladiaceho stola, alebo priamo na chladiaci stôl mlyna, v závislosti od požiadaviek na mechanické vlastnosti hotovej rúry.
Konštrukcia a technické vlastnosti postrekovača, ako aj parametre potrubného chladenia v ňom sú obchodným tajomstvom OAO KresTrubZavod a nie sú v tejto práci uvedené.
V tabuľke 2.8. technické charakteristiky vykurovacieho zariadenia sú uvedené v tabuľke 2.9 - stručná technická charakteristika redukčnej stolice.
Tabuľka 2.8 - Stručná technická charakteristika vykurovacieho zariadenia INZ-9000 / 2.4
2.1.6 Zariadenie na rezanie rúr na dĺžku
Na rezanie rúr na dĺžky v dielni T-3 sa používa dávková rezacia píla Wagner typu WVC 1600R, ktorej technické vlastnosti sú uvedené v tabuľke. 2.10. Používajú sa aj modelové píly KV6R - technické charakteristiky v tabuľke 2.11.
Tabuľka 2.9 - Stručná technická charakteristika redukčného mlyna
Tabuľka 2.10 - Technické vlastnosti píly WVC 1600R
| Názov parametra | Hodnota | |
| Priemer rezaných rúr, mm | 30…89 | |
| Šírka rezaných balíkov, mm | 200…913 | |
| Hrúbka steny rezaných rúr, mm | 2,5…9,0 | |
| Dĺžka potrubia po rezaní, m | 8,0…11,0 | |
| Dĺžka koncov rúr, ktoré sa majú odrezať | Predné, mm | 250…2500 |
| Vzadu, mm | ||
| Priemer pílového kotúča, mm | 1600 | |
| Počet zubov na pílovom kotúči, ks | Segment | 456 |
| Karbid | 220 | |
| Rýchlosť rezania, mm/min | 10…150 | |
| Minimálny priemer pílového kotúča, mm | 1560 | |
| Podperný posuv kotúčovej píly, mm | 5…1000 | |
| Maximálna pevnosť v ťahu rúr, N / mm 2 | 800 | |
2.1.7 Zariadenie na vyrovnávanie rúr
Rúry narezané na dĺžku podľa objednávky posielame na vyrovnanie. Rovnanie sa vykonáva na rovnačkách RVV320x8, určených na rovnanie rúr a tyčí vyrobených z uhlíkových a nízkolegovaných ocelí v studenom stave s počiatočným zakrivením do 10 mm na 1 bm. Technické vlastnosti rovnačky RVV 320x8 sú uvedené v tabuľke. 3.12.
Tabuľka 2.11 - Technické charakteristiky píly model KV6R
| Názov parametra | Hodnota |
| Šírka jednoradového balenia, mm | Nie viac ako 855 |
| Šírka otvoru svorky obrobku, mm | 20 až 90 |
| Prechádzajte vo vertikálnom smere upnutia obrobku, mm | Nie viac ako 275 |
| Zdvih podpery pílového kotúča, mm | 650 |
| Rýchlosť posuvu pílového kotúča (plynule) mm/min | nie viac ako 800 |
| Rýchly spätný pohyb pílového kotúča, mm/min | Nie viac ako 6500 |
| Rýchlosť rezania, m/min | 40; 15; 20; 30; 11,5; 23 |
| Upnutá dĺžka zväzku rúr na vstupnej strane, mm | Aspoň 250 |
| Dĺžka upnutia potrubného zväzku na výtlačnej strane, mm | Aspoň 200 |
| Priemer pílového kotúča, mm | 1320 |
| Počet segmentov na pílovom kotúči, ks | 36 |
| Počet zubov na segment, ks | 10 |
| Priemer spracovaných rúr, mm | 20 až 90 |
Tabuľka 2.12 - Technické vlastnosti rovnačky RVV 320x8
| Názov parametra | Hodnota | |
| Priemer narovnaných rúr, mm | 25...120 | |
| Hrúbka steny rovných rúr, mm | 1,0...8,0 | |
| Dĺžka rovných rúr, m | 3,0...10,0 | |
| Medza klzu kovu narovnaných rúr, kgf / mm 2 | Priemer 25…90 mm | Až 50 |
| Priemer 90…120 mm | až do 33 | |
| Rýchlosť rovnania rúr, m/s | 0,6...1,0 | |
| Rozstup medzi osami valcov, mm | 320 | |
| Priemer zvitkov v hrdle, mm | 260 | |
| Počet roliek, ks | Jazdené | 4 |
| slobodný | 5 | |
| Rolovacie uhly, ° | 45°...52°21' | |
| Najväčší zdvih horných valcov od horného okraja spodných, mm | 160 | |
| Pohon otáčania valca | typ motora | D-812 |
| Napätie, V | 440 | |
| výkon, kWt | 70 | |
| Rýchlosť otáčania, ot./min | 520 | |
2.2 Existujúca technológia výroby rúr na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
Obrobok vo forme tyčí vstupujúcich do dielne je uložený v internom sklade. Pred uvedením do výroby sa podrobuje selektívnej kontrole na špeciálnom stojane av prípade potreby oprave. Na mieste prípravy predvalkov boli nainštalované váhy na kontrolu hmotnosti kovu uvedeného do výroby. Prírezy zo skladu sú podávané elektrickým mostovým žeriavom na nakladací rošt pred pecou a nakladané do ohrievacej pece s kráčajúcim ohniskom v súlade s harmonogramom a rýchlosťou valcovania.
Dodržiavanie schémy kladenia prírezov sa vykonáva vizuálne pomocou kovového kvetináča. Obrobok sa vkladá do pece jeden po druhom do každého prostredníctvom jedného alebo viacerých stupňov vodiacich dosiek pohyblivých nosníkov, v závislosti od rýchlosti valcovania a násobnosti rezu. Pri zmene triedy ocele, tepla a veľkosti rúr montér oddeľuje akosti ocele, ohrieva nasledovne: pri dĺžke predvalku 5600-8000 mm sa tavby oddeľujú posunutím prvých dvoch tyčí po šírke pece; triedy ocele sú oddelené posunutím prvých štyroch tyčí pozdĺž šírky pece; pri dĺžke predvalkov 9000-9800mm sa pri výsadbe vykonáva oddeľovanie tried ocelí, ohrevov od seba v intervale 8-10 krokov, ako aj počítanie počtu vysadených v PSHP a vydaných predvalkov, ktoré sú ovládané kovovým ohrievačom PSHP a nožnicou na rezanie za tepla kontrolou pomocou ovládacích panelov. TPA-80; pri zmene veľkosti (prekládka valcovne) valcovaných rúr sa sadenie kovu v peci zastaví „5-6 krokov“ pred zastavením mlyna, pri zastavení na prekládku kov „ustúpi o 5-6 krokov“ späť . Pohyb obrobkov cez pec sa uskutočňuje pomocou troch pohyblivých nosníkov. Počas prestávok pohybového cyklu sú pohyblivé nosníky nastavené na úroveň ohniska. Potrebný čas ohrevu je zabezpečený meraním času krokového cyklu. Nadmerný tlak v pracovnom priestore by mal byť od 9,8 Pa do 29,4 Pa, koeficient prúdenia vzduchu =1,1 - 1,2.
Keď sa predvalky rôznych druhov ocele ohrievajú v peci, trvanie ohrevu je určené kovom, ktorý má najdlhší čas zotrvania v peci. Vysokokvalitný ohrev kovu je zabezpečený rovnomerným prechodom obrobkov po celej dĺžke pece. Vyhrievané obrobky sú dodávané na interný vykladací valčekový stôl a sú dodávané do horúcej reznej linky.
Na zníženie ochladzovania obrobkov počas prestojov je na valčekovom stole zabezpečený termostat na transport zohriatych obrobkov k nožniciam, ako aj možnosť vrátiť (otočením na rube) neorezaný obrobok do pece a nájsť ho počas prestojov.
Počas prevádzky je možné horúce zastavenie pece. Za horúcu odstávku pece sa považuje odstávka bez odstavenia dodávky zemného plynu. Počas horúcich odstávok sú pohyblivé nosníky pece nastavené na úroveň pevných. Okná sťahovania a nahrávania sú zatvorené. Rýchlosť prúdenia vzduchu sa zníži z 1,1-1,2 na 1,0:-1,1 pomocou nastavovača "palivo-vzduch". Tlak v peci na úrovni ohniska sa stáva pozitívnym. Keď sa mlyn zastaví: do 15 minút - teplota podľa zón sa nastaví na spodnú hranicu a kov sa „odstúpi“ o dva kroky; od 15 minút do 30 minút - teplota v zónach III, IV, V sa zníži o 20-40 0 С, v zónach I, II o 30-60 0 С od spodnej hranice; nad 30 minút - teplota vo všetkých zónach je znížená o 50-150 0 C oproti spodnej hranici v závislosti od dĺžky odstávky. Polotovary "ustúpia" o 10 krokov späť. Pri odstávke 2 až 5 hodín je potrebné oslobodiť IV a V zóny pece od prírezov. Prírezy zo zón I a II sa vyložia do vrecka. Vykladanie kovu sa vykonáva pomocou kovového sadzača s PU-1. Teplota v zónach V a IV sa zníži na 1000-I050 0 C. Pri zastavení na viac ako 5 hodín sa celá pec zbaví kovu. Nárast teploty sa uskutočňuje postupne o 20 až 30 °C rýchlosťou zvyšovania teploty 1,5 až 2,5 °C/min. S predĺžením doby ohrevu kovu v dôsledku nízkej rýchlosti valcovania sa teplota v zónach I, II, III zníži o 60 0 C, 40 0 ° C, 20 0 C zo spodnej hranice. a teplota v zónach IV, V na dolných hraniciach. Vo všeobecnosti platí, že pri stabilnej prevádzke celej jednotky je teplota medzi zónami rozdelená nasledovne (tabuľka 2.13).
Po zahriatí vstupuje obrobok do horúcej reznej línie obrobku. K vybaveniu linky strihania za tepla patria samotné nožnice na strihanie obrobku, pohyblivý doraz, transportný valčekový stôl, ochranná clona na ochranu zariadenia pred tepelným žiarením z vykladacieho okna kráčajúcej nístejovej pece. Po zahriatí tyče a jej vydaní prechádza cez termostat, dosiahne pohyblivú zarážku a rozreže sa na polotovary požadovanej dĺžky. Po vykonaní rezu sa mobilný doraz zdvihne pomocou pneumatického valca, obrobok sa prepraví po valcovom stole. Po prejdení cez doraz sa spustí do pracovnej polohy a cyklus rezania pokračuje.
Tabuľka 2.13 - Rozloženie teploty v peci podľa zón
Meraný obrobok je prenášaný valčekovým stolom za nožnicami do centrovača. Vycentrovaný obrobok je vyhadzovačom prenesený na rošt pred prerážacím mlynom, po ktorom sa odvalí na oneskorenie a po pripravenosti výstupnej strany sa presunie do žľabu, ktorý je uzavretý vekom. Pomocou posúvača so zdvihnutým dorazom sa obrobok usadí do deformačnej zóny. V deformačnej zóne je obrobok prepichnutý na tŕni držanom tyčou. Tyč sa opiera o sklo prítlačnej hlavy mechanizmu nastavovania prítlaku, ktorého otvorenie neumožňuje aretáciu. Pozdĺžnemu ohybu tyče od axiálnych síl vznikajúcich pri valcovaní zabraňujú uzavreté centralizátory, ktorých osi sú rovnobežné s osou tyče.
V pracovnej polohe sú valčeky privádzané okolo tyče pneumatickým valcom cez sústavu pák. Keď sa približuje predný koniec puzdra, valce centralizátora sa postupne oddeľujú. Po prepichnutí obrobku sa prvé valčeky zmenšia pneumatickým valcom, ktorý posúva objímku z valcov, aby sa umožnilo zachytenie zachytávača tyče pákami zachytávača tyče, potom sa zloží zámok a predná hlava, dávkovacie valce sa spoja a objímka pri zvýšenej rýchlosti je vytlačená zvýšenou rýchlosťou pomocou prítlačnej hlavy na valčekový stôl za dierovacím mlynom.
Po lemovaní sa puzdro prepraví pozdĺž valčekového stola k mobilnému dorazu. Ďalej je puzdro posúvané reťazovým dopravníkom na vstupnú stranu kontinuálneho mlyna. Za dopravníkom sa objímka valí po šikmom rošte k dávkovači, ktorý pridržiava objímku pred vstupnou stranou priebežného mlyna. Pod vodidlami šikmej mriežky je vrecko na zber chybných nábojov. Zo šikmého roštu sa manžeta spadne do zberného žľabu priebežného mlyna so svorkami. V tomto okamihu sa pomocou jedného páru trecích valčekov vloží do objímky dlhý tŕň. Keď predný koniec tŕňa dosiahne predný koniec objímky, svorka objímky sa uvoľní, na objímku sa privedú dva páry ťažných valcov a objímka s tŕňom sa vloží do kontinuálnej frézy. Zároveň je rýchlosť otáčania ťažných valcov tŕňa a ťažných valcov objímky vypočítaná tak, že v momente zachytenia objímky prvou stolicou priebežného mlyna dôjde k predĺženiu objímky. tŕňa od objímky je 2,5-3,0 m. V tomto ohľade by lineárna rýchlosť ťažných valcov tŕňov mala byť 2,25-2,5 krát vyššia ako lineárna rýchlosť ťažných valcov objímky.
Valcované rúry s tŕňmi sú striedavo prenášané do osi jedného z tŕňov. Hlava tŕňa prechádza cez pevný zvyšok vyťahovača a je zachytená vložkou chápadla a rúrka do pevného krúžku. Pri pohybe reťaze tŕň opúšťa rúrku a vstupuje na reťazový dopravník, ktorý ho prenáša na dvojitý valčekový stôl, ktorý dopravuje tŕň z oboch extraktorov do chladiaceho kúpeľa.
Po odstránení tŕňa sa ťahové potrubie dostane do píl na orezanie zadného strapatého konca.
Po indukčnom ohreve sa rúrky zavádzajú do redukčného mlyna s dvadsiatimi štyrmi trojvalcovými stolicami. V redukčnej stolici sa počet pracovných stolíc určuje v závislosti od rozmerov valcovaných rúr (od 9 do 24 stolíc) a vylučujú sa stolice od 22 v smere klesajúceho počtu stolíc. Stánky 23 a 24 sa zúčastňujú všetkých priebežných programov.
Počas valcovania sú valce priebežne chladené vodou. Pri presúvaní potrubí pozdĺž chladiaceho stola by každý článok nemal obsahovať viac ako jedno potrubie. Pri valcovaní rúr za tepla opracovaných ošípaných určených na výrobu rúrových rúr pevnostnej skupiny "K" z ocele triedy 37G2S sa za redukciou vykonáva zrýchlené riadené chladenie rúr v postrekovačoch.
Rýchlosť potrubia prechádzajúceho postrekovačom musí byť stabilizovaná s rýchlosťou redukčného mlyna. Kontrolu nad stabilizáciou otáčok vykonáva obsluha v súlade s návodom na obsluhu.
Po redukcii vstupujú rúry do stojanového chladiaceho stola s kráčajúcimi nosníkmi, kde sa ochladzujú.
Na chladiacom stole sa rúry zhromažďujú v jednovrstvových vreciach na orezávanie koncov a rezanie na dĺžku na studených pílach.
Hotové rúry sú dodávané na kontrolný stôl QCD, po kontrole sú rúry zviazané do balíkov a odoslané do skladu hotových výrobkov.
2.3 Odôvodnenie rozhodnutí o dizajne
Pri kúskovom znižovaní rúr s napätím na PPC dochádza k výraznému pozdĺžnemu rozdielu v hrúbke stien koncov rúr. Príčinou koncového rozdielu v hrúbke steny rúr je nestabilita axiálnych napätí v nestacionárnych deformačných režimoch pri plnení a uvoľňovaní pracovných stojanov mlyna kovom. Koncové časti sú redukované v podmienkach výrazne nižších pozdĺžnych ťahových napätí ako hlavná (stredná) časť rúry. Nárast hrúbky steny na koncových častiach, presahujúci povolené odchýlky, si vyžaduje orezanie významnej časti hotového potrubia
Normy pre orezávanie koncov redukovaných rúr pre TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sú uvedené v tabuľke. 2.14.
Tabuľka 2.14 - Normy pre rezanie koncov rúr na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
2.4 Odôvodnenie rozhodnutí o dizajne
Pri kúskovom znižovaní rúr s napätím na PPC dochádza k výraznému pozdĺžnemu rozdielu v hrúbke stien koncov rúr. Príčinou koncového rozdielu v hrúbke steny rúr je nestabilita axiálnych napätí v nestacionárnych deformačných režimoch pri plnení a uvoľňovaní pracovných stojanov mlyna kovom. Koncové časti sú redukované v podmienkach výrazne nižších pozdĺžnych ťahových napätí ako hlavná (stredná) časť rúry. Nárast hrúbky steny na koncových častiach, ktorý presahuje prípustné odchýlky, si vyžaduje orezanie významnej časti hotového potrubia.
Normy pre orezávanie koncov redukovaných rúr pre TPA-80 JSC "KresTrubZavod" sú uvedené v tabuľke. 2.15.
Tabuľka 2.15 - Normy pre rezanie koncov rúr na TPA-80 JSC "KresTrubZavod"
kde PC je predný zosilnený koniec rúrky; ZK - zadný zosilnený koniec rúry.
Približne ročná strata kovu v zahustených koncoch rúr v obchode T-3 JSC "KresTrubZavod" je 3000 ton. So znížením dĺžky a hmotnosti odrezaných zahustených koncov rúr o 25% bude ročný nárast zisku asi 20 miliónov rubľov. Okrem toho dôjde k úspore nákladov na stohovacie pílové listy, elektrinu atď.
Okrem toho pri výrobe konverzného predvalku pre ťahovne je možné zmenšiť pozdĺžny rozdiel v hrúbke steny rúr a ušetrený kov znížením pozdĺžneho rozdielu v hrúbke steny možno použiť na ďalšie zvýšenie výroby horúceho - valcované a za studena tvarované rúry.
3. VÝVOJ ALGORITHOV NA RIADENIE REDUKČNÉHO MLYNU TPA-80
3.1 Stav problému
Jednotky na kontinuálne valcovanie rúr sú najsľubnejšie vysokovýkonné zariadenia na výrobu bezšvíkových rúr valcovaného za tepla zodpovedajúceho sortimentu.
Zloženie jednotiek zahŕňa dierovacie, kontinuálne tŕne a redukčné preťahovacie frézy. Kontinuita technologického procesu, automatizácia všetkých dopravných operácií, veľká dĺžka valcovaných rúr poskytuje vysokú produktivitu, dobrá kvalita potrubia podľa povrchových a geometrických rozmerov
V posledných desaťročiach pokračuje intenzívny rozvoj výroby rúr kontinuálnym valcovaním: vybudované a uvedené do prevádzky (v Taliansku, Francúzsku, USA, Argentíne), zrekonštruované (v Japonsku) kontinuálne valcovne, dodané zariadenia pre nové prevádzky (v Číne), vyvinuté a realizované projekty na výstavbu dielní (vo Francúzsku, Kanade, USA, Japonsku, Mexiku).
V porovnaní s blokmi uvedenými do prevádzky v 60-tych rokoch majú nové mlyny značné rozdiely: vyrábajú hlavne rúry pre naftové hospodárstvo, a preto sa v dielňach stavajú veľké časti na konečnú úpravu týchto rúr vrátane zariadení na ich upchávanie. rezanie rúr, výroba spojok atď.; rozsah veľkostí rúr sa výrazne rozšíril: maximálny priemer sa zvýšil zo 168 na 340 mm, hrúbka steny - zo 16 na 30 mm, čo bolo možné vďaka vývoju procesu valcovania na dlhom tŕni, ktorý sa pohybuje nastaviteľnou rýchlosťou namiesto plávajúceho na kontinuálnych mlynoch. Nové jednotky na valcovanie rúr využívajú kontinuálne odlievané predvalky (štvorcové a okrúhle), čím sa zabezpečilo výrazné zlepšenie technického a ekonomického výkonu ich práce.
Prstencové pece (TPA 48-340, Taliansko) sa stále vo veľkej miere používajú na ohrev predvalkov, spolu s nimi sa používajú aj pece s kráčavou nístejou (TPA 27-127, Francúzsko, TPA 33-194, Japonsko). Vo všetkých prípadoch je vysoká produktivita modernej jednotky zabezpečená inštaláciou jednej pece s veľkou kapacitou jednotky (výkon do 250 t/h). Kráčavé pece sa používajú na ohrev rúr pred redukciou (kalibráciou).
Hlavnou traťou na výrobu objímok je aj naďalej dvojvalcová závitovková valcovňa, ktorej konštrukcia sa zdokonaľuje napríklad výmenou pevných pravítok za poháňané vodiace kotúče. V prípade štvorcových polotovarov špirálovej valcovni v technickej linke predchádza buď lisovacia valcovacia stolica (TPA 48-340 v Taliansku, TPA 33-194 v Japonsku) alebo hranová kalibračná stolica a hlboký centrovací lis (TPA 60-245, Francúzsko).
Jeden z hlavných smerov ďalší vývoj metóda kontinuálneho valcovania je použitie tŕňov, ktoré sa počas procesu valcovania pohybujú kontrolovanou rýchlosťou, namiesto plávajúcich. Pomocou špeciálneho mechanizmu, ktorý vyvinie prídržnú silu 1600-3500 kN, sa tŕň nastaví na určitú rýchlosť (0,3-2,0 m/s), ktorá sa udržiava buď až do úplného vybratia rúry z tŕňa počas valcovania (zadržaný tŕň ), alebo až určitý moment, z ktorého sa pomoc pohybuje ako plávajúci (čiastočne držaný tŕň). Každá z týchto metód môže byť použitá pri výrobe rúr s určitým priemerom. Takže pre rúry s malým priemerom je hlavnou metódou valcovanie na plávajúcom tŕni, strednom (do 200 mm) - na čiastočne držanom, veľkom (do 340 mm a viac) - na držanom.
Použitie na kontinuálnych frézach tŕňov pohybujúcich sa nastaviteľnou rýchlosťou (držané, čiastočne držané) namiesto plávajúcich poskytuje výrazné rozšírenie sortimentu, zväčšenie dĺžky rúr a zvýšenie ich presnosti. Zaujímavé sú individuálne Konštruktívne rozhodnutia; napríklad použitie prerážacej frézovacej tyče ako čiastočne zadržaného tŕňa kontinuálnej frézy (TPA 27-127, Francúzsko), vloženie tŕňa do objímky mimo stanice (TPA 33-194, Japonsko).
Nové jednotky sú vybavené modernými redukčnými a kalibračnými mlynmi, pričom jeden z týchto mlynov sa používa najčastejšie. Chladiace stoly sú určené na uloženie rúr po redukcii bez predchádzajúceho rezania.
Pri posúdení súčasného všeobecného stavu automatizácie mlynov na rúry možno zaznamenať nasledujúce vlastnosti.
Prepravné operácie spojené s pohybom valcovaných výrobkov a nástrojov cez jednotku sú plne automatizované pomocou tradičných miestnych (hlavne bezkontaktných) automatizačných zariadení. Na základe takýchto zariadení bolo možné zaviesť vysokovýkonné jednotky s kontinuálnym a diskrétne kontinuálnym technologickým procesom.
V skutočnosti sú technologické procesy a dokonca aj jednotlivé operácie na valcovniach rúr zatiaľ zjavne nedostatočne automatizované a ich úroveň automatizácie je v tejto časti citeľne nižšia ako úroveň dosiahnutá napríklad v oblasti valcov na kontinuálne plechy. Ak sa používanie riadiacich počítačov (CCM) pre valcovne plechov stalo prakticky všeobecne uznávanou normou, potom sú príklady pre valcovne rúr v Rusku stále zriedkavé, hoci v súčasnosti sa vývoj a implementácia systémov riadenia procesov a automatizovaných riadiacich systémov stala normou. v zahraničí. Na množstve potrubných závodov u nás sú zatiaľ najmä príklady priemyselnej implementácie jednotlivých subsystémov automatizovaného riadenia procesov pomocou špecializovaných zariadení vyrobených s využitím prvkov polovodičovej logiky a výpočtovej techniky.
Tento stav je spôsobený najmä dvoma faktormi. Na jednej strane boli donedávna požiadavky na kvalitu, a predovšetkým na rozmerovú stálosť rúr, uspokojované pomerne jednoduché prostriedky(najmä racionálne návrhy zariadení mlynov). Tieto podmienky nestimulovali dokonalejší a samozrejme komplexnejší vývoj, napríklad s použitím relatívne drahých a nie vždy dostatočne spoľahlivých CCM. Na druhej strane sa ukázalo, že použitie špeciálnych neštandardných technických prostriedkov automatizácie je možné len pri jednoduchších a menej efektívnych úlohách, pričom vývoj a výroba si vyžadovali značný čas a peniaze, čo neprispelo k pokroku v tejto oblasti. do úvahy.
Zvyšujúce sa moderné požiadavky na výrobu rúr, vrátane kvality rúr, však nemožno uspokojiť. tradičné riešenia. Navyše, ako ukazuje prax, značná časť úsilia o splnenie týchto požiadaviek pripadá na automatizáciu a v súčasnosti je potrebné tieto režimy automaticky meniť počas valcovania rúr.
Moderné pokroky v oblasti riadenia elektrických pohonov a rôznych technických prostriedkov automatizácie, predovšetkým v oblasti minipočítačov a mikroprocesorovej techniky, umožňujú radikálne zlepšiť automatizáciu potrubných mlynov a celkov, prekonať rôzne výrobné a ekonomické obmedzenia.
S využitím moderných technických prostriedkov automatizácie sa súčasne zvyšujú požiadavky na správnosť zadávania úloh a výber spôsobov ich riešenia a najmä na výber najefektívnejších spôsobov ovplyvňovania technologických procesov. uľahčená analýzou existujúcich najefektívnejších technických riešení pre automatizáciu valcovní.
Štúdie kontinuálnych valcovacích jednotiek ako objektov automatizácie ukazujú, že existujú značné rezervy pre ďalšie zlepšovanie ich technicko-ekonomických ukazovateľov automatizáciou technologického procesu valcovania rúr na týchto jednotkách.
Pri valcovaní v kontinuálnej stolici na dlhom plávajúcom tŕni sa vyvoláva aj koncový pozdĺžny rozdiel v hrúbke steny. Hrúbka steny zadných koncov sacích rúrok je väčšia ako stredná o 0,2-0,3 mm. Dĺžka zadného konca so zhrubnutou stenou sa rovná 2-3 medzipriestorom. Zhrubnutie steny je sprevádzané zväčšením priemeru v oblasti oddelenej jednou medzištandardnou medzerou od zadného konca rúry. Hrúbka steny predných koncov je v dôsledku prechodových podmienok o 0,05-0,1 mm menšia ako stredná Pri valcovaní s ťahom sa tiež zhrubnú steny predných koncov rúr. Pozdĺžne kolísanie hrúbky hrubých rúr sa pri následnom zmenšovaní zachováva a vedie k zväčšeniu dĺžky zadných odrezaných zosilnených koncov hotových rúr.
Pri valcovaní v redukčných preťahovacích stoliciach dochádza k zhrubnutiu steny koncov rúr v dôsledku poklesu napätia v porovnaní s ustáleným stavom, ku ktorému dochádza až pri naplnení 3-4 stolic stolice. Konce rúr so stenou hrubšou nad toleranciu sa odrežú a s tým spojený kovový odpad určuje hlavný podiel na celkovom koeficiente spotreby na jednotke.
Všeobecná povaha pozdĺžnych variácií rúr po kontinuálnom mlyne sa takmer úplne prenesie na hotové rúry. Potvrdzujú to výsledky valcovania rúr s rozmermi 109 x 4,07 - 60 mm pri piatich režimoch napätia na redukčnej stolici zariadenia YuTZ 30-102. Počas experimentu bolo vybratých 10 rúr pri každom rýchlostnom režime, ktorých koncové časti boli rozrezané na 10 častí s dĺžkou 250 mm a tri odbočné rúry boli odrezané od stredu, umiestnené vo vzdialenosti 10, 20 a 30 m od predný koniec. Po zmeraní hrúbky steny na prístroji, rozlúštení diagramov rozdielu hrúbok a spriemerovaní údajov boli vykreslené grafické závislosti znázornené na obr. 54.
Uvedené zložky celkovej hrúbky steny rúr majú teda významný vplyv na technickú a ekonomickú výkonnosť kontinuálnych jednotiek, súvisia s fyzikálnymi vlastnosťami procesov valcovania v kontinuálnych a redukčných valcovniach a možno ich eliminovať alebo výrazne znížiť iba špeciálne automatické systémy ktoré menia nastavenie mlyna počas valcovania rúr. Prirodzená povaha týchto komponentov rozdielu v hrúbke steny umožňuje použiť princíp programového riadenia v základe takýchto systémov.
Existujú aj iné technické riešenia problému znižovania koncového odpadu pri redukcii pomocou automatických riadiacich systémov pre proces valcovania rúr v redukčnej stolici s individuálnym pohonom stolice (Nemecké patenty č. 1602181 a Veľká Británia 1274698). V dôsledku zmeny rýchlosti valcov počas valcovania predných a zadných koncov rúr vznikajú dodatočné ťahové sily, čo vedie k zníženiu koncového pozdĺžneho rozdielu v hrúbke steny. Existujú dôkazy, že takéto softvérové systémy korekcie rýchlosti pre hlavné pohony redukčnej valcovne fungujú na siedmich zahraničných valcovniach rúr vrátane dvoch jednotiek s priebežnými valcovňami v Mülheime (Nemecko). Jednotky dodal Mannesmann (Nemecko).
Druhá jednotka bola spustená v roku 1972 a zahŕňa 28-stolicovú redukčnú frézu s jednotlivými pohonmi, vybavenú systémom korekcie rýchlosti. Zmeny rýchlosti počas prechodu koncov rúr sa vykonávajú v prvých desiatich stojanoch v krokoch ako prírastky k hodnote prevádzkovej rýchlosti. Maximálna zmena otáčok prebieha na stojane č. 1, minimálna - na stojane č. 10. Ako snímače polohy koncov rúr v mlyne sa používajú fotorelé, ktoré dávajú príkazy na zmenu rýchlosti. V súlade s prijatou schémou korekcie rýchlosti sú jednotlivé pohony prvých desiatich stojanov dodávané podľa antiparalelnej schémy spätného chodu, nasledujúce stojany - podľa schémy bez spätného chodu. Je potrebné poznamenať, že korekcia otáčok pohonov redukčného mlyna umožňuje zvýšiť výnos na jednotke o 2,5% so zmiešaným výrobným programom. S nárastom stupňa zmenšenia priemeru sa tento účinok zvyšuje.
Podobné informácie sú o vybavení 28-stolicovej redukčnej stolice v Španielsku systémom korekcie rýchlosti. Zmeny rýchlosti sa vykonávajú na prvých 12 stanovištiach. V tomto smere existujú aj rôzne schémy napájanie pohonu.
Je potrebné poznamenať, že vybavenie redukčných tratí ako súčasti jednotiek na kontinuálne valcovanie rúr systémom korekcie rýchlosti úplne nerieši problém zníženia koncového odpadu počas redukcie. Účinnosť takýchto systémov by mala klesať s klesajúcim stupňom zmenšovania priemeru.
Programové systémy riadenia procesov sa najjednoduchšie implementujú a poskytujú veľký ekonomický efekt. S ich pomocou je však možné zlepšiť presnosť rozmerov potrubia iba znížením jednej z jeho troch zložiek - pozdĺžneho rozdielu v hrúbke steny. Štúdie ukazujú, že hlavná merná hmotnosť v celkovej zmene hrúbky steny hotových rúr (asi 50 %) pripadá na hrúbku priečnej steny. Kolísanie priemerných hrúbok steny rúr v dávkach predstavuje asi 20 % z celkovej variácie.
Zmenšenie variácie priečnych stien je v súčasnosti možné len zlepšením technologického procesu valcovania rúr na valcovacích tratiach, ktoré sú súčasťou jednotky. Príklady použitia automatických systémov na tieto účely nie sú známe.
Stabilizácia priemernej hrúbky steny rúr v dávkach je možná tak zlepšením technológie valcovania, konštrukcie stojanov a elektrického pohonu, ako aj použitím systémov automatického riadenia procesu. Zníženie šírenia hrúbky steny rúr v dávke môže výrazne zvýšiť produktivitu jednotiek a znížiť spotrebu kovu v dôsledku valcovania v oblasti mínusových tolerancií.
Na rozdiel od softvérových systémov systémy určené na stabilizáciu priemernej hrúbky steny potrubia musia obsahovať snímače na kontrolu geometrických rozmerov potrubí.
Sú známe technické návrhy na vybavenie redukčných mlynov systémami na automatickú stabilizáciu hrúbky steny rúr. Štruktúra systémov nezávisí od typu jednotky, ktorá zahŕňa redukčnú frézu.
Riadenie procesu tvorí komplex riadiacich systémov pre proces valcovania rúr v kontinuálnych a redukčných mlynoch, určený na zníženie koncového odpadu pri redukcii a zvýšenie presnosti rúr znížením pozdĺžneho rozdielu v hrúbke steny a rozptylu priemernej hrúbky steny. systém jednotky.
Využitie počítačov na riadenie výroby a automatizáciu technologického procesu valcovania rúr bolo prvýkrát realizované na kontinuálnej valcovni rúr 26-114 v Mulheime.
Jednotka je určená na valcovanie rúr s priemerom 26-114 mm, hrúbkou steny 2,6-12,5 mm. Jednotka obsahuje kruhovú pec, dva dierovacie mlyny, 9-stolicový kontinuálny mlyn a 24-stolicový redukčný mlyn jednotlivo poháňaný 200 kW motormi.
Druhá jednotka s kontinuálnym mlynom v Mulheime, spustená v roku 1972, je vybavená výkonnejším počítačom, ktorému sú priradené rozsiahlejšie funkcie. Jednotka je určená na valcovanie rúr s priemerom do 139 mm, hrúbkou steny do 20 mm a pozostáva z dierovacej stolice, osemstolicovej priebežnej stolice a dvadsaťosemstolicovej redukčnej stolice s individuálnym pohonom. .
Zariadenie na kontinuálne valcovanie rúr v Spojenom kráľovstve, spustené v roku 1969, je vybavené aj počítačom, ktorý sa používa na plánovanie nakládky zariadenia a ako informačný systém nepretržite monitoruje parametre valcovaných výrobkov a nástrojov. Kontrola kvality rúr a prírezov, ako aj presnosť nastavenia mlyna sa vykonáva vo všetkých fázach technologického procesu. Informácie z každého mlyna sa posielajú do počítača na spracovanie, po ktorom sa odovzdávajú mlynom na prevádzkové riadenie.
Jedným slovom, mnohé krajiny sa snažia vyriešiť problémy automatizácie procesov valcovania, vrátane. a náš. Na vývoj matematického modelu riadenia kontinuálnych valcov je potrebné poznať vplyv špecifikovaných technologických parametrov na presnosť hotových rúr, preto je potrebné zvážiť vlastnosti kontinuálneho valcovania.
Funkciou zníženia potrubia s napätím je viac vysoká kvalita výrobky v dôsledku vytvorenia menšieho rozdielu priečnych stien, na rozdiel od valcovania bez napätia, ako aj možnosti získania rúr malých priemerov. Avšak pri valcovaní kus po kuse sa na koncoch rúrok pozoruje zvýšená pozdĺžna zmena hrúbky steny. Zosilnené konce pri redukcii ťahom sa vytvárajú v dôsledku skutočnosti, že predné a zadné konce rúry pri prechode cez mlyn nie sú vystavené plnému pôsobeniu ťahu.
Napätie je charakterizované ťahovým napätím v potrubí (x). Najucelenejšou charakteristikou je koeficient plastického napätia, čo je pomer pozdĺžneho ťahového napätia rúry k deformačnému odporu kovu v stojane.
Typicky je redukčná stolica nastavená tak, že koeficient plastického napätia v stredných stojanoch je rovnomerne rozdelený. Napätie stúpa a klesá v prvej a poslednej stojke.
Zintenzívniť proces redukcie a získať tenkostenné rúry je dôležité poznať maximálne napätie, ktoré je možné v redukčnej fréze vytvoriť. Maximálna hodnota súčiniteľa plastického napätia vo valcovni (z max) je obmedzená dvoma faktormi: ťažnou schopnosťou valcov a podmienkami pretrhnutia rúrok vo valcovni. Výsledkom výskumu bolo zistené, že pri celkovom znížení potrubia v mlyne až o 50-55% je hodnota z max obmedzená ťažnou kapacitou valcov.
Workshop T-3 spolu s EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" a podnikom "ASK" vytvorili základ systému ACS-TP na jednotke TPA-80. V súčasnosti fungujú tieto komponenty tohto systému: UZN-N, UZN-R, komunikačná linka ETHERNET, všetky AWP.
3.2 Výpočet rolovacieho stola
Základným princípom konštrukcie technologického procesu v moderných zariadeniach je získanie rúr s rovnakým konštantným priemerom na kontinuálnom mlyne, čo umožňuje použitie predvalku a objímky tiež s konštantným priemerom. Získanie rúrok požadovaného priemeru je zabezpečené redukciou. Takýto systém práce výrazne uľahčuje a zjednodušuje nastavenie fréz, znižuje zásoby nástrojov a hlavne umožňuje zachovať vysokú produktivitu celej jednotky aj pri valcovaní rúr minimálneho (po zmenšení) priemeru.
Valcovací stôl vypočítame podľa postupu valcovania podľa metódy opísanej v. Vonkajší priemer potrubia po redukcii je určený rozmermi posledného páru valcov.
D p 3 \u003d (1,010...1,015) * D o \u003d 1,01 * 33,7 \u003d 34 mm
kde D p je priemer hotovej rúry po redukčnej fréze.
Hrúbka steny po priebežných a redukčných frézach sa musí rovnať hrúbke steny hotového potrubia, t.j. S n \u003d Sp \u003d S o \u003d 3,2 mm.
Pretože po kontinuálnom mlyne vychádza rúrka s rovnakým priemerom, berieme D n \u003d 94 mm. V kontinuálnych mlynoch kalibrácia valcov zabezpečuje, že v poslednom páre valcov je vnútorný priemer rúrky o 1-2 mm väčší ako priemer tŕňa, takže priemer tŕňa sa bude rovnať:
H \u003d d n - (1,.2) \u003d Dn -2S n -2 \u003d 94-2 * 3,2-2 \u003d 85,6 mm.
Berieme priemer tŕňov rovný 85 mm.
Vnútorný priemer objímky musí zabezpečiť voľné vloženie tŕňa a je o 5-10 mm väčší ako priemer tŕňa
d g \u003d n + (5..10) \u003d 85 + 10 \u003d 95 mm.
Prijímame stenu objímky:
S g \u003d Sn + (11..14) \u003d 3,2 + 11,8 \u003d 15 mm.
Vonkajší priemer objímok je určený na základe hodnoty vnútorného priemeru a hrúbky steny:
D g \u003d d g + 2S g \u003d 95 + 2 * 15 \u003d 125 mm.
Priemer použitého obrobku D h =120 mm.
Priemer tŕňa dierovacej stolice sa volí s prihliadnutím na množstvo valcovania, t.j. nárast vnútorného priemeru objímky, ktorý je od 3 % do 7 % vnútorného priemeru:
P \u003d (0,92 ... 0,97) d g \u003d 0,93 * 95 \u003d 88 mm.
Koeficienty ťahania pre dierovacie, kontinuálne a redukčné frézy sú určené vzorcami:
,
Celkový pomer ťahu je:
Podobným spôsobom bol vypočítaný aj rolovací stôl pre rúry s rozmermi 48,3 x 4,0 mm a 60,3 x 5,0 mm.
Rolovací stôl je uvedený v tabuľke. 3.1.
Tabuľka 3.1 - Rolovací stôl TPA-80
| Veľkosť hotových rúr, mm | Priemer obrobku, mm | Prepichovací mlyn | Priebežný mlyn | redukčný mlyn | Celkový pomer predĺženia | ||||||||||
| Vonkajší priemer | hrúbka steny | Veľkosť rukáva, mm | Priemer tŕňa, mm | Pomer ťahu | Rozmery potrubia, mm | Priemer tŕňa, mm | Pomer ťahu | Veľkosť potrubia, mm | Počet stojanov | Pomer ťahu | |||||
| Priemer | hrúbka steny | Priemer | hrúbka steny | Priemer | hrúbka steny | ||||||||||
| 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 Výpočet kalibrácie valcov redukčného mlyna
Kalibrácia valcov je dôležitá neoddeliteľnou súčasťou výpočet prevádzkového režimu mlyna. To do značnej miery určuje kvalitu rúr, životnosť nástroja, rozloženie zaťaženia v pracovných stojanoch a pohon.
Výpočet kalibrácie valca zahŕňa:
a) rozdelenie čiastkových deformácií v stojanoch mlyna a výpočet stredných priemerov kalibrov;
b) určenie rozmerov kalibrov kotúčov.
3.3.1 Rozdelenie čiastočného napätia
Podľa charakteru zmeny čiastkových deformácií možno stolice redukčnej stolice rozdeliť do troch skupín: hlavová na začiatku stolice, v ktorej sa redukcie pri valcovaní intenzívne zväčšujú; kalibračné (na konci mlyna), pri ktorých sú deformácie redukované na minimálnu hodnotu a medzi nimi skupina stojanov (stredná), v ktorej sú čiastkové deformácie maximálne alebo im blízke.
Pri valcovaní rúr v ťahu sa hodnoty čiastkových deformácií berú na základe stavu stability potrubného profilu pri plastickej hodnote napätia, ktorá zabezpečuje výrobu rúry daného rozmeru.
Koeficient celkového plastového napätia možno určiť podľa vzorca:
,
kde sú axiálne a tangenciálne deformácie brané v logaritmickej forme; T je hodnota určená v prípade trojvalcového kalibru vzorcom
T= 
,
kde (S/D) cp je priemerný pomer hrúbky steny k priemeru počas doby deformácie rúry vo valcovni; k-faktor zohľadňujúci zmenu stupňa hrúbky potrubia.
,
,
kde m je hodnota celkovej deformácie rúry pozdĺž priemeru.
.
,
.
Hodnota kritického čiastočného zníženia pri takomto koeficiente plastického napätia podľa , môže dosiahnuť 6 % v druhom poraste, 7,5 % v treťom poraste a 10 % vo štvrtom poraste. V prvej klietke sa odporúča odber v rozmedzí 2,5-3%. Na zabezpečenie stabilného úchopu sa však množstvo kompresie vo všeobecnosti znižuje.
V predfinišovacích a dokončovacích stojanoch mlyna sa redukcia tiež znižuje, ale aby sa znížilo zaťaženie valcov a zlepšila sa presnosť hotových rúr. V poslednom stojane triediacej skupiny sa redukcia rovná nule, predposledná - až 0,2 od redukcie v poslednom stojane strednej skupiny.
IN stredná skupina porasty precvičujú rovnomerné a nerovnomerné rozloženie čiastkových deformácií. Pri rovnomernom rozložení kompresie vo všetkých porastoch tejto skupiny sa predpokladá, že sú konštantné. Nerovnomerné rozloženie jednotlivých deformácií môže mať niekoľko variantov a môže byť charakterizované nasledujúcimi vzormi:
kompresia v strednej skupine je úmerne znížená od prvých stojanov po posledný - padací režim;
v niekoľkých prvých porastoch strednej skupiny sú čiastočné deformácie znížené, zatiaľ čo ostatné sú ponechané konštantné;
kompresia v strednej skupine sa najskôr zvyšuje a potom znižuje;
v prvých niekoľkých porastoch strednej skupiny sú čiastkové deformácie ponechané konštantné a v ostatných sú redukované.
S klesajúcimi deformačnými režimami v strednej skupine stolíc sa zmenšujú rozdiely vo valcovacom výkone a zaťažení pohonu, spôsobené zvýšením odolnosti kovu proti deformácii pri valcovaní, znížením jeho teploty a zvýšením v rýchlosti deformácie. Predpokladá sa, že zníženie redukcie smerom ku koncu mlyna tiež zlepšuje kvalitu vonkajšieho povrchu rúr a znižuje odchýlky priečnych stien.
Pri výpočte kalibrácie valcov predpokladáme rovnomerné rozloženie redukcií.
Hodnoty čiastkových deformácií v stojanoch mlyna sú znázornené na obr. 3.1.
Distribúcia krimpovania
Na základe akceptovaných hodnôt čiastočných deformácií je možné podľa vzorca vypočítať priemerné priemery kalibrov
.
Pre prvú stolicu mlyna (i=1) d i -1 = D 0 = 94 mm, potom
mm.
Vypočítané podľa tohto vzorca sú stredné priemery kalibrov uvedené v dodatku 1.
3.3.2 Stanovenie rozchodov
Tvar kalibrov trojvalcových mlynov je znázornený na obr. 3.2.
Oválny priechod sa získa jeho obrysom s polomerom r so stredom posunutým vzhľadom na os valcovania o excentricitu e.
Kalibrová forma
Hodnoty polomerov a excentricity kalibrov sú určené šírkou a výškou kalibrov podľa vzorcov:
Na určenie rozmerov kalibru je potrebné poznať hodnoty jeho poloosi a a b a na ich určenie hodnotu ovality kalibru
Na určenie ovality kalibru môžete použiť vzorec:
Exponent q charakterizuje možnú hodnotu rozšírenia v kalibri. Pri redukcii v trojvalcových stolicách sa berie q = 1,2.
Hodnoty poloosí kalibru sú určené závislosťami:
kde f je korekčný faktor, ktorý možno vypočítať pomocou približného vzorca
Rozmery kalibru vypočítame podľa vyššie uvedených vzorcov pre prvý stojan.
Pre zostávajúce stojany sa výpočet vykonáva podobným spôsobom.
V súčasnosti sa drážky valcov vykonávajú po inštalácii valcov v pracovnej stolici. Vŕtanie sa vykonáva na špeciálnych strojoch s okrúhlou frézou. Schéma vŕtania je znázornená na obr. 3.3.
Ryža. 3.3 - Vzor vývrtu kalibru
Na získanie kalibru s danými hodnotami a a b je potrebné určiť priemer frézy Df a jej posunutie vzhľadom na rovinu osí valcov (parameter X). Df a X sú určené nasledujúcimi matematicky presnými vzorcami:
Pre trojvalcové mlyny je uhol a 60° Di je ideálny priemer valca, Di = 330 mm.
Hodnoty vypočítané podľa vyššie uvedených vzorcov sú zhrnuté v tabuľke. 3.2.
Tabuľka 3.2 - Kalibrácia valca
| Číslo stojana | d, mm | m,% | a, mm | b, mm | r, mm | e, mm | Df, 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 Výpočet rýchlostné obmedzenia
Výpočet rýchlostného režimu mlyna spočíva v určení počtu otáčok valcov a podľa nich počtu otáčok motorov.
Pri valcovaní rúr s ťahom je zmena hrúbky steny značne ovplyvnená hodnotou plastového napätia. V tomto smere je v prvom rade potrebné určiť súčiniteľ celkového plastového napätia na mlyne – ztot, ktorý by zabezpečil požadovanú stenu. Výpočet ztot je uvedený v bode 3.3.
,
kde je koeficient zohľadňujúci vplyv bezkontaktných deformačných zón:
;
l i je dĺžka zachytávacieho oblúka:
;
- uhol uchopenia:
;
f je koeficient trenia, akceptujeme f=0,5; a je počet kotúčov v stojane, a=3.
V prvom pracovnom stojane z c1 =0. V nasledujúcich stojanoch môžete vziať z p i -1 = z s i .
,
;
;
.
Nahradením údajov pre prvý stojan do vyššie uvedených vzorcov získame:
mm;
;
;
;
; ;
mm.
Po vykonaní podobných výpočtov pre druhý stojan sa získali nasledujúce výsledky: z p2 = 0,42, S2 = 3,251 mm, zp3 = 0,426, S3 = 3,252 mm, zp4 = 0,446, S4 = 3,258 mm. Na tomto zastavíme výpočet z p i podľa vyššie uvedenej metódy, pretože podmienka z n2 >z celk je splnená.
Z podmienky úplného sklzu určíme maximálne možné napätie z z v poslednej deformujúcej sa stolici, t.j. z s21. V tomto prípade predpokladáme, že z p21 =0.
.
mm;
;
;
Hrúbka steny pred 21. tribúnou, t.j. S 20 možno určiť podľa vzorca:
.
;
; ;
mm.
Po vykonaní podobných výpočtov pre 20. stojan sa získali tieto výsledky: zz 20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, zz 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, zz 18 = 0,416, S 17 = 3,151 mm 17 = 0,441, S 16 \u003d 3,151 mm. Na tomto zastavíme výpočet z p i, pretože podmienka z z14 >z celk je splnená.
Vypočítané hodnoty hrúbky steny pre stolice sú uvedené v tabuľke. 2.20.
Na určenie počtu otáčok valcov je potrebné poznať priemery valcov. Na určenie priemerov valcov môžete použiť vzorce uvedené v:
, (2)
kde D v i je priemer valca v hornej časti;
.
Ak 
, potom by sa mal výpočet priemeru valcovania valcov vykonať podľa rovnice (1), ak táto podmienka nie je splnená, potom by sa mal použiť (2).
Hodnota charakterizuje polohu neutrálnej čiary v prípade, keď je braná rovnobežne (v pôdoryse) s osou valenia. Z podmienky silovej rovnováhy v deformačnej zóne pre takéto usporiadanie sklzových zón
,
Vzhľadom na vstupnú rýchlosť valcovania V v =1,0 m/s sme vypočítali počet otáčok valcov prvej stolice.
ot./min
Obraty v ostatných porastoch boli zistené podľa vzorca:
.
Výsledky výpočtu rýchlostného režimu sú uvedené v tabuľke 3.3.
Tabuľka 3.3 - Výsledky výpočtu rýchlostného limitu
| Číslo stojana | S, mm | Dcat, mm | n, otáčky za minútu |
| 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 |
Podľa tabuľky 3.3. bol zostavený graf zmien otáčok valcov (obr. 3.4.).
Rýchlosť rolovania
3.5 Výkonové parametre valcovania
Charakteristickým znakom procesu redukcie v porovnaní s inými typmi pozdĺžneho valcovania je prítomnosť významných medzištandardných napätí. Prítomnosť ťahu má významný vplyv na výkonové parametre valcovania - tlak kovu na valce a valivé momenty.
Sila kovu pôsobiaca na valec P je geometrickým súčtom vertikálnych zložiek R in a horizontálnych zložiek Rg:
Vertikálna zložka kovovej sily na valcoch je určená vzorcom:
,
kde p je priemerný špecifický tlak kovu na valci; l je dĺžka deformačnej zóny; d je merací priemer; a je počet kotúčov v stojane.
Horizontálna zložka Р g sa rovná rozdielu medzi silami predného a zadného napätia:
kde z p, z z sú koeficienty predného a zadného plastového napätia; F p, F c - plocha prierezu predného a zadného konca potrubia; s S je deformačný odpor.
Na určenie priemerných špecifických tlakov sa odporúča použiť vzorec V.P. Anisiforova:
.
Valivý moment (celkový počet na stojan) je určený vzorcom:
.
Odolnosť proti deformácii je určená vzorcom:
,
kde Т – teplota valcovania, °С; H je intenzita rýchlostí šmykovej deformácie, 1/s; e - relatívne zníženie; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 sú empirické koeficienty, pre oceľ 10: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (–2,8 ).
Intenzita deformácie je určená vzorcom
kde L je stupeň šmykovej deformácie:
t je čas deformácie:
Uhlová rýchlosť valca sa zistí podľa vzorca:
,
Výkon sa zistí podľa vzorca:
V tabuľke. 3.4. sú uvedené výsledky výpočtu výkonových parametrov valcovania podľa vyššie uvedených vzorcov.
Tabuľka 3.4 - Výkonové parametre valcovania
| Číslo stojana | 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 | - | - | - | - |
Podľa tabuľky. 3.4 sú vykreslené grafy zmien výkonových parametrov valcovania po stolici (obr. 3.5., 3.6., 3.7.).
Zmena priemerného špecifického tlaku
Zmena sily kovu na valci
Zmena valivého momentu
3.6 Štúdia vplyvu prechodových režimov znižovania rýchlosti na hodnotu pozdĺžneho rozdielu hrúbky steny koncových úsekov hotových rúr
3.6.1 Popis výpočtového algoritmu
Štúdia bola vykonaná s cieľom získať údaje o vplyve prechodových režimov znižovania rýchlosti na hodnotu pozdĺžneho rozdielu v hrúbke steny koncových častí hotových rúr.
Stanovenie súčiniteľa medzištandardného napätia zo známych otáčok valcov, t.j. závislosť Zn i =f(n i /n i -1) bola vykonaná podľa metódy riešenia takzvanej inverznej úlohy navrhnutej G.I. Gulyaev, aby sa získala závislosť hrúbky steny od otáčok valcov.
Podstata techniky je nasledovná.
Ustálený proces redukcie potrubia možno opísať sústavou rovníc odrážajúcich dodržanie zákona stálosti druhých objemov a rovnováhu síl v deformačnej zóne:
(3.1.)
Na druhej strane, ako je známe,
Dcat i =j(Zз i , Zп i , А i),
m i =y (Zз i , Zп i , B i),
kde A i a B i sú hodnoty, ktoré nezávisia od napätia, n i je počet otáčok v i-tej stolici, i je pomer ťahania v i-tej stolici, Dcat i je priemer valcovania valec v i-tej stolici, Zп i, Zz i - predné a zadné koeficienty plastového napätia.
Vzhľadom na to, že Zз i = Zп i -1, sústavu rovníc (3.1.) možno zapísať vo všeobecnom tvare takto:
(3.2.)
Sústavu rovníc (3.2.) vzhľadom na predný a zadný koeficient plastického napätia riešime metódou postupných aproximácií.
Ak vezmeme Zz1 = 0, nastavíme hodnotu Zp1 a z prvej rovnice sústavy (3.2.) určíme iteráciou Zp 2, potom z druhej rovnice - Zp 3 atď. Vzhľadom na hodnotu Zp 1 môžete nájsť riešenie, v ktorom Zp n = 0 .
Keď poznáme koeficienty predného a zadného plastového napätia, určíme hrúbku steny po každom stojane pomocou vzorca:
(3.3.)
kde A je koeficient určený podľa vzorca:
;
;
z i - priemerný (ekvivalentný) koeficient plastického napätia
.
3.6.2 Výsledky štúdie
Pomocou výsledkov výpočtov kalibrácie nástroja (str. 3.3.) a nastavenia rýchlosti frézy (rýchlosti valcov) s ustáleným procesom redukcie (str. 3.4.) v softvérovom prostredí MathCAD 2001 Professional systém (3.2.) resp. výrazy (3.3.) boli riešené za účelom zistenia zmeny hrúbky steny.
Je možné zmenšiť dĺžku zosilnených koncov zvýšením koeficientu plastového napätia zmenou otáčok valcov počas valcovania koncových častí rúry.
V súčasnosti je na redukčnej stolici TPA-80 vytvorený riadiaci systém pre vysokorýchlostný režim kontinuálneho beztŕňového valcovania. Tento systém umožňuje dynamicky upravovať rýchlosť rolovania PPC stojanov počas rolovania koncových úsekov rúr podľa daného lineárneho vzťahu. Táto regulácia rýchlosti valcovania počas valcovania koncových častí rúr sa nazýva „rýchlostný klin“. Obraty valcov počas valcovania koncových častí potrubia sa vypočítajú podľa vzorca:
, (3.4.)
kde n i je rýchlosť valcov v i-tej stolici v ustálenom stave, K i je koeficient zníženia rýchlosti valcov v %, i je číslo stolice.
Závislosť koeficientu zníženia rýchlosti valcovania v danej stolici od čísla stolice je lineárna
K i \u003d (obr. 3.8.).
Závislosť redukčného faktora kotúčov v stojane od čísla stojana.
Počiatočné údaje na použitie tohto režimu ovládania sú:
Počet stojanov, v ktorých sa mení nastavenie rýchlosti, je obmedzený dĺžkou zosilnených koncov (3…6);
Veľkosť zníženia rýchlosti valcov v prvej stolici mlyna je obmedzená možnosťou elektrického pohonu (0,5 ... 15 %).
V tejto práci sa na štúdium vplyvu nastavenia rýchlosti RRS na hrúbku koncovej pozdĺžnej steny predpokladalo, že zmena nastavenia rýchlosti pri znižovaní predných a zadných koncov rúr sa vykonáva v prvých 6 stojanoch. Štúdia bola vykonaná zmenou rýchlosti otáčania valcov v prvých stolicách valcovne vo vzťahu k ustálenému procesu valcovania (zmena uhla sklonu priamky na obr. 3.8).
Výsledkom modelovania procesov plnenia RRS stojanov a výstupu rúr z valcovne rúr sme získali závislosti hrúbky steny predných a zadných koncov rúr od veľkosti zmeny rýchlosti otáčania rúr. valcov v prvých stoliciach mlyna, ktoré sú znázornené na obr. 3.9. a Obr.3.10. pre rúry s rozmermi 33,7x3,2 mm. Najoptimálnejšia hodnota „rýchlostného klinu“ z hľadiska minimalizácie dĺžky koncovky a „dosiahnutia“ hrúbky steny v tolerančnom poli DIN 1629 (tolerancia hrúbky steny ± 12,5 %) je K 1 =10-12% .
Na obr. 3.11. a obr. 3.12. závislosti dĺžok predných a zadných zosilnených koncov hotových rúr sú dané pomocou „rýchlostného klinu“ (K 1 = 10 %), získaného ako výsledok modelovania prechodových javov. Z vyššie uvedených závislostí možno vyvodiť tieto závery: použitie „rýchlostného klinu“ dáva viditeľný efekt iba pri valcovaní rúr s priemerom menším ako 60 mm a hrúbkou steny menšou ako 5 mm a s väčším priemerom a hrúbke steny potrubia nedochádza k stenčovaniu steny potrebnému na dosiahnutie požiadaviek normy.
Na obr. 3.13., 3.14., 3.15., sú uvedené závislosti dĺžok predného zosilneného konca od vonkajšieho priemeru hotových rúr pre hrúbky steny rovné 3,5, 4,0, 5,0 mm, pri rôznych hodnotách „rýchl. klin“ (vzali sme koeficient zníženia rýchlosti valcov K 1 rovný 5 %, 10 %, 15 %).
Závislosť hrúbky steny predného konca rúry na hodnote
„rýchlostný klin“ pre rozmer 33,7x3,2 mm
Závislosť hrúbky steny zadného konca rúry na hodnote „rýchlostného klinu“ pre rozmer 33,7x3,2 mm
Závislosť dĺžky predného zosilneného konca potrubia od D a S (pri K 1 \u003d 10%)
Závislosť dĺžky zadného zosilneného konca potrubia od D a S (pri K 1 \u003d 10%)
Závislosť dĺžky predného zosilneného konca rúry od priemeru hotovej rúry (S=3,5 mm) pri rôznych hodnotách „rýchlostného klinu“.
Závislosť dĺžky predného zosilneného konca rúry od priemeru hotovej rúry (S=4,0 mm) pri rôznych hodnotách „rýchlostného klinu“
Závislosť dĺžky predného zosilneného konca rúry od priemeru hotovej rúry (S=5,0 mm) pri rôznych hodnotách „rýchlostného klinu“.
Z vyššie uvedených grafov je vidieť, že najväčší efekt z hľadiska zníženia rozdielu koncových hrúbok hotových rúr má dynamické riadenie otáčok PPC valcov v rámci K 1 =10...15%. Nedostatočne intenzívna zmena „rýchlostného klinu“ (K 1 = 5 %) neumožňuje stenčovanie hrúbky steny koncových častí rúry.
Taktiež pri valcovaní rúr so stenou hrubšou ako 5 mm napätie vznikajúce pôsobením „rýchlostného klinu“ nedokáže stenčovať stenu v dôsledku nedostatočnej ťažnej kapacity valcov. Pri valcovaní rúr s priemerom väčším ako 60 mm je pomer predĺženia v redukčnej stolici malý, takže k zhrubnutiu koncov prakticky nedochádza, preto je použitie „rýchlostného klinu“ nepraktické.
Analýza vyššie uvedených grafov ukázala, že použitie "rýchlostného klinu" na redukčnej fréze TPA-80 JSC "KresTrubZavod" umožňuje znížiť dĺžku predného zosilneného konca o 30%, zadného zosilneného konca o 25%.
Ako výpočty Mochalova D.A. pre viac efektívna aplikácia„rýchlostný klin“ pre ďalšie zníženie koncového trimu je potrebné zabezpečiť chod prvých stojanov v režime brzdenia s takmer plným využitím výkonových možností valcov z dôvodu použitia zložitejšej nelineárnej závislosti valca. koeficient zníženia rýchlosti v danom poraste na číslo porastu. Na určenie optimálnej funkcie K i =f(i) je potrebné vytvoriť vedecky podloženú metodiku.
Vývoj takéhoto algoritmu pre optimálne riadenie rekonfigurovateľného rádiového systému môže slúžiť ako cieľ pre ďalší vývoj UZS-R do plnohodnotného APCS TPA-80. Ako ukazujú skúsenosti s používaním takýchto systémov riadenia procesov, regulácia počtu otáčok valcov počas valcovania koncových častí rúr podľa spoločnosti Mannesmann (balík aplikovaných programov CARTA) umožňuje znížiť veľkosť koncového rezu rúr o viac ako 50%, a to vďaka automatickému riadiacemu systému pre proces zmenšovania rúr, ktorý zahŕňa tak riadiaci subsystém mlyna, ako aj merací subsystém, ako aj subsystém pre výpočet optimálneho redukčný režim a riadenie procesov v reálnom čase.
4. ŠTÚDIA UKONČITEĽNOSTI PROJEKTU
4.1 Podstata plánovanej činnosti
V tomto projekte sa navrhuje zaviesť optimálny rýchlostný režim valcovania na valcovacej stolici. Týmto opatrením sa plánuje zníženie koeficientu spotreby kovu a vzhľadom na skrátenie dĺžky rezaných zhrubnutých koncov hotových rúr sa predpokladá zvýšenie objemu výroby v priemere o 80 ton za mesiac.
Kapitálové investície potrebné na realizáciu tohto projektu sú 0 rubľov.
Financovanie projektu je možné realizovať v rámci položky "bežné opravy", odhady nákladov. Projekt je možné zrealizovať do jedného dňa.
4.2 Výpočet výrobných nákladov
Kalkulácia nákladovej ceny 1t. výrobky podľa existujúcich noriem na orezávanie zosilnených koncov rúr sú uvedené v tabuľke. 4.1.
Výpočet pre projekt je uvedený v tabuľke. 4.2. Keďže výsledkom realizácie projektu nie je zvýšenie výkonu, prepočet nákladových hodnôt pre fázu spracovania v kalkulácii návrhu sa nevykonáva. Ziskovosťou projektu je zníženie nákladov znížením odpadu z orezávania. Orezávanie sa znižuje v dôsledku zníženia koeficientu spotreby kovu.
4.3 Výpočet návrhových ukazovateľov
Výpočet ukazovateľov projektu je založený na kalkulácii uvedenej v tabuľke. 4.2.
Úspory zo zníženia nákladov za rok:
Napr. \u003d (C 0 -C p) * V pr \u003d (12200,509-12091,127) * 110123,01 \u003d 12045475,08r.
Vykázaný zisk:
Pr 0 \u003d (P-C 0) * V od \u003d (19600-12200,509) * 109123,01 \u003d 807454730,39r.
Zisk projektu:
Pr p \u003d (P-C p) * V pr \u003d (19600-12091,127) * 110123,01 \u003d 826899696,5r.
Zvýšenie zisku bude:
Pr \u003d Pr p - Pr 0 \u003d 826899696,5-807454730,39 \u003d 19444966,11r.
Ziskovosť produktu bola:
Ziskovosť produktov pre projekt:
Peňažné toky pre správu a pre projekt sú uvedené v tabuľke 4.3. a 4.4.
Tabuľka 4.1 - Výpočet nákladov na 1 tonu valcovaných výrobkov v obchode T-3 JSC "KresTrubZavod"
| č. p / p | Nákladová položka | Množstvo | Cena 1 tona | Sum |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| ja | Uvedené pri prerozdeľovaní: 1. Sochor, t/t; 2. Odpad, t/t: orezávanie neštandardné; |
|||
| ja ja | Náklady na prevod 2. Náklady na energiu: výkon elektrický výkon, kW/h para pre výrobu, Gcal technická voda, tm 3 stlačený vzduch, tm 3 recyklovaná voda, tm 3 priemyselné odpadové vody, tm 3 3. Pomocné materiály 7. Náhradné vybavenie 10. Generálna oprava 11. Práca dopravných dielní 12. Ostatné výdavky obchodu Celkové náklady na konverziu |
|||
| W | Továrenská réžia |
Tabuľka 4.2 - Projektová kalkulácia 1 tony valcovaných výrobkov
| č. p / p | Nákladová položka | Množstvo | Cena 1 tona | Sum |
| ja | Uvedené pri prerozdeľovaní: 1. Sochor, t/t; 2. Odpad, t/t: orezávanie neštandardné; Spolu uvedené v prerozdelení mínus odpad a šrot |
|||
| P | Náklady na prevod 1. Procesné palivo (zemný plyn), tu 2. Náklady na energiu: výkon elektrický výkon, kW/h para pre výrobu, Gcal technická voda, tm 3 stlačený vzduch, tm 3 recyklovaná voda, tm 3 priemyselné odpadové vody, tm 3 3. Pomocné materiály 4. Základná mzda výrobných pracovníkov 5. Dodatočný plat výrobných robotníkov 6. Odvody na sociálne potreby 7. Náhradné vybavenie 8. Bežné opravy a údržba dlhodobého majetku 9. Odpisy dlhodobého majetku 10. Generálna oprava 11. Práca dopravných dielní 12. Ostatné výdavky obchodu Celkové náklady na konverziu |
|||
| W | Továrenská réžia Celkové výrobné náklady |
|||
| IV | nevýrobné náklady Celkové celkové náklady |
Zlepšenie technologického procesu ovplyvní technickú a ekonomickú výkonnosť podniku takto: ziskovosť výroby sa zvýši o 1,45%, úspory zo zníženia nákladov budú predstavovať 12 miliónov rubľov. ročne, čo povedie k zvýšeniu zisku.
Tabuľka 4.3 - Vykazovaný peňažný tok
peňažných tokov |
Roku | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Peňažný tok: | |||||
| - Objem výroby, tony | |||||
| - Cena produktu, rub. | |||||
| celkový prítok | |||||
| B. Odliv hotovosti: | |||||
| -Prevádzkové náklady | |||||
| -Daň z príjmu | 193789135,29 | ||||
Celkový odtok: |
1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 | 1521432951,34 |
| Čistý peňažný tok (A-B) | |||||
Coeff. Inverzie |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E = 0,25 | |||||
| 493902383,46 | 889024290,22 | 1205121815,64 | 1457999835,97 | 1457999835,97 | |
Tabuľka 4.4 – Peňažný tok pre projekt
| peňažných tokov | Roku | ||||
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | |
| A. Peňažný tok: | |||||
| - Objem výroby, tony | |||||
| - Cena produktu, rub. | |||||
| - Výťažok z predaja, rub. | |||||
| celkový prítok | |||||
| B. Odliv hotovosti: | |||||
| -Prevádzkové náklady | |||||
| -Daň z príjmu | |||||
| Celkový odtok: | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 | 1526220795,63 |
| Čistý peňažný tok (A-B) | 632190135,03 | 632190135,03 | 632190135,03 | ||
Coeff. Inverzie |
0,8 | 0,64 | 0,512 | 0,41 | 0,328 |
| E = 0,25 | |||||
| Zľavnený tok (A-B)*C inv | |||||
| Kumulatívne peňažné toky NPV | |||||
Finančný profil projektu je znázornený na obrázku 4.1. Podľa grafov na obr. 4.1. kumulatívna NPV projektu presahuje plánovanú hodnotu, čo naznačuje bezpodmienečnú ziskovosť projektu. Kumulatívna NPV vypočítaná pre realizovaný projekt je kladná hodnota z prvého roka, keďže projekt si nevyžadoval kapitálové investície.
Finančný profil projektu
Bod zvratu sa vypočíta podľa vzorca:
Bod zvratu charakterizuje minimálny objem výroby, pri ktorom končia straty a objavuje sa prvý zisk.
V tabuľke. 4.5. údaje sú uvedené na výpočet variabilných a fixných nákladov.
Podľa údajov z vykazovania je výška variabilných nákladov na jednotku výroby Z pruh = 11212,8 rubľov, výška fixných nákladov na jednotku výroby Z príspevok = 987,7 rubľov. Výška fixných nákladov na celý objem produkcie podľa správy je 107780796,98 rubľov.
Podľa konštrukčných údajov je výška variabilných nákladov Z pruh \u003d 11103,5 rubľov, výška fixných nákladov Z príspevok \u003d 987,7 rubľov. Výška fixných nákladov na celý objem produkcie podľa správy je 108768496,98 rubľov.
Tabuľka 4.5 - Podiel fixných nákladov v štruktúre plánovaných a projektových nákladov
| č. p / p | Nákladová položka | Množstvo podľa plánu, trieť. | Suma projektu, rub. |
Podiel fixných nákladov v štruktúre nákladov na prerozdelenie, % |
| 1 | 2 | 3 | 4 | 5 |
| 1 | Náklady na prevod 1. Procesné palivo (zemný plyn), tu 2. Náklady na energiu: výkon elektrický výkon, kW/h para pre výrobu, Gcal technická voda, tm 3 stlačený vzduch, tm 3 recyklovaná voda, tm 3 priemyselné odpadové vody, tm 3 3. Pomocné materiály 4. Základná mzda výrobných pracovníkov 5. Dodatočný plat výrobných robotníkov 6. Odvody na sociálne potreby 7. Náhradné vybavenie 8. Bežné opravy a údržba dlhodobého majetku 9. Odpisy dlhodobého majetku 10. Generálna oprava 11. Práca dopravných dielní 12. Ostatné výdavky obchodu Celkové náklady na konverziu |
|||
| 2 | Továrenská réžia Celkové výrobné náklady |
100 | ||
| 3 | nevýrobné náklady Celkové celkové náklady |
100 |
Hlásený bod zvratu je:
TBC od 
T.
Bod zlomu pre projekt je:
TV pr 
T.
V tabuľke. 4.6. bola vykonaná kalkulácia tržieb a všetkých druhov nákladov na výrobu predaných výrobkov potrebných na určenie bodu zvratu. Harmonogramy pre výpočet bodu zvratu pre správu a pre projekt sú znázornené na obrázku 4.2. a Obr.4.3. resp.
Tabuľka 4.6 - Údaje pre výpočet bodu zvratu
Výpočet bodu zvratu podľa správy
Výpočet bodu zvratu pre projekt
Technické a ekonomické ukazovatele projektu sú uvedené v tabuľke. 4.7.
V dôsledku toho môžeme konštatovať, že opatrenie navrhované v projekte zníži náklady na jednotku vyrobených výrobkov o 1,45% znížením variabilných nákladov, čo prispieva k zvýšeniu zisku o 19,5 milióna rubľov. s ročnou produkciou 110 123,01 ton. Výsledkom realizácie projektu je rast kumulatívnej čistej súčasnej hodnoty v porovnaní s plánovanou hodnotou v sledovanom období. Pozitívnym bodom je aj zníženie prahu rentability z 12,85 tisíc ton na 12,8 tisíc ton.
Tabuľka 4.7 - Technické a ekonomické ukazovatele projektu
| č. p / p | Index | správa | Projekt | Odchýlka | |
| Absolútna | % | ||||
| 1 | Objem výroby: v naturáliách, t v hodnotovom vyjadrení tisíc rubľov |
||||
| 2 | Náklady na hlavné výrobné aktíva, tisíc rubľov. | 6775032 | 6775032 | 0 | 0 |
| 3 | Všeobecné náklady (úplné náklady): celková emisia, tisíc rubľov jednotky výroby, rub. |
||||
| 4 | Ziskovosť produktu, % | 60,65 | 62,1 | 1,45 | 2,33 |
| 5 | Čistá súčasná hodnota, NPV | 1700,136 | |||
| 6 | Celková výška investícií, tisíc rubľov | 0 | |||
| 7 | Referencia: bod zvratu T.B., t, hodnotu diskontnej sadzby F, Vnútorná miera návratnosti HND maximálny odtok hotovosti K, tisíc rubľov. |
||||
ZÁVER
V rámci tohto dizertačného projektu bola vyvinutá technológia výroby rúr na všeobecné použitie podľa DIN 1629. Príspevok uvažuje o možnosti skrátenia dĺžky zosilnených koncov vytvorených pri valcovaní na redukčnej stolici zmenou nastavenia rýchlosti mlyna počas valcovanie koncových úsekov potrubia s využitím možností systému UZS-R. Výpočty ukázali, že skrátenie dĺžky zahustených koncov môže dosiahnuť 50 %.
Ekonomické výpočty ukázali, že použitie navrhovaných režimov rolovania zníži jednotkové výrobné náklady o 1,45 %. To pri zachovaní existujúcich objemov výroby umožní zvýšiť zisky o 20 miliónov rubľov v prvom roku.
Bibliografia
1. Anuryev V.I. "Príručka konštruktéra-strojára" v 3 zväzkoch, zväzok 1 - M. "Inžinierstvo" 1980 - 728 s.
2. Anuryev V.I. "Príručka konštruktéra-strojára" v 3 zväzkoch, zväzok 2 - M. "Inžinierstvo" 1980 - 559 s.
3. Anuryev V.I. "Príručka konštruktéra-strojára" v 3 zväzkoch, ročník 3 - M. "Inžinierstvo" 1980 - 557 s.
4. Pavlov Ya.M. "Súčiastky stroja". - Leningradské "Inžinierstvo" 1968 - 450 s.
5. Vasiliev V.I. „Základy dizajnu technologické vybavenie"podniky motorovej dopravy" učebnica - Kurgan 1992 - 88 s.
6. Vasiliev V.I. "Základy projektovania technologických zariadení podnikov motorovej dopravy" - Kurgan 1992 - 32 s.
