DIPLOMITÖÖ TEEMAL:

Torude tootmine

1. TORUDE REGULEERIVATE DOKUMENTIDE SORTI JA NÕUDED

1.1 Torude valik

KresTrubZavod OJSC on meie riigi üks suurimaid torude tootjaid. Tema tooteid müüakse edukalt nii kodu- kui ka välismaal. Tehases valmistatud tooted vastavad kodu- ja välismaiste standardite nõuetele. Rahvusvahelisi kvaliteedisertifikaate väljastavad sellised organisatsioonid nagu: American Petroleum Institute (API), Saksamaa sertifitseerimiskeskus TUV - Rayland.

Pood T-3 on ettevõtte üks peamisi kauplusi, mille tooted vastavad tabelis toodud standarditele. 1.1.

Tabel 1.1 - Valmistatud torude standardid

Töökojas toodetakse torusid süsinik-, legeeritud ja kõrglegeeritud terasest läbimõõduga D = 28-89mm ja seinapaksusega S = 2,5-13mm.

Põhimõtteliselt on töökoda spetsialiseerunud torude, üldotstarbeliste torude ja torude tootmisele järgnevaks külmtöötlemiseks.

Valmistatud torude mehaanilised omadused peavad vastama tabelis näidatud omadustele. 1.2.

1.2 Regulatiivsed nõuded

Torude tootmine töökojas T-3 KresTrubZavod toimub vastavalt erinevatele regulatiivsetele dokumentidele nagu GOST, API, DIN, NFA, ASTM ja teised. Võtke arvesse DIN 1629 nõudeid.

1.2.1Sortimine

See standard kehtib õmblusteta ümmargused torud legeerimata terasest. Keemiline koostis torude tootmiseks kasutatavad terased on toodud tabelis 1.3.

Tabel 1.2 – Torude mehaanilised omadused

Tabel 1.3 – Teraste keemiline koostis

Selle standardi järgi valmistatud torusid kasutatakse eelkõige erinevates seadmetes mahutite valmistamisel ja torustike paigaldamisel, samuti üldises masinaehituses ja instrumentide valmistamises.

Torude mõõtmed ja maksimaalsed kõrvalekalded on toodud tabelis 1.4., tabelis 1.5., tabelis 1.6.

Toru pikkus määratakse selle otste vahelise kauguse järgi. Torude pikkuste tüübid on toodud tabelis 1.4.

Tabel 1.4 – Pikkuste tüübid ja lubatud pikkushälbed

Tabel 1.5 – läbimõõdu tolerantsid

Tabel 1.6 – Seina paksuse lubatud kõrvalekalded

Torud peaksid olema võimalikult ümmargused. Ümaruse hälve peab jääma välisläbimõõdu tolerantside piiresse.

Torud peavad olema silma järgi sirged, vajadusel saab täpsustada erinõudeid sirgusele.

Torud peavad olema lõigatud toru teljega risti ja neil ei tohi olla jäsemeid.

Lineaarmasside (kaalude) väärtused on toodud standardis DIN 2448. Nendest väärtustest on lubatud järgmised kõrvalekalded:

eraldi toru jaoks + 12% - 8%,

tarnetele kaaluga vähemalt 10t + 10% –5%.

Standardile DIN 1629 vastavate torude standardnimetus näitab:

Nimetamine (toru);

Suurusstandardi DIN (DIN 2448) põhinumber;

Toru peamised mõõtmed (välisläbimõõt × seina paksus);

Tehniliste tarnetingimuste põhinumber (DIN 1629);

Teraseklassi lühendatud nimetus.

Tähise näide DIN 1629-le vastava toru välisläbimõõduga 33,7 mm ja seina paksusega 3,2 mm, mis on valmistatud terasest St 37.0:

Toru DIN 2448-33,7 x 3,2

DIN 1629 – St 37,0.

1.2.2 Tehnilised nõuded

Torud peavad olema valmistatud vastavalt standardi nõuetele ja vastavalt ettenähtud korras kinnitatud tehnoloogilistele eeskirjadele.

Torude ja liitmike välis- ja sisepindadel ei tohiks olla vangistust, valamuid, päikeseloojanguid, delaminatsiooni, pragusid ja liiva.

Näidatud defektide lõikamine ja puhastamine on lubatud tingimusel, et nende sügavus ei ületa seina paksuse maksimaalset miinushälvet. Keevitamine, pahteldamine või defektsete kohtade tihendamine ei ole lubatud.

Kohtades, kus seina paksust saab vahetult mõõta, võib defektsete kohtade sügavus ületada määratud väärtust eeldusel, et säilib minimaalne seinapaksus, mis on defineeritud toru seina nimipaksuse ja selle maksimaalse miinushälbe vahena.

Lubatud on mõned väiksemad täkked, mõlgid, riskid, õhuke katlakivi ja muud tootmismeetodist tingitud defektid, kui need ei too seina paksust üle miinushälbete.

Mehaanilised omadused (voolavustugevus, tõmbetugevus, purunemispikenemine) peaksid vastama tabelis 1.7 toodud väärtustele.

Tabel 1.7 – Mehaanilised omadused

1.2.3 Vastuvõtmise reeglid

Torud esitatakse vastuvõtmiseks partiidena.

Partii peab koosnema sama nimiläbimõõduga, ühe seinapaksuse ja tugevusgrupiga, sama tüüpi ja ühe konstruktsiooniga torudest ning sellega peab olema kaasas üks dokument, mis tõendab nende kvaliteedi vastavust standardi nõuetele ja sisaldab:

Tootja nimi;

Toru nimiläbimõõt ja seina paksus millimeetrites, toru pikkus meetrites;

torude tüüp;

Tugevusrühm, soojusarv, väävli ja fosfori massiosa kõigi partii kuuluvate kuumuste kohta;

Torude numbrid (alates - kuni iga kütte jaoks);

Testi tulemused;

Standardne tähistus.

Iga partii toru tuleb kontrollida välimuse, defektide suuruse ning geomeetriliste mõõtmete ja parameetrite osas.

Väävli ja fosfori massiosa tuleb kontrollida igal kuumusel. Teise ettevõtte metallist valmistatud torude puhul peab väävli ja fosfori massiosa olema tõendatud metallitootja ettevõtte kvaliteeti tõendava dokumendiga.

Metalli mehaaniliste omaduste kontrollimiseks võetakse igast kuumusest üks toru igas suuruses.

Lameduse kontrollimiseks võtke igast kuumusest üks toru.

Igale torule tehakse sisemine hüdrauliline survekatse.

Kui vähemalt ühe indikaatori katsetulemused on ebarahuldavad, tehakse korduskatsed sama partii topeltprooviga. Kordustesti tulemused kehtivad kogu partii kohta.

1.2.4 Katsemeetodid

Torude ja liitmike välis- ja sisepindade kontroll toimub visuaalselt.

Defektide sügavust tuleks kontrollida viilimise teel või muul viisil ühest kuni kolmest kohast.

Torude ja liitmike geomeetriliste mõõtmete ja parameetrite kontrollimine tuleks läbi viia universaalsete mõõteriistade või spetsiaalsete seadmetega, mis tagavad nõutava mõõtetäpsuse, vastavalt ettenähtud viisil kinnitatud tehnilisele dokumentatsioonile.

Toru otste osade kõverus määratakse kindlaks läbipaindepoomi väärtuse põhjal ja arvutatakse läbipaindepoomi jagatisena millimeetrites mõõtepunktist lähima toruotsa vahelise kaugusega meetrites.

Torude kontrollimine kaalu järgi tuleks läbi viia kell spetsiaalsed vahendid selle standardi nõuetele vastava täpsusega kaalumiseks.

Lühikeste pikisuunaliste proovikehade tõmbekatse tuleb läbi viia vastavalt standardile DIN 50 140.

Metalli mehaaniliste omaduste kontrollimiseks lõigatakse igast valitud torust üks proov. Proovid tuleks lõigata piki toru mõlemat otsa, kasutades meetodit, mis ei muuda metalli struktuuri ega mehaanilisi omadusi. Katsemasina klambritega haaramiseks on lubatud katsekeha otste sirgendamine.

Hüdraulilise survekatse kestus peab olema vähemalt 10 s. Katsetamisel ei tohi toru seinas leket leida.

1.2.5 Märgistamine, pakendamine, transport ja ladustamine

Torude märgistamine tuleks läbi viia järgmises ulatuses:

Iga toru, mis asub selle otsast 0,4–0,6 m kaugusel, peab olema selgelt märgistatud löögi või rihvele:

toru number;

Tootja kaubamärk;

Väljalaske kuu ja aasta.

Märgistuse pealekandmise koht tuleb stabiilse heleda värviga ümber tõmmata või alla joonida.

Märgistuste kõrgus peaks olema 5-8 mm.

Torude märgistamise mehaanilise meetodiga on lubatud see paigutada ühte ritta. Igale torule on lubatud märkida soojuse number.

Iga toru peab olema märgistatud vastupidava heleda värviga löökpillide või rihveldatud märgiste kõrval:

Toru nimiläbimõõt millimeetrites;

Seina paksus millimeetrites;

Täitmise tüüp;

Tootja nimi või kaubamärk.

Märgistuste kõrgus peaks olema 20-50 mm.

Kõik märgistusmärgid tuleb paigaldada piki toru generaatorit. Märgistusmärke on lubatud kanda generatriksiga risti rihveldamismeetodil.

Laadimisel peab ühes vagunis olema ainult ühe partii torud. Torusid transporditakse vähemalt kahest kohast tihedalt seotud pakendites. Pakendi kaal ei tohiks ületada 5 tonni ja tarbija soovil - 3 tonni. Ühe autoga on lubatud saata erineva partii torude pakendeid, kui need on eraldatud.

2. TORUTOOTMISE TEHNOLOOGIA JA SEADMED

2.1 Töökoja T-3 põhiseadmete kirjeldus

2.1.1 Jalutuskolde ahju (WB) kirjeldus ja lühikesed tehnilised omadused

Töökoja T-3 jalutuskaminahi on mõeldud kütmiseks ümmargused toorikud läbimõõduga 90 ... 120 mm, pikkusega 3 ... 10 m süsiniku-, madala legeeritud ja roostevaba terase klassidest enne TPA-80 läbitorkamist.

Ahi asub T-3 töökoja ruumides teisel korrusel A ja B vahekäikudes.

Ahjuprojekti viis 1984. aastal läbi Sverdlovski linna Gipromez. Kasutuselevõtt viidi läbi 1986. aastal.

Ahi on jäik metallkonstruktsioon, mis on seestpoolt vooderdatud tulekindlate ja soojusisolatsioonimaterjalidega. Ahju sisemõõtmed: pikkus - 28,87 m, laius - 10,556 m, kõrgus - 924 ja 1330 mm, ahju tööomadused on toodud tabelis 2.1. Ahi all on valmistatud fikseeritud ja teisaldatavate taladena, mille abil transporditakse toorikud läbi ahju. Talad on vooderdatud soojusisolatsiooni ja tulekindlate materjalidega ning raamitud spetsiaalse kuumakindla valukomplektiga. Talade ülemine osa on valmistatud MK-90 mulliit-korund massist. Ahju katus on valmistatud vormitud tulekindlatest materjalidest riputatuna ja isoleeritud soojusisolatsioonimaterjaliga. Ahju hooldamiseks ja tehnoloogilise protsessi läbiviimiseks on seinad varustatud tööakende, laadimisakna ja metallist mahalaadimisaknaga. Kõik aknad on varustatud ruloodega. Ahju köetakse maagaasiga, mida köetakse katusele paigaldatud GR põletite (madalsurve kiirguspõleti) abil. Ahi on jagatud 5 küttetsooniks, millest igaühes on 12 põletit. Põlemisõhku varustavad kaks VM-18A-4 ventilaatorit, millest üks on tagavaraks. Suitsugaasid eemaldatakse ahju alguses katusel asuva suitsukollektori kaudu. Lisaks juhitakse suitsugaasid atmosfääri metallist vooderdatud korstnate ja korstnate süsteemi kaudu kahe VGDN-19 suitsuärasti abil. Korstnale on paigaldatud ahelaga kahesuunaline torukujuline 6-sektsiooniline ahelrekuperaator (SR-250) põlemiseks etteantava õhu soojendamiseks. Heitgaaside soojuse täielikumaks ärakasutamiseks on suitsueemaldussüsteem varustatud ühekambrilise südamkütteahjuga.

Soojendusega tooriku ahjust väljastamine toimub sisemise vesijahutusega rulllaua abil, mille rullidel on kuumakindel otsik.

Ahi on varustatud tööstusliku televisioonisüsteemiga. Valjuhääldi side on tagatud juhtpaneelide ning mõõteriistade ja juhtpaneeli vahel.

Ahi on varustatud termilise režiimi automaatse reguleerimise süsteemidega, automaatse ohutusega, tööparameetrite jälgimise ja parameetrite normist kõrvalekaldumise signaalimise seadmetega. Järgmisi parameetreid reguleeritakse automaatselt:

ahju temperatuur igas tsoonis;

Gaasi ja õhu suhe tsoonide kaupa;

Gaasirõhk ahju ees;

Rõhk ahju tööruumis.

Lisaks automaatsetele režiimidele pakutakse kaugjuhtimisrežiimi. Automaatne juhtimissüsteem sisaldab:

Ahju temperatuur tsoonide kaupa;

Temperatuur ahju laiuses igas tsoonis;

ahjust väljuvate gaaside temperatuur;

Õhutemperatuur pärast rekuperaatorit tsoonide kaupa;

Suitsugaaside temperatuur rekuperaatori ees;

väljalasketoru ees oleva suitsu temperatuur;

Maagaasi tarbimine ahju jaoks;

Ahju õhu tarbimine;

Tolmuimejaga tolmuimeja ees;

Ühise kollektori gaasirõhk;

Gaasi- ja õhurõhk tsoonikollektorites;

Ahju surve.

Ahjul on maagaasi väljalülitus koos valgus- ja helisignaaliga, kui gaasi- ja õhurõhk langeb tsoonikollektorites.

Tabel 2.1 - Ahju tööparameetrid

Maagaasi tarbimine ahju kohta (maksimaalselt) nm 3 / tunnis	5200
1 tsoon	1560
2 tsooni	1560
3. tsoon	1040
4 tsooni	520
5 tsooni	520
Maagaasi rõhk (maksimaalne), kPa enne
ahju	10
põleti	4
Ahju õhukulu (maksimaalselt) nm 3 / tund	52000
Õhurõhk (maksimaalne), kPa enne
ahju	13,5
põleti	8
Rõhk katuse all, Pa	20
Metalli kuumutamise temperatuur, ° С (maksimaalne)	1200...1270
Põlemissaaduste keemiline koostis 4. tsoonis,%
CO 2	10,2
Umbes 2	3,0
CO	0
Põlemissaaduste temperatuur rekuperaatori ees, ° С	560
Õhukütte temperatuur rekuperaatoris, ° С	Kuni 400
Toorikute tarnekiirus, sek	23,7...48
Ahju tootlikkus, t / tund	10,6... 80

Helisignaal käivitub ka siis, kui:

Temperatuuri tõus 4. ja 5. tsoonis (t cp = 1400 ° C);

Temperatuuri tõus suitsugaasid rekuperaatori ees (t p = 850 ° C);

Suitsugaaside temperatuuri tõus suitsuärastustoru ees (t cp = 400 ° C);

Jahutusvee rõhulang (p cf = 0,5 atm).

2.1.2 Kuumlõikeliini tehnilised lühinäitajad

Tooriku kuumlõikamise liin on mõeldud käärides oleva kuumutatud varda ülesandeks, tooriku lõikamiseks vajalike pikkusteni, lõigatud tooriku eemaldamiseks kääridest.

Kuumlõikeliini tehnilised lühinäitajad on toodud tabelis 2.2.

Kuumlõikeliini varustusse kuuluvad käärid ise (SKMZ konstruktsioonid) tooriku lõikamiseks, liigutatav tõkesti, transpordirullilaud, kaitseekraan seadme kaitsmiseks PSHP mahalaadimisaknast tuleva soojuskiirguse eest. Käärid on mõeldud metalli jäätmevabaks lõikamiseks, kuid kui mõne hädaolukorra tagajärjel tekib jääkjääk, siis paigaldatakse süvendisse, kääride lähedusse selle kogumiseks renn ja kast. Kuumlõikeliini töö tuleb igal juhul korraldada nii, et oleks välistatud praagi teke.

Tabel 2.2 – Kuumlõikeliini tehnilised lühinäitajad

Lõigatava varda parameetrid
Pikkus, m	4,0…10,0
Läbimõõt, mm	90,0…120,0
Maksimaalne kaal, kg	880
Töödeldava detaili pikkus, m	1,3...3.0
Varda temperatuur, О С	1200
Tootlikkus, tk / h	300
Transpordikiirus, m/s	1
Liigutatav stoppkäik, mm	2000
Videoklipp
Tünni läbimõõt, mm	250
Tünni pikkus, mm	210
Rulli läbimõõt, mm	195
Rulli samm, mm	500
Veekulu vesijahutusega rulli jaoks, m 3 / h	1,6
Veekulu vesijahutusega rullikule koos vesijahutusega teljepuksiga, m 3 / h	3,2
Veekulu ekraani kohta, m 3 / h	1,6
Helitase, dB, mitte rohkem	85

Pärast varda kuumutamist ja väljastamist läbib see termostaadi (et vähendada temperatuuri langust tooriku pikkuses), jõuab liigutatava piirikuni ja lõigatakse vajaliku pikkusega toorikuteks. Pärast lõike tegemist tõstetakse pneumaatilise silindri abil liigutatav tõkesti, töödeldav detail transporditakse mööda rulllauda. Pärast selle läbimist piiriku taga lastakse see tööasendisse ja lõiketsüklit korratakse. Katlakivi eemaldamiseks rulllaua rullide alt, kuumlõikekäärid, vesi katlakivieemaldussüsteem, kaunistuste eemaldamiseks - renn ja vastuvõtukast. Pärast kuumlõikerulli laualt lahkumist läheb toorik augustusveski vastuvõturullkonveierile.

2.1.3 Torkeveski sektsiooni põhi- ja abiseadmete konstruktsioon ja tehnilised omadused

Torkeveski on ette nähtud tahke tooriku õõnsasse hülsi torkamiseks. TPA-80 on varustatud 2-rullilise läbitorkamisveskiga, millel on tünni- või tassikujulised rullid ja juhtlatid. Torkeveski tehnilised omadused on toodud tabelis 2.3.

Torkeveski ees on vesijahutusega rulllaud, mis on ette nähtud tooriku vastuvõtmiseks kuumlõikeliinilt ja transportimiseks tsentreerimismasinasse. Rullkonveier koosneb 14 eraldi ajamiga vesijahutusega rullist.

Tabel 2.3 – Torkeveski tehnilised omadused

Õmmeldava tooriku suurused:
Läbimõõt, mm	100…120
Pikkus, mm	1200…3350
Varruka suurus:
Välisläbimõõt, mm	98…126
Seina paksus, mm	14…22
Pikkus, mm	1800…6400
Põhiajam kiirus, p/min	285…400
Käiguarv	3
Mootori võimsus, kW	3200
Etteandmisnurk, °	0…14
Veeremisjõud:
Maksimaalne radiaal, kN	784
Maksimaalne aksiaalne, kN	245
Maksimaalne pöördemoment rullil, kNm	102,9
Töörulli läbimõõt, mm	800…900
Survekruvi:
Suurim löök, mm	120
Sõidukiirus, mm/s	2

Tsentreerimisseade on ette nähtud 20 ... 30 mm läbimõõduga ja 15 ... 20 mm sügavusega kesksoonte väljalöömiseks kuumutatud tooriku otsas ning on pneumaatiline silinder, milles on otsaga löök. slaidid.

Pärast tsentreerimist siseneb kuumutatud toorik resti, et see edasi viia augustamisveski esilaua soonde.

Torkeveski esilaud on ette nähtud piki resti veereva kuumutatud tooriku vastuvõtmiseks, tooriku telje joondamiseks augustamise teljega ja hoidmiseks augustamise ajal.

Veski väljundküljele on paigaldatud tornitalda rullide tsentreerimisseadmed, mis toetavad ja tsentreerivad latti nii enne läbitorkamist kui ka läbitorkamise käigus, kui sellele mõjuvad suured teljesuunalised jõud ja selle paindumine on võimalik.

Tsentreerimisseadmete taga asub statsionaarne avamispeaga tõukejõu reguleerimise mehhanism, mis võimaldab tajuda vardale torniga mõjuvaid aksiaalseid jõude, korrigeerida südamiku asendit deformatsioonitsoonis ja läbida hülsi august väljastpoolt. mill.

2.1.4 Pideva veski sektsiooni põhi- ja abiseadmete konstruktsioon ja tehnilised omadused

Pidevveski on ette nähtud töötlemata torude valtsimiseks läbimõõduga 92 mm ja seinapaksusega 3 ... 8 mm. Valtsimine toimub pikal ujuvsõelal pikkusega 19,5 m Pideva veski tehnilised lühinäitajad on toodud tabelis 2.4, tabelis 2.5. on toodud käigukastide ülekandearvud.

Valtsimise ajal töötab pidevveski järgmiselt: augustusveski taga olev rullkonveier transpordib hülsi kiirusega 3 m/s liikuva peatuseni ja kantakse peale seiskamist vahenditega üle pideva veski ees olevale restile. kettkonveierilt ja veereb tagasi doseerimishoobadele.

Tabel 2.4 – Pideva veski tehnilised lühinäitajad

Nimi		Suurusjärk
Kareda toru välisläbimõõt, mm		91,0…94,0
Kareda toru seina paksus, mm		3,5…8,0
Kareda toru maksimaalne pikkus, m		30,0
Pideva veski torude läbimõõt, mm		74…83
Torni pikkus, m		19,5
Huntide läbimõõt, mm		400
Rulli tünni pikkus, mm		230
Rulli kaela läbimõõt, mm		220
Püstikute telgede vaheline kaugus, mm		850
Ülemise survekruvi käik uute rullidega, mm	Üles	8
	Päris alla	15
Alumise surve kruvi käik uute rullidega, mm	Üles	20
	Päris alla	10
Ülemise rulli tõstekiirus, mm/s		0,24
Peaajamite mootorite pöörlemissagedus, p/min		220…550

Kui hülsil on defekte, suunab operaator selle käsitsi taskusse, aktiveerides käsitsi kattuvaid ja tõukeseadmeid.

Dosaatori hoobade langetamisel rullitakse renni sisse sobiv hülss, mis surutakse kinni kinnituskangide abil, misjärel sisestatakse veorullikute abil hülssi südamik. Kui südamiku esiots jõuab hülsi esiservani, vabastatakse klamber ja hülss surutakse tõukurrullide abil pidevasse veskisse. Sel juhul on südamiku ja muhvi tõmberullikute pöörlemiskiirus seatud selliselt, et selleks ajaks, kui hülsi haarab pidevfreesi esimene tugi, pikeneb südamiku esiots 2,5 võrra. ... 3 m.

Pärast pideval veskis valtsimist läheb kare toru koos torniga torutõmbeseadmesse, tehniline lühikirjeldus on toodud tabelis 2.6. Pärast seda transporditakse toru rullkonveieri abil tagumise otsa trimmimise alale ja peatub toru tagumise otsa trimmerdamise kohas; POSC sektsiooni seadmete tehnilised omadused on toodud tabelis 2.7. Jõudnud peatusesse, viskab toru tiguväljaviske abil tasandusrullilaua ees olevale restile. Järgmisena rullitakse toru mööda resti tasandusrulli lauale, jõuab peatuseni, mis määrab trimmi pikkuse ja kantakse virnastaja poolt tasandusrulli laualt tühjendusrulli laua ees olevale restile, samas kui tagumine. toru ots trimmitakse liikumise ajal.

Toru läbilõigatud ots viiakse vanaraua konveieri abil väljaspool töökoda asuvasse vanametalli konteinerisse.

Tabel 2.5 – pidevfreeskäigukastide ülekandearv ja mootori võimsus

Tabel 2.6 – Tornitõmmise tehnilised lühinäitajad

Tabel 2.7 – Toru tagumise otsa lõikeosa tehnilised lühinäitajad

2.1.5 Reduktsiooniveski ja külmiku sektsiooni põhi- ja abiseadmete tööpõhimõte

Selle sektsiooni seadmed on ette nähtud töötlemata toru transportimiseks läbi paigalduse. induktsioonkuumutus, valtsimine reduktorveskil, jahutamine ja edasine transportimine külmlõikesaagide sektsiooni.

Karedate torude kuumutamine reduktorveski ees toimub küttepaigaldises INZ - 9000 / 2.4, mis koosneb 6 kuumutusplokist (12 induktiivpoolist), mis asuvad otse reduktorveski ees. Torud sisenevad üksteise järel pideva vooluga induktsioonseadmesse. Kui pidevveskist torude juurdevool puudub (kui valtsimine on peatatud), on lubatud ladestunud "külmad" torud ükshaaval induktsioonseadmesse tarnida. Paigaldusse paigaldatavate torude pikkus ei tohi ületada 17,5 m.

Reduktorfreesi tüüp - 24-stendiline, 3-rulliline kahe tugirulli ja individuaalse statiivajamiga.

Pärast redutseerimisveskil valtsimist siseneb toru kas pihusti ja jahutuslauale või otse veski jahutuslauale, olenevalt valmis toru mehaanilistele omadustele esitatavatest nõuetest.

Pihusti konstruktsioon ja tehnilised omadused, samuti selles olevate jahutustorude parameetrid on KresTrubZavod OJSC ärisaladus ja neid selles töös ei esitata.

Tabel 2.8. soojussõlme tehnilised näitajad on toodud tabelis 2.9. – reduktorveski lühitehniline karakteristik.

Tabel 2.8 – Kütteseadme INZ-9000 / 2.4 tehnilised lühinäitajad

2.1.6 Seadmed torude pikkuseks lõikamiseks

Torude lõikamiseks mõõdetud pikkusteks töökojas T-3 kasutatakse Wagneri partissaagi, mudel WVC 1600R, mille tehnilised omadused on toodud tabelis. 2.10. Kasutatakse ka mudeli KV6R saagi - tehnilised omadused tabelis 2.11.

Tabel 2.9 - Reduktorveski tehnilised lühinäitajad

Tabel 2.10 - Sae WVC 1600R tehnilised omadused

Parameetri nimi		Suurusjärk
Lõigatavate torude läbimõõt, mm		30…89
Lõigatud kottide laius, mm		200…913
Lõigatud torude seina paksus, mm		2,5…9,0
Torude pikkus pärast lõikamist, m		8,0…11,0
Lõigatud toruotste pikkus	Ees, mm	250…2500
	Tagumine, mm
Saelehe läbimõõt, mm		1600
Hammaste arv saelehel, tk	Segmendiline	456
	Karbiid	220
Lõikekiirus, mm / min		10…150
Saelehe minimaalne läbimõõt, mm		1560
Ketassae tugi etteanne, mm		5…1000
Torude maksimaalne tõmbetugevus, N / mm 2		800

2.1.7 Seadmed torude sirgendamiseks

Tellimuse järgi pikkusesse lõigatud torud saadetakse sirgeks. Sirgendamine toimub tasandusmasinatel RVV320x8, mis on ette nähtud süsinik- ja vähelegeeritud terasest torude ja varraste sirgendamiseks külmas olekus esialgse kumerusega kuni 10 mm 1 jooksva meetri kohta. Sirgestusmasina RVB 320x8 tehnilised omadused on toodud tabelis. 3.12.

Tabel 2.11 - Saemudeli KV6R tehnilised omadused

Parameetri nimi	Suurusjärk
Üherealise koti laius, mm	Mitte rohkem kui 855
Tooriku klambri avanemislaius, mm	20 kuni 90
Läbipääs tooriku kinnituse vertikaalsuunas, mm	Mitte rohkem kui 275
Saelehe tugikäik, mm	650
Saetera etteandekiirus (astmeteta) mm / min	Mitte rohkem kui 800
Saelehe kiire tagasikäik, mm / min	Mitte rohkem kui 6500
Lõikekiirus, m / min	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Torupaketi kinnituspikkus sisselaskepoolel, mm	Mitte vähem kui 250
Torupaketi kinnituspikkus väljalaskeküljel, mm	Mitte vähem kui 200
Saelehe läbimõõt, mm	1320
Segmentide arv saelehel, tk	36
Hammaste arv segmendis, tk	10
Töödeldud torude läbimõõt, mm	20 kuni 90

Tabel 2.12 - Sirgestusmasina RVV 320x8 tehnilised omadused

Parameetri nimi		Suurusjärk
Sirgendatud torude läbimõõt, mm		25...120
Sirgendatud torude seina paksus, mm		1,0...8,0
Sirgendatud torude pikkus, m		3,0...10,0
Sirgendatud torude metalli voolavuspiir, kgf / mm 2	Läbimõõt 25 ... 90 mm	Kuni 50
	Läbimõõt 90 ... 120 mm	Kuni 33
Toru sirgendamise kiirus, m / s		0,6...1,0
Rullide telgede vaheline samm, mm		320
Rullide läbimõõt kaelas, mm		260
Rullide arv, tk	Sõida	4
	Vallalised	5
Rullide paigaldusnurgad, °		45 ° ... 52 ° 21 '
Ülemiste rullide suurim käik alumise ülemisest servast, mm		160
Rulli pööramise ajam	mootori tüüp	D-812
	Pinge, V	440
	võimsus, kWt	70
	Pöörlemiskiirus, rpm	520

2.2 Olemasolev tehnoloogia torude tootmiseks ettevõttes TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

Töökotta saabuv varraste kujul toorik hoitakse siselaos. Enne tootmisse laskmist vaadatakse see spetsiaalsel riiulil pisteliselt üle ja vajadusel parandatakse. Toorikute ettevalmistamise alale paigaldatakse kaalud, mis kontrollivad tootmisse lastud metalli kaalu. Laost toorikud söödetakse elektrilise sildkraanaga ahju ees olevale laadimisrestile ja laaditakse vastavalt graafikule ja rullimise kiirusele jalutuskoldega küttekoldesse.

Toorikute virnastamise skeemi järgimine toimub visuaalselt metallist istutusmasina abil. Toorik laaditakse ahju ükshaaval igasse, liigutatavate talade juhtplaatide ühe või mitme astme kaudu, olenevalt valtsimise kiirusest ja lõikamise sagedusest. Terase klassi, sulatise ja toru suuruse muutmisel eraldab paigaldaja terase sordid ja soojendab järgmiselt: tooriku pikkusega 5600-8000 mm eraldatakse kuumused kahe esimese varda nihutamisega mööda ahju laiust; terase klassid eraldatakse nelja esimese varda nihutamisega piki ahju laiust; tooriku pikkusega 9000–9800 mm, teraseklasside, kuumuste eraldamine üksteisest toimub maandumisel 8–10 sammuga, samuti loetakse PSHP-sse istutatud ja väljastatud tooriku kogus, mis neid juhitakse metallsoojendi PSHP ja kuumlõikavate kääride lõikuriga juhtpaneelide abil kontrollimise teel ... TPA-80; valtsitud torude mõõtmete muutmisel (veski ümberlaadimisel) peatub metalli maandumine ahju "5-6 sammu" enne veski seiskumist, ümberlaadimiseks peatudes "atub metall 5-6 sammu tagasi". Toorikud liiguvad läbi ahju kolme liigutatava tala abil. Liikumistsükli pausides paigaldatakse liigutatavad talad kolde tasandile. Vajalik kütteaeg tagatakse sammutsükli aja mõõtmisega. Ülerõhk tööruumis peaks olema 9,8 Pa kuni 29,4 Pa, õhuvoolu kiirus  = 1,1 - 1,2.

Kui ahjus kuumutatakse erinevat tüüpi terasest toorikuid, määrab kuumutamise kestuse metalli, mille ahjus viibimise aeg on kõige pikem. Metalli kvaliteetse kuumutamise tagab toorikute ühtlane läbimine kogu ahju pikkuses. Kuumutatud kangid tarnitakse sisemisele mahalaadimisrullkonveierile ja need tarnitakse kuumlõikeliinile.

Toorikute jahtumise vähendamiseks seisaku ajal on rulllaual termostaat kuumutatud toorikute transportimiseks kääridele, samuti võimalus (tagurpidi sisselülitamisega) lõikamata toorik ahju tagasi tuua ja selle käigus üles leida. seisakuid.

Töötamise ajal on ahju kuumseiskumine võimalik. Ahju kuumseiskamist loetakse seiskamiseks ilma maagaasivarustust katkestamata. Kuumade peatumiste ajal paigaldatakse liigutatavad ahju talad fikseeritud tasemele. Laadimis- ja mahalaadimisaknad on suletud. Õhuvoolu kiirust "kütus-õhk" seadme abil vähendatakse 1,1-1,2-lt 1,0-le: -1,1. Ahju rõhk kolde tasandil muutub positiivseks. Kui veski seiskub: kuni 15 minutit - temperatuur tsoonides seatakse alumisele piirile ja metall "astub tagasi" kahe sammu võrra; 15 minutist 30 minutini - III, IV, V tsoonides vähendatakse temperatuuri alumisest piirist 20-40 0 С, tsoonides I, II 30-60 0 С; üle 30 minuti - temperatuuri kõigis tsoonides vähendatakse alampiiriga võrreldes 50-150 0 C võrra, olenevalt tegevusetuse kestusest. Toorikud "astuvad tagasi" 10 sammu. 2–5-tunnise seisaku korral on vaja ahju IV ja V tsoonid toorikutest vabastada. I ja II tsooni toorikud laaditakse välja taskusse. Metalli mahalaadimine toimub PU-1-ga metallikäitlejaga. Temperatuuri tsoonides V ja IV vähendatakse 1000-I050 0 С. Peatustes kauem kui 5 tundi vabastatakse kogu ahi metallist. Temperatuuri tõstmine toimub astmeliselt 20-30 0 С, temperatuuri tõusu kiirusega 1,5-2,5 0 С / min. Metalli kuumutamisaja pikenemisega madala valtsimiskiiruse tõttu väheneb temperatuur tsoonides I, II, III vastavalt alumisest piirist 6 0 C, 40 0 ​​C, 20 0 C võrra. , ja temperatuur tsoonides IV, V alumiste piiride juures. Üldiselt jaotatakse kogu seadme stabiilse töö korral temperatuur tsoonide vahel järgmiselt (tabel 2.13).

Pärast kuumutamist siseneb toorik tooriku kuumlõikeliinile. Kuumlõikeliini varustusse kuuluvad käärid ise tooriku lõikamiseks, liigutatav tõkesti, transpordirullilaud, kaitseekraan seadme kaitsmiseks jalutuskolde ahju mahalaadimisaknast tuleva soojuskiirguse eest. Pärast varda kuumutamist ja väljastamist läbib see termostaadi, jõuab liigutatava piirikuni ja lõigatakse vajaliku pikkusega toorikuteks. Pärast lõike tegemist tõstetakse pneumaatilise silindri abil liigutatav piire, töödeldav detail transporditakse mööda rulllauda. Pärast selle läbimist piiriku taga lastakse see tööasendisse ja lõiketsükkel jätkub.

Tabel 2.13 - Temperatuuri jaotus ahjus tsoonide kaupa

Mõõdetud toorik kantakse kääride taga oleva rullkonveieri abil tsentreerimismasinasse. Tsentreeritud toorik viiakse ejektori abil torkeveski ees olevale restile, mida mööda see rullitakse fiksaatorini ja kui väljumiskülg on valmis, kantakse kaanega suletavasse renni. Tõukuri abil asetatakse tõukuri tõstmisel toorik deformatsioonitsooni. Deformatsioonitsoonis torgatakse toorik vardaga hoitud tornile. Varras toetub vastu tõukejõu reguleerimismehhanismi tõukepea klaasi, mille avanemine ei võimalda lukku. Varda pikisuunaline painutamine valtsimisel tekkivatest teljesuunalistest jõududest on välistatud suletud tsentreerimisseadmetega, mille teljed on paralleelsed varda teljega.

Tööasendis vähendatakse rullikesi ümber varda pneumaatilise silindri abil hoobade süsteemi kaudu. Hülsi esiotsa lähenedes eraldatakse tsentreerimisrullikud järjestikku. Pärast tooriku augustamise lõppu tuuakse pneumaatilise silindri abil alla esimesed rullikud, mis nihutavad varruka rullidelt, et saaks vardast kinni haarata püüduri kangide abil, seejärel keeratakse lukk ja esipea tagasi, väljutavad rullid tuuakse alla ja hülss suurel kiirusel väljastatakse suurel kiirusel tõukepea tagant augustusveski taga olevale rulllauale ...

Pärast vilkumist transporditakse hülss mööda rulllauda liikuva peatuseni. Seejärel viiakse hülss kettkonveieri abil pideva veski sisselaskeküljele. Pärast konveierit rullitakse hülss mööda kaldresti kuni doseerimisseadmeni, mis hoiab hülsi pideva veski sisselaskekülje ees. Kaldresti juhikute all on tasku defektsete varrukate kogumiseks. Kaldrestilt langetatakse hülss klambritega pideva veski vastuvõturenni. Sel ajal sisestatakse ühe paari hõõrdrullikute abil hülsi sisse pikk südamik. Kui südamiku esiots jõuab voodri esiotsa, vabastatakse voodriklamber, vooderdisse tuuakse kaks paari tõmberullikuid ja vooder koos südamikuga seatakse pidevasse veskisse. Sel juhul arvutatakse tünni tõmberullikute ja hülsi tõmberullikute pöörlemiskiirus nii, et hülsi kinnipüüdmise hetkel pidevveski esimese statiivi poolt on südamiku pikenemine hülss on 2,5-3,0 m Sellega seoses peaks südamike tõmberullikute lineaarkiirus olema 2,25-2,5 korda suurem kui voodri tõmberullikute lineaarkiirus.

Torudega valtsitud torud kantakse vaheldumisi ühe tornitõmbeseadme teljele. Tornipea läbib ekstraktori kanduri ja haarab kinni haaratsi sisestusest ning toru raami rõngasse. Keti liikumisel väljub südamik torust ja siseneb kettkonveierile, mis kannab selle üle topeltrullkonveierile, mis transpordib tornid mõlemast ekstraktorist jahutusvanni.

Pärast südamiku eemaldamist läheb kare toru saagidele tagumise lahtise otsa trimmimiseks.

Pärast induktsioonkuumutamist suunatakse torud reduktorveskisse, millel on kakskümmend neli kolme valtspuitu. Reduktorveski tööaluste arv määratakse sõltuvalt valtsitud torude mõõtmetest (9 kuni 24 stendi) ja välja jäetakse stendid alates 22-st stendide arvu vähendamise suunas. Tribüünid 23 ja 24 osalevad kõikides veeremisprogrammides.

Rullide rullimise ajal jahutatakse rulle pidevalt vesijahutusega. Kui torusid liigutatakse piki jahutuslauda, ​​ei tohi ühes lülis olla rohkem kui üks toru. Teraseklassist 37G2S tugevusrühma "K" torude valmistamiseks mõeldud kuumdeformeeritud torude valtsimisel viiakse pärast redutseerimisveskit läbi pihustites torude kiirendatud kontrollitud jahutamine.

Pihustit läbivate torude kiirus tuleks stabiliseerida reduktorveski kiirusega. Kiiruste stabiliseerimise kontrolli teostab operaator vastavalt kasutusjuhendile.

Pärast redutseerimist suunatakse torud jalutustaladega jahutuslauale, kus neid jahutatakse.

Jahutuslaual kogutakse torud ühekihilistesse kottidesse, et neid külmsaagidel trimmida ja pikkusega lõigata.

Valmis torud lähevad kvaliteedikontrolli osakonna ülevaatuslauale, peale ülevaatust seotakse torud pakkidesse ja saadetakse valmistoodangu lattu.

2.3 Disainlahenduste põhjendus

PPC-le pingestatud torude tükihaaval vähendamisel tekib toruotste seinapaksuses oluline pikisuunaline erinevus. Torude otsaseina paksuse põhjuseks on aksiaalsete pingete ebastabiilsus ebastabiilsetes deformatsioonirežiimides veski tööaluste metalliga täitmisel ja tühjendamisel. Otsaosasid vähendatakse oluliselt väiksemate pikisuunaliste tõmbepingete tingimustes kui toru põhi (keskmine) osa. Seina paksuse suurenemine otsasektsioonides, mis ületab lubatud kõrvalekaldeid, muudab vajalikuks olulise osa valmis torust ära lõigata.

JSC "KresTrubZavod" TPA-80 redutseeritud torude otsaviimistluse normid on toodud tabelis. 2.14.

Tabel 2.14 – TPA-80 JSC "KresTrubZavod" torude otste lõikamise standardid

2.4 Disainlahenduste põhjendus

PPC-le pingestatud torude tükihaaval vähendamisel tekib toruotste seinapaksuses oluline pikisuunaline erinevus. Torude otsaseina paksuse põhjuseks on aksiaalsete pingete ebastabiilsus ebastabiilsetes deformatsioonirežiimides veski tööaluste metalliga täitmisel ja tühjendamisel. Otsaosasid vähendatakse oluliselt väiksemate pikisuunaliste tõmbepingete tingimustes kui toru põhi (keskmine) osa. Seina paksuse suurenemine otsasektsioonides, mis ületab lubatud kõrvalekaldeid, muudab vajalikuks olulise osa valmis torust ära lõigata.

JSC "KresTrubZavod" TPA-80 redutseeritud torude otsaviimistluse normid on toodud tabelis. 2.15.

Tabel 2.15 – TPA-80 JSC "KresTrubZavod" torude otste lõikamise standardid

kus PC on toru esiosa paksendatud ots; ЗК - toru tagumine paksendatud ots.

Aastane metallikadu JSC "KresTrubZavod" töökojas T-3 torude paksenenud otstes on ligikaudu 3000 tonni. Lõigatud paksendatud toruotste pikkuse ja kaalu vähendamisel 25% on aastakasum umbes 20 miljonit rubla. Lisaks säästetakse partiisaagide, elektri jms kuludelt.

Lisaks on tõmbetöökodade ümbertöötlemistoorikute valmistamisel võimalik vähendada torude seinapaksuse pikisuunalist erinevust, seinapaksuse pikisuunalise erinevuse vähenemise tõttu säästetud metalli saab kasutada torude toodangu edasiseks suurendamiseks. kuumvaltsitud ja külmtöödeldud torud.

3. JUHTALGORITMIDE ARENDAMINE VESKI TPA-80 taandamiseks

3.1 Probleemi olukord

Pidev toruvaltspingid on kõige perspektiivsemad suure jõudlusega tehased vastava tootevaliku kuumvaltsitud õmblusteta torude tootmiseks.

Seadmete hulka kuuluvad läbitorkamis-, pidevsüdamik- ja pinge vähendamise freesid. Tehnoloogilise protsessi järjepidevus, kõigi transporditoimingute automatiseerimine, rulltorude pikk pikkus tagavad kõrge tootlikkuse, torude hea kvaliteedi pinna ja geomeetriliste mõõtmete osas.

Viimastel aastakümnetel on jätkunud pidevvaltsimise meetodil torude tootmise intensiivne arendamine: ehitati ja võeti kasutusele ("" Itaalias, Prantsusmaal, USA-s, Argentinas), rekonstrueeriti (Jaapanis) pidevvaltsimise tsehhid, tarniti seadmeid uusi kauplusi (Hiinas), arendati ja tutvustati töökodade ehitusprojekte (Prantsusmaal, Kanadas, USA-s, Jaapanis, Mehhikos).

Võrreldes 60ndatel käiku lastud agregaatidega on uutel tehastel märkimisväärsed erinevused: põhiliselt valmistatakse naftamaa torukaupu, millega seoses ehitatakse tsehhidesse suured sektsioonid nende torude viimistlemiseks, sealhulgas seadmed nende väänamiseks. kuumtöötlus, torude lõikamine, liitmike tootmine jne; Torude suuruste valik on märkimisväärselt laienenud: maksimaalne läbimõõt tõusis 168 mm-lt 340 mm-ni, seina paksus - 16-lt 30 mm-ni, mis sai võimalikuks tänu pikal tornil rullimise arengule, liikudes kontrollitud kiirusega. ujuva, pidevatel veskitel. Uutes toruvaltspinkides kasutatakse pidevvalatud toorikuid (kandilised ja ümarad), mis tagas nende töö tehniliste ja majanduslike näitajate olulise paranemise.

Toorikute kütmiseks on endiselt laialdaselt kasutusel rõngasahjud (TPA 48-340, Itaalia), koos sellega on hakatud kasutama jalutuskolletega ahjusid (TPA 27-127, Prantsusmaa, TPA 33-194, Jaapan). Kõikidel juhtudel tagab kaasaegse agregaadi kõrge tootlikkuse ühe suure, ühikulise võimsusega ahju paigaldamisega (võimsus kuni 250 t/h). Torude kütmiseks enne redutseerimist (kalibreerimist) kasutatakse kõnnitala ahjusid.

Varrukate valmistamise põhiveskiks on jätkuvalt kahekõrgune spiraalne valtspink, mille konstruktsiooni täiustatakse näiteks fikseeritud joonlaudade asendamisega käitatavate juhtketaste vastu. Nelinurksete toorikute kasutamise korral eelneb tehnilises liinis spiraalsele valtspingile kas pressvaltspink (Itaalias TPA 48-340, Jaapanis TPA 33-194) või valtspink servade mõõtmiseks ja press pressimiseks. sügav tsentreerimine (TPA 60-245, Prantsusmaa).

Pidevvaltsimise meetodi edasiarendamise üks peamisi suundi on ujuvate asemel valtsimisel kontrollitud kiirusega liikuvate tornide kasutamine. Spetsiaalse mehhanismi abil, mis arendab hoidejõudu 1600-3500 kN, antakse tornile teatud kiirus (0,3-2,0 m / s), mida hoitakse kas seni, kuni toru on rullimise ajal tornist täielikult eemaldatud ( säilitatud südamik) või kuni teatud hetkeni, millest alates viide ujuva (osaliselt hoitud tornina) liigub. Kõiki neid meetodeid saab kasutada teatud läbimõõduga torude tootmisel. Nii et väikese läbimõõduga torude puhul on peamine meetod veeremine ujuvtorule, keskmine (kuni 200 mm) - osaliselt kinnipeetud, suur (kuni 340 mm ja rohkem) - kinnitatud torule.

Kontrollitud kiirusel liikuvate (hoitavate, osaliselt hoitud) tornide kasutamine ujuvate asemel laiendab oluliselt sortimenti, suurendab torude pikkust ja suurendab nende täpsust. Huvi pakuvad individuaalsed disainilahendused; näiteks läbistava veski varda kasutamine pideva veski (TPA 27-127, Prantsusmaa) osaliselt kinnipeetava südamikuna, mille südamik sisestatakse hülsi väljastpoolt (TPA 33-194, Jaapan).

Uued agregaadid on varustatud kaasaegsete redutseerimis- ja suurusveskitega, enamasti kasutatakse ühte neist veskidest. Jahutuslauad on ette nähtud torude vastuvõtmiseks pärast vähendamist ilma eelneva lõikamiseta.

Toruveskite automatiseerimise üldist hetkeseisu hinnates võib märkida järgmisi tunnuseid.

Rulltoodete ja tööriistade liikumisega seotud transporditoimingud kogu üksuses on täielikult automatiseeritud traditsiooniliste lokaalsete (enamasti mittekontaktsete) automaatikaseadmete abil. Selliste seadmete baasil sai võimalikuks pideva ja diskreetse-pideva tehnoloogilise protsessiga suure jõudlusega agregaatide kasutuselevõtt.

Tegelikult on toruveskite tehnoloogilised protsessid ja isegi üksikud toimingud ilmselgelt ebapiisavalt automatiseeritud ning selles osas on nende automatiseerituse tase märgatavalt madalam näiteks pidevate lehtveskite valdkonnas saavutatavast. Kui juhtarvutite (CFM) kasutamine lehetehastes on muutunud praktiliselt üldtunnustatud normiks, siis torutehaste puhul on Venemaal näiteid veel vähe, kuigi automatiseeritud protsessijuhtimissüsteemide ja automatiseeritud protsessijuhtimissüsteemide arendamine ja juurutamine on muutunud norm välismaal. Vahepeal on paljudes meie riigis asuvates torutehastes näiteid peamiselt tehnoloogiliste protsesside automatiseeritud juhtimise üksikute alamsüsteemide tööstuslikust rakendamisest, kasutades pooljuhtloogikat ja arvutitehnoloogia elemente kasutades spetsiaalseid seadmeid.

Märgitud seisund on peamiselt tingitud kahest asjaolust. Ühest küljest olid kuni viimase ajani kvaliteedi- ja eelkõige torude mõõtmete stabiilsuse nõuded täidetud suhteliselt lihtsate vahenditega (eelkõige veskiseadmete ratsionaalse konstruktsiooniga). Need tingimused ei stimuleerinud arenenumaid ja loomulikult keerukamaid arendusi, näiteks kasutades suhteliselt kalleid ja mitte alati piisavalt töökindlaid UVM-e. Teisest küljest osutus spetsiaalsete mittestandardsete tehniliste automatiseerimisvahendite kasutamine võimalikuks ainult lihtsamate ja vähem tõhusate ülesannete jaoks, samas kui see nõudis märkimisväärset aja- ja rahainvesteeringut arendamiseks ja tootmiseks, mis ei aidanud kaasa edenemisele. vaadeldavas piirkonnas.

Torude tootmisele, sealhulgas torude kvaliteedile esitatavaid kaasaegseid järjest suurenevaid nõudeid ei suuda aga traditsioonilised lahendused täita. Veelgi enam, nagu näitab praktika, langeb märkimisväärne osa nende nõuete täitmiseks tehtud jõupingutustest automatiseerimisele ja praegu on vaja neid režiime torude valtsimise käigus automaatselt muuta.

Kaasaegsed saavutused elektriajamite ja erinevate tehniliste automatiseerimisvahendite juhtimise vallas, eelkõige miniarvutite ja mikroprotsessortehnoloogia vallas, võimaldavad radikaalselt parendada toruveskite ja agregaatide automatiseerimist, ületada erinevaid tootmis- ja majanduslikke piiranguid. .

Kaasaegsete tehniliste automatiseerimisvahendite kasutamine eeldab samaaegset nõuete tõstmist probleemide sõnastamise õigsusele ja nende lahendamise viiside valikule ning eelkõige tehnoloogiliste protsesside tõhusamate mõjutamisviiside valikule. olemasolevatest kõige tõhusamatest torutehaste automatiseerimise tehnilistest lahendustest võivad selle probleemi lahendamisele kaasa aidata.

Pideva toruvaltsimise sõlmede kui automatiseerimisobjektide uuringud näitavad, et nende tehniliste ja majanduslike näitajate edasiseks parandamiseks on märkimisväärseid reserve tänu nende sõlmede torude valtsimise tehnoloogilise protsessi automatiseerimisele.

Pideva veskis pikal ujuvsüdamikul valtsimisel indutseeritakse ka terminali pikisuunaline vahe. Karedate torude tagumiste otste seinapaksus on 0,2-0,3 mm suurem kui keskmise. Paksenenud seinaga tagumise otsa pikkus võrdub 2–3 rakkudevahelise ruumiga. Seina paksenemisega kaasneb läbimõõdu suurenemine toru tagumisest otsast ühe puistutevahelise vahe kaugusel asuvas osas. Mööduvate tingimuste tõttu on esiotste seinapaksus keskmisest 0,05-0,1 mm väiksem.Pingega rullides paksenevad ka torude esiotste seinad. Karedate torude seinapaksuse pikisuunaline erinevus säilib järgneval redutseerimisel ja see toob kaasa valmis torude tagumiste äralõigatud paksenenud otste pikkuse pikenemise.

Reduktsioonipingutusveskites valtsimisel tekib toruotste seina paksenemine pingete vähenemise tõttu võrreldes püsiseisundi režiimiga, mis ilmneb vaid 3-4 freesi statiivi täitmisel. Torude otsad, mille sein on paksenenud üle tolerantsi, lõigatakse ära ja nendega seotud metallijäätmed määravad põhiosa seadme kogutarbimiskoefitsiendist.

Torude seinapaksuse pikisuunalise erinevuse üldine iseloom pärast pidevat veskit kandub peaaegu täielikult üle valmis torudele. Seda kinnitavad 109 x 4,07–60 mm mõõtmetega torude valtsimise tulemused 30-102 YuTZ üksuse reduktorveski viie pingutusrežiimi juures. Katse käigus valiti igal kiirel režiimil 10 toru, mille otsaosad lõigati 10 250 mm pikkuseks tükiks ja keskelt lõigati kolm toru, mis paiknesid 10, 20 ja 30 kaugusel. m esiotsast. Pärast seadme seina paksuse mõõtmist, seina paksuse erinevuse diagrammide dekodeerimist ja andmete keskmistamist koostati graafilised sõltuvused, mis on näidatud joonisel fig. 54.

Seega mõjutavad torude seina kogupaksuse märgitud komponendid märkimisväärselt pidevate sõlmede töö tehnilisi ja majandusnäitajaid, need on seotud pidev- ja reduktsioonitehastes toimuvate valtsimisprotsesside füüsikaliste omadustega ning neid saab kõrvaldada või oluliselt vähendada. ainult tänu erilisele automaatsed süsteemid mis muudavad veski seadistust torude valtsimise ajal. Nende seinapaksuse komponentide loomulik iseloom võimaldab selliste süsteemide baasil kasutada programmjuhtimise põhimõtet.

Tuntud muud tehnilised lahendused lõppjäätmete vähendamise probleemile redutseerimisel automaatjuhtimissüsteemide abil torude valtsimise protsessi jaoks reduktorites, millel on individuaalne ajam (Saksamaa Liitvabariigi patendid nr 1602181 ja Suurbritannia 1274698). Tänu rullide kiiruste muutumisele torude esi- ja tagaotste rullimisel tekivad täiendavad tõmbejõud, mis viib terminali pikisuunalise seina paksuse erinevuse vähenemiseni. On andmeid, et sellised reduktorveski peaajamite kiiruse programmeeritud korrigeerimise süsteemid töötavad seitsmel välismaisel toruvaltsimisseadmel, sealhulgas kahel pideva veskiga seadmel Mühlheimis (Saksamaa). Üksused tarnis Mannesmann (Saksamaa).

Teine seade võeti kasutusele 1972. aastal ja see sisaldab 28-stendilist üksikute ajamitega reduktorveskit, mis on varustatud kiiruse korrigeerimise süsteemiga. Kiiruse muutused toruotste läbimisel teostatakse esimeses kümnes stendis astmeliselt, lisana töökiiruse väärtusele. Maksimaalne kiiruse muutus toimub stendil nr 1, minimaalne - stendil nr 10. Toruotste asukoha anduritena veskis kasutatakse fotoreleed, mis annavad käsklusi kiiruse muutmiseks. Vastavalt vastuvõetud kiiruse korrigeerimise skeemile toimub esimese kümne statiivi üksikute ajamite toide antiparalleelse tagurdusskeemi järgi, järgnevate statiivide - mittetagurdusskeemi järgi. Märgitakse, et reduktorveski ajamite kiiruse korrigeerimine võimaldab segatootmisprogrammiga suurendada agregaadi tootlikkust 2,5%. Läbimõõdu vähenemise astme suurenemisega see efekt suureneb.

Sarnane teave on Hispaanias kahekümne kaheksa puuriga redutseerimisveski varustamise kohta kiiruse korrigeerimise süsteemiga. Kiirusemuutused viiakse läbi esimesel 12 tribüünil. Sel põhjusel on ajamite jaoks ette nähtud ka erinevad toiteahelad.

Tuleb märkida, et redutseerimisveskite varustamine pidevate toruvaltsiseadmete osana kiiruse korrigeerimise süsteemiga ei lahenda täielikult lõppjäätmete vähendamise probleemi redutseerimisel. Selliste süsteemide tõhusus peaks vähenema läbimõõdu vähenemise astmega.

Protsessi juhtimise tarkvarasüsteeme on kõige lihtsam rakendada ja pakkuda suurt majanduslik mõju... Kuid nende abiga on võimalik torude mõõtmete täpsust suurendada ainult ühe selle kolmest komponendist - seina paksuse pikisuunalise erinevuse - vähendamisega. Nagu näitavad uuringud, langeb põhiosa valmis torude seinapaksuste koguvahemikus (umbes 50%) põikseina paksusele. Torude seinte keskmise paksuse erinevus partiidena on ligikaudu 20% kogu kõikumisest.

Praegu on ristseina paksuse erinevuse vähendamine võimalik ainult torude valtsimise tehnoloogilise protsessi täiustamisega seadmesse kuuluvatel veskitel. Näited automaatsete süsteemide nendel eesmärkidel kasutamisest pole teada.

Torude seinte keskmiste paksuste partiidena stabiliseerimine on võimalik nii valtsimistehnoloogia täiustamise, stendide ja elektriajami projekteerimise kui ka automaatsete protsessijuhtimissüsteemide abil. Torude seinapaksuste leviku vähendamine partiis võib oluliselt tõsta sõlmede tootlikkust ja vähendada metallikulu tänu valtsimisele miinustolerantside valdkonnas.

Erinevalt tarkvarasüsteemidest peaksid torude seinte keskmise paksuse stabiliseerimiseks mõeldud süsteemid sisaldama andureid torude geomeetriliste mõõtmete jälgimiseks.

Tuntud tehnilised ettepanekud redutseerimisveskite varustamiseks süsteemidega toru seina paksuse automaatseks stabiliseerimiseks. Süsteemide struktuur ei sõltu agregaadi tüübist, mis sisaldab reduktorveskit.

Juhtsüsteemide komplekt torude valtsimiseks pidev- ja redutseerimisveskites, mis on loodud lõppjäätmete vähendamiseks, vähendades ja suurendades torude täpsust, vähendades seinapaksuse pikisuunalist erinevust ja keskmise seinapaksuse levikut, moodustab APCS-i. ühik.

Arvutite kasutamine tootmisjuhtimiseks ja torude valtsimisprotsessi automatiseerimiseks võeti esmakordselt kasutusele Mühlheimis asuvas pideva toru valtsimistehases 26-114.

Seade on ette nähtud torude valtsimiseks läbimõõduga 26-114 mm, seinapaksusega 2,6-12,5 mm. Seade sisaldab rõngakujulist ahju, kahte läbitorkamisveskit, 9-stendilist pidevveskit ja 24-stendilist reduktorveskit, millel on individuaalne ajam 200 kW mootoritelt.

1972. aastal kasutusele võetud teine ​​Mühlheimi pidevfreesseade on varustatud võimsama arvutiga, millele on usaldatud laiemad funktsioonid. Seade on ette nähtud kuni 139 mm läbimõõduga, kuni 20 mm seinapaksusega torude valtsimiseks ning koosneb läbitorkamisveskist, kaheksastendilisest pidevfreesist ja 28-st eraldi ajamiga reduktorist.

Suurbritannias 1969. aastal käivitunud pidevtoru valtspink on varustatud ka arvutiga, millega planeeritakse tehase koormust ja infosüsteem jälgib pidevalt valtsitud toodete ja tööriistade parameetreid. Torude ja toorikute kvaliteedikontroll ning veski seadistuste täpsus viiakse läbi tehnoloogilise protsessi kõikides etappides. Iga veski teave siseneb töötlemiseks arvutisse, misjärel väljastatakse see veskile töö juhtimiseks.

Ühesõnaga püütakse lahendada paljude riikide valtsimisprotsesside automatiseerimise probleeme, sh. ja meie oma. Pideva veskide juhtimise matemaatilise mudeli väljatöötamiseks on vaja teada etteantud tehnoloogiliste parameetrite mõju valmistorude täpsusele, selleks on vaja arvestada pideva valtsimise iseärasustega.

Toru pinge vähendamise tunnuseks on kõrgem tootekvaliteet, mis tuleneb väiksema põikseina paksuse moodustumisest, erinevalt pingevaba valtsimisest, samuti väikese läbimõõduga torude valmistamise võimalus. Jupikaupa valtsimisel on aga torude otstes seinapaksuse pikisuunaline erinevus suurenenud. Pinge vähendamisel paksenenud otsad on tingitud sellest, et toru esi- ja tagaots ei allu veski läbimisel täispingele.

Pinget iseloomustab toru tõmbepinge suurus (x). Enamik täielik kirjeldus on plastilise pinge koefitsient, mis kujutab toru pikisuunalise tõmbepinge ja aluses oleva metalli deformatsioonikindluse suhet.

Tavaliselt on redutseerimisveski seadistatud nii, et plastilise pinge koefitsient keskmistel alustel on ühtlaselt jaotunud. Esimeses ja viimases seisus pinge kasvab ja väheneb.

Vähendamise ja saamise protsessi intensiivistamiseks õhukese seinaga torud oluline on teada maksimaalset pinget, mida reduktoris saab tekitada. Plastilise tõmbeteguri maksimaalset väärtust veskis (z max) piiravad kaks tegurit: rullide tõmbevõime ja torude purunemise tingimused veskis. Uurimistöö tulemusena selgus, et toru summaarsel vähenemisel veskis kuni 50-55% piirab z max väärtust rullide tõmbevõime.

Kauplus T-3 lõi koos EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" ja ettevõttega "ASK" TPA-80 seadmel ACS-TP süsteemi aluse. Hetkel töötavad selle süsteemi järgmised komponendid: UZN-N, UZN-R, ETHERNET sideliin, kõik tööjaamad.

3.2 Veerelaua arvutamine

Kaasaegsetes paigaldistes tehnoloogilise protsessi konstrueerimise põhiprintsiip on saada pideval veskil sama konstantse läbimõõduga torud, mis võimaldab kasutada ka konstantse läbimõõduga detaili ja hülsi. Vajaliku läbimõõduga torude saamine tagatakse redutseerimisega. Selline töösüsteem hõlbustab ja lihtsustab oluliselt veskite seadistamist, vähendab tööriistaparki ja, mis kõige tähtsam, võimaldab säilitada kogu seadme kõrge tootlikkuse isegi minimaalse (pärast vähendamist) läbimõõduga torude valtsimisel.

Arvutame valtslaua valtsimiskihi suhtes vastavalt artiklis kirjeldatud meetodile. Toru välisläbimõõt pärast vähendamist määratakse viimase rullide paari mõõtmetega.

D p 3 = (1,010..1.015) * D o = 1,01 * 33,7 = 34 mm

kus D p on valmis toru läbimõõt pärast redutseerimisveskit.

Seina paksus pärast pidev- ja reduktorveskeid peaks olema võrdne valmis toru seina paksusega, s.o. S n = Sp = S o = 3,2 mm.

Kuna pideva veski järel tuleb välja sama läbimõõduga toru, siis võtame D n = 94 mm. Pidevveskites tagab rullide kalibreerimine, et viimastel rullipaaridel on toru siseläbimõõt 1-2 mm võrra suurem kui südamiku läbimõõt, nii et toru läbimõõt on võrdne:

H = d n - (1..2) = D n -2S n -2 = 94-2 * 3,2-2 = 85,6 mm.

Aktsepteerime torude läbimõõtu 85 mm.

Hülsi siseläbimõõt peaks tagama torni vaba sisestamise ja see on 5-10 mm suurem kui torni läbimõõt

d g = n + (5..10) = 85 + 10 = 95 mm.

Aktsepteerime varruka seina:

S g = S n + (11..14) = 3,2 + 11,8 = 15 mm.

Varrukate välisläbimõõt määratakse siseläbimõõdu ja seina paksuse väärtuse alusel:

D g = d g + 2S g = 95 + 2 * 15 = 125 mm.

Kasutatava tooriku läbimõõt D z = 120 mm.

Torkeveski toru läbimõõt valitakse valtsimise mahtu arvestades, s.o. hülsi siseläbimõõdu tõus, mis moodustab 3% kuni 7% siseläbimõõdust:

P = (0,92 ... 0,97) d g = 0,93 * 95 = 88 mm.

Torke-, pidev- ja redutseerimisveskite pikenemiskoefitsiendid määratakse järgmiste valemitega:

,

Üldine venitussuhe on:

Torude valtslaud mõõtmetega 48,3 × 4,0 mm ja 60,3 × 5,0 mm arvutatakse sarnaselt.

Rulllaud on esitatud tabelis. 3.1.

Tabel 3.1 – veerelaud TPA-80

Valmis torude suurus, mm		Töödeldava detaili läbimõõt, mm	Läbitorkamisveski				Pidev veski				Reduktsioonveski				Üldine venitussuhe
Välisdiameeter	seina paksus		Varruka suurus, mm		Torni läbimõõt, mm	Joonistussuhe	Toru mõõdud, mm		Torni läbimõõt, mm	Joonistussuhe	Toru suurus, mm		Stendide arv	Joonistussuhe
			Läbimõõt	seina paksus			Läbimõõt	seina paksus			Läbimõõt	seina paksus
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 Reduktorveski rullide kalibreerimise arvutamine

Rulli suurus on oluline osa veski töörežiimi arvutamine. See määrab suuresti torude kvaliteedi, tööriista tööea, koormuste jaotuse tööalustel ja ajamil.

Rulli suuruse arvutamine hõlmab järgmist:

a) osadeformatsioonide jaotus veskipuistutes ja kaliibrite keskmiste läbimõõtude arvutamine;

b) rullisoonte mõõtmete määramine.

3.3.1 Osadeformatsioonide jaotus

Vastavalt osadeformatsioonide muutumise iseloomule võib redutseerimisveski puistud jagada kolme rühma: veski alguses olev pea, milles valtsimise käigus vähenemised intensiivselt suurenevad; suuruse määramine (veski lõpus), mille puhul deformatsioonid vähendatakse miinimumväärtuseni ja nende vahele jääv puistute rühm (keskel), milles osadeformatsioonid on maksimaalsed või neile lähedased.

Torude tõmbega valtsimisel võetakse osade deformatsioonide väärtused toruprofiili stabiilsuse seisukorra alusel plastpinge väärtusel, mis tagab antud suurusega toru valmistamise.

Plastilise kogupinge koefitsiendi saab määrata järgmise valemiga:

,

kus - logaritmilisel kujul võetud teljesuunalised ja tangentsiaalsed deformatsioonid; T on kolmerullilise kaliibri puhul valemi järgi määratud väärtus

T = ,

kus (S / D) cp on seina paksuse ja läbimõõdu keskmine suhe toru deformatsiooniperioodil veskis; k-tegur, võttes arvesse toru paksuse astme muutust.

,

,

kus m on toru kogudeformatsiooni väärtus läbimõõdus.

.

,

.

Kriitilise osalise vähenemise väärtus sellise plastilise pingekoefitsiendiga võib vastavalt ulatuda 6%-ni teises puistus, 7,5%-ni kolmandas ja 10%-ni neljandas puistus. Esimeses stendis on soovitatav võtta vahemikus 2,5–3%. Stabiilse haardumise tagamiseks vähendatakse aga tavaliselt vähendamist.

Veski eelviimistlus- ja viimistlusstendides vähendatakse ka vähendamist, kuid selleks, et vähendada koormusi rullidele ja suurendada valmistorude täpsust. Kalibreerimisgrupi viimases puistus võetakse kahanemine võrdseks nulliga, eelviimases puistus kuni 0,2 keskmise rühma viimase puistu vähenemisest.

V keskmine rühm puistutel harjutatakse osade deformatsioonide ühtlast ja ebaühtlast jaotumist. Vähenemise ühtlase jaotuse korral kõigis selle rühma puistutes eeldatakse, et need on konstantsed. Osade deformatsioonide ebaühtlane jaotus võib olla mitut varianti ja seda iseloomustavad järgmised seaduspärasused:

keskmise rühma vähenemine väheneb proportsionaalselt esimestest puistutest viimasele - langemisrežiim;

keskmise rühma esimestes puistutes vähendatakse osalisi deformatsioone ja ülejäänud jäetakse konstantseks;

esmalt suurendatakse ja seejärel vähendatakse kompressiooni keskmises rühmas;

keskmise rühma paaris esimestes puistutes jäetakse osade deformatsioonid konstantseks ja ülejäänutes vähendatakse.

Langevate deformatsioonirežiimide korral statiivide keskmises rühmas ilmnevad veerevõimsuse väärtuse ja ajami koormuse erinevused, mis on põhjustatud metalli deformatsioonikindluse suurenemisest valtsimise ajal selle temperatuuri languse ja deformatsioonikiiruse suurenemine, vähenemine. Arvatakse, et kahanemiste vähenemine veski lõpu poole parandab ka torude välispinna kvaliteeti ja vähendab põikseina paksust.

Rullide kalibreerimise arvutamisel võtame vähenduste ühtlase jaotuse.

Osaliste deformatsioonide väärtused piki freespuistu on näidatud joonisel fig. 3.1.

Kompressiooni jaotus

Osaliste deformatsioonide aktsepteeritud väärtuste põhjal saab kaliibrite keskmise läbimõõdu arvutada valemiga

.

Veski esimese puistu jaoks (i = 1) d i -1 = D 0 = 94 mm, siis

mm.

Selle valemi järgi arvutatud kaliibrite keskmised läbimõõdud on toodud 1. lisas.

3.3.2 Rulli soonte mõõtmete määramine

Kolmerulliliste veskide kaliibrite kuju on näidatud joonisel fig. 3.2.

Ovaalne soon saadakse, joonistades selle raadiusega r, mille keskpunkt on veeretelje suhtes nihkes ekstsentrilisuse e võrra.

Kaliibri kuju

Kaliibrite raadiuste ja ekstsentrilisuse väärtused määratakse kaliibrite laiuse ja kõrgusega vastavalt valemitele:

Kaliibri mõõtmete määramiseks on vaja teada selle pooltelgede a ja b väärtusi ning nende määramiseks - kaliibri ovaalsuse väärtust.

Kaliibri ovaalsuse määramiseks võite kasutada valemit:

Võimsusaste q iseloomustab kaliibri võimalikku laienemist. Kolmerullilistes statiivides vähendades võetakse q = 1,2.

Kaliibri pooltelgede väärtused määravad sõltuvused:

kus f on parandustegur, mida saab arvutada ligikaudse valemi abil

Arvutame esimese stendi ülaltoodud valemite järgi soone mõõtmed.

Ülejäänud puistute puhul tehakse arvutus samal viisil.

Praegu tehakse rullisoonte soon pärast rullide paigaldamist tööalusele. Puurimine toimub spetsiaalsetel ümmarguse veskiga masinatel. Puurimisskeem on näidatud joonisel fig. 3.3.

Riis. 3.3 - Gabariidi puurimise skeem

Antud väärtustega a ja b kaliibri saamiseks on vaja määrata lõikuri läbimõõt D f ja selle nihe rulli telgede tasapinna suhtes (parameeter X). D f ja X määratakse järgmiste matemaatiliselt täpsete valemitega:

Kolmerulliliste veskite puhul on nurk a 60° Di - ideaalne rulli läbimõõt, Di = 330mm.

Ülaltoodud valemite järgi arvutatud väärtused on kokku võetud tabelis. 3.2.

Tabel 3.2 – Rullide kalibreerimine

Puuri number	d, mm	m,%	a, mm	b, mm	r, mm	e, mm	D f, mm	X, mm
1	91,17	2,0	45,60	45,50	45,80	0,37	91,50	8,11
2	87,07	4,5	43,60	43,40	43,80	0,35	87,40	8,00
3	82,71	5,0	41,40	41,20	41,60	0,33	83,00	7,87
4	78,58	5,0	39,30	39,20	39,50	0,32	78,80	7,73
5	74,65	5,0	37,40	37,20	37,50	0,3	74,90	7,59
6	70,92	5,0	35,50	35,40	35,70	0,28	71,20	7,45
7	67,37	5,0	33,70	33,60	33,90	0,27	67,60	7,32
8	64,00	5,0	32,00	31,90	32,20	0,26	64,20	7,18
9	60,80	5,0	30,40	30,30	30,60	0,24	61,00	7,04
10	57,76	5,0	28,90	28,80	29,00	0,23	58,00	6,90
11	54,87	5,0	27,50	27,40	27,60	0,22	55,10	6,76
12	52,13	5,0	26,10	26,00	26,20	0,21	52,30	6,62
13	49,52	5,0	24,80	24,70	24,90	0,2	49,70	6,48
14	47,05	5,0	23,60	23,50	23,70	0,19	47,20	6,35
15	44,70	5,0	22,40	22,30	22,50	0,18	44,80	6,21
16	42,46	5,0,	21,30	21,20	21,30	0,17	42,60	6,08
17	40,34	5,0	20,20	20,10	20,30	0,16	40,50	5,94
18	38,32	5,0	19,20	19,10	19,30	0,15	38,50	5,81
19	36,40	5,0	18,20	18,10	18,30	0,15	36,50	5,69
20	34,77	4,5	17,40	17,30	17,50	0,14	34,90	5,57
21	34,07	2	17,10	17,00	17,10	0,14	34,20	5,52
22	34,07	0	17,10	17,00	17,10	0,14	34,20	5,52
23	34,00	0	17,00	17,00	17,00	0	34,10	5,52
24	34,00	0	17,00	17,00	17,00	0	34,10	5,52

3.4 Arvutamine kiirusrežiim

Veski kiire töörežiimi arvutamine seisneb rullide pöörete arvu ja nende järgi ka mootorite pöörete arvu määramises.

Torude pinge all valtsimisel on plastilise pinge väärtusel suur mõju seina paksuse muutumisele. Sellega seoses on kõigepealt vaja määrata veski plastilise kogupinge koefitsient - z summa, mis tagaks vajaliku seina. z summa arvutamine on toodud punktis 3.3.

,

kus on koefitsient, võttes arvesse kontaktiväliste deformatsioonitsoonide mõju:

;

l i - võttekaare pikkus:

;

- võttenurk:

;

f - hõõrdetegur, võtame f = 0,5; a - rullide arv statiivis, a = 3.

Esimeses tööaluses z z1 = 0. Järgmistel stendidel võite võtta z p i -1 = z z i.

,

;

;

.

Asendades esimese stendi andmed ülaltoodud valemitega, saame:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

Pärast sarnaseid arvutusi teise puistu puhul saadi järgmised tulemused: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. Siinkohal lõpetame z p i arvutamise ülaltoodud meetodil, kuna tingimus z п2> z kokku on täidetud.

Täieliku libisemise seisundist määrame maksimaalse võimaliku pinge z z viimases deformeerivas puistus, s.o. z z21. Sel juhul eeldame, et z п21 = 0.

.

mm;

;

;

Seina paksus 21. tribüüni ees, s.o. S 20 saab määrata järgmise valemiga:

.

;

; ;

mm.

Tehes sarnaseid arvutusi 20. puistu kohta, saadi järgmised tulemused: z z20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, z z18 = 0,416, S 17 = 7, z 151 mm, z. = 0,441, S 16 = 3,151 mm. Siinkohal lõpetame z п i arvutamise, kuna tingimus z z14> z kokku on täidetud.

Seina paksuse arvutatud väärtused piki veski aluseid on toodud tabelis. 2.20.

Rullide pöörete arvu määramiseks on vaja teada rullide valtsimise läbimõõtu. Valtsimise läbimõõtude määramiseks võite kasutada valemeid, mis on esitatud:

, (2)

kus D in i on rulli läbimõõt ülaosas;

.

Kui , siis tuleks rullide valtsimise läbimõõdu arvutamine läbi viia võrrandi (1) järgi, kui see tingimus ei ole täidetud, siis on vaja kasutada (2).

Väärtus iseloomustab neutraalse joone asukohta juhul, kui see on võetud paralleelselt (plaanis) veereteljega. Jõude tasakaalu seisundist deformatsioonitsoonis sellise libisemistsoonide paigutuse jaoks

,

Arvestades sisendrullimise kiirust V in = 1,0 m / s, arvutati esimese aluse rullide pöörete arv

p/min

Ülejäänud puistute pöörded leiti valemiga:

.

Piirkiiruse arvutamise tulemused on toodud tabelis 3.3.

Tabel 3.3 – piirkiiruse arvutamise tulemused

Puuri number	S, mm	Dcat, mm	n, rpm
1	3,223	228,26	84,824
2	3,251	246,184	92,917
3	3,252	243,973	99,446
4	3,258	251,308	103,482
5	3,255	256,536	106,61
6	3,255	256,832	112,618
7	3,255	260,901	117,272
8	3,255	264,804	122,283
9	3,254	268,486	127,671
10	3,254	272,004	133,378
11	3,254	275,339	139,48
12	3,253	278,504	146,046
13	3,253	281,536	153,015
14	3,252	284,382	160,487
15	3,252	287,105	168,405
16	3,251	289,69	176,93
17	3,250	292,131	185,998
18	3,250	292,049	197,469
19	3,192	293,011	204,24
20	3,193	292,912	207,322
21	3,21	292,36	208,121
22	3,15	292,36	209
23	3,22	292,36	209
24	3,228	292,36	209

Vastavalt tabelile 3.3. koostatakse rullide pöörete muutuste graafik (joonis 3.4.).

Rulli pöörlemise sagedus

3.5 Veeremise jõuparameetrid

Redutseerimisprotsessi eripäraks võrreldes teiste pikivaltsimise tüüpidega on märkimisväärsete statiividevahelised pinged. Pinge olemasolu mõjutab oluliselt valtsimise võimsusparameetreid - metalli survet rullidele ja valtsimise momente.

Metalli jõud rullile P on vertikaalsete P ja horisontaalsete P g komponentide geomeetriline summa:

Rullidele mõjuva metallijõu vertikaalkomponent määratakse järgmise valemiga:

,

kus p on metalli keskmine erirõhk rullile; l on deformatsioonitsooni pikkus; d on kaliibri läbimõõt; a - rullide arv stendis.

Horisontaalne komponent P g võrdub eesmise ja tagumise pinge jõudude vahega:

kus z p, z z - eesmise ja tagumise plastilise pinge koefitsiendid; F p, F z - toru eesmise ja tagumise otsa ristlõikepindala; s S - vastupidavus deformatsioonile.

Keskmiste erirõhkude määramiseks on soovitatav kasutada valemit V.P. Anisiforova:

.

Veeremoment (kokku aluse kohta) määratakse järgmise valemiga:

.

Deformatsioonikindlus määratakse järgmise valemiga:

,

kus T on valtsimistemperatuur, ° C; H — nihkepingete intensiivsus, 1/s; e - suhteline kokkusurumine; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 - empiirilised koefitsiendid, terase 10 puhul: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (- 2 ,kaheksa ).

Pingutuskiiruse intensiivsus määratakse valemiga

kus L on nihkedeformatsiooni aste:

t - deformatsiooniaeg:

Rulli nurkkiirus leitakse järgmise valemi abil:

,

Võimsus leitakse valemiga:

Tabel 3.4. esitatakse veeremise jõuparameetrite arvutamise tulemused ülaltoodud valemite järgi.

Tabel 3.4 – Veeremise jõuparameetrid

Puuri number	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	-	-	-	-

Tabeli järgi. 3.4 Ehitatakse valtsimise võimsusparameetrite muutuste graafikud veski stendidel (joon. 3.5., 3.6., 3.7.).

Keskmise erirõhu muutus

Metalli jõu muutumine rullile

Veeremomendi muutus

3.6. Siirdekiiruse vähendamise režiimide mõju uurimine valmis torude otsasektsioonide seinapaksuse pikisuunalise erinevuse väärtusele

3.6.1 Arvutusalgoritmi kirjeldus

Uuring viidi läbi eesmärgiga saada andmeid üleminekukiiruse vähendamise režiimide mõju kohta valmis torude otsasektsioonide seinapaksuse pikisuunalise erinevuse väärtusele.

Stendivahelise pingekoefitsiendi määramine teadaolevatest rulli pööretest, s.o. sõltuvus Zn i = f (n i / n i -1) viidi läbi vastavalt G.I pakutud nn pöördülesande lahendamise meetodile. Guljajev, et saada seina paksuse sõltuvus rullide pööretest.

Tehnika olemus on järgmine.

Väljakujunenud torude vähendamise protsessi saab kirjeldada võrrandisüsteemiga, mis peegeldab teise mahu püsivuse seaduse järgimist ja jõudude tasakaalu deformatsioonitsoonis:

(3.1.)

Omakorda, nagu teate,

Dcat i = j (Zz i, Zp i ja i),

m i = y (Zz i, Zp i, B i),

kus A i ja B i on pingest sõltumatud väärtused, ni on pöörete arv i-ndas asendis,  i on venitussuhe i-ndas statiivis, Dcat i on rulli rullumisdiameeter i-ndas. th stend, Zp i, Zz i - eesmise ja tagumise plastilise pinge koefitsiendid.

Võttes arvesse, et Zz i = Zp i -1, võib võrrandisüsteemi (3.1.) kirjutada üldkujul järgmiselt:

(3.2.)

Võrrandisüsteem (3.2.) on lahendatud plastse pinge eesmise ja tagumise koefitsiendi suhtes järjestikuste lähenduste meetodil.

Võttes Zs1 = 0, määrame Zп1 väärtuse ja süsteemi esimesest võrrandist (3.2.) Iteratsioonimeetodiga määrame Zп 2, seejärel teisest võrrandist - Zп 3 jne. ...

Teades eesmise ja tagumise plastilise pinge koefitsiente, määrame iga aluse seina paksuse valemiga:

(3.3.)

kus A on valemiga määratud koefitsient:

;

;

z i - plastilise pinge keskmine (ekvivalent) koefitsient

.

3.6.2 Uuringutulemused

Kasutades tööriista kalibreerimise (lk 3.3.) arvutamise tulemusi ja freesi kiire seadistust (rulli pöörlemiskiirused) ühtlase redutseerimisprotsessiga (lk 3.4.) MathCAD 2001 Professional tarkvarakeskkonnas lahendasime süsteem (3.2.) Ja avaldised (3.3.) Seina paksuse muutuse määramise eesmärgil.

Paksendatud otste pikkust on võimalik lühendada, suurendades plastilise pinge koefitsienti, muutes toru otsaosade rullimisel rullide pöördeid.

Praegu on reduktor TPA-80 loonud pideva mittekorrodeeriva valtsimise kiirusrežiimi juhtimissüsteemi. See süsteem võimaldab dünaamiliselt reguleerida PPC-aluste rullide kiirust torude otsasektsioonide rullimisel vastavalt etteantud lineaarsuhtele. Sellist rullide kiiruse reguleerimist torude otsaosade rullimisel nimetatakse "kiiruskiiluks". Rullide pöörded toru otsaosade valtsimisel arvutatakse järgmise valemiga:

, (3.4.)

kus n i on rullide pöörded i-ndas stendis püsiseisundis, K i on rullide pöörete vähendustegur protsentides, i on aluse arv.

Rulli kiiruse vähendamise teguri sõltuvus antud puistus puistu numbrist on lineaarne.

K i = (Joonis 3.8.).

Stendi rullide pöörete vähendusteguri sõltuvus statiivi arvust.

Selle regulatiivse režiimi kasutamise esialgsed andmed on järgmised:

Puistude arv, milles kiiruse seadistust muudetakse, on piiratud paksendatud otste pikkusega (3 ... 6);

Rullikiiruse vähendamise suurust veski esimeses stendis piirab elektriajami võimalus (0,5 ... 15%).

Selles töös, et uurida PPC kiire reguleerimise mõju seina paksuse otsa pikisuunalisele erinevusele, eeldati, et kiiruse reguleerimise muutus torude esi- ja tagaotste vähendamisel on kantud. väljas esimese 6 tribüüniga. Uuring viidi läbi veski esimestes stendides rullide pöörlemiskiiruse muutmise teel ühtlase valtsimisprotsessi suhtes (joon. 3.8 sirge kaldenurga muutmine).

PPC-stendide täitmise ja toruveskist väljumise protsesside modelleerimise tulemusena saime torude esi- ja tagaotste seina paksuse sõltuvused toru pöörlemiskiiruse muutumisest. rullid esimestes veskites, mis on näidatud joonisel 3.9. ja joonis 3.10. torudele mõõtmetega 33,7x3,2 mm. Enamik optimaalne väärtus"Kiirusekiil" otsa trimmi pikkuse minimeerimise ja seina paksuse "löömise" osas DIN 1629 tolerantsi vahemikus (seina paksuse tolerants ± 12,5%) on K 1 = 10-12%.

Joonisel fig. 3.11. ja joon. 3.12. näitab valmistorude esi- ja tagumiste paksendatud otste pikkuste sõltuvusi "kiiruskiilu" (K 1 = 10%) kasutamisel, mis on saadud siirdeprotsesside simulatsiooni tulemusena. Ülaltoodud sõltuvustest võib teha järgmise järelduse: "kiiruskiilu" kasutamine annab märgatava efekti ainult alla 60 mm läbimõõduga torude valtsimisel, mille seinapaksus on alla 5 mm ja suurema toruga. toru läbimõõt ja seina paksus, standardnõuete saavutamiseks vajalikku seina õhenemist ei toimu.

Joonisel fig. 3,13 ... rullib K 1 võrdne 5%, 10%, 15%).

Toru esiotsa seina paksuse sõltuvus väärtusest

"Kiiruskiil" standardsuurusele 33,7x3,2 mm

Toru tagumise otsa seina paksuse sõltuvus "kiiruskiilu" väärtusest standardsuuruses 33,7x3,2 mm

Toru esiosa paksendatud otsa pikkuse sõltuvus D-st ja S-st (K 1 = 10%)

Toru tagumise paksendatud otsa pikkuse sõltuvus D-st ja S-st (K 1 = 10%)

Toru esiosa paksendatud otsa pikkuse sõltuvus valmis toru läbimõõdust (S = 3,5 mm) "kiiruskiilu" erinevatel väärtustel.

Toru esiosa paksendatud otsa pikkuse sõltuvus valmis toru läbimõõdust (S = 4,0 mm) "kiiruskiilu" erinevatel väärtustel

Toru esiosa paksendatud otsa pikkuse sõltuvus valmis toru läbimõõdust (S = 5,0 mm) "kiiruskiilu" erinevatel väärtustel.

Ülaltoodud graafikutelt on näha, et valminud torude otsaseina paksuste erinevuse vähendamise seisukohalt annab suurima efekti PPC rullide pöörlemiskiiruse dünaamiline reguleerimine vahemikus K 1 = 10 . .. 15%. Ebapiisavalt intensiivne “kiiruskiilu” muutmine (K 1 = 5%) ei võimalda toru otsaosade seinapaksust harvendada.

Samuti ei suuda üle 5 mm paksuse seinaga torude valtsimisel "kiiruskiilu" toimel tekkiv pinge rullide ebapiisava tõmbevõime tõttu seina õhendada. Üle 60 mm läbimõõduga torude valtsimisel on reduktorveski pikenemise suhe väike, seetõttu otste paksenemist praktiliselt ei toimu, seetõttu on "kiiruskiilu" kasutamine ebaotstarbekas.

Antud graafikute analüüs näitas, et JSC “KresTrubZavod” reduktorveski TPA-80 “kiiruskiilu” kasutamine võimaldab vähendada esiosa paksendatud otsa pikkust 30%, tagumise paksendatud otsa pikkust 25%.

Nagu näitavad arvutused Mochalov D.A. rohkemate jaoks tõhus rakendus"Kiiruskiil" otsa trimmi edasiseks vähendamiseks on vaja tagada esimeste stendide töö pidurdusrežiimis, kasutades peaaegu täielikult rullide võimsust, kasutades keerulisemat mittelineaarset sõltuvust. rulli kiiruse vähendamise tegur antud stendis stendi numbril. Optimaalse funktsiooni K i = f (i) määramiseks on vaja luua teaduslikult põhjendatud metoodika.

Sellise RRS-i optimaalse juhtimise algoritmi väljatöötamine võib olla eesmärk UZS-R edasisel arendamisel täieõiguslikuks APCS TPA-80-ks. Nagu näitab selliste automatiseeritud protsessijuhtimissüsteemide kasutamise kogemus, võimaldab Mannesmanni (CARTA rakendustarkvarapakett) järgi torude otsasektsioonide rullimisel rullide pöörete arvu juhtimine torude otsalõike suurust vähendada. rohkem kui 50%, tänu torude redutseerimisprotsessi automaatjuhtimise süsteemile, mis sisaldab endas veski juhtimise ja mõõtmise alamsüsteemi, samuti optimaalse redutseerimisrežiimi arvutamise ja protsessi juhtimise alamsüsteemi reaalajas. .

4. PROJEKTI TEHNILINE JA MAJANDUSLIK PÕHJENDUS

4.1 Kavandatava ürituse olemus

Selles projektis tehakse ettepanek võtta kasutusele optimaalne kiirusrežiim valtsimiseks venitus-vähendusveskis. Selle meetmega on plaanis vähendada metalli kulukoefitsienti ning seoses valmis torude äralõigatud paksenenud otste pikkuse vähenemisega on oodata tootmismahtude kasvu keskmiselt 80 tonni võrra kuus.

Selle projekti elluviimiseks vajalikud kapitaliinvesteeringud on 0 rubla.

Projekti saab rahastada kirje "jooksev remont", kulukalkulatsiooni alt. Projekti saab lõpetada ühe päeva jooksul.

4.2 Tootmiskulude arvestus

1t maksumuse arvestus. tooted olemasolevate paksendatud toruotste kärpimismääradega on toodud tabelis. 4.1.

Projekti maksumuse kalkulatsioon on toodud tabelis. 4.2. Kuna projekti elluviimise tulemuseks ei ole tootmismahu suurenemine, siis tarbimisväärtuste ümberjaotamist projekti maksumuse kalkulatsioonis ei tehta. Projekti kasumlikkus seisneb kulude vähendamises vanaraua vähendamise kaudu. Viimistlus väheneb metalli kulukoefitsiendi vähenemise tõttu.

4.3 Projekteerimisnäitajate arvutamine

Projekti näitajate arvutamisel lähtutakse tabelis toodud kuluprognoosist. 4.2.

Kulude kokkuhoid aastas:

Nt = (C 0 -C p) * V pr = (12200,509-12091,127) * 110123,01 = 12045475,08r.

Kasum aruande järgi:

Pr 0 = (P-C 0) * V alates = (19600-12200,509) * 109123,01 = 807454730,39r.

Projekti kasum:

Pr n = (P-C n) * V pr = (19600-12091,127) * 110123,01 = 826899696,5 r.

Kasumi kasv on järgmine:

Pr = Pr n-Pr 0 = 826899696,5-807454730,39 = 19444966,11 r.

Toodete kasumlikkus oli:

Toodete kasumlikkus projekti jaoks:

Aruande ja projekti rahavood on toodud tabelis 4.3. ja 4.4.

Tabel 4.1 - 1 tonni veeremi maksumuse arvutamine JSC "KresTrubZavod" kaupluses T-3

N/a	Kuluartikkel	Kogus	Hind 1 tonni kohta	Summa
1	2	3	4	5
ma	Ümberjagamisel täpsustatud: 1. Tühi, t / t; 2. Jäätmed, t/t: ebakvaliteetne trimm;
mina mina	Ümberjagamiskulud 2. Energiakulud: võimsus elekter, kW / h aur tootmiseks, Gcal tööstusvesi, tm 3 suruõhk, tm 3 Ringlusvesi, tm 3 tööstuslik sademevesi, tm 3 3. Abimaterjalid 7. Vahetatavad seadmed 10. Kapitaalremont 11. Transpordipoodide töö 12. Töötoa muud kulud Ümberjagamiskulud kokku
NS	Üldised tehasekulud

Tabel 4.2 - 1 tonni veeremi maksumuse projektarvestus

N/a	Kuluartikkel	Kogus	Hind 1 tonni kohta	Summa
ma	Ümberjagamisel täpsustatud: 1. Tühi, t / t; 2. Jäätmed, t/t: ebakvaliteetne trimm; Ümberjagamisel antud summa miinus jäätmed ja praak
NS	Ümberjagamiskulud 1. Protsessi kütus (maagaas), siin 2. Energiakulud: võimsus elekter, kW / h aur tootmiseks, Gcal tööstusvesi, tm 3 suruõhk, tm 3 Ringlusvesi, tm 3 tööstuslik sademevesi, tm 3 3. Abimaterjalid 4. Tootmistööliste põhipalk 5. Tootmistööliste lisapalk 6. Sotsiaalmaksed 7. Vahetatavad seadmed 8. Põhivara jooksev remont ja hooldus 9. Põhivara kulum 10. Kapitaalremont 11. Transpordipoodide töö 12. Töötoa muud kulud Ümberjagamiskulud kokku
NS	Üldised tehasekulud Tootmiskulud kokku
IV	Tootmisvälised kulud Täiskulu kokku

Tehnoloogilise protsessi täiustamine mõjutab ettevõtte tehnilisi ja majandusnäitajaid järgmiselt: tootmise kasumlikkus tõuseb 1,45%, kulude vähendamisest tulenev kokkuhoid on 12 miljonit rubla. aastas, mis toob kaasa kasumi kasvu.

Tabel 4.3 – Aruande rahavoog

Sularahavood	Aastast
	1	2	3	4	5
A. Rahavoog:
- Tootmismaht, t
- Toote hind, hõõruda.
Kogu sissevool
B. Raha väljavool:
-Tegevuskulud
- Tulumaks	193789135,29
Summa kokku:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Puhasrahavoog (A-B)
Koefitsient. Inversioonid	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E = 0,25
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Tabel 4.4 – Projekti rahavoog

Sularahavood	Aastast
	1	2	3	4	5
A. Rahavoog:
- Tootmismaht, t
- Toote hind, hõõruda.
- müügitulu, hõõruda.
Kogu sissevool
B. Raha väljavool:
-Tegevuskulud
- Tulumaks
Summa kokku:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Puhasrahavoog (A-B)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Koefitsient. Inversioonid	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E = 0,25
Diskonteeritud voog (A-B) * K inv
Kumulatiivne rahavoog NPV

Projekti finantsprofiil on näidatud joonisel 4.1. Vastavalt joonisel fig. 4.1. projekti kumulatiivne NPV ületab kavandatud näitajat, mis näitab projekti tingimusteta tasuvust. Rakendatavale projektile arvutatud kumulatiivne NPV on olnud positiivne väärtus esimesest aastast, kuna projekt ei nõudnud kapitaliinvesteeringuid.

Projekti finantsprofiil

Tasuvuspunkt arvutatakse järgmise valemi abil:

Tasuvuspunkt iseloomustab minimaalset tootmismahtu, mille juures kahjumid lõppevad ja tekib esimene kasum.

Tabel 4.5. esitab andmed muutuv- ja püsikulude arvutamiseks.

Esitatud andmete kohaselt on muutuvkulude summa toodanguühiku kohta Z per = 11212,8 rubla, püsikulude summa toodanguühiku kohta on Z post = 987,7 rubla. Püsikulude summa kogu emissiooni mahu kohta vastavalt aruandele on 107780796,98 rubla.

Projekteerimisandmete kohaselt on muutuvkulude summa Z lane = 11103,5 rubla, püsikulude summa Z post = 987,7 rubla. Püsikulude summa kogu emissiooni mahu kohta vastavalt aruandele on 108768496,98 rubla.

Tabel 4.5 - Püsikulude osakaal planeeritud ja projekteerimiskulude struktuuris

N/a	Kuluartikkel	Summa vastavalt plaanile, hõõruda.	Projekti summa, hõõruda.	Püsikulude osakaal ümberjaotuskulude struktuuris,%
1	2	3	4	5
1	Ümberjagamiskulud 1. Protsessi kütus (maagaas), siin 2. Energiakulud: võimsus elekter, kW / h aur tootmiseks, Gcal tööstusvesi, tm 3 suruõhk, tm 3 Ringlusvesi, tm 3 tööstuslik sademevesi, tm 3 3. Abimaterjalid 4. Tootmistööliste põhipalk 5. Tootmistööliste lisapalk 6. Sotsiaalmaksed 7. Vahetatavad seadmed 8. Põhivara jooksev remont ja hooldus 9. Põhivara kulum 10. Kapitaalremont 11. Transpordipoodide töö 12. Töötoa muud kulud Ümberjagamiskulud kokku
2	Üldised tehasekulud Tootmiskulud kokku			100
3	Tootmisvälised kulud Täiskulu kokku			100

Esitatud andmete kohaselt on tasuvuspunkt:

TB alates T.

Projekti kohaselt on tasuvuspunkt:

TB pr T.

Tabel 4.6. teostati tasuvuspunkti määramiseks vajalike müüdud toodete tootmise tulude ja igat liiki kulude arvestus. Aruande ja projekti tasuvuspunkti arvutamise graafikud on näidatud joonisel 4.2. ja joonis 4.3. vastavalt.

Tabel 4.6 – Andmed tasuvuspunkti arvutamiseks

Aruande tasuvuspunkti arvutamine

Projekti tasuvuspunkti arvutamine

Projekti tehnilised ja majanduslikud näitajad on toodud tabelis. 4.7.

Sellest tulenevalt võime järeldada, et projektis kavandatud meede vähendab toodetud toodete ühikumaksumust 1,45% võrra, vähendades muutuvkulusid, mis aitab kaasa kasumi kasvule 19,5 miljoni rubla võrra. aasta tootmismahuga 110 123,01 tonni. Projekti elluviimise tulemuseks on kumulatiivse diskonteeritud puhastulu kasv võrreldes planeeritud väärtusega vaadeldaval perioodil. Samuti on positiivseks momendiks tasuvusläve alanemine 12,85 tuhandelt tonnilt 12,8 tuhandele tonnile.

Tabel 4.7 - Projekti tehnilised ja majanduslikud näitajad

P/p nr.	Indeks	Aruanne	Projekt	Hälve
				Absoluutne	%
1	Tootmismaht: natuuras, t väärtuses tuhat rubla
2	Põhivara maksumus, tuhat rubla	6775032	6775032	0	0
3	Kogukulud (täiskulu): kogu väljalase, tuhat rubla tootmisühikud, hõõruda.
4	Toote kasumlikkus,%	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Nüüdispuhasväärtus, NPV	1700,136
6	Investeering kokku, tuhat rubla	0
7	Viitamiseks: tasuvuspunkt Т.B., t, diskontomäära F väärtus, sisemine tulumäär IRR maksimaalne raha väljavool K, tuhat rubla

KOKKUVÕTE

Käesolevas diplomitöös töötati välja üldkasutatavate torude valmistamise tehnoloogia vastavalt standardile DIN 1629. Töös käsitletakse võimalust reduktorveski valtsimisel tekkivate paksenenud otste pikkust vähendada, muutes reduktori kiiruse seadistusi. frees toru otsaosade valtsimisel, kasutades UZS-R süsteemi võimalusi. Arvutused on näidanud, et paksenenud otste pikkuse vähenemine võib ulatuda 50% -ni.

Majanduslikud arvutused on näidanud, et pakutud veeremisrežiimide kasutamine vähendab ühiku maksumust 1,45%. See, säilitades olemasolevad tootmismahud, võimaldab esimesel aastal kasumit suurendada 20 miljoni rubla võrra.

Bibliograafia

1. Anurjev V.I. "Projekteerija-mehaanikainseneri käsiraamat" 3 köites, 1. köide - M. "Mehaanikatehnika" 1980 - 728 lk.

2. Anurjev V.I. "Projekteerija-mehaanikainseneri käsiraamat" 3 köites, 2. köide - M. "Mehaanikatehnika" 1980 - 559 lk.

3. Anurjev V.I. "Projekteerija-mehaanikainseneri käsiraamat" 3 köites, 3. köide - M. "Mehaanikatehnika" 1980 - 557 lk.

4. Pavlov Ya.M. "masinaosad". - Leningradi "Mehaanikaehitus" 1968 - 450 lk.

5. Vassiljev V.I. "Autotranspordiettevõtete tehnoloogiliste seadmete projekteerimise alused" õpetus- Kurgan 1992 - 88 lk.

6. Vassiljev V.I. "Autotranspordiettevõtete tehnoloogiliste seadmete projekteerimise alused" - Kurgan 1992 - 32 lk.

480 RUB | UAH 150 | 7,5 $ ", MOUSEOFF, FGCOLOR," #FFFFCC ", BGCOLOR," # 393939 ");" onMouseOut = "return nd ();"> Lõputöö - 480 rubla, kohaletoimetamine 10 minutit, ööpäevaringselt, seitse päeva nädalas

Kholkin Jevgeni Gennadievitš. Uuring kohalik jätkusuutlikkusõhukese seinaga trapetsikujulised profiilid piki- ja põikpainutamisel: väitekiri ... Tehnikateaduste kandidaat: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadevich; [Kaitsekoht: ohm. olek tehnika. un-t] .- Omsk, 2010.- 118 lk .: ill. RSL OD, 61 10-5 / 3206

Sissejuhatus

1. Kokkusurutud plaatkonstruktsioonielementide stabiilsusuuringute ülevaade 11

1.1. Mehaaniliste süsteemide stabiilsuse uurimise põhimõisted ja meetodid 12

1.1.1, Algoritm mehaaniliste süsteemide stabiilsuse uurimiseks staatilisel meetodil 16

1.1.2. Staatiline lähenemine. Meetodid: Euler, ebatäiuslik, energiline 17

1.2. Euleri stabiilsuse analüütiliste uuringute matemaatiline mudel ja peamised tulemused. Stabiilsustegur 20

1.3. Plaatelementide ja nende konstruktsioonide stabiilsuse uurimise meetodid 27

1.4. Plaatide ja komposiitplaadielementide arvutamise tehnilised meetodid. Vähendusmeetodi kontseptsioon 31

1.5. Euleri stabiilsuse arvulised uuringud lõplike elementide meetodil: võimalused, eelised ja puudused 37

1.6. Plaatide ja komposiitplaadielementide stabiilsuse eksperimentaalsete uuringute ülevaade 40

1.7. Õhukeseseinaliste trapetsiprofiilide stabiilsuse teoreetiliste uuringute järeldused ja eesmärgid 44

2. Matemaatiliste mudelite ja algoritmide väljatöötamine trapetsikujuliste profiilide õhukeseseinaliste plaatelementide stabiilsuse arvutamiseks: 47

2.1. Trapetsikujuliste profiilide õhukeseseinaliste plaatelementide piki-põiki painutamine 47

2.1.1. Probleemi püstitus, põhieeldused 48

2.1.2. Matemaatiline mudel tavalistes diferentsiaalvõrrandites. Piirtingimused, ebatäiuslikkuse meetod 50

2.1.3. Numbrilise integreerimise algoritm, kriitilise määramine

pinge ja selle rakendamine MS Excel 52-s

2.1.4. Arvutustulemused ja nende võrdlemine teadaolevate lahendustega 57

2.2. Ühe plaadielemendi kriitiliste pingete arvutamine

profiili osana ^ .. 59

2.2.1. Mudel, mis võtab arvesse profiilpleki elementide elastset konjugatsiooni. Numbrilise uurimistöö põhieeldused ja probleemid 61

2.2.2. Kaaslase jäikuse numbriline uuring ja tulemuste lähendamine 63

2.2.3. Kujuneva poollaine pikkuse numbriline uurimine esimesel kriitilisel koormusel ja tulemuste lähendamine 64

2.2.4. Koefitsiendi k arvutamine (/ Zx, / 32). Arvutustulemuste lähendamine (A, /? 2) 66

2.3. Arvutuste adekvaatsuse hindamine võrreldes arvlahendustega lõplike elementide meetodil ja teadaolevate analüütiliste lahendustega 70

2.4. Eksperimentaaluuringu järeldused ja eesmärgid 80

3. Õhukeseseinaliste trapetsiprofiilide lokaalse stabiilsuse eksperimentaalsed uuringud 82

3.1. Prototüüpide ja eksperimentaalse seadistuse kirjeldus 82

3.2. Proovide testimine 85

3.2.1. Testi protseduur ja sisu G. 85

3.2.2. Kompressioonitesti tulemused 92

3.3. Järeldused 96

4. Lokaalse stabiilsuse arvestamine õhukeseseinalistest trapetsprofiilidest kandekonstruktsioonide arvutustes tasapinnas piki- põikpainutus 97

4.1. Kriitiliste pingete arvutamine kohalik kaotus plaatelementide stabiilsus ja õhukeseseinalise trapetsiprofiili piirav paksus 98

4.2. Lubatud koormuste pindala, võtmata arvesse kohalikku stabiilsuse kadu 99

4.3. Vähendustegur 101

4.4. Kohaliku paindumise ja vähendamise arvessevõtmine 101

Järeldused 105

Bibliograafiline loetelu

Töö tutvustus

Töö asjakohasus.

Kergete, tugevate ja töökindlate konstruktsioonide loomine on kiireloomuline ülesanne. Masinaehituses ja ehituses on üks peamisi nõudeid metallikulu vähendamine. See toob kaasa asjaolu, et konstruktsioonielemendid tuleb arvutada täpsemate konstitutiivsete seoste järgi, võttes arvesse nii üldise kui ka lokaalse paindumise ohtu.

Üks kaalu minimeerimise probleemi lahendamise viise on kõrgtehnoloogiliste õhukeseseinaliste trapetsikujuliste valtsprofiilide (TTP) kasutamine. Profiilid valmistatakse õhukese lehtterase valtsimisel paksusega 0,4 ... 1,5 mm statsionaarsetes tingimustes või vahetult koostekohas lamedate või kaarekujuliste elementidena. Õhukeseseinalisest trapetsprofiilist kandvaid kaarkatteid kasutavad konstruktsioonid eristuvad kerguse, esteetilise välimuse, paigalduslihtsuse ja mitmete muude eeliste poolest võrreldes traditsiooniliste kattetüüpidega.

Peamine profiili laadimise tüüp on pikisuunaline ristpainutamine. Toon-

jfflF dMF" lamellelemendid

profiili kogemus
keskmine kokkusurumine
luud võivad kohti kaotada
uus stabiilsus. Kohalik
stabiilsuse kaotus

Riis. 1. Näide kohalikust kõverdumisest

Jam,

^ J

Riis. 2. Vähendatud profiili sektsiooni skeem

(MPA) täheldatakse piiratud aladel kogu profiili pikkuses (joonis 1) oluliselt väiksemate koormuste korral kui kogu paindumine ja lubatud koormustega võrreldavad pinged. MPU-ga lõpetab profiili eraldi kokkusurutud plaatelement täielikult või osaliselt koormuse tajumise, mis jaotatakse ümber profiiliosa ülejäänud plaadielementide vahel. Veelgi enam, lõigul, kus MPA tekkis, ei pruugi pinged ületada lubatud väärtusi. Seda nähtust nimetatakse redutseerimiseks. Vähendamine

seisneb profiili ristlõikepinna vähendamises tegelikuga võrreldes, kui see on taandatud idealiseeritud konstruktsiooniskeemile (joonis 2). Sellega seoses on kiireloomuline ülesanne välja töötada ja rakendada õhukeseseinalise trapetsikujulise profiili plaatelementide lokaalse paindumise arvestamise insenerimeetodeid.

Plaatide stabiilsusega tegelesid silmapaistvad teadlased: B.M. Bro-ude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Iljušin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timošenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khvalla jt. Insenerilised lähenemisviisid kriitiliste pingete analüüsimiseks koos lokaalse paindumisega töötati välja E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasiljeva, B. Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanova, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevitš, E.A. Pav-linova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timašev.

Ülaltoodud keeruka ristlõikega profiilide tehniliste arvutusmeetodite puhul ei võeta MPU ohtu praktiliselt arvesse. Õhukeseseinalistest profiilidest konstruktsioonide eelprojekti staadiumis on oluline omada lihtsat aparaati konkreetse standardmõõdu kandevõime hindamiseks. Sellega seoses on vaja välja töötada tehnilised arvutusmeetodid, mis võimaldavad õhukeseseinalistest profiilidest konstruktsioonide projekteerimisel kiiresti hinnata nende kandevõimet. Õhukeseseinalisest profiilist konstruktsiooni kandevõime kontrollarvutuse saab teha rafineeritud meetoditega, kasutades olemasolevaid tarkvaratooted ja vajadusel kohandada. Selline kaheetapiline süsteem õhukeseseinalistest profiilidest konstruktsioonide kandevõime arvutamiseks on kõige ratsionaalsem. Seetõttu on õhukeseseinalistest profiilidest konstruktsioonide kandevõime arvutamise insenerimeetodite väljatöötamine ja rakendamine, võttes arvesse plaatelementide lokaalset paindumist, kiireloomuline ülesanne.

Lõputöö eesmärk: õhukeseseinaliste trapetsikujuliste profiilide plaatelementide lokaalse paindumise uurimine nende piki-põiki painutamisel ja insenerimeetodi väljatöötamine kandevõime arvutamiseks, võttes arvesse lokaalset stabiilsust.

Eesmärgi saavutamiseks on seatud järgmised uurimistöö eesmärgid.

Kokkusurutud ristkülikukujuliste plaatide stabiilsuse analüütiliste lahenduste laiendamine profiilis olevate plaatide süsteemile.

Profiili lokaalse stabiilsuse matemaatilise mudeli numbriline uurimine ja adekvaatsete analüütiliste avaldiste saamine plaatelemendi MPU minimaalse kriitilise pinge jaoks.

Õhukeseseinalise profiili lõigu vähenemise astme eksperimentaalne hindamine koos lokaalse stabiilsuse kadumisega.

Õhukeseseinalise profiili taatlemise ja projekteerimisarvutuse insenermetoodika väljatöötamine, arvestades lokaalset paindumist.

Teaduslik uudsus töö seisneb eraldi plaadi lokaalse paindumise adekvaatse matemaatilise mudeli väljatöötamises

element profiilis ja analüütiliste sõltuvuste saamine kriitiliste pingete arvutamiseks.

Mõistlikkus ja usaldusväärsus Saadud tulemused on saadud ristkülikukujuliste plaatide stabiilsuse probleemi fundamentaalsete analüütiliste lahenduste alusel, matemaatilise aparaadi õigel rakendamisel, praktilisteks arvutusteks piisav kokkulangevus FEM-arvutuste ja eksperimentaalsete uuringute tulemustega.

Praktiline tähtsus seisneb profiilide kandevõime arvutamise insenermetoodika väljatöötamises, arvestades lokaalset paindumist. Töö tulemused rakendatakse ettevõttes Montazhproekt LLC tabelite ja graafiliste esitustena kogu toodetud profiilide sortimendi lubatud koormuste pindaladest, võttes arvesse kohalikku paindumist, ning neid kasutatakse tüübi esialgseks valikuks. ja profiilmaterjali paksus konkreetsete projektlahenduste ja laadimisviiside jaoks.

Kaitse põhisätted.

Õhukeseseinalise profiili kui konjugeeritud plaatelementide süsteemi tasapinnalise painutamise ja kokkusurumise matemaatiline mudel ja meetod selle alusel MPA kriitiliste pingete määramiseks Euleri mõistes.

Analüütilised sõltuvused lokaalse paindumise kriitiliste pingete arvutamiseks profiili igale plaadielemendile tasapinnalise piki-põiki painde korral.

Õhukeseseinalise trapetsikujulise profiili kontrollimise ja projekteerimisarvutuse tehniline meetod, võttes arvesse kohalikku paindumist. Töö ja avaldamise aprobeerimine.

Doktoritöö põhisätteid kajastati ja arutati erineva tasemega teadus- ja tehnikakonverentsidel: Transpordi- ja tehnoloogiamasinate teaduskonna 45. aastapäevale pühendatud rahvusvahelisel kongressil "Masinad, tehnoloogiad ja protsessid ehituses" (Omsk, SibADI, 6. detsember). -7, 2007); Ülevenemaaline teadus- ja tehnikakonverents "NOOR VENEMAA: arenenud tehnoloogiad tööstuses" (Omsk, Om-GTU, 12.–13. november 2008).

Töö struktuur ja ulatus. Lõputöö on esitatud 118 tekstileheküljel, koosneb sissejuhatusest, 4 peatükist ja ühest lisast, sisaldab 48 joonist, 5 tabelit. Kasutatud kirjanduse loetelus on 124 nimetust.

Euleri stabiilsuse analüütiliste uuringute matemaatiline mudel ja peamised tulemused. Stabiilsuse tegur

Iga inseneriprojekt tugineb mehaanilise süsteemi liikumise ja tasakaalu matemaatilise mudeli diferentsiaalvõrrandite lahendamisele. Konstruktsiooni, mehhanismi, masina koostamisega kaasnevad mõned tootmistolerantsid ja hiljem ka puudused. Töö käigus võivad tekkida ka defektid mõlkide, kulumisest tingitud tühimike ja muude tegurite näol. Kõiki välismõjude variante on võimatu ette näha. Disain on sunnitud töötama juhuslike häirivate jõudude mõjul, mida diferentsiaalvõrrandis arvesse ei võeta.

Tegurid, mida matemaatilises mudelis ei arvestata – ebatäiuslikkus, juhuslikud jõud või häired – võivad saadud tulemusi tõsiselt korrigeerida.

Eristatakse süsteemi häirimatut olekut - arvutuslikku olekut nullhäirete juures ja häiritud olekut, mis tekib häirete tagajärjel.

Ühel juhul ei toimu häiringu tõttu olulist muutust konstruktsiooni tasakaaluasendis või erineb selle liikumine arvutuslikust vähe. Seda mehaanilise süsteemi olekut nimetatakse stabiilseks. Muudel juhtudel erineb tasakaaluasend või liikumise iseloom arvutuslikust oluliselt, sellist olekut nimetatakse ebastabiilseks.

Mehaaniliste süsteemide liikumise stabiilsuse ja tasakaalu teooria tegeleb märkide loomisega, mis võimaldavad otsustada, kas vaadeldav liikumine või tasakaal on stabiilne või ebastabiilne.

Tüüpiline märk süsteemi üleminekust stabiilsest olekust ebastabiilsesse on mingi parameetri – kriitilise jõu, kriitilise kiiruse jne – kriitiliseks nimetatava väärtuse saavutamine.

Puuduste ilmnemine või arvestamata jõudude mõju viib paratamatult süsteemi liikumiseni. Seetõttu tuleks üldjuhul uurida mehaanilise süsteemi liikumise stabiilsust häirete korral. Sellist lähenemist stabiilsuse uurimisel nimetatakse dünaamiliseks ja vastavaid uurimismeetodeid dünaamiliseks.

Praktikas on sageli piisav piirduda staatilise lähenemisega, s.t. stabiilsuse uurimise staatilised meetodid. Sel juhul uuritakse häire lõpptulemust - mehaanilise süsteemi uut püsiseisundi tasakaaluasendit ja selle kõrvalekalde astet arvutatud häirimata tasakaaluasendist.

Ülesande staatiline sõnastus eeldab, et inertsjõude ja ajaparameetrit ei arvestata. Selline ülesande sõnastus võimaldab sageli muuta mudeli matemaatilise füüsika võrranditest tavalisteks diferentsiaalvõrranditeks. See lihtsustab oluliselt matemaatilist mudelit ja hõlbustab stabiilsuse analüütilist uurimist.

Tasakaalu stabiilsuse analüüsi staatilisel meetodil positiivne tulemus ei taga alati dünaamilist stabiilsust. Konservatiivsete süsteemide puhul annab staatiline lähenemine kriitiliste koormuste ja uute tasakaaluseisundite määramisel aga täpselt samadele tulemustele kui dünaamiline.

Konservatiivses süsteemis on süsteemi sise- ja välisjõudude töö ühest olekust teise üleminekul määratud ainult nende olekutega ja see ei sõltu liikumistrajektoorist.

Mõiste "süsteem" ühendab deformeeruva konstruktsiooni ja koormused, mille käitumist tuleb täpsustada. Sellest tulenevalt järgneb süsteemi konservatiivsuseks kaks vajalikku ja piisavat tingimust: 1) deformeeritava struktuuri elastsus, s.o. deformatsioonide pöörduvus; 2) koormuse konservatiivsus, s.o. tema tehtud töö sõltumatus trajektoorist. Mõnel juhul annab staatiline meetod rahuldavaid tulemusi ka mittekonservatiivsete süsteemide puhul.

Ülaltoodu selguse huvides käsitleme mitmeid näiteid teoreetilisest mehaanikast ja materjalide tugevusest.

1. Kandepinna süvendis paikneb raskuskuul Q (joonis 1.3). Häiriva jõu 5Р Q sina toimel palli tasakaaluasend ei muutu, s.o. see on stabiilne.

Jõu 5Р Q sina lühiajalise toimega, võtmata arvesse veerehõõrdumist, on võimalik üleminek uude tasakaaluasendisse või võnkumised algse tasakaaluasendi ümber. Kui hõõrdumist arvesse võtta, on võnkuv liikumine summutatud, st stabiilne. Staatiline lähenemine võimaldab määrata ainult häiriva jõu kriitilist väärtust, mis on võrdne: Ркр = Q sina. Liikumise olemust häiriva toime kriitilise väärtuse ületamisel ja tegevuse kriitilist kestust saab analüüsida ainult dünaamiliste meetoditega.

2. Varda pikkus / surutud jõuga P (joon. 1.4). Staatilisel meetodil põhinevate materjalide vastupidavusest on teada, et elastsuse piires oleva koormuse korral on survejõu kriitiline väärtus.

Sama ülesande lahendamine jälgimisjõuga, mille suund langeb kokku puutuja suunaga rakenduspunktis, staatilise meetodiga viib järeldusele sirgjoonelise tasakaaluvormi absoluutse stabiilsuse kohta.

Matemaatiline mudel tavalistes diferentsiaalvõrrandites. Piirtingimused, ebatäiuslikkuse meetod

Tehniline analüüs jaguneb kahte kategooriasse: klassikalised ja numbrilised meetodid. Klassikaliste meetodite abil püütakse pinge- ja deformatsiooniväljade jaotuse probleeme lahendada vahetult, moodustades aluspõhimõtetel põhinevaid diferentsiaalvõrrandisüsteeme. Täpne lahendus, kui võrrandeid on võimalik saada suletud kujul, on võimalik ainult geomeetria, koormuste ja piirtingimuste kõige lihtsamatel juhtudel. Diferentsiaalvõrrandisüsteemide ligikaudsete lahenduste abil saab lahendada üsna laia valikut klassikalisi probleeme. Need lahendused on seeriatena, milles madalamat järku terminid jäetakse pärast konvergentsiuuringut kõrvale. Nagu täpsed lahendused, nii ka ligikaudsed lahendused nõuavad korrapärast geomeetrilist kuju, lihtsaid piirtingimusi ja mugavat koormuste rakendamist. Seetõttu ei saa neid lahendusi enamiku praktiliste probleemide puhul rakendada. Klassikaliste meetodite põhieelis seisneb selles, et need annavad uuritavast probleemist sügava arusaamise. Numbriliste meetodite abil saab uurida laiemat valikut probleeme. Numbriliste meetodite hulka kuuluvad: 1) energiameetod; 2) piirdeelementide meetod; 3) lõplike erinevuste meetod; 4) lõplike elementide meetod.

Energiameetodid võimaldavad leida konstruktsiooni potentsiaalse koguenergia minimaalse avaldise kogu antud ala ulatuses. See lähenemisviis töötab hästi ainult teatud ülesannete puhul.

Piirelemendi meetod aproksimeerib funktsioone, mis rahuldavad lahendatava diferentsiaalvõrrandi süsteemi, kuid mitte piirtingimusi. Probleemi dimensiooni vähendatakse, kuna elemendid esindavad ainult modelleeritava ala piire. Selle meetodi rakendamine eeldab aga võrrandisüsteemi põhilahenduse tundmist, mida võib olla raske saada.

Lõpliku erinevuse meetod teisendab diferentsiaalvõrrandi ja piirtingimuste süsteemi vastavaks algebraliste võrrandite süsteemiks. See meetod võimaldab lahendada keeruka geomeetria, piirtingimuste ja kombineeritud koormustega konstruktsioonide analüüsiprobleeme. Lõpliku erinevuse meetod on aga sageli liiga aeglane, kuna kogu uuringupiirkonna regulaarse ruudustiku nõue toob kaasa väga kõrge järgu võrrandisüsteemide.

Lõplike elementide meetodit saab laiendada peaaegu piiramatule probleemide klassile, kuna see võimaldab vaheseinte saamiseks kasutada lihtsa ja erineva kujuga elemente. Lõplike elementide suurused, mida saab kombineerida ebakorrapäraste piiride lähendamiseks, erinevad vaheseinas mõnikord kümneid kordi. Mudeli elementidele on lubatud rakendada suvalist tüüpi koormust, samuti rakendada neile mis tahes tüüpi kinnitusi. Peamine probleem on tulemuse saavutamise kulude suurenemine. Lahenduse üldistuse eest tuleb maksta intuitsiooni kadumisega, kuna lõplike elementide lahendus on tegelikult arvude kogum, mis on rakendatav ainult lõpliku elemendi mudeli abil püstitatud konkreetsele probleemile. Mudeli mis tahes olulise aspekti muutmine nõuab tavaliselt probleemi täielikku uuesti lahendamist. See on aga tühine kulu, kuna lõplike elementide meetod on sageli ainus. võimalik viis selle lahendused. Meetod on rakendatav kõikide väljajaotusprobleemide klasside puhul, mis hõlmavad struktuurianalüüsi, soojusülekannet, vedeliku voolu ja elektromagnetismi. Numbriliste meetodite puudused hõlmavad: 1) lõplike elementide analüüsi programmide kõrget hinda; 2) pikaajaline väljaõpe programmiga töötamiseks ja täisväärtusliku töö võimalus ainult kõrgelt kvalifitseeritud personalile; 3) üsna sageli on võimatu füüsikalise katsega kontrollida lõplike elementide meetodil saadud lahenduse tulemuse õigsust, sealhulgas mittelineaarsetes ülesannetes. m Plaatide ja komposiitplaadielementide stabiilsuse eksperimentaalsete uuringute ülevaade

Praegu ehituskonstruktsioonides kasutatavad profiilid on valmistatud 0,5–5 mm paksustest lehtedest ja seetõttu peetakse neid õhukeseseinalisteks. Nende näod võivad olla nii lamedad kui ka kõverad.

Õhukeseseinaliste profiilide töö põhijooneks on see, et kõrge laiuse ja paksuse suhtega tahkudel tekivad koormuse all suured paindedeformatsioonid. Eriti intensiivne läbipainete suurenemine on täheldatav siis, kui pinnale mõjuvate pingete suurus läheneb kriitilisele väärtusele. Kaob kohalik stabiilsus, läbipainded muutuvad võrreldavaks serva paksusega. Selle tulemusena on profiili ristlõige tugevasti moonutatud.

Plaatide stabiilsust käsitlevas kirjanduses on eriline koht vene teadlase SP töödel. Tõmošenko. Talle omistatakse energiameetodi väljatöötamine elastse stabiilsuse probleemide lahendamiseks. Seda meetodit kasutades, SP. Timošenko andis teoreetilise lahenduse kesktasandisse laetud plaatide stabiilsuse probleemidele erinevatel piirtingimustel. Teoreetilisi lahendusi testiti testide seerias vabalt toetatud plaatidel ühtlase surve all. Testid kinnitasid teooriat.

Arvutuste adekvaatsuse hindamine võrreldes arvlahendustega lõplike elementide meetodil ja teadaolevate analüütiliste lahendustega

Saadud tulemuste usaldusväärsuse kontrollimiseks viidi läbi numbrilised uuringud lõplike elementide meetodil (FEM). Viimasel ajal on FEM-i numbrilised uuringud leidnud üha laialdasemat kasutust objektiivsetel põhjustel, nagu testimisprobleemide puudumine, proovide testimisel kõigi tingimuste täitmise võimatus. Numbrilised meetodid võimaldavad uuringuid läbi viia "ideaalsetes" tingimustes, neil on minimaalne viga, mida reaalsetes testides on praktiliselt võimatu rakendada. Numbrilised uuringud viidi läbi programmi ANSYS abil.

Numbrilised uuringud viidi läbi proovidega: ristkülikukujuline plaat; U-kujuline ja trapetsikujuline pikiharjaga ja ilma harjata profiilelement; profiilplekk (joonis 2.11). Proovid paksusega 0,7; 0,8; 0,9 ja 1 mm.

Proovidele rakendati otstes ühtlast survekoormust sgw (Joonis 2.11), millele järgnes Det suurendamine samm-sammult. Lameda kuju lokaalsele stabiilsuskaotusele vastav koormus vastas kriitilise survepinge σcr väärtusele. Seejärel arvutati valemi (2.24) abil stabiilsuskoefitsient & (/? I, /? G) ja võrreldi tabelis 2 oleva väärtusega.

Vaatleme ristkülikukujulist plaati pikkusega a = 100 mm ja laiusega 6 = 50 mm, mis on otstest ühtlase survekoormusega kokku surutud. Esimesel juhul on plaadil hingedega fikseerimine piki kontuuri, teisel - jäik fikseerimine piki külgservi ja hingekinnitus otstes (joonis 2.12).

ANSYS programmis rakendati otspindadele ühtlast survekoormust, määrati plaadi kriitiline koormus, pinge ja stabiilsuskoefitsient & (/?], /? 2). Mööda kontuuri liigendades kaotas plaat oma stabiilsuse teisel kujul (täheldati kahte punni) (joon. 2.13). Seejärel võrreldi arvuliselt ja analüütiliselt leitud plaadi takistuse koefitsiente / 32). Arvutustulemused on toodud tabelis 3.

Tabel 3 näitab, et analüütiliste ja numbriliste lahenduste tulemuste erinevus oli alla 1%. Seega jõuti järeldusele, et stabiilsuse uurimiseks pakutud algoritmi saab rakendada keerukamate konstruktsioonide kriitiliste koormuste arvutamisel.

Pakutud õhukeseseinaliste profiilide lokaalse stabiilsuse arvutamise meetodi laiendamiseks üldisele koormusjuhtumile viidi ANSYS programmis läbi numbrilised uuringud, et selgitada välja, kuidas survekoormuse iseloom mõjutab koefitsienti k (y). Uurimistulemused on esitatud graafikuna (joonis 2.14).

Järgmiseks sammuks pakutud arvutusmetoodika kontrollimisel oli profiili eraldi elemendi uurimine (joonis 2.11, b, c). Sellel on liigendkinnitus piki kontuuri ja see surutakse otstest kokku USL-i ühtlase survekoormusega (joonis 2.15). Valimi stabiilsust uuriti programmis ANSYS ja vastavalt pakutud meetodile. Pärast seda võrreldi saadud tulemusi.

ANSYS programmis mudeli loomisel, et survekoormuse ühtlaselt jaotada piki otsa, asetati kahe paksu plaadi vahele õhukeseseinaline profiil ja neile rakendati survekoormust.

U-kujulise profiili elemendi ANSYS programmis tehtud uuringu tulemus on näidatud joonisel 2.16, mis näitab, et eelkõige toimub lokaalse stabiilsuse kaotus kõige laiema plaadi juures.

Lubatud koormuste pindala, võtmata arvesse kohalikku stabiilsuse kaotust

Kõrgtehnoloogilistest õhukeseseinalistest trapetsiprofiilidest tugikonstruktsioonide puhul tehakse arvutused lubatud pingete meetodite järgi. Õhukeseseinalisest trapetsikujulisest profiilist konstruktsioonide kandevõime arvutamisel on välja pakutud insenerimeetod. Tehnika on rakendatud MS Excelis, on laialdaseks kasutamiseks saadaval ja võib olla aluseks õhukeseseinaliste profiilide arvutamist käsitlevate regulatiivsete dokumentide asjakohastele täiendustele. See on ehitatud uuringute ja saadud analüütiliste sõltuvuste põhjal õhukeseseinalise trapetsikujulise profiili plaatelementide lokaalse paindumise kriitiliste pingete arvutamiseks. Ülesanne on jagatud kolmeks komponendiks: 1) profiili minimaalse paksuse määramine (piirang t \, mille juures ei ole seda tüüpi arvutustes vaja arvestada lokaalset paindumist; 2) profiile lubatud koormuste pindala määramine. õhukese seinaga trapetsikujuline profiil, mille sees on kandevõime tagatud ilma paikse stabiilsuse kadumiseta; 3) lubatud väärtuste vahemiku NuM määramine, mille piires on kandevõime tagatud õhukeseseinalise trapetsikujulise profiili ühe või mitme plaadielemendi lokaalse stabiilsuse kaoga (võttes arvesse profiiliosa vähenemist).

Sel juhul arvatakse, et paindemomendi sõltuvus pikijõust M = f (N) arvutatud konstruktsiooni puhul saadakse materjalide või konstruktsioonimehaanika meetodite abil (joonis 2.1). Teada on materjali sgt lubatud pinged [t] ja voolavuspiir, samuti plaadielementides jääkpinged sgstі. Arvutustes pärast lokaalset paindumist kasutati "vähendamise" meetodit. Stabiilsuse kaotuse korral on välistatud 96% vastava plaatelemendi laiusest.

Plaatelementide lokaalse paindumise kriitiliste pingete ja õhukeseseinalise trapetsiprofiili piirava paksuse arvutamine Õhukeseseinaline trapetsprofiil jagatakse plaatelementide komplektiks, nagu on näidatud joonisel 4.1. Sel juhul ei mõjuta naaberelementide omavahelise paigutuse nurk lokaalse kriitilise pinge väärtust

Profiil H60-845 KÕVERAD paindumine. Lubatud on kumerate laineliste asendamine sirgjooneliste elementidega. Määratakse lokaalse paindumise kriitilised survepinged Euleri tähenduses õhukeseseinalise trapetsiprofiili laiusega bt üksikule i-ndale plaadielemendile paksuse t juures, materjali E elastsusmoodul ja Poissoni suhe ju koormuse elastses staadiumis. valemi järgi

Koefitsiendid k (px, P2) ja k (v) arvestavad vastavalt külgnevate plaadielementide jäikuse mõju ja survepingete jaotumise iseloomu plaadielemendi laiusele. Koefitsientide väärtus: k (px, P2) määratakse vastavalt tabelile 2 või arvutatakse valemiga

Plaatelemendi normaalpinged määratakse kesktelgedel materjalide vastupidavuse üldtuntud valemiga. Lubatud koormuste pindala ilma lokaalset paindumist arvesse võtmata (joonis 4.2) määratakse avaldisega ja on nelinurk, kus J on profiiliperioodi lõigu inertsimoment painde ajal, F on ristlõike pindala profiiliperioodist on ymax ja Utin profiililõike äärmiste punktide koordinaadid (joonis 4.1).

Siin arvutatakse profiili F ristlõikepindala ja lõigu J inertsimoment pikkusega L perioodilise elemendi jaoks ning profiili pikisuunaline jõud iV ja paindemoment Mb viitavad L-le.

Kandevõime saadakse siis, kui tegelik koormuskõver M = f (N) jääb lubatud koormuste vahemikku, millest on lahutatud lokaalse painde pindala (joonis 4.3). Joonis 4.2. Lubatud koormuste pindala kohalikku paindumist arvesse võtmata

Ühe riiuli kohaliku stabiilsuse kaotus viib selle osalise väljajätmiseni töökoormuse tajumisest - vähenemiseni. Vähendamise astet võetakse arvesse vähendusteguriga

Kandevõime on tagatud, kui tegelik koormuskõver langeb lubatud koormuste vahemikku, millest on lahutatud kohalike paindekoormuste vahemik. Väiksemate paksuste korral vähendab lokaalne paindejoon lubatud koormuste pindala. Kohalik paindumine ei ole võimalik, kui tegelik koormuskõver asub vähendatud alal. Kui tegelike koormuste kõver ületab kohaliku paindumise kriitilise pinge miinimumväärtuse joont, on vaja taastada lubatud koormuste ala, võttes arvesse profiili vähenemist, mis määratakse avaldisega.

Torude valtsimine nende läbimõõdu vähendamiseks (vähendamine) kasutatakse väga laialdaselt peaaegu kõikides töökodades kuumvaltstorude tootmisel, samuti torude valmistamisel keevitamise teel. Selle põhjuseks on asjaolu, et väikeste torude tootmine on tavaliselt seotud torude valtsimise või keevitamise seadmete tootlikkuse käegakatsutava vähenemisega ja sellest tulenevalt tootmiskulude suurenemisega. Lisaks mõnel juhul näiteks torude valtsimine dia. alla 60-70 mm või väga suure seinapaksusega ja väikese sisemise auguga torud on keerulised, kuna see nõuab liiga väikese läbimõõduga torude kasutamist.

Vähendamine viiakse läbi pärast torude täiendavat kuumutamist (või kuumutamist) temperatuurini 850–1100 ° C, valtsides neid mitme stendiga pidevfreesidel (kuni 24 alusega) ilma sisemist tööriista (toru) kasutamata. Sõltuvalt vastuvõetud töösüsteemist võib see protsess jätkuda seina paksuse suurenemise või selle vähenemisega. Esimesel juhul toimub rullimine ilma pingeta (või väga väikese pingega); ja teises - suure pingega. Teine, progressiivsem juhtum on viimasel kümnendil laialt levinud, kuna võimaldab palju suuremat vähendamist ning seinapaksuse vähenemine laiendab samal ajal rulltorude valikut säästlikumate õhukeseseinaliste torudega. .

Seinte hõrenemise võimalus redutseerimisel võimaldab toota põhitoruvaltsimissõlmele veidi suurema seinapaksusega (vahel 20-30%) torusid. See suurendab oluliselt üksuse tootlikkust.

Samas säilitas paljudel juhtudel oma tähtsuse vanem tööpõhimõte – vaba vähendamine ilma pingeta. Põhimõtteliselt viitab see suhteliselt paksuseinaliste torude vähendamise juhtudele, kui isegi suurte pingete korral muutub seina paksuse oluline vähendamine keeruliseks. Tuleb märkida, et paljudes torude valtsimistöökodades on paigaldatud reduktorid, mis on mõeldud vabaks valtsimiseks. Need veskid töötavad pikka aega ja seetõttu kasutatakse pingevaba redutseerimist laialdaselt.

Vaatleme, kuidas muutub toru seina paksus vaba redutseerimise ajal, kui puudub telgpinge ega tagandusjõud ning pingeseisundi diagrammi iseloomustavad survepinged. B. JI. Kolmogorov ja A. 3. Gleiberg, lähtudes sellest, et seina tegelik muutus vastab minimaalsele deformatsioonitööle ning kasutades võimalike nihkete põhimõtet, andis teoreetilise definitsiooni seina paksuse muutumisele redutseerimisel. Sel juhul eeldati, et deformatsiooni ebaühtlus * ei mõjuta oluliselt seina paksuse muutust ja välishõõrdejõude ei võetud arvesse, kuna need on palju väiksemad kui sisemised takistused. Joonisel 89 on kujutatud madaltugevate teraste seinapaksuse muutuse kõverad algsest SQ-st antud S-ni sõltuvalt algläbimõõdust DT0 lõpliku DT-ni (DT / DTO suhe) vähenemise astmest ja geomeetrilisest tegurist - toru peenus (S0 / DT0 suhe).

Madalatel redutseerimisastmetel osutub vastupidavus pikisuunalisele väljavoolule suuremaks kui vastupanu sissevoolule, mis põhjustab seina paksenemist. Deformatsiooni väärtuse suurenemisega suureneb seina paksenemise intensiivsus. Kuid samal ajal suureneb ka takistus toru sees olevale väljavoolule. Teatud vähenemise korral saavutab seina paksenemine maksimumi ja sellele järgnev vähenemisastme suurenemine toob kaasa tugevama vastupanuvõime kasvu sissepoole väljavoolule ja selle tulemusena hakkab paksenemine vähenema.

Samal ajal on tavaliselt teada ainult valmis redutseeritud toru seina paksus ja nende kõverate kasutamisel on vaja määrata soovitud väärtus ehk kasutada järjestikuse lähendamise meetodit.

Seina paksuse muutumise olemus muutub järsult, kui protsess viiakse läbi pingega. Nagu juba mainitud, iseloomustavad telgpingete olemasolu ja suurusjärku deformatsiooni kiiruse tingimused pideval freesil, mille indikaatoriks on kinemaatilise pinge koefitsient.

Pingega taandamisel erinevad toruotste deformatsioonitingimused toru keskosa deformatsioonitingimustest, kui valtsimisprotsess on juba stabiliseerunud. Veski täitmisel või toru veskist väljumisel tajuvad toru otsad pingest vaid osa ja rullimine, näiteks esimeses statiivis kuni toru sisenemiseni teise stendi, kulgeb üldse pingevabalt. Selle tulemusena paksenevad toruotsad alati, mis on pinge vähendamise protsessi puuduseks.

Seina paksuse pluss tolerantsi tõttu võib trimmi suurus olla veidi väiksem kui paksendatud otsa pikkus. Paksenenud otste olemasolu mõjutab oluliselt redutseerimisprotsessi ökonoomsust, kuna need otsad tuleb lõigata ja need on vajunud tootmiskulud. Sellega seoses kasutatakse tõmbevaltsimise protsessi ainult torude puhul, mille pikkus on pärast vähendamist üle 40–50 m, kui suhtelised kaod trimmimisel vähenevad mis tahes muule valtsimismeetodile iseloomuliku tasemeni.

Ülaltoodud tugipostide paksuse muutuse arvutamise meetodid võimaldavad lõppkokkuvõttes määrata venitussuhte nii vaba redutseerimise kui ka pingega rullimise korral.

8-10% vähenemise ja plastilise pingekoefitsiendiga 0,7-0,75 iseloomustab libisemist koefitsient ix = 0,83-0,88.

Valemite (166 ja 167) läbimõtlemisel on hästi näha, kui täpselt tuleb igas puistus jälgida kiiruse parameetreid, et veeremine kulgeks vastavalt projekteerimisrežiimile.

Vana konstruktsiooni reduktorveskite rullide rühmaajamil on kõigis statiivides olevate rullide pöörete arvu konstantne suhe, mis ainult konkreetsel juhul võib sama suurusega torude puhul vastata vabavaltsimise režiimile. Kõikide teiste suurustega torude vähendamine toimub teiste õhupuhastitega, seetõttu vaba veeremist ei säilitata. Praktikas kulgeb protsess sellistes veskites alati väikese pingega. Iga aluse rullide individuaalne ajam koos nende kiiruse peenreguleerimisega võimaldab luua erinevaid pingutusrežiime, sealhulgas vaba veeremise režiimi.

Kuna eesmised ja tagumised pinged tekitavad erinevatesse suundadesse suunatud momente, võib rullide summaarne pöörlemismoment igas statiivis suureneda või väheneda sõltuvalt eesmise ja tagumise tõmbejõudude vahekorrast.

Selles osas ei ole esialgse ja viimase 2-3 puistu paiknemise tingimused samad. Kui esimestes seisukohtades rullumismoment toru läbimisel järgmistes seisukohtades pinge tõttu väheneb, siis viimastes seisukohtades peaks veeremoment vastupidiselt olema suurem, kuna nendes stendides esineb peamiselt tagasipinget. Ja ainult keskmistendis erineb esi- ja tagapinge lähedaste väärtuste tõttu püsiseisundi veeremoment arvutatust vähe. Pingega töötava valtspingi ajamisõlmede tugevuse arvutamisel tuleb arvestada, et valtsimismoment suureneb lühiajaliselt, kuid väga järsult perioodil, mil toru haaravad rullid, mida selgitatakse. toru ja rullide kiiruste suure erinevuse tõttu. Sellest tulenev tippkoormus, mis on mõnikord mitu korda suurem kui püsiseisundi koormus (eriti suure pingega vähendamisel), võib põhjustada ajami mehhanismi rikkeid. Seetõttu võetakse arvutustes seda tippkoormust arvesse, sisestades sobiva koefitsiendi, mis on võrdne 2-3-ga.

UDK 621.774.3

TORUSEINTE PAKSUSE MUUTUMISE DÜNAAMIKA UURING VÄHENDAMISE AJAL

K.Yu. Jakovleva, B.V. Barichko, V.N. Kuznetsov

Esitatakse torude seinapaksuse muutuste dünaamika eksperimentaaluuringu tulemused valtsimisel, monoliitses sissetõmbamisel ja rull-tõmbejõul. Näidatakse, et deformatsiooniastme suurenemisega valtsimis- ja stantside tõmbamise protsessides täheldatakse toru seina paksuse intensiivsemat suurenemist, mis muudab nende kasutamise paljutõotavaks.

Märksõnad: külmdeformeeritud torud, paksuseinalised torud, torujoonis, toru seina paksus, toru sisepinna kvaliteet.

Olemasolev tehnoloogia külmdeformeeritud paksuseinaliste väikese läbimõõduga torude valmistamiseks korrosioonikindlast terasest näeb ette külmvaltsimise protsesside kasutamise KhPT tehastes ja sellele järgneva ohutu tõmbamise monoliitses stantsides. On teada, et väikese läbimõõduga torude valmistamine külmvaltsimise teel on seotud mitmete raskustega, mis on tingitud "varras-südamik" süsteemi jäikuse vähenemisest. Seetõttu kasutatakse selliste torude tootmiseks tõmbamisprotsessi, mis on peamiselt servadeta. Toru seina paksuse muutumise olemus korrigeerimata tõmbamisel määratakse seina paksuse S ja välisläbimõõdu D suhtega ning muutuse absoluutväärtus ei ületa 0,05-0,08 mm. Sel juhul täheldatakse seina paksenemist, kui suhe 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.

Töö eesmärgiks on võrdlev eksperimentaalne uuring torude seinapaksuse muutumise dünaamikast valtsimise, monoliitsete ja valtsvormide sissetõmbamise protsessides.

Toorikutena kasutati külmdeformeeritud torusid: 12,0x2,0 mm (S / D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S / D = 0,216) terasest 08Kh14MF; mõõtmed 8,0x1,0 mm (S / D = 0,127) terasest 08X18H10T. Kõik torud olid lõõmutatud.

Monoliitsetes stantsides tõmbamine viidi läbi ketttõmbeveskil jõuga 30 kN. Rulli tõmbamiseks kasutati nihutatud rullide paaridega stantsi VR-2 / 2.180. Rullstantsi sisse tõmbamine viidi läbi "ovaalse ringi" mõõtesüsteemi abil. Torude redutseerimine rullimise teel viidi läbi vastavalt kalibreerimisskeemile "ovaalne - ovaalne" kaherullilises statiivis, mille rullid läbimõõduga 110 mm.

Igas deformatsioonifaasis võeti proovid (5 tükki iga uuringu variandi kohta), et mõõta välisläbimõõtu, seina paksust ja sisepinna karedust. Toru pinna geomeetriliste mõõtmete ja kareduse mõõtmine viidi läbi TTTTs-TT elektroonilise nihiku abil. elektrooniline punktmikromeeter, profilomeeter Surftest SJ-201. Kõik instrumendid ja seadmed on läbinud nõutava metroloogilise taatluse.

Torude külmdeformatsiooni parameetrid on toodud tabelis.

Joonisel fig. 1 on kujutatud seina paksuse suhtelise suurenemise suuruse sõltuvuse graafikud deformatsiooniastmest e.

Jooniste graafikute analüüs. 1 näitab, et valtsvormis valtsimise ja tõmbamise ajal, võrreldes monoliitses vormis tõmbamise protsessiga, täheldatakse intensiivsemat muutust toru seina paksuses. See on autorite hinnangul tingitud metalli pingeseisundi erinevusest: valtsimisel ja rulltõmbamisel on tõmbepinged deformatsioonitsoonis väiksemad. Seina paksuse muutumise kõvera paiknemine rulltõmbe ajal valtsimise ajal seina paksuse muutumise kõverast allpool on tingitud mõnevõrra suurematest tõmbepingetest rulltõmbamisel, mis on tingitud deformatsioonijõu aksiaalsest rakendamisest.

Valtsimisel täheldatud seina paksuse muutumise funktsiooni ekstreemum välisläbimõõdu deformatsiooni või suhtelise vähenemise astme kohta vastab väärtusele S / D = 0,30. Analoogiliselt kuumvaltsimise redutseerimisega, kus seina paksuse vähenemist täheldatakse S / D> 0,35 juures, võib eeldada, et külmvaltsimise vähendamist iseloomustab seina paksuse vähenemine S / D> 0,30 juures.

Kuna üks faktor, mis määrab seina paksuse muutumise olemuse, on tõmbe- ja radiaalpingete suhe, mis omakorda sõltub parameetritest

Läbipääsu arv Toru mõõtmed, mm S, / D, Si / Sc Di / Do є

Vähendamine valtsimise teel (torud terasest 08Kh14MF)

O 9,98 2,157 O, 216 1, O 1, O 1, O O

1 9,52 2,2 ZO O, 2Z4 1, OZ4 O, 954 1, OZ 8 O, O4

2 8,1 O 2, Z5O O, 29O 1, O89 O, 812 1,249 O, 2O

Z 7, O1 2, Z24 O, ZZ2 1, O77 O, 7O2 1,549 O, Z5

Vähendamine valtsimise teel (torud terasest 08X18H10T)

О 8, О6 1, О2О О, 127 1, О 1, О 1, О О

1 7, OZ 1,13 O O, 161 1,1 O8 O, 872 1, O77 O, O7

2 6,17 1,225 0,199 1,201 O, 766 1,185 O, 16

Z 5,21 1, Z1O O, 251 1,284 O, 646 1,406 O, 29

Vähendamine valtsvormi tõmbamisega (torud terasest 08Х14МФ)

O 12, OO 2,11 O, 176 1, O 1, O 1, O O

1 1О, 98 2,2О О, 2ОО 1, О4З О, 915 1, О8О О, О7

2 1O, O8 2,27 O, 225 1, 076 O, 84O 1,178 O, 15

З 9, О1 2, ЗО О, 2О1 1, О9О О, 751 1, З52 О, 26

Vähendamine monoliitse stantsi sissetõmbamisega (torud terasest 08H14MF)

O 12, OO 2,11 O O, 176 1, O 1, O 1, O O

1 1O, 97 2,1 Z5 0,195 1, O12 O, 914 1,1 O6 O, 1 O

2 9,98 2,157 O, 216 1, O22 O, 8Z2 1,118 O, 19

Z 8,97 2,16 O O, 241 1, O24 O, 748 1,147 O, ZO

Di, Si - vastavalt toru välisläbimõõt ja seina paksus sisse g-vahekäik.

Riis. 1. Toruseina paksuse suhtelise suurenemise suuruse sõltuvus deformatsiooniastmest

pa S / D, siis on oluline uurida S / D suhte mõju toru seina paksuse muutmise funktsiooni ekstreemumi positsioonile redutseerimisprotsessi ajal. Tööandmete kohaselt täheldatakse madalamate S / D suhete korral toru seina paksuse maksimaalset väärtust suurte deformatsioonide korral. Seda asjaolu uuriti terasest 08X18H10T mõõtmetega 8,0x1,0 mm (S / D = 0,127) torude valtsimise protsessi näitel võrreldes andmetega 10,0x2,10 mm (S / D) torude valtsimise kohta. = 0,216) 08X14MF terasest. Mõõtmistulemused on näidatud joonisel fig. 2.

Deformatsiooni kriitiline aste, mille juures täheldati torude valtsimisel suhtega seina paksuse maksimaalset väärtust

S/D = 0,216, oli 0,23. Terasest 08X18H10T valmistatud torude valtsimisel ei saavutatud seina paksuse suurenemise äärmust, kuna toru mõõtmete S / D suhe ei ületanud isegi maksimaalse deformatsiooniastme korral 0,3. Oluline asjaolu on see, et seina paksuse suurenemise dünaamika toru rullimise teel vähendamisel on pöördvõrdeline algse toru S / D suhtega, mida näitavad joonisel fig. 2, a.

Joonise fig kõverate analüüs. 2, b näitab ka, et S / D suhte muutusel teraseklassist 08X18H10T ja terasest 08X14MF valmistatud torude valtsimisel on sarnane kvalitatiivne iseloom.

S0 / A) = O, 127 (08X18H10T)

S0 / 00 = 0,216 (08X14MF)

Deformatsiooniaste, b

VA = 0; 216 (08X14MF)

(So ​​/ Da = 0A21 08X18H10T) _

Deformatsiooniaste, є

Riis. 2. Seina paksuse (a) ja S / D suhte (b) muutumine sõltuvalt deformatsiooniastmest erineva algse S / D suhtega torude valtsimisel

Riis. 3. Torude sisepinna suhtelise kareduse sõltuvus deformatsiooniastmest

Vähendamise protsessis erinevaid viise torude sisepinna karedust hinnati ka mikrokareduse kõrguse Ra aritmeetilise keskmise hälbe väärtusega. Joonisel fig. 3 on kujutatud graafikuid parameetri Ra suhtelise väärtuse sõltuvusest deformatsiooniastmest torude valtsimise ja joonistamise teel redutseerimisel monoliitdiagrammides

torude sisepinnast r-ndas läbipääsus ja algsel torul).

Joonise fig kõverate analüüs. 3 näitab, et mõlemal juhul (valtsimine, tõmbamine) põhjustab deformatsiooniastme suurenemine redutseerimise ajal parameetri Ra suurenemist, see tähendab, et torude sisepinna kvaliteet halveneb. Karedusparameetri muutumise (suurenemise) dünaamika koos deformatsiooniastme suurenemisega uuesti

torude kanalisatsioon valtsimise teel kahe valtsikaliibriga on oluliselt (ligikaudu kaks korda) kõrgem kui sama näitaja monoliitsesse matriitsi tõmbamise protsessis.

Samuti tuleb märkida, et sisepinna kareduse parameetri muutuste dünaamika on kooskõlas ülaltoodud seina paksuse muutuste dünaamika kirjeldusega vaadeldavate vähendamise meetodite puhul.

Uurimistulemuste põhjal saab teha järgmised järeldused:

1. Toru seina paksuse muutuste dünaamika vaadeldavate külma vähendamise meetodite puhul on sama tüüpi - intensiivne paksenemine koos deformatsiooniastme suurenemisega, sellele järgnev seina paksuse suurenemise aeglustumine teatud maksimumväärtusega toru mõõtmete S / D teatud suhe ja sellele järgnev seina paksuse suurenemise vähenemine.

2. Toru seina paksuse muutuste dünaamika on pöördvõrdeline algse toru S / D mõõtmete suhtega.

3. Suurimat seina paksuse suurenemise dünaamikat täheldatakse valtsimisvormide valtsimise ja tõmbamise protsessides.

4. Deformatsiooniastme suurenemine monoliitses stantsimise ja valtsimise teel redutseerimisel põhjustab torude sisepinna seisukorra halvenemist, samas kui kareduse parameetri Ra suurenemine valtsimisel toimub intensiivsemalt kui tõmbamise ajal. Võttes arvesse tehtud järeldusi ja seina paksuse muutumise olemust deformatsiooniprotsessis, võib väita, et torude tõmbamisel valtsvormidesse tuleb

Ra parameetri suurenemine on vähem intensiivne kui valtsimisel ja võrreldes monoliitse tõmbamisega intensiivsem.

Külma redutseerimise protsessi seaduspärasuste kohta saadud teave on kasulik korrosioonikindlast terasest külmdeformeeritud torude valmistamise marsruutide kavandamisel. Samal ajal on rullstantsides tõmbamisprotsessi kasutamine paljutõotav toru seina paksuse suurendamiseks ja läbikäikude arvu vähendamiseks.

Kirjandus

1. Bisk, M.B. Külm deformatsioon terastorud... Kell 14.00 1. osa: Ettevalmistus deformeerimiseks ja joonistamiseks / M.B. Bisk, I.A. Grehhov, V.B. Slavin. -Sverdlovsk: Kesk-Uural. raamat kirjastus, 1976 .-- 232 lk.

2. Savin, G.A. Toru joonistamine / G.A. Savin. -M: Metallurgia, 1993 .-- 336 lk.

3. Šveikin, V.V. Külmvaltsimise ja torude vähendamise tehnoloogia: õpik. toetus / V.V. Šveikin. - Sverdlovsk: kirjastus UPI im. CM. Kirov, 1983 .-- 100 lk.

4. Torude tootmise tehnoloogia ja seadmed / V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets ja teised; toim. V.Ya. Masendav. - M .: Intermet Engineering, 2007 .-- 560 lk.

5. Barichko, B.V. OMD tehnoloogiliste protsesside alused: loengukonspektid / B.V. Barichko, F.S. Dubinsky, V.I. Krainov. - Tšeljabinsk: SUSU kirjastus, 2008 .-- 131 lk.

6. Potapov, I.N. Toru tootmise teooria: õpik. ülikoolidele / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M .: Metallurgia, 1991 .-- 424 lk.

Yakovleva Ksenia Jurjevna, JSC Venemaa torutööstuse uurimisinstituut (Tšeljabinsk) nooremteadur; [e-postiga kaitstud]

Boriss Barichko, Venemaa torutööstuse uurimisinstituudi (Tšeljabinsk) õmblusteta torude osakonna juhataja asetäitja; [e-postiga kaitstud]

Kuznetsov Vladimir Nikolajevitš, OJSC Sinarsky torutehas (Kamensk-Uralsky) tehase kesklabori külmdeformatsiooni labori juhataja; [e-postiga kaitstud]

Lõuna-Uurali Riikliku Ülikooli bülletään

Sari "Metallurgia" ___________2014, kd 14, nr 1, lk 101-105

TORU SEINA PAKSUSE DÜNAAMILISTE MUUTUSTE UURING VÄHENDAMISE PROTSESSIS

K.Yu. Jakovleva, Venemaa toru- ja torutööstuse uurimisinstituut (RosNITI), Tšeljabinsk, Venemaa, [e-postiga kaitstud],

B.V. Barichko, Venemaa toru- ja torutööstuse uurimisinstituut (RosNITI), Tšeljabinsk, Venemaa, [e-postiga kaitstud],

V.N. Kuznetsov, JSC "Sinarsky Pipe Plant", Kamensk-Uralsky, Venemaa, [e-postiga kaitstud]

Kirjeldatakse toru seina paksuse dünaamiliste muutuste eksperimentaalse uuringu tulemusi valtsimisel, tõmmates nii ühes tükis kui ka valtsvormides. Tulemused näitavad, et deformatsiooni suurenedes on valtsimisvormidega valtsimisel ja tõmbamisel täheldatud toruseina paksuse kiiremat kasvu. Sellest võib järeldada, et rullstantside kasutamine on kõige perspektiivikam.

Märksõnad: külmvormitud torud, paksuseinalised torud, torujoonis, toru seina paksus, toru sisepinna kvaliteet.

1. Bisk M.B., Grehhov I.A., Slavin V.B. Kholodnaya deformatsiya stal "nykh trub. Podgotovka k deformatsii i volochenie. Sverdlovsk, Middle Ural Book Publ., 1976, kd. 1.232 lk.

2. Savin G.A. Volochenie trub. Moskva, Metallurgiya Publ., 1993.336 lk.

3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Uurali polütehnikum. Inst. Publ., 1983.100 lk.

4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. et al. Tehnoloogia ja obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Toim.). Moskva, Intermet Engineering Publ., 2007.560 lk.

5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tehnologicheskikh protsessov OMD. Tšeljabinsk, Lõuna-Uurali St. Univ. Publ., 2008.131 lk.

6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Drujan V.M. Teoriya trubnogo proizvodstva. Moskva, Metallurgiya Publ., 1991.424 lk.

Iljašenko A.V. - ehitusmehaanika kateedri dotsent
Moskva Riiklik Ehitusülikool,
tehnikateaduste kandidaat

Esialgse läbipainde ja lokaalse stabiilsuse kaotusega kokkusurutud elastsete õhukeseseinaliste varraste kandevõime uurimine on seotud varda vähenenud ristlõike määramisega. Töödes on toodud peamised sätted, mis on vastu võetud surve-deformatsiooniseisundi uurimiseks kokkusurutud ebatäiuslike õhukeseseinaliste varraste ülekriitilises staadiumis. Käesolevas artiklis käsitletakse varraste superkriitilist käitumist, mis on kujutatud ühiselt töötavate elementide komplektina - esialgse läbipaindega plaatidena, mis imiteerivad nurk-, tee- ja ristikujuliste profiilide riiulite tööd. Need on nn riiuliplaadid, mille üks serv on elastselt kinnitatud ja teine ​​vaba (vt joonist). Töödes kuulub selline plaat II tüüpi.

Leiti, et varda kandevõimet iseloomustav purunemiskoormus ületab oluliselt koormust P cr (m), mille juures esineb ebatäiusliku profiili stabiilsuse lokaalne kaotus. Aastal esitatud graafikutelt on näha, et pikikiudude deformatsioonid piki ristlõike perimeetrit ülekriitilises etapis muutuvad äärmiselt ebavõrdseks. Ribidest kaugel olevates kiududes vähenevad survedeformatsioonid koormuse suurenemisel ja piiravatele koormustele lähedastel koormustel, mis on tingitud nende kiudude järsust paindumisest esialgsete läbipainde tõttu ja pikisuunaliste poollainete järjest suurenevate noolte tõttu. pärast lokaalset paindumist tekivad deformatsioonid ja kasvavad intensiivselt venitades.

Painutatud pikisuunaliste kiududega ristlõike lõigud vabastavad pinged, nagu see oli, varda tööst välja lülitatud, nõrgestades efektiivset sektsiooni ja vähendades selle jäikust. Seega ei piirdu õhukeseseinalise profiili kandevõime lokaalse stabiilsuse kadumisega. Kogukoormus, mida tajuvad ristlõike jäigemad (vähem kõverad) lõigud, võib oluliselt ületada P cr (m) väärtust.

Saame tõhusa, vähendatud sektsiooni, välja arvatud profiili mittetöötavad osad. Selleks kasutame pingefunktsiooni Ф k (x, y) avaldist, mis kirjeldab II tüüpi k-nda plaadi pingeseisundit (vt.).

Pöördume ülekriitilistele pingetele σ kх (välise survejõu suunas), mis on määratud varda kõige ebasoodsamas lõigus (x = 0). Kirjutame need üldises vormis:

σ kx = ∂ 2 Ф k (A km, y, f kj, f koj, β c, d, β c, d, j, ℓ, s) ∕ ∂ y 2, (1)

kus võrrandisüsteemi lahendist on määratud integreerimiskonstandid A km (m = 1,2,…, 6) ja saadud läbipainete komponentide nooled f kj (j = 1,2). See võrrandisüsteem sisaldab mittelineaarseid variatsioonivõrrandeid ja piirtingimusi, mis kirjeldavad ebatäiuslike profiilplaatide ühistööd. K-nda plaadi algläbipainde komponentide nooled f koj (j = 1,2, ..., 5) määratakse katseliselt iga profiilitüübi jaoks;
ℓ on lokaalse stabiilsuse kaotuse korral moodustunud poollaine pikkus;
s on plaadi laius;

β c, d = cs 2 + dℓ 2;

β c, d, j = cs 4 + dℓ 2 s 2 + gℓ 4;

c, d, j - positiivsed täisarvud.

Plaadiriiuli (tüüp II) vähendatud sektsiooni vähendatud ehk efektiivne laius tähistatakse s p. Selle määramiseks paneme kirja tingimused üleminekuks varda reaalsest ristlõikest vähendatud ristlõikele:

1. Pikikiudude pinged plaadi algpinnal (asendis y = 0) ribi kõrval (vt joonist) jäävad samaks, mis on saadud mittelineaarse teooriaga (1):

kus F 2 kr = f 2 kr + 2f k0r f kr.

Pinge σ k2 = σ k max määramiseks tuleb punktis (1) asendada enimkoormatud pikisuunalise kiu ordinaat, mis leitakse tingimusest: ∂σ kx / ∂y = 0.

2. Plaadi sisejõudude summa survejõu suunal vähendatud lõigule üleminekul ei muutu:

3. Sisejõudude moment plaadi tasapinnaga risti esialgset tahku (y = 0) läbiva telje suhtes jääb samaks:

Jooniselt on ilmne, et

σ ′ k2 = σ k1 + y п (σ k2 -σ k1) / (y п + s п). (5)

Kirjutame üles võrrandisüsteemi plaadi vähendatud laiuse s p määramiseks. Selleks asenda punktides (3) ja (4) (1) ja (5):

kus α = πs / ℓ; F kr, ξ = f kr f koξ + f kr f kξ + f kor f kξ;
r, ξ on positiivsed täisarvud.

Saadud võrrandite (6) ja (7) süsteem võimaldab määrata iga plaatriiuli vähendatud laiuse s p, mis moodustavad kokkusurutud õhukeseseinalise varda, mille stabiilsus on lokaalselt vähenenud. Seega asendati tegelik profiili ristlõige vähendatud ristlõigega.

Kavandatav tehnika näib olevat kasulik nii teoreetilises kui ka praktilises mõttes kokkusurutud eelkõverdatud õhukeseseinaliste varraste kandevõime arvutamisel, mille puhul on vastavalt kasutusnõuetele lubatud lokaalne laine teke.

Bibliograafiline loetelu

1. Iljašenko A.V., Efimov I.B. Pinge-deformatsiooni seisund pärast kokkusurutud õhukeseseinaliste varraste stabiilsuse lokaalset kaotust, võttes arvesse esialgset läbipainet // Hoone ehitus ja materjalid. Korrosioonikaitse. - Ufa: Trudy Institute NIIpromstroy, 1981. - lk 110-119.
2. Iljašenko A.V. Algse läbipaindega õhukeseseinaliste T-kujuliste, nurga- ja ristikujuliste profiilide arvutamiseks // Vaivundamendid. - Ufa: laup. teaduslik. tr. Nipromstroy, 1983 .-- S. 110-122.
3. Iljašenko A.V., Efimov I.B. Õhukeseseinaliste kõverate plaatelementidega õmbluste eksperimentaalne uuring // Ehitustööde korraldamine ja tootmine. - M .: Keskuse büroo n.-t. Tööstus- ja ehitusministeeriumi informatsioon, 1983. a.