DIPLOMSKI RAD NA TEMU:

Proizvodnja cijevi

1. VRSTA I ZAHTJEVI REGULATORNE DOKUMENTACIJE ZA CIJEVI

1.1 Raspon cijevi

KresTrubZavod OJSC jedan je od najvećih proizvođača cijevi u našoj zemlji. Svoje proizvode uspješno prodaju u zemlji i inozemstvu. Proizvodi proizvedeni u tvornici zadovoljavaju zahtjeve domaćih i stranih standarda. Međunarodne certifikate kvalitete izdaju organizacije kao što su: American Petroleum Institute (API), Njemački certifikacijski centar TUV - Rayland.

Trgovina T-3 jedna je od glavnih trgovina poduzeća, njeni proizvodi zadovoljavaju standarde prikazane u tablici. 1.1.

Tablica 1.1 - Standardi proizvedenih cijevi

Radionica proizvodi cijevi od ugljičnih, legiranih i visokolegiranih čelika promjera D = 28-89 mm i debljine stijenke S = 2,5-13 mm.

U osnovi, radionica je specijalizirana za proizvodnju cijevi, cijevi opće namjene i cijevi za naknadnu hladnu obradu.

Mehanička svojstva proizvedenih cijevi moraju odgovarati onima navedenim u tablici. 1.2.

1.2 Regulatorni zahtjevi

Proizvodnja cijevi u T-3 radionici KresTrubZavoda odvija se u skladu s različitim regulatornim dokumentima kao što su GOST, API, DIN, NFA, ASTM i drugi. Uzmite u obzir zahtjeve DIN 1629.

1.2.1 Sortiranje

Ovaj standard se primjenjuje na bešavne okrugle cijevi od nelegiranih čelika. Kemijski sastavčelici koji se koriste za proizvodnju cijevi dati su u tablici 1.3.

Tablica 1.2 - Mehanička svojstva cijevi

Tablica 1.3 - Kemijski sastav čelika

Cijevi izrađene prema ovom standardu prvenstveno se koriste u raznim uređajima za izradu spremnika i polaganje cjevovoda, te u općem strojarstvu i izradi instrumenata.

Dimenzije i maksimalna odstupanja cijevi dani su u tablici 1.4., tablici 1.5., tablici 1.6.

Duljina cijevi određena je razmakom između njegovih krajeva. Vrste duljina cijevi dane su u tablici 1.4.

Tablica 1.4 - Vrste duljina i dopuštena odstupanja duljina

Tablica 1.5 - Tolerancije za promjer

Tablica 1.6 - Dopuštena odstupanja u debljini stijenke

Cijevi trebaju biti što je moguće okrugle. Odstupanje zaobljenosti mora biti unutar tolerancije za vanjski promjer.

Cijevi moraju biti ravne na oko, ako je potrebno, mogu se odrediti posebni zahtjevi za ravnost.

Cijevi se moraju rezati okomito na os cijevi i ne smiju imati neravnine.

Vrijednosti za linearne mase (težine) date su u DIN 2448. Dopuštena su sljedeća odstupanja od ovih vrijednosti:

za zasebnu cijev + 12% - 8%,

za isporuke težine najmanje 10t + 10% –5%.

Standardna oznaka za cijevi u skladu s DIN 1629 označava:

Imenovanje (cijev);

Glavni broj standarda veličine DIN (DIN 2448);

Glavne dimenzije cijevi (vanjski promjer × debljina stijenke);

Glavni broj tehničkih uvjeta isporuke (DIN 1629);

Skraćeni naziv razreda čelika.

Primjer simbola za cijev prema DIN 1629 s vanjskim promjerom 33,7 mm i debljinom stijenke 3,2 mm od čelika St 37,0:

Cijev DIN 2448-33,7 x 3,2

DIN 1629 – St 37.0.

1.2.2 Tehnički zahtjevi

Cijevi moraju biti proizvedene u skladu sa zahtjevima norme i prema tehnološkim propisima odobrenim na propisani način.

Na vanjskim i unutarnjim površinama cijevi i spojnica ne smije biti zarobljenosti, umivaonika, zalazaka sunca, delaminacije, pukotina i pijeska.

Dopušteno je rezanje i čišćenje naznačenih nedostataka, pod uvjetom da njihova dubina ne prelazi maksimalno minus odstupanje u debljini stijenke. Zavarivanje, brtvljenje ili brtvljenje neispravnih mjesta nije dopušteno.

Na mjestima gdje se debljina stijenke može izravno mjeriti, dubina neispravnih mjesta može premašiti navedenu vrijednost, uz uvjet da se održava minimalna debljina stijenke, definirana kao razlika između nominalne debljine stijenke cijevi i najvećeg minus odstupanja za nju.

Dopušteni su manji zarezi, udubljenja, rizici, tanak sloj kamenca i drugi nedostaci uzrokovani načinom proizvodnje, ako ne dovode debljinu stijenke iznad minus odstupanja.

Mehanička svojstva (granica tečenja, vlačna čvrstoća, istezanje pri prekidu) trebaju odgovarati vrijednostima navedenim u tablici 1.7.

Tablica 1.7 - Mehanička svojstva

1.2.3 Pravila prihvaćanja

Cijevi se dostavljaju za prihvat u serijama.

Šarža se mora sastojati od cijevi istog nazivnog promjera, jedne debljine stijenke i grupe čvrstoće, iste vrste i jednog dizajna, te mora biti popraćena jednim dokumentom koji potvrđuje da njihova kvaliteta ispunjava zahtjeve standarda i koji sadrži:

Naziv proizvođača;

Nazivni promjer cijevi i debljina stijenke u milimetrima, duljina cijevi u metrima;

Vrsta cijevi;

Grupa čvrstoće, toplinski broj, maseni udio sumpora i fosfora za sve topline uključene u šaržu;

Broj cijevi (od - do za svaku toplinu);

Rezultati ispitivanja;

Standardna oznaka.

Svaka cijev serije mora se provjeriti na izgled, veličinu nedostataka te geometrijske dimenzije i parametre.

Maseni udio sumpora i fosfora mora se provjeriti iz svake topline. Za cijevi izrađene od metala drugog poduzeća, maseni udio sumpora i fosfora mora biti ovjeren dokumentom koji potvrđuje kvalitetu poduzeća proizvođača metala.

Za provjeru mehaničkih svojstava metala iz svake topline uzima se po jedna cijev svake veličine.

Za provjeru spljoštenosti uzmite po jednu cijev iz svake topline.

Ispitivanje unutarnjeg hidrauličkog tlaka mora se primijeniti na svaku cijev.

Kada se za barem jedan od pokazatelja dobiju nezadovoljavajući rezultati ispitivanja, provode se ponovljena ispitivanja na dvostrukom uzorku iz iste serije. Rezultati ponovnog testiranja odnose se na cijelu seriju.

1.2.4 Metode ispitivanja

Pregled vanjskih i unutarnjih površina cijevi i spojnica provodi se vizualno.

Dubina nedostataka treba provjeriti turpijanjem ili na drugi način na jednom do tri mjesta.

Provjeru geometrijskih dimenzija i parametara cijevi i spojnica provoditi pomoću univerzalnih mjernih instrumenata ili posebnih uređaja koji osiguravaju potrebnu točnost mjerenja, u skladu s tehničkom dokumentacijom odobrenom na propisani način.

Zakrivljenost na krajnjim dijelovima cijevi određuje se na temelju vrijednosti otklonske grane, a izračunava se kao kvocijent otklonske grane u milimetrima prema udaljenosti od mjerne točke do najbližeg kraja cijevi u metrima.

Provjeru težine cijevi treba provesti na posebna sredstva za vaganje s točnošću koja zadovoljava zahtjeve ove norme.

Ispitivanje na vlačnost mora se provesti u skladu s DIN 50 140 na kratkim uzdužnim uzorcima.

Za provjeru mehaničkih svojstava metala iz svake odabrane cijevi izrezuje se jedan uzorak. Uzorke treba rezati duž oba kraja cijevi metodom koja ne mijenja strukturu i mehanička svojstva metala. Dopušteno je izravnati krajeve uzorka za hvatanje stezaljkama ispitnog stroja.

Trajanje ispitivanja hidrauličkog tlaka mora biti najmanje 10 s. Prilikom ispitivanja ne smije se naći curenje u stijenci cijevi.

1.2.5 Označavanje, pakiranje, transport i skladištenje

Označavanje cijevi treba provesti u sljedećem opsegu:

Svaka cijev, na udaljenosti od 0,4-0,6 m od svog kraja, mora biti jasno označena udarcem ili izbočenjem:

broj cijevi;

zaštitni znak proizvođača;

Mjesec i godina izdanja.

Mjesto primjene oznake treba zaokružiti ili podvući stabilnom svijetlom bojom.

Visina oznaka treba biti 5-8 mm.

Mehaničkim načinom označavanja cijevi dopušteno je rasporediti ga u jednom redu. Dopušteno je označiti toplinski broj na svakoj cijevi.

Svaka cijev mora biti označena postojanom svijetlom bojom pored oznaka za udaraljke ili nazubljene oznake:

Nazivni promjer cijevi u milimetrima;

Debljina stijenke u milimetrima;

Vrsta izvršenja;

Naziv ili zaštitni znak proizvođača.

Visina oznaka treba biti 20-50 mm.

Svi znakovi za označavanje moraju se postaviti duž tvornice cijevi. Dopušteno je postavljanje znakova za označavanje okomito na generatricu metodom narezivanja.

Prilikom utovara jedan vagon mora sadržavati cijevi samo jedne serije. Cijevi se prevoze u paketima čvrsto vezanim na najmanje dva mjesta. Težina paketa ne smije biti veća od 5 tona, a na zahtjev potrošača - 3 tone. Dopušteno je otpremati pakete cijevi različitih serija u jednom automobilu, pod uvjetom da su odvojene.

2. TEHNOLOGIJA I OPREMA ZA PROIZVODNJU CIJEVI

2.1 Opis glavne opreme radionice T-3

2.1.1 Opis i kratke tehničke karakteristike peći s hodajućim ognjištem (WB)

Peć s pješačkim ognjištem radionice T-3 je predviđena za grijanje okrugle praznine promjer 90 ... 120 mm, duljina Z ... 10 m od ugljika, niskolegiranih i nehrđajućeg čelika prije probijanja na TPA-80.

Peć se nalazi u prostorijama radionice T-3 na drugom katu u hodu A i B.

Projekt peći izveo je Gipromez iz grada Sverdlovska 1984. godine. Puštanje u pogon izvršeno je 1986. godine.

Peć je kruta metalna konstrukcija obložena iznutra vatrostalnim i toplinski izolacijskim materijalima. Unutarnje dimenzije peći: duljina - 28,87 m, širina - 10,556 m, visina - 924 i 1330 mm, radne karakteristike peći prikazane su u tablici 2.1. Ispod peći se izrađuje u obliku fiksnih i pomičnih greda, uz pomoć kojih se obradaci transportuju kroz peć. Grede su obložene toplinski izolacijskim i vatrostalnim materijalima i uokvirene posebnim setom odljevaka otpornog na toplinu. Gornji dio greda izrađen je od mulit-korundne mase MK-90. Krov peći izrađen je viseći od oblikovanih vatrostalnih materijala i izoliran toplinski izolacijskim materijalom. Za servisiranje peći i provođenje tehnološkog procesa, zidovi su opremljeni radnim prozorima, prozorom za utovar i metalnim prozorom za istovar. Svi prozori su opremljeni kapcima. Peć se grije na prirodni plin, ložen pomoću GR plamenika (niskotlačnog radijacijskog plamenika) postavljenih na krovu. Peć je podijeljena na 5 zona grijanja sa po 12 plamenika. Zrak za izgaranje opskrbljuju dva ventilatora VM-18A-4, od kojih jedan služi kao rezervni. Dimni plinovi se odvode kroz kolektor dima koji se nalazi na krovu na početku peći. Nadalje, kroz sustav metalom obloženih dimnjaka i svinja uz pomoć dva dimovoda VGDN-19, dimni plinovi se ispuštaju u atmosferu. Za zagrijavanje zraka koji se dovodi za izgaranje na dimnjak se ugrađuje petljasti dvosmjerni cijevni 6-dijelni rekuperator petlje (SR-250). Za potpunije korištenje topline otpadnog plina, sustav za uklanjanje dima opremljen je peći za grijanje s jednom komorom.

Isporuka zagrijane gredice iz peći vrši se pomoću unutarnjeg vodeno hlađenog valjkastog stola, čiji valjci imaju mlaznicu otpornu na toplinu.

Pećnica je opremljena industrijskim televizijskim sustavom. Komunikacija preko zvučnika je omogućena između upravljačkih ploča i instrumentacije i upravljačke ploče.

Peć je opremljena sustavima za automatsku regulaciju toplinskog režima, automatsku sigurnost, jedinicama za praćenje radnih parametara i signalizaciju odstupanja parametara od norme. Sljedeći parametri podliježu automatskoj regulaciji:

Temperatura peći u svakoj zoni;

Omjer plina i zraka po zonama;

Tlak plina ispred peći;

Tlak u radnom prostoru peći.

Osim automatskih načina rada, omogućen je i daljinski način rada. Sustav automatskog upravljanja uključuje:

Temperatura peći po zonama;

Temperatura po širini pećnice u svakoj zoni;

Temperatura plinova koji izlaze iz peći;

Temperatura zraka nakon rekuperatora po zonama;

Temperatura dimnih plinova ispred rekuperatora;

Temperatura dima ispred ispuha;

Potrošnja prirodnog plina za pećnicu;

Potrošnja zraka u pećnici;

Usisavanje u svinju ispred ispuha;

Tlak plina u zajedničkom razvodniku;

Tlak plina i zraka u zonskim kolektorima;

Pritisak u peći.

Peć je opremljena isključivanjem prirodnog plina sa svjetlosnim i zvučnim alarmom pri padu tlaka plina i zraka u zonskim kolektorima.

Tablica 2.1 - Radni parametri peći

Potrošnja prirodnog plina po peći (maksimalno) nm 3 / sat	5200
1 zona	1560
2 zona	1560
Zona 3	1040
4 zona	520
5 zona	520
Tlak prirodnog plina (maksimalni), kPa prije
pećnica	10
plamenik	4
Potrošnja zraka u peći (maksimalno) nm 3 / sat	52000
Tlak zraka (maksimalni), kPa prije
pećnica	13,5
plamenik	8
Pritisak ispod krova, Pa	20
Temperatura grijanja metala, ° C (maksimalno)	1200...1270
Kemijski sastav produkata izgaranja u 4. zoni,%
CO 2	10,2
Oko 2	3,0
CO	0
Temperatura produkata izgaranja ispred rekuperatora, °C	560
Temperatura zagrijavanja zraka u rekuperatoru, ° C	Do 400
Brzina isporuke radnih komada, sec	23,7...48
Produktivnost peći, t / sat	10,6... 80

Zvučni alarm se također aktivira kada:

Povećanje temperature u 4. i 5. zoni (t cp = 1400 ° C);

Porast temperature dimni plin ispred rekuperatora (t s p = 850 ° C);

Povećanje temperature dimnih plinova ispred dimovoda (t cp = 400 ° C);

Pad tlaka rashladne vode (p cf = 0,5 atm).

2.1.2 Kratke tehničke karakteristike linije za vruće rezanje

Linija za vruće rezanje obratka dizajnirana je za zadaću grijane šipke u škarama, rezanje izratka na potrebne duljine, uklanjanje rezanog obratka sa škara.

Kratke tehničke karakteristike linije vrućeg rezanja prikazane su u tablici 2.2.

Oprema linije za vruće rezanje uključuje same škare (izvedbe SKMZ) za rezanje obratka, pomični graničnik, transportni valjkasti stol, zaštitni zaslon za zaštitu opreme od toplinskog zračenja iz prozora za istovar PSHP. Škare su namijenjene za rezanje metala bez otpada, ali ako se zbog bilo kakvih hitnih razloga stvori zaostali otpad, tada se u jamu, u blizini škara, ugrađuju žlijeb i kutija za prikupljanje. U svakom slučaju, rad linije vrućeg rezanja mora biti organiziran na način da se isključi stvaranje otpada.

Tablica 2.2 - Kratke tehničke karakteristike linije za vruće rezanje

Parametri šipke koju treba rezati
Duljina, m	4,0…10,0
Promjer, mm	90,0…120,0
Maksimalna težina, kg	880
Duljina izratka, m	1,3...3.0
Temperatura štapa, O S	1200
Produktivnost, kom / h	300
Brzina transporta, m / s	1
Pokretni zaustavni hod, mm	2000
Video isječak
Promjer cijevi, mm	250
Duljina cijevi, mm	210
Promjer valjanja, mm	195
Korak valjka, mm	500
Potrošnja vode za vodeno hlađeni valjak, m 3 / h	1,6
Potrošnja vode za vodeno hlađeni valjak s vodeno hlađenim osovinskim kutijama, m 3 / h	3,2
Potrošnja vode po ekranu, m 3 / h	1,6
Razina zvuka, dB, ne više	85

Nakon što se šipka zagrije i dozira, ona prolazi kroz termostat (kako bi se smanjio pad temperature duž duljine obratka), dolazi do pomične stope i reže se na izratke potrebne duljine. Nakon reza, pokretni graničnik se podiže pomoću pneumatskog cilindra, radni komad se transportira duž valjkastog stola. Nakon prolaska iza graničnika, spušta se u radni položaj i ciklus rezanja se ponavlja. Za uklanjanje kamenca ispod valjaka valjkastog stola, škare za vruće rezanje, predviđen je sustav za uklanjanje kamenca, za obrezivanje - žlijeb i kutija za prihvat. Nakon napuštanja valjkastog stola za vruće rezanje, gredica ide u prijemni valjkasti transporter mlina za probijanje.

2.1.3 Konstrukcija i tehničke karakteristike glavne i pomoćne opreme dijela mlina za probijanje

Mlin za bušenje je dizajniran za bušenje čvrstog izratka u šuplji rukavac. TPA-80 je opremljen mlinom za bušenje s 2 valjka s valjcima u obliku bačve ili čaše i vodilicama. Tehničke karakteristike mlina za probijanje prikazane su u tablici 2.3.

Ispred mlina za probijanje nalazi se vodeno hlađeni valjkasti stol, dizajniran za primanje izratka s linije za vruće rezanje i transport do stroja za centriranje. Valjkasti transporter se sastoji od 14 vodeno hlađenih valjaka s pojedinačnim pogonima.

Tablica 2.3 - Tehničke karakteristike mlina za probijanje

Veličine izratka za šivanje:
Promjer, mm	100…120
Duljina, mm	1200…3350
Veličina rukava:
Vanjski promjer, mm	98…126
Debljina stijenke, mm	14…22
Duljina, mm	1800…6400
Brzina glavnog pogona, o/min	285…400
Omjer prijenosa	3
Snaga motora, kW	3200
Kut pomaka, °	0…14
Sila kotrljanja:
Maksimalni radijalni, kN	784
Maksimalni aksijalni, kN	245
Maksimalni moment na valjci, kNm	102,9
Promjer radne role, mm	800…900
Tlačni vijak:
Najveći hod, mm	120
Brzina putovanja, mm / s	2

Uređaj za centriranje je dizajniran za izbijanje središnjeg utora promjera 20 ... 30 mm i dubine od 15 ... 20 mm na kraju zagrijanog obratka i predstavlja pneumatski cilindar u kojem se nalazi udarač s vrhom. slajdova.

Nakon centriranja, zagrijana gredica ulazi u rešetku za naknadni prijenos u utor prednjeg stola mlina za probijanje.

Prednji stol mlina za probijanje je dizajniran da primi zagrijani obrat koji se kotrlja duž rešetke, poravna os obratka s osi probijanja i drži ga tijekom probijanja.

Na izlaznoj strani mlina ugrađeni su uređaji za centriranje valjaka trna, koji podupiru i centriraju šipku, kako prije probijanja tako i tijekom procesa probijanja, kada na nju djeluju velike aksijalne sile i moguće je njeno izvijanje.

Iza uređaja za centriranje nalazi se stacionarni mehanizam za podešavanje potiska s glavom za otvaranje, koji služi za opažanje aksijalnih sila koje djeluju na šipku s trnom, za ispravljanje položaja trna u zoni deformacije i za prolazak čahure izvan proboja mlin.

2.1.4 Konstrukcija i tehničke karakteristike glavne i pomoćne opreme kontinuiranog dijela mlina

Kontinuirani mlin je dizajniran za valjanje grubih cijevi promjera 92 mm i debljine stijenke od 3 ... 8 mm. Valjanje se izvodi na dugom plutajućem trnu duljine 19,5 m. Kratke tehničke karakteristike kontinuiranog mlina dane su u tablici 2.4, u tablici 2.5. dati su prijenosni omjeri mjenjača.

Tijekom valjanja kontinuirani mlin radi na sljedeći način: valjkasti transporter iza mlina za probijanje transportira rukav brzinom od 3 m/s do pomičnog graničnika i, nakon zaustavljanja, putem se prenosi na rešetku ispred kontinuiranog mlina. lančanog transportera i kotrlja se natrag na poluge za doziranje.

Tablica 2.4 - Kratke tehničke karakteristike kontinuiranog mlina

Ime		Veličina
Vanjski promjer grube cijevi, mm		91,0…94,0
Gruba debljina stijenke cijevi, mm		3,5…8,0
Maksimalna duljina grube cijevi, m		30,0
Promjer trna kontinuiranog mlina, mm		74…83
Duljina trna, m		19,5
Promjer vukova, mm		400
Duljina cijevi valjka, mm		230
Promjer vrata rolne, mm		220
Udaljenost između osi stalka, mm		850
Hod gornjeg tlačnog vijka s novim valjcima, mm	gore	8
	Put prema dolje	15
Hod donjeg tlačnog vijka s novim valjcima, mm	gore	20
	Put prema dolje	10
Brzina podizanja gornjeg valjka, mm / s		0,24
Frekvencija vrtnje glavnih pogonskih motora, o/min		220…550

Ako ima nedostataka na rukavu, operater ga ručno usmjerava u džep ručnim aktiviranjem preklopnih i odbojnih uređaja.

Kada se poluge dozatora spuste, u žlijeb se umota odgovarajući rukavac, pritisnut steznim polugama, nakon čega se pomoću pogonskih valjaka u čahuru ubacuje trn. Kada prednji kraj trna dosegne prednji rub čahure, stezaljka se otpušta, a čahura se pomoću potisnih valjaka uvlači u kontinuirani mlin. U ovom slučaju brzina rotacije vučnih valjaka trna i čahure postavljena je na način da se do trenutka kada se čahura uhvati prvim postoljem kontinuiranog mlina, prednji kraj trna produži za 2,5 ... 3 m.

Nakon valjanja na kontinuiranom mlinu, gruba cijev s trnom ide u izvlakač trna, kratka tehnička karakteristika prikazana je u tablici 2.6. Nakon toga, cijev se valjkastim transporterom transportira do prostora gdje se obrezuje stražnji kraj i zaustavlja se na dijelu gdje se obrezuje stražnji kraj cijevi; tehničke karakteristike opreme POSC sekcije su dano u tablici 2.7. Po dolasku do graničnika, cijev se izbacivačom puža baca na rešetku ispred stola za niveliranje. Zatim se cijev kotrlja duž rešetke na stol za niveliranje, dolazi do graničnika koji određuje duljinu trima, te se slagačem prenosi od stola za niveliranje na rešetku ispred stola za izbacivanje, a stražnji kraj cijevi se podrezuje tijekom kretanja.

Odrezani kraj cijevi se transporterom za otpad prenosi u kontejner za otpadni metal koji se nalazi izvan radionice.

Tablica 2.5 - Prijenosni omjer prijenosnika kontinuiranog mlina i snaga motora

Tablica 2.6 - Kratke tehničke karakteristike ekstraktora trna

Tablica 2.7 - Kratke tehničke karakteristike reznog dijela stražnjeg kraja cijevi

2.1.5 Princip rada glavne i pomoćne opreme dijela redukcijske mlinice i hladnjaka

Oprema ovog odjeljka je dizajnirana za transport grube cijevi kroz instalaciju. indukcijsko grijanje, valjanje na redukcijskom mlinu, hlađenje i daljnji transport u odjel za hladno rezanje pila.

Zagrijavanje grubih cijevi ispred redukcijskog mlina vrši se u instalaciji grijanja INZ - 9000 / 2.4, koja se sastoji od 6 grijaćih blokova (12 induktora) smještenih neposredno ispred redukcijskog mlina. Cijevi ulaze u indukcijsku jedinicu jedna za drugom u kontinuiranom toku. Ako nema dovoda cijevi iz kontinuiranog mlina (kada je valjanje zaustavljeno), dopušta se dovod taloženih "hladnih" cijevi jednu po jednu u indukcijsku jedinicu. Duljina cijevi koje se ugrađuju u instalaciju ne smije biti veća od 17,5 m.

Tip redukcijskog mlina - 24-kolodan, 3-valjni s dvije potporne valjke i pojedinačnim pogonom štanda.

Nakon valjanja na redukcijskom mlinu, cijev ulazi ili u raspršivač i rashladni stol, ili izravno u rashladni stol mlina, ovisno o zahtjevima za mehanička svojstva gotove cijevi.

Dizajn i tehničke karakteristike prskalice, kao i parametri rashladnih cijevi u njoj poslovna su tajna KresTrubZavod OJSC i nisu prikazani u ovom radu.

Tablica 2.8. tehničke karakteristike grijaće jedinice prikazane su u tablici 2.9. – kratka tehnička karakteristika redukcijskog mlina.

Tablica 2.8 - Kratke tehničke karakteristike grijaće jedinice INZ-9000 / 2.4

2.1.6 Oprema za rezanje cijevi na duljinu

Za rezanje cijevi na izmjerene duljine u radionici T-3 koristi se Wagnerova šaržna pila, model WVC 1600R, čije su tehničke karakteristike dane u tablici. 2.10. Također se koriste i pile modela KV6R - tehničke karakteristike u tablici 2.11.

Tablica 2.9 - Kratke tehničke karakteristike redukcijskog mlina

Tablica 2.10 - Tehničke karakteristike pile WVC 1600R

Naziv parametra		Veličina
Promjer cijevi za rezanje, mm		30…89
Širina rezanih vrećica, mm		200…913
Debljina stijenke rezanih cijevi, mm		2,5…9,0
Duljina cijevi nakon rezanja, m		8,0…11,0
Duljina odrezanih krajeva cijevi	Prednja strana, mm	250…2500
	Stražnji, mm
Promjer lista pile, mm		1600
Broj zubaca na listu pile, kom	Segmentalni	456
	Karbid	220
Brzina rezanja, mm / min		10…150
Minimalni promjer lista pile, mm		1560
Pomak nosača kružne pile, mm		5…1000
Maksimalna vlačna čvrstoća cijevi, N / mm 2		800

2.1.7 Oprema za ravnanje cijevi

Cijevi izrezane na duljinu prema narudžbi šalju se na ravnanje. Ravnanje se izvodi na strojevima za niveliranje RVV320x8, dizajniranim za ravnanje cijevi i šipki izrađenih od ugljičnog i niskolegiranog čelika u hladnom stanju s početnom zakrivljenošću do 10 mm po 1 tekućem metru. Tehničke karakteristike stroja za ravnanje RVB 320x8 dane su u tablici. 3.12.

Tablica 2.11 - Tehničke karakteristike pile modela KV6R

Naziv parametra	Veličina
Širina jednoredne vrećice, mm	Ne više od 855
Širina otvora stezaljke obratka, mm	20 do 90
Prolaz u okomitom smjeru stezanja obratka, mm	Ne više od 275
Hod potpore lista pile, mm	650
Brzina pomaka lista pile (bez stepenica) mm / min	Ne više od 800
Brzi povratni hod lista pile, mm / min	Ne više od 6500
Brzina rezanja, m / min	40; 15; 20; 30; 11,5; 23
Duljina stezanja paketa cijevi na ulaznoj strani, mm	Ne manje od 250
Duljina stezanja paketa cijevi na izlaznoj strani, mm	Ne manje od 200
Promjer lista pile, mm	1320
Broj segmenata na listu pile, kom	36
Broj zuba po segmentu, kom	10
Promjer obrađenih cijevi, mm	20 do 90

Tablica 2.12 - Tehničke karakteristike stroja za ravnanje RVV 320x8

Naziv parametra		Veličina
Promjer izravnane cijevi, mm		25...120
Debljina stijenke ispravljenih cijevi, mm		1,0...8,0
Duljina ispravljenih cijevi, m		3,0...10,0
Granica tečenja metala ispravljenih cijevi, kgf / mm 2	Promjer 25 ... 90 mm	Do 50
	Promjer 90 ... 120 mm	Do 33
Brzina ispravljanja cijevi, m / s		0,6...1,0
Razmak između osi valjaka, mm		320
Promjer rola u vratu, mm		260
Broj rola, kom	Voziti	4
	Samci	5
Kutovi ugradnje valjaka, °		45 ° ... 52 ° 21 '
Najveći hod gornjih valjaka od gornjeg ruba donjeg, mm		160
Pogon rotacije valjaka	tip motora	D-812
	Napon, V	440
	snaga, kWt	70
	Brzina rotacije, o/min	520

2.2 Postojeća tehnologija za proizvodnju cijevi u TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

Gredica u obliku šipki koja stiže u radionicu pohranjuje se u internom skladištu. Prije stavljanja u proizvodnju podvrgava se nasumičnom pregledu na posebnom stalku i po potrebi popravlja. Na području pripreme gredice postavljene su vage za kontrolu težine metala koji se stavlja u proizvodnju. Gredice iz skladišta dovode se električnom mosnom dizalicom na utovarnu rešetku ispred peći i utovaruju u ogrjevnu peć s hodajućim ognjištem u skladu s rasporedom i brzinom valjanja.

Sukladnost sa shemom slaganja obratka vizualno se provodi metalnom sadiljkom. Gredica se ubacuje u peć jedan po jedan u svaku, kroz jedan ili više koraka vodilice pomičnih greda, ovisno o brzini valjanja i učestalosti rezanja. Prilikom promjene razreda čelika, taline i veličine cijevi, monter odvaja razrede čelika i taline na sljedeći način: s duljinom gredice od 5600-8000 mm, taline se odvajaju pomicanjem prve dvije šipke po širini peći; razredi čelika se odvajaju pomicanjem prve četiri šipke duž širine peći; s duljinom gredice od 9000-9800 mm, odvajanje razreda čelika, toplina jedna od druge provodi se pri slijetanju s intervalom od 8-10 koraka, kao i brojanjem količine izratka posađenog u PSHP i izdanog, što kontrolirani su metalnim grijačem PSHP i rezačem škarama za vruće rezanje pomoću provjere s upravljačkim pločama ... TPA-80; pri promjeni veličine (pretovaru mlina) valjanih cijevi, slijetanje metala u peć se zaustavlja „5-6 koraka” prije zaustavljanja mlina; pri zaustavljanju radi pretovara metal se „odstupa 5-6 koraka”. Obratci se pomiču kroz peć pomoću tri pomične grede. U pauzama ciklusa kretanja, pomične grede se postavljaju u razini ognjišta. Potrebno vrijeme zagrijavanja osigurava se mjerenjem vremena ciklusa koraka. Nadtlak u radnom prostoru treba biti od 9,8 Pa do 29,4 Pa, brzina strujanja zraka  = 1,1 - 1,2.

Kada se gredice različitih vrsta čelika zagrijavaju u peći, trajanje zagrijavanja određuje metal s najdužim vremenom zadržavanja u peći. Visokokvalitetno zagrijavanje metala osigurava se ujednačenim prolazom praznina duž cijele duljine peći. Zagrijane gredice se dopremaju do unutarnjeg istovarnog valjkastog transportera, a dopremaju se na liniju vrućeg rezanja.

Kako bi se smanjilo hlađenje zaliha tijekom zastoja, na valjkastom stolu je predviđen termostat za transport zagrijanih zareza do škara, kao i mogućnost vraćanja (okretanjem reversa) neobrezane zatvorke u peć i pronalaženja tijekom zastoja.

Vruće zaustavljanje pećnice moguće je tijekom rada. Toplo zaustavljanje peći smatra se zaustavljanjem bez prekida opskrbe prirodnim plinom. Tijekom vrućih zaustavljanja, pomične grede peći postavljaju se na razini fiksnih. Prozori za utovar i istovar su zatvoreni. Brzina protoka zraka pomoću jedinice "gorivo-zrak" smanjuje se sa 1,1-1,2 na 1,0: -1,1. Tlak u peći na razini ložišta postaje pozitivan. Kada se mlin zaustavi: do 15 minuta - temperatura u zonama je postavljena na donju granicu, a metal se "povlači" za dva koraka; od 15 minuta do 30 minuta - temperatura u zonama III, IV, V se smanjuje za 20-40 0 C, u zonama I, II za 30-60 0 C od donje granice; preko 30 minuta - temperatura u svim zonama se smanjuje za 50-150 0 C u odnosu na donju granicu, ovisno o trajanju neaktivnosti. Obratci se "odmaknu" 10 koraka. Uz vrijeme zastoja od 2 do 5 sati, potrebno je osloboditi zone peći IV i V iz praznina. Radni komadi iz zona I i II istovaruju se u džep. Istovar metala vrši se metalnim manipulatorom s PU-1. Temperatura u zonama V i IV se smanjuje na 1000-I050 0 S. Na zaustavljanjima duljem od 5 sati, cijela peć se oslobađa od metala. Porast temperature vrši se postupno za 20-30 0 C, brzinom porasta temperature od 1,5-2,5 0 C / min. S povećanjem vremena zagrijavanja metala zbog niske brzine valjanja, temperatura u zonama I, II, III smanjuje se za 6 0 C, 40 0 ​​C, 20 0 C, respektivno, od donje granice , a temperatura u zonama IV, V na donjim granicama. Općenito, uz stabilan rad cijele jedinice, temperatura se raspoređuje po zonama na sljedeći način (tablica 2.13).

Nakon zagrijavanja, izradak ulazi u liniju vrućeg rezanja obratka. Oprema linije za vruće rezanje uključuje same škare za rezanje obratka, pomični graničnik, transportni valjkasti stol, zaštitni zaslon za zaštitu opreme od toplinskog zračenja iz istovarnog prozora peći s hodajućim ognjištem. Nakon što se šipka zagrije i dozira, ona prolazi kroz termostat, dolazi do pomičnog graničnika i reže se na komade potrebne duljine. Nakon reza, pokretni graničnik se podiže pomoću pneumatskog cilindra, radni komad se transportira duž valjkastog stola. Nakon prolaska iza graničnika, spušta se u radni položaj i ciklus rezanja se nastavlja.

Tablica 2.13 - Raspodjela temperature u peći po zonama

Izmjereni radni komad prenosi se na stroj za centriranje pomoću valjkastog transportera iza škara. Centrirani obradak se izbacivačom prenosi na rešetku ispred mlina za probijanje, po kojoj se kotrlja do držača i, kada je izlazna strana spremna, prenosi se u žlijeb koji je zatvoren poklopcem. Uz pomoć potiskivača, kada se graničnik podigne, obradak se postavlja u zonu deformacije. U zoni deformacije obradak se probija na trnu koji drži šipka. Šipka se naslanja na staklo potisne glave mehanizma za podešavanje potiska, čije otvaranje ne dopušta zaključavanje. Uzdužno savijanje šipke od aksijalnih sila koje nastaju tijekom valjanja spriječeno je zatvorenim napravama za centriranje čije su osi paralelne s osi šipke.

U radnom položaju, valjci se smanjuju oko šipke pomoću pneumatskog cilindra kroz sustav poluga. Kako se prednji kraj čahure približava, valjci za centriranje se uzastopno odvajaju. Nakon završetka blanka piercinga, pneumatski cilindar spušta prvi valjci, koji pomiču čahuru od valjaka da bi mogli uhvatiti šipku polugama presretača, zatim se brava i prednja glava preklapaju natrag, valjci za izbacivanje se spuštaju i čahura velikom brzinom se izdaje velikom brzinom iza potisne glave na stol za valjanje iza mlina za probijanje...

Nakon bljeskanja, čahure se transportiraju duž valjkastog stola do pomičnog graničnika. Zatim se rukavac lančanim transporterom pomiče na ulaznu stranu kontinuiranog mlina. Nakon transportera, rukav se kotrlja po kosoj rešetki do uređaja za doziranje, koji zadržava čahuru ispred ulazne strane kontinuiranog mlina. Ispod vodilica nagnute rešetke nalazi se džep za skupljanje neispravnih rukava. Iz nagnute rešetke rukavac se sa stezaljkama spušta u prihvatni žlijeb kontinuiranog mlina. U tom trenutku, dugi trn se umeće u rukavac pomoću jednog para frikcionih valjaka. Kada prednji kraj trna dosegne prednji kraj košuljice, stezaljka košuljice se oslobađa, dva para vučnih valjaka se dovode do košuljice, a košuljica s trnom se postavlja u kontinuirani mlin. U tom slučaju se brzina vrtnje vučnih valjaka trna i vučnih valjaka čahure izračunava tako da se u trenutku zahvatanja čahure od strane prve stanice kontinuiranog mlina produžetak trna od rukavac je 2,5-3,0 m. U tom smislu, linearna brzina vučnih valjaka trna treba biti 2,25-2,5 puta veća od linearne brzine valjaka za povlačenje košuljice.

Valjane cijevi s trnom naizmjenično se prenose na os jednog od izvlakača trna. Glava trna prolazi kroz nosač izvlačenja i hvata se uloškom za hvatanje, a cijev u okvirni prsten. Kako se lanac kreće, trn izlazi iz cijevi i ulazi u lančani transporter, koji ga prenosi na dvostruki valjkasti transporter koji transportira trnove iz oba ekstraktora u rashladnu kupelj.

Nakon uklanjanja trna, gruba cijev ide do pila za obrezivanje stražnjeg labavog kraja.

Nakon indukcijskog zagrijavanja, cijevi se dovode u redukcijski mlin s dvadeset i četiri trivaljna stalka. U redukcijskom mlinu broj radnih postolja određuje se ovisno o dimenzijama valjanih cijevi (od 9 do 24 stadija), a stalci se isključuju, počevši od 22 u smjeru smanjenja broja postolja. Štandovi 23 i 24 sudjeluju u svim pokretnim programima.

Tijekom valjanja, rolice se kontinuirano hlade vodom. Kada se cijevi pomiču duž rashladnog stola, u svakoj spojnici ne smije biti više od jedne cijevi. Prilikom valjanja vruće deformiranih cijevi namijenjenih za izradu cijevi grupe čvrstoće "K" od čelika marke 37G2S, nakon redukcijskog mlina, provodi se ubrzano kontrolirano hlađenje cijevi u raspršivačima.

Brzinu cijevi koje prolaze kroz raspršivač treba stabilizirati brzinom redukcijskog mlina. Upravljanje stabilizacijom brzina provodi operater u skladu s uputama za uporabu.

Nakon redukcije, cijevi se dovode do rashladnog stola s hodnim gredama gdje se hlade.

Za rashladnim stolom cijevi se skupljaju u jednoslojne vreće za obrezivanje i rezanje na dužinu na hladnim pilama.

Gotove cijevi idu na inspekcijski stol Odjela za kontrolu kvalitete, nakon pregleda cijevi se vežu u pakete i šalju u skladište gotovih proizvoda.

2.3 Opravdanost projektnih rješenja

Smanjivanjem cijevi komad-po-djelom s napetošću na PPC dolazi do značajne uzdužne razlike u debljini stijenke krajeva cijevi. Razlog debljine završne stijenke cijevi je nestabilnost aksijalnih napetosti u nestabilnim načinima deformacije pri punjenju i pražnjenju radnih postolja mlina metalom. Krajnji dijelovi se smanjuju u uvjetima znatno nižih uzdužnih vlačnih naprezanja od glavnog (srednjeg) dijela cijevi. Povećanje debljine stijenke na krajnjim dijelovima, koje prelazi dopuštena odstupanja, čini potrebnim odrezati značajan dio gotove cijevi

Norme završne obloge reduciranih cijevi na TPA-80 JSC "KresTrubZavod" dane su u tablici. 2.14.

Tablica 2.14 - Standardi za obrezivanje krajeva cijevi u TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

2.4 Opravdanost projektnih rješenja

Smanjivanjem cijevi komad-po-djelom s napetošću na PPC dolazi do značajne uzdužne razlike u debljini stijenke krajeva cijevi. Razlog debljine završne stijenke cijevi je nestabilnost aksijalnih napetosti u nestabilnim načinima deformacije pri punjenju i pražnjenju radnih postolja mlina metalom. Krajnji dijelovi se smanjuju u uvjetima znatno nižih uzdužnih vlačnih naprezanja od glavnog (srednjeg) dijela cijevi. Povećanje debljine stijenke na krajnjim dijelovima, koje premašuje dopuštena odstupanja, čini da je potrebno odrezati značajan dio gotove cijevi.

Norme završne obloge reduciranih cijevi na TPA-80 JSC "KresTrubZavod" dane su u tablici. 2.15.

Tablica 2.15 - Standardi za obrezivanje krajeva cijevi u TPA-80 JSC "KresTrubZavod"

gdje je PC prednji zadebljani kraj cijevi; ZK - stražnji zadebljani kraj cijevi.

Približno, godišnji gubitak metala u zadebljanim krajevima cijevi u radionici T-3 JSC "KresTrubZavod" iznosi 3000 tona. Uz 25% smanjenje duljine i težine rezanih zadebljanih krajeva cijevi, godišnja dobit će biti oko 20 milijuna rubalja. Osim toga, doći će do ušteda u troškovima skupnih pila, električne energije itd.

Osim toga, u proizvodnji preradnih gredica za radionice za crtanje moguće je smanjiti uzdužnu razliku u debljini stijenke cijevi, a ušteđeni metal zbog smanjenja uzdužne razlike u debljini stijenke može se iskoristiti za daljnje povećanje proizvodnje toplo valjane i hladno obrađene cijevi.

3. RAZVOJ UPRAVLJAČKIH ALGORITAMA ZA REDUKCIJU MLINOVA TPA-80

3.1 Stanje problema

Kontinuirane valjaonice cijevi najperspektivnija su postrojenja visokih performansi za proizvodnju toplo valjanih bešavnih cijevi odgovarajućeg asortimana.

Jedinice uključuju mlinove za probijanje, kontinuirani trn i mlinove za smanjenje napetosti. Kontinuitet tehnološkog procesa, automatizacija svih transportnih operacija, velika duljina valjanih cijevi osiguravaju visoku produktivnost, dobru kvalitetu cijevi u pogledu površinskih i geometrijskih dimenzija.

Posljednjih desetljeća nastavljen je intenzivan razvoj proizvodnje cijevi metodom kontinuiranog valjanja: izgrađene i puštene u rad (u "" Italiji, Francuskoj, SAD-u, Argentini), rekonstruirane (u Japanu) pogoni za kontinuirano valjanje, isporučena oprema za nove trgovine (u Kini), razvijene i uvedeni projekti za izgradnju radionica (u Francuskoj, Kanadi, SAD-u, Japanu, Meksiku).

U usporedbi s postrojenjima puštenim u rad 60-ih godina, novi mlinovi imaju značajne razlike: uglavnom proizvode cijevnu robu za naftu, u vezi s tim se u radnjama za doradu ovih cijevi grade veliki dijelovi, uključujući i opremu za njihovo namještanje. toplinska obrada, rezanje cijevi, proizvodnja spojnica itd .; Raspon veličina cijevi značajno se proširio: maksimalni promjer se povećao sa 168 na 340 mm, debljina stijenke - sa 16 na 30 mm, što je postalo moguće zahvaljujući razvoju valjanja na dugom trnu, koji se kreće kontroliranom brzinom, umjesto toga plutajućeg, na kontinuiranim mlinovima. Nove valjaonice cijevi koriste kontinuirano lijevane gredice (kvadratne i okrugle), što je osiguralo značajno poboljšanje tehničko-ekonomskih pokazatelja njihova rada.

Za zagrijavanje gredica još uvijek se široko koriste peći s prstenom (TPA 48-340, Italija), a uz to se počinju koristiti peći s hodajućim ognjištem (TPA 27-127, Francuska, TPA 33-194, Japan). U svim slučajevima, visoka produktivnost moderne jedinice osigurana je ugradnjom jedne peći velikog jediničnog kapaciteta (kapaciteta do 250 t/h). Za cijevi za grijanje prije redukcije (kalibracije) koriste se peći s hodajućim gredama.

Glavni mlin za proizvodnju čahure i dalje je dvo-visoka spiralna valjaonica, čiji se dizajn poboljšava, na primjer, zamjenom fiksnih ravnala pogonskim diskovima za vođenje. U slučaju korištenja četvrtastih gredica, spiralnoj valjaonici u tehničkoj liniji prethodi ili prešana valjaonica (TPA 48-340 u Italiji, TPA 33-194 u Japanu), ili mlin za dimenzioniranje rubova i preša za duboko centriranje (TPA 60-245, Francuska).

Jedan od glavnih smjerova daljnjeg razvoja metode kontinuiranog valjanja je korištenje trna koji se tijekom valjanja kreću kontroliranom brzinom, umjesto plutajućih. Uz pomoć posebnog mehanizma koji razvija silu držanja od 1600-3500 kN, trnu se daje određena brzina (0,3-2,0 m/s), koja se održava ili sve dok se cijev tijekom valjanja potpuno ne ukloni s trna ( zadržani trn), ili do određenog trenutka od kojeg se referenca pomiče kao plutajući (djelomično zadržan trn). Svaka od ovih metoda može se koristiti u proizvodnji cijevi određenog promjera. Dakle, za cijevi malog promjera, glavna metoda je valjanje na plutajućem trnu, srednje (do 200 mm) - na djelomično zadržanom, veliko (do 340 mm i više) - na zadržanom.

Korištenje na kontinuiranim mlinovima trnova koji se kreću kontroliranom brzinom (drže, djelomično drže) umjesto plutajućih omogućuje značajno proširenje asortimana, povećanje duljine cijevi i povećanje njihove točnosti. Zanimljiva su individualna dizajnerska rješenja; na primjer, korištenje šipke za probijanje kao djelomično zadržanog trna kontinuiranog mlina (TPA 27-127, Francuska), izvan umetanja trna u rukav (TPA 33-194, Japan).

Nove jedinice opremljene su modernim redukcijskim i kalibracijskim mlinovima, a najčešće se koristi jedan od tih mlinova. Rashladni stolovi su dizajnirani za primanje cijevi nakon redukcije bez prethodnog rezanja.

Ocjenjujući trenutno opće stanje automatizacije mlinova za cijevi, mogu se uočiti sljedeće značajke.

Transportne operacije povezane s kretanjem valjanih proizvoda i alata kroz postrojenje u potpunosti su automatizirane uz pomoć tradicionalnih lokalnih (uglavnom beskontaktnih) uređaja za automatizaciju. Na temelju takvih uređaja postalo je moguće uvesti jedinice visokih performansi s kontinuiranim i diskretno-kontinuiranim tehnološkim procesom.

Naime, očito je da su tehnološki procesi, pa čak i pojedinačni zahvati na tvornicama cijevi nedovoljno automatizirani, te je u tom dijelu njihova razina automatizacije osjetno inferiornija u odnosu na postignutu, primjerice, u području kontinuiranih mlinova lima. Ako je upotreba upravljačkih računala (CFM) za tvornice lima postala praktički široko prihvaćena norma, onda su primjeri za tvornice cijevi još uvijek rijetki u Rusiji, iako je razvoj i implementacija automatiziranih sustava upravljanja procesima i automatiziranih sustava upravljanja procesima postala norma u inozemstvu. U međuvremenu, u nizu mlinova cijevi, u našoj zemlji uglavnom postoje primjeri industrijske implementacije pojedinih podsustava automatiziranog upravljanja tehnološkim procesima pomoću specijaliziranih uređaja izrađenih korištenjem poluvodičke logike i elemenata računalne tehnologije.

Zapaženo stanje uglavnom je posljedica dvije okolnosti. S jedne strane, donedavno su se zahtjevi za kvalitetom, a prije svega za stabilnosti dimenzija cijevi, zadovoljavali relativno jednostavnim sredstvima (osobito racionalnim projektiranjem opreme mlinova). Ti uvjeti nisu potaknuli naprednije i, naravno, složenije razvoje, na primjer, korištenjem relativno skupih i ne uvijek dovoljno pouzdanih UVM-ova. S druge strane, upotreba posebnih nestandardnih tehničkih sredstava automatizacije pokazala se mogućom samo za jednostavnije i manje učinkovite zadatke, dok je za razvoj i proizvodnju zahtijevala značajna ulaganja vremena i novca, što nije pridonijelo napretku. na području koje se razmatra.

Međutim, rastući suvremeni zahtjevi za proizvodnju cijevi, uključujući i kvalitetu cijevi, ne mogu se zadovoljiti tradicionalnim rješenjima. Štoviše, kako praksa pokazuje, značajan udio napora u ispunjavanju ovih zahtjeva pada na automatizaciju, te je u ovom trenutku potrebno automatski mijenjati te načine rada u procesu valjanja cijevi.

Suvremena dostignuća u području upravljanja električnim pogonima i raznim tehničkim sredstvima automatizacije, prvenstveno u području mini-računala i mikroprocesorske tehnike, omogućuju radikalno poboljšanje automatizacije cijevnih mlinova i agregata, prevladavanje različitih proizvodnih i gospodarskih ograničenja. .

Korištenje suvremenih tehničkih sredstava automatizacije pretpostavlja istovremeno povećanje zahtjeva za ispravnošću formulacije problema i izborom načina njihovog rješavanja, a posebno za izborom najučinkovitijih načina utjecaja na tehnološke procese. rješavanje ovog problema može se olakšati analizom postojećih najučinkovitijih tehničkih rješenja za automatizaciju mlinova cijevi.

Proučavanja kontinuiranih valjaonica cijevi kao objekata automatizacije pokazuju da postoje značajne rezerve za daljnje poboljšanje njihovih tehničko-ekonomskih pokazatelja zbog automatizacije tehnološkog procesa valjanja cijevi na tim postrojenjima.

Kod valjanja u kontinuiranom mlinu na dugom plutajućem trnu također se inducira razlika krajnje uzdužne stijenke. Debljina stijenke stražnjih krajeva grubih cijevi je 0,2-0,3 mm veća od sredine. Duljina stražnjeg kraja sa zadebljanom stijenkom jednaka je 2-3 međustanična prostora. Zadebljanje stijenke popraćeno je povećanjem promjera u presjeku udaljenom jedan razmak između postolja od stražnjeg kraja cijevi. Zbog prolaznih uvjeta, debljina stijenke prednjih krajeva je 0,05-0,1 mm manja od sredine. Prilikom valjanja s naponom dolazi do debljanja i stijenki prednjih krajeva cijevi. Uzdužna razlika u debljini stijenke grubih cijevi se čuva tijekom naknadne redukcije i dovodi do povećanja duljine stražnjih odsječenih zadebljanih krajeva gotovih cijevi.

Kod valjanja u mlinovima za redukcijsko istezanje dolazi do zadebljanja stijenke krajeva cijevi zbog smanjenja napetosti u usporedbi s stacionarnim načinom rada, što se događa samo kada se popune 3-4 mlinske stanice. Krajevi cijevi čija je stijenka zadebljana iznad tolerancije se odsijeku, a pripadajući metalni otpad određuje glavninu ukupnog koeficijenta potrošnje na jedinici.

Opći karakter uzdužne razlike u debljini stijenke cijevi nakon kontinuiranog mljevenja gotovo se u potpunosti prenosi na gotove cijevi. To potvrđuju rezultati valjanja cijevi dimenzija 109 x 4,07 - 60 mm na pet načina zatezanja na redukcijskom mlinu jedinice 30-102 YuTZ. Tijekom eksperimenta, u svakom režimu velike brzine, odabrano je 10 cijevi, čiji su krajnji dijelovi izrezani na 10 komada duljine 250 mm, a tri cijevi su izrezane iz sredine, smještene na udaljenosti od 10, 20 i 30 m od prednjeg kraja. Nakon mjerenja debljine stijenke na uređaju, dekodiranja dijagrama razlike u debljini stijenke i usrednjavanja podataka, izgrađene su grafičke ovisnosti prikazane na sl. 54.

Dakle, navedene komponente ukupne debljine stijenke cijevi imaju značajan utjecaj na tehničko-ekonomske pokazatelje rada kontinuiranih jedinica, povezane su s fizičkim karakteristikama procesa valjanja u kontinuiranim i redukcijskim mlinovima i mogu se eliminirati ili značajno smanjiti. samo zbog posebnih automatski sustavi koji mijenjaju postavku mlina tijekom valjanja cijevi. Prirodni karakter ovih komponenti debljine stijenke omogućuje korištenje principa programskog upravljanja na temelju takvih sustava.

Poznata i druga tehnička rješenja problema smanjenja krajnjeg otpada pri redukciji uz pomoć automatskih sustava upravljanja procesom valjanja cijevi u redukcijskom mlinu s pojedinačnim pogonskim štandovima (patenti Savezne Republike Njemačke br. 1602181 i Velike Britanije 1274698). Zbog promjene brzina valjaka tijekom valjanja prednjeg i stražnjeg kraja cijevi stvaraju se dodatne sile zatezanja, što dovodi do smanjenja razlike u debljini uzdužne stijenke terminala. Postoje podaci da takvi sustavi za programiranu korekciju brzine glavnih pogona redukcijskog mlina rade na sedam inozemnih valjaonica cijevi, uključujući dvije jedinice s kontinuiranim mlinovima u Mühlheimu (Njemačka). Jedinice je isporučio Mannesmann (Njemačka).

Druga jedinica puštena je u rad 1972. godine i uključuje redukcijski mlin s 28 postolja s pojedinačnim pogonima, opremljen sustavom za korekciju brzine. Promjene brzine tijekom prolaska krajeva cijevi provode se u prvih deset postolja postupno, kao dodatak vrijednosti radne brzine. Maksimalna promjena brzine odvija se na stalku br. 1, minimalna - na stalku br. 10. Fotoreleji se koriste kao senzori za položaj krajeva cijevi u mlinu, dajući naredbe za promjenu brzine. U skladu s usvojenom shemom korekcije brzine, napajanje pojedinačnih pogona prvih deset stajališta provodi se prema antiparalelnoj shemi preokreta, sljedećih stajališta - prema shemi bez preokreta. Napominje se da korekcija brzine pogona redukcijskog mlina omogućuje povećanje prinosa jedinice za 2,5% uz mješoviti proizvodni program. S povećanjem stupnja smanjenja promjera, ovaj učinak se povećava.

Postoje slične informacije o opremanju mlina za redukciju s dvadeset osam kaveza u Španjolskoj sustavom za korekciju brzine. Promjene brzine se provode na prvih 12 tribina. Iz tog razloga postoje i različiti strujni krugovi za pogone.

Valja napomenuti da opremanje redukcijskih mlinova u sklopu jedinica za kontinuirano valjanje cijevi sustavom korekcije brzine ne rješava u potpunosti problem smanjenja krajnjeg otpada tijekom redukcije. Učinkovitost takvih sustava trebala bi se smanjivati ​​sa smanjenjem stupnja smanjenja promjera.

Softverski sustavi za upravljanje procesima najlakši su za implementaciju i pružaju veliku ekonomski učinak... Međutim, uz njihovu pomoć moguće je povećati točnost dimenzija cijevi samo smanjenjem jedne od njegove tri komponente - uzdužne razlike u debljini stijenke. Kao što pokazuju studije, glavni udio u ukupnom rasponu debljina stijenki gotovih cijevi (oko 50%) otpada na debljinu poprečne stijenke. Varijacije u prosječnoj debljini stijenke cijevi u serijama iznose oko 20% ukupne varijacije.

Trenutno je smanjenje razlike u debljini poprečne stijenke moguće samo poboljšanjem tehnološkog procesa valjanja cijevi na mlinovima koji su u sklopu jedinice. Primjeri korištenja automatskih sustava u ove svrhe nisu poznati.

Stabilizacija prosječne debljine stijenke cijevi u serijama moguća je kako unaprjeđenjem tehnologije valjanja, dizajna štandova i elektromotornog pogona, tako i pomoću sustava automatske kontrole procesa. Smanjenje širine debljine stijenke cijevi u šarži može značajno povećati produktivnost jedinica i smanjiti potrošnju metala zbog valjanja u polju minus tolerancija.

Za razliku od softverskih sustava, sustavi dizajnirani za stabilizaciju prosječne debljine stijenke cijevi trebaju uključivati ​​senzore za praćenje geometrijskih dimenzija cijevi.

Poznati tehnički prijedlozi za opremanje redukcijskih mlinova sustavima za automatsku stabilizaciju debljine stijenke cijevi. Struktura sustava ne ovisi o vrsti jedinice, koja uključuje redukcijski mlin.

Kompleks upravljačkih sustava za proces valjanja cijevi u kontinuiranim i redukcijskim mlinovima, dizajniran za smanjenje krajnjeg otpada uz smanjenje i povećanje točnosti cijevi smanjenjem uzdužne razlike u debljini stijenke i širenja prosječnih debljina stijenki, čini ACS sustava jedinica.

Korištenje računala za kontrolu proizvodnje i automatizaciju procesa valjanja cijevi prvi put je implementirano na valjaonici kontinuiranih cijevi 26-114 u Mühlheimu.

Jedinica je dizajnirana za valjanje cijevi promjera 26-114 mm, debljine stijenke 2,6-12,5 mm. Jedinica uključuje prstenastu peć, dva mlina za probijanje, kontinuirani mlin s 9 postolja i redukcijski mlin s 24 stadija s pojedinačnim pogonom od motora od 200 kW.

Druga jedinica kontinuiranog mlina u Mühlheimu, puštena u rad 1972. godine, opremljena je snažnijim računalom, kojemu su povjerene šire funkcije. Jedinica je namijenjena za valjanje cijevi promjera do 139 mm, debljine stijenke do 20 mm, a sastoji se od mlina za probijanje, osmostojeće kontinualne mlinice i 28 mlinova za redukciju štanda s pojedinačnim pogonom.

Valjaonica kontinuiranih cijevi u Velikoj Britaniji, koja je pokrenuta 1969. godine, također je opremljena računalom koje se koristi za planiranje opterećenja mlina i kao informacijski sistem kontinuirano prati parametre valjanih proizvoda i alata. Kontrola kvalitete cijevi i gredica, kao i točnost podešavanja mlina, provodi se u svim fazama tehnološkog procesa. Informacije iz svakog mlina ulaze u računalo na obradu, nakon čega se izdaju mlinu na operativnu kontrolu.

Jednom riječju, pokušavaju riješiti probleme automatizacije procesa valjanja u mnogim zemljama, uklj. i naše. Za razvoj matematičkog modela upravljanja kontinuiranim mlinovima potrebno je poznavati utjecaj navedenih tehnoloških parametara na točnost gotovih cijevi, a za to je potrebno razmotriti značajke kontinuiranog valjanja.

Značajka smanjenja napetosti cijevi je veća kvaliteta proizvoda kao rezultat stvaranja manje debljine poprečne stijenke, za razliku od valjanja bez napetosti, kao i mogućnost proizvodnje cijevi malih promjera. Međutim, kod valjanja komad po komad dolazi do povećane uzdužne razlike u debljini stijenke na krajevima cijevi. Zadebljani krajevi tijekom smanjenja napetosti nastaju zbog činjenice da prednji i stražnji krajevi cijevi nisu podvrgnuti punoj napetosti prilikom prolaska kroz mlin.

Napetost je karakterizirana veličinom vlačnog naprezanja u cijevi (x). Najviše puni opis je koeficijent plastične napetosti, koji predstavlja omjer uzdužnog vlačnog naprezanja cijevi i otpora na deformaciju metala u postolju.

Tipično, redukcijski mlin je postavljen tako da je koeficijent plastične napetosti u srednjim stajama ravnomjerno raspoređen. U prvoj i posljednjoj tribini napetost raste i opada.

Intenzivirati proces redukcije i dobivanja cijevi tankih stijenki važno je znati maksimalnu napetost koja se može stvoriti u redukcijskom mlinu. Maksimalna vrijednost koeficijenta plastične napetosti u mlinu (z max) ograničena je s dva faktora: vučnom sposobnošću valjaka i uvjetima pucanja cijevi u mlinu. Kao rezultat istraživanja, utvrđeno je da je s ukupnim smanjenjem cijevi u mlinu do 50-55% vrijednost z max ograničena vučnim kapacitetom valjaka.

Trgovina T-3 zajedno s EF VNIPI "Tyazhpromelektroproekt" i poduzećem "ASK" stvorila je osnovu ACS-TP sustava na jedinici TPA-80. Trenutno funkcioniraju sljedeće komponente ovog sustava: UZN-N, UZN-R, ETHERNET komunikacijska linija, sve radne stanice.

3.2 Proračun kotrljajućeg stola

Osnovni princip izgradnje tehnološkog procesa u suvremenim instalacijama je dobivanje cijevi istog konstantnog promjera na kontinuiranom mlinu, što omogućuje korištenje i obratka i čahure konstantnog promjera. Dobivanje cijevi potrebnog promjera osigurava se redukcijom. Takav sustav rada uvelike olakšava i pojednostavljuje postavljanje mlinova, smanjuje park alata i, što je najvažnije, omogućuje održavanje visoke produktivnosti cijele jedinice čak i kod valjanja cijevi minimalnog (nakon redukcije) promjera.

Računamo kotrljajući stol u odnosu na hod valjanja prema metodi opisanoj u čl. Vanjski promjer cijevi nakon redukcije određen je dimenzijama zadnjeg para valjaka.

D p 3 = (1.010..1.015) * D o = 1.01 * 33.7 = 34 mm

gdje je D p promjer gotove cijevi nakon redukcijskog mlina.

Debljina stijenke nakon kontinuiranih i redukcijskih mlinova treba biti jednaka debljini stijenke gotove cijevi, t.j. S n = Sp = S o = 3,2 mm.

Budući da nakon kontinuiranog mlina izlazi cijev istog promjera, uzimamo D n = 94 mm. U kontinuiranim mlinovima kalibriranjem valjaka osigurava se da u zadnjim parovima valja unutarnji promjer cijevi bude 1-2 mm veći od promjera trna, tako da će promjer trna biti jednak:

H = d n - (1..2) = D n -2S n -2 = 94-2 * 3.2-2 = 85.6 mm.

Prihvaćamo promjer trna jednak 85 mm.

Unutarnji promjer čahure treba omogućiti slobodno umetanje trna i uzima se 5-10 mm veći od promjera trna

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

Prihvaćamo zid čahure:

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

Vanjski promjer čahure određuje se na temelju vrijednosti unutarnjeg promjera i debljine stijenke:

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

Promjer korištenog obratka D z = 120 mm.

Promjer trna mlina za probijanje odabire se uzimajući u obzir količinu valjanja, t.j. porast unutarnjeg promjera rukavca, koji čini od 3% do 7% unutarnjeg promjera:

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

Koeficijenti istezanja za probijajuće, kontinuirane i redukcijske mlinove određuju se po formulama:

,

Ukupni omjer rastezanja je:

Na sličan način izračunava se i valjak za cijevi dimenzija 48,3 × 4,0 mm i 60,3 × 5,0 mm.

Stol za valjanje prikazan je u tablici. 3.1.

Tablica 3.1 - Stol za valjanje TPA-80

Veličina gotovih cijevi, mm		Promjer obratka, mm	Mlin za piercing				Kontinuirani mlin				Mlin za redukciju				Ukupni omjer rastezanja
Vanjski promjer	Debljina zida		Veličina rukava, mm		Promjer trna, mm	Omjer izvlačenja	Dimenzije cijevi, mm		Promjer trna, mm	Omjer izvlačenja	Veličina cijevi, mm		Broj postolja	Omjer izvlačenja
			Promjer	Debljina zida			Promjer	Debljina zida			Promjer	Debljina zida
33,7	3,2	120	125	15	88	2,20	94	3,2	85	5,68	34	3,2	24	2,9	36,24
48,3	4,0	120	125	15	86	2,2	94	4,0	84	4,54	48,6	4,5	16	1,94	19,38
60,3	5,0	120	125	18	83	1,89	94	5,0	82	4,46	61,2	5,0	12	1,52	12,81

3.3 Proračun kalibracije valjaka redukcijskog mlina

Veličina rola je važna dio proračun načina rada mlina. Ona u velikoj mjeri određuje kvalitetu cijevi, vijek trajanja alata, raspodjelu opterećenja u radnim postoljima i pogonu.

Izračun veličine rola uključuje:

a) raspodjelu djelomičnih deformacija u mlinskim sastojinama i izračun prosječnih promjera kalibara;

b) određivanje dimenzija utora valjaka.

3.3.1 Raspodjela djelomičnih deformacija

Prema prirodi promjene parcijalnih deformacija, sastojine mlina za redukciju mogu se podijeliti u tri skupine: glavna na početku mlina, u kojoj se redukcije intenzivno povećavaju tijekom valjanja; dimenzioniranje (na kraju mlina), u kojem su deformacije svedene na minimalnu vrijednost, i skupina sastojina između njih (sredina), u kojoj su djelomične deformacije maksimalne ili im bliske.

Kod valjanja cijevi s napetošću, vrijednosti djelomičnih deformacija uzimaju se na temelju uvjeta stabilnosti profila cijevi na vrijednosti plastične napetosti koja osigurava proizvodnju cijevi zadane veličine.

Koeficijent ukupne plastične napetosti može se odrediti formulom:

,

gdje je - aksijalne i tangencijalne deformacije uzeti u logaritamskom obliku; T je vrijednost određena u slučaju kalibra s tri valjka prema formuli

T = ,

gdje je (S / D) cp prosječni omjer debljine stijenke i promjera tijekom razdoblja deformacije cijevi u mlinu; k-faktor koji uzima u obzir promjenu stupnja debljine cijevi.

,

,

gdje je m vrijednost ukupne deformacije cijevi prema promjeru.

.

,

.

Vrijednost kritičnog parcijalnog smanjenja s takvim koeficijentom plastične napetosti, prema, može doseći 6% u drugoj postolji, 7,5% u trećoj i 10% u četvrtoj postolji. U prvoj sastojini preporuča se uzimanje u rasponu od 2,5-3%. Međutim, kako bi se osiguralo stabilno prianjanje, količina redukcije se obično smanjuje.

U predfinišnim i završnim štandovima mlina redukcija je također smanjena, ali da bi se smanjila opterećenja na valjke i povećala točnost gotovih cijevi. U posljednjoj sastojini kalibracijske skupine smanjenje se uzima jednakim nuli, u pretposljednjoj sastojini do 0,2 smanjenja u posljednjoj sastojini srednje skupine.

V srednja grupa sastojina prakticiraju jednoliku i neravnomjernu raspodjelu djelomičnih deformacija. Uz jednoličnu raspodjelu redukcije u svim sastojinama ove skupine, pretpostavlja se da su one konstantne. Neravnomjerna raspodjela djelomičnih deformacija može imati nekoliko varijanti i karakterizirati je sljedećim pravilnostima:

smanjenje u srednjoj skupini proporcionalno se smanjuje od prvih tribina do posljednjeg - padajući način;

u prvih nekoliko sastojina srednje skupine djelomične deformacije su smanjene, a ostale su ostale konstantne;

kompresija u srednjoj skupini prvo se povećava, a zatim smanjuje;

u prvih nekoliko sastojina srednje skupine djelomične deformacije ostaju konstantne, au ostalim su smanjene.

S padajućim deformacijskim načinima u srednjoj skupini postolja, razlike u vrijednosti snage kotrljanja i opterećenju pogona, uzrokovane povećanjem otpora na deformaciju metala tijekom valjanja, zbog smanjenja njegove temperature i povećanje brzine deformacije, smanjenje. Vjeruje se da smanjenje redukcija prema kraju mlina također poboljšava kvalitetu vanjske površine cijevi i smanjuje debljinu poprečne stijenke.

Prilikom izračunavanja kalibracije valjaka uzimamo jednoliku raspodjelu redukcija.

Na sl. 3.1.

Raspodjela kompresije

Na temelju prihvaćenih vrijednosti djelomičnih deformacija, prosječni promjeri kalibara mogu se izračunati po formuli

.

Za prvi stalak mlina (i = 1) d i -1 = D 0 = 94 mm, zatim

mm.

Prosječni promjeri kalibara izračunati prema ovoj formuli navedeni su u Dodatku 1.

3.3.2 Određivanje dimenzija utora valjka

Oblik kalibara mlinova s ​​tri valjaka prikazan je na sl. 3.2.

Ovalni utor se dobiva tako da se ocrta polumjerom r sa središnjim pomakom od osi kotrljanja za iznos ekscentriciteta e.

Oblik kalibra

Vrijednosti radijusa i ekscentriciteta kalibara određene su širinom i visinom kalibara prema formulama:

Za određivanje dimenzija kalibra potrebno je znati vrijednosti njegovih poluosi a i b, a za njihovo određivanje - vrijednost ovalnosti kalibra

Da biste odredili ovalnost kalibra, možete koristiti formulu:

Eksponent snage q karakterizira moguću količinu proširenja u kalibru. Kod redukcije u trivaljnim trivaljkama uzima se q = 1,2.

Vrijednosti poluosi kalibra određene su ovisnostima:

gdje je f faktor korekcije koji se može izračunati pomoću približne formule

Izračunajmo dimenzije utora prema gornjim formulama za prvo postolje.

Za ostale tribine obračun se provodi na isti način.

Trenutno se žlijeb žljebova valjaka izvodi nakon što se valjci ugrade u radni stalak. Bušenje se izvodi na posebnim strojevima s okruglim mlinom. Shema bušenja prikazana je na Sl. 3.3.

Riža. 3.3 - Shema bušenja mjerača

Da bi se dobio kalibar sa zadanim vrijednostima a i b, potrebno je odrediti promjer rezača D f i njegov pomak u odnosu na ravninu osi kotrljanja (parametar X). D f i X određeni su sljedećim matematički točnim formulama:

Za mlinove s tri valjaka kut a je 60 °. Di - idealan promjer valjka, Di = 330 mm.

Vrijednosti izračunate prema gornjim formulama sažete su u tablici. 3.2.

Tablica 3.2 - Kalibracija valjaka

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

3.4 Izračun način rada brzine

Proračun brzog načina rada mlina sastoji se u određivanju broja okretaja valjaka i, prema njima, broja okretaja motora.

Kod kotrljanja cijevi pod naponom, vrijednost plastične napetosti ima veliki utjecaj na promjenu debljine stijenke. U tom smislu, prije svega, potrebno je odrediti koeficijent ukupne plastične napetosti na mlinu - z total, koji bi osigurao potrebnu stijenku. Izračun z ukupno dat je u točki 3.3.

,

gdje je koeficijent koji uzima u obzir učinak zona deformacije izvan kontakta:

;

l i - duljina luka zahvata:

;

- kut hvatanja:

;

f - koeficijent trenja, uzimamo f = 0,5; a - broj rola u stalku, a = 3.

U prvom radnom postolju z z1 = 0. U sljedećim stajalištima možete uzeti z p i -1 = z z i.

,

;

;

.

Zamjenom podataka za prvo postolje u gornje formule, dobivamo:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

Provedenim sličnim proračunima za drugi stalak, dobiveni su sljedeći rezultati: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. U ovom trenutku prestajemo računati z p i prema gornjoj metodi, budući da uvjet z p2> z ukupno je zadovoljen.

Iz uvjeta potpunog klizanja određujemo najveću moguću napetost z z u posljednjem deformirajućem postolju, t.j. z z21. U ovom slučaju pretpostavljamo da je z p21 = 0.

.

mm;

;

;

Debljina stijenke ispred 21. postolja, t.j. S 20 se može odrediti formulom:

.

;

; ;

mm.

Provedenim sličnim proračunima za 20. postolje, dobiveni su sljedeći rezultati: z z20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, z z19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, z z18 = 0,416, S 17 = 3,151 mm, z, z z17 = 0,441, S 16 = 3,151 mm. U ovom trenutku prestajemo računati z p i, budući da uvjet z z14> z ukupno je zadovoljen.

Izračunate vrijednosti debljine stijenke uzduž štanda mlinova date su u tabeli. 2.20.

Za određivanje broja okretaja valjaka potrebno je poznavati promjere valjaka. Za određivanje promjera valjanja možete koristiti formule navedene u:

, (2)

gdje je D u i promjer valjka na vrhu;

.

Ako , tada treba provesti proračun promjera valjanja valjaka prema jednadžbi (1), ako ovaj uvjet nije ispunjen, onda je potrebno koristiti (2).

Vrijednost karakterizira položaj neutralne linije u slučaju kada se uzima paralelno (u planu) s osi kotrljanja. Iz uvjeta ravnoteže sila u zoni deformacije za takav raspored zona klizanja

,

S obzirom na ulaznu brzinu valjanja V in = 1,0 m/s, izračunat je broj okretaja valjaka prvog stajališta

o/min

Revolucije na preostalim tribinama pronađene su formulom:

.

Rezultati izračuna ograničenja brzine prikazani su u tablici 3.3.

Tablica 3.3 - Rezultati izračuna ograničenja brzine

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

Prema tablici 3.3. gradi se graf promjena okretaja valjaka (slika 3.4.).

Frekvencija rotacije rola

3.5 Parametri sile valjanja

Posebnost procesa redukcije u usporedbi s drugim vrstama uzdužnog valjanja je prisutnost značajnih napetosti među postoljima. Prisutnost napetosti ima značajan utjecaj na parametre snage valjanja - pritisak metala na valjke i momente valjanja.

Sila metala na valjku P je geometrijski zbroj vertikalnih P in i horizontalnih komponenti P g:

Vertikalna komponenta sile metala na valjke određena je formulom:

,

gdje je p prosječni specifični tlak metala na valjak; l je duljina zone deformacije; d je promjer kalibra; a - broj rola u postolju.

Horizontalna komponenta P g jednaka je razlici između sila prednje i stražnje napetosti:

gdje je z p, z z - koeficijenti prednje i stražnje plastične napetosti; F p, F z - površina poprečnog presjeka prednjeg i stražnjeg kraja cijevi; s S - otpornost na deformacije.

Za određivanje prosječnih specifičnih tlakova preporuča se koristiti formulu V.P. Anisiforova:

.

Moment kotrljanja (ukupni po postolju) određuje se formulom:

.

Otpor na deformaciju određuje se formulom:

,

gdje je T temperatura valjanja, °C; H — intenzitet brzina posmične deformacije, 1 / s; e - relativna kompresija; K 1, K 2, K 3, K 4, K 5 - empirijski koeficijenti, za čelik 10: K 1 = 0,885, K 2 = 7,79, K 3 = 0,134, K 4 = 0,164, K 5 = (- 2 ,osam ).

Intenzitet brzine deformacije određuje se formulom

gdje je L stupanj posmične deformacije:

t - vrijeme deformacije:

Kutna brzina role nalazi se po formuli:

,

Snaga se nalazi po formuli:

Stol 3.4. prikazani su rezultati proračuna parametara sile valjanja prema navedenim formulama.

Tablica 3.4 - Parametri sile valjanja

Broj kaveza	s S, MPa	p, kN/m 2	P, kN	M, kNm	N, kW
1	116,78	10,27	16,95	-1,91	-16,93
2	154,39	9,07	25,19	2,39	23,31
3	162,94	9,1	21,55	2,95	30,75
4	169,48	9,69	22,70	3,53	38,27
5	167,92	9,77	20,06	2,99	33,37
6	169,48	9,84	19,06	3,35	39,54
7	171,12	10,47	18,79	3,51	43,11
8	173,01	11,15	18,59	3,68	47,23
9	175,05	11,89	18,39	3,86	51,58
10	176,70	12,64	18,13	4,02	56,08
11	178,62	13,47	17,90	4,18	61,04
12	180,83	14,36	17,71	4,35	66,51
13	182,69	15,29	17,48	4,51	72,32
14	184,91	16,31	17,26	4,67	78,54
15	186,77	17,36	16,83	4,77	84,14
16	189,19	18,53	16,65	4,94	91,57
17	191,31	19,75	16,59	5,14	100,16
18	193,57	22,04	18,61	6,46	133,68
19	194,32	26,13	15,56	4,27	91,34
20	161,13	24,09	11,22	2,55	55,41
21	134,59	22,69	8,16	1,18	33,06
22	175,14	15,45	7,43	0,87	25,42
23	180,00	-	-	-	-
24	180,00	-	-	-	-

Prema tablici. Izgrađeni su 3.4 grafikoni promjena parametara snage valjanja na stadištima mlinova (sl. 3.5., 3.6., 3.7.).

Promjena srednjeg specifičnog tlaka

Promjena sile metala na valjku

Promjena momenta kotrljanja

3.6 Ispitivanje utjecaja prijelaznih brzina redukcije na vrijednost uzdužne razlike u debljini stijenke krajnjih dijelova gotovih cijevi

3.6.1 Opis algoritma proračuna

Istraživanje je provedeno kako bi se dobili podaci o učinku prijelaznih brzina redukcije na vrijednost uzdužne razlike debljine stijenke krajnjih presjeka gotovih cijevi.

Određivanje koeficijenta napetosti među postoljima iz poznatih okretaja valjaka, t.j. ovisnost Zn i = f (n i / n i -1) provedena je prema metodi rješavanja tzv. inverznog problema koju je predložio G.I. Gulyaev, kako bi se dobila ovisnost debljine stijenke o okretajima valjaka.

Bit tehnike je kako slijedi.

Uspostavljeni proces redukcije cijevi može se opisati sustavom jednadžbi koje odražavaju poštivanje zakona konstantnosti drugih volumena i ravnoteže sila u zoni deformacije:

(3.1.)

Zauzvrat, kao što znate,

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

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

gdje su A i i B i vrijednosti neovisne o napetosti, ni je broj okretaja u i-tom stalku,  i je omjer rastezanja u i-tom stalku, Dcat i je promjer valjanja valjka u i- th postolje, Zp i, Zz i - koeficijenti prednje i stražnje plastične napetosti.

Uzimajući u obzir da je Zz i = Zp i -1 sustav jednadžbi (3.1.) može se u općem obliku zapisati na sljedeći način:

(3.2.)

Sustav jednadžbi (3.2.) rješava se s obzirom na prednji i stražnji koeficijent plastične napetosti metodom uzastopnih aproksimacija.

Uzimajući Zs1 = 0, postavljamo vrijednost Zp1 i iz prve jednadžbe sustava (3.2.) Iteracijskom metodom određujemo Zp 2, zatim iz druge jednadžbe - Zp 3, i tako dalje. ...

Poznavajući koeficijente prednje i stražnje plastične napetosti, nakon svakog postolja određujemo debljinu stijenke po formuli:

(3.3.)

gdje je A koeficijent određen formulom:

;

;

z i - prosječni (ekvivalentni) koeficijent plastične napetosti

.

3.6.2 Rezultati studije

Koristeći rezultate proračuna kalibracije alata (str. 3.3.) i postavke velike brzine glodala (brzine rotacije valjaka) uz stabilan proces redukcije (str. 3.4.) U softverskom okruženju MathCAD 2001 Professional riješili smo sustav (3.2.) I izrazi (3.3.) U svrhu određivanja promjene debljine stijenke.

Duljinu zadebljanih krajeva moguće je skratiti povećanjem koeficijenta plastične napetosti promjenom broja okretaja valjaka pri kotrljanju krajnjih dijelova cijevi.

Trenutačno je redukcijski mlin TPA-80 stvorio sustav upravljanja za režim brzine kontinuiranog nekorozivnog valjanja. Ovaj sustav vam omogućuje dinamičko podešavanje brzine valjanja PPC stalka prilikom valjanja krajnjih dijelova cijevi prema zadanom linearnom odnosu. Ova regulacija brzine valjaka kod valjanja krajnjih dijelova cijevi naziva se "brzinski klin". Broj okretaja valjaka prilikom valjanja krajnjih dijelova cijevi izračunava se po formuli:

, (3.4.)

gdje je n i broj okretaja valjaka u i-tom stalku u stacionarnom stanju, K i je faktor redukcije okretaja valjaka u %, i je broj stalka.

Ovisnost faktora smanjenja brzine valjanja u danom stalku o broju stalka je linearna.

K i = (slika 3.8.).

Ovisnost faktora redukcije okretaja valjaka u postolju o broju postolja.

Početni podaci za korištenje ovog regulatornog režima su:

Broj postolja u kojima se mijenja postavka brzine ograničen je duljinom zadebljanih krajeva (3 ... 6);

Količina smanjenja brzine valjanja u prvom stadiju mlina ograničena je mogućnošću električnog pogona (0,5 ... 15%).

U ovom radu, kako bi se proučio utjecaj brzog podešavanja PPC-a na krajnju uzdužnu razliku u debljini stijenke, pretpostavljeno je da se promjena podešavanja brzine pri redukciji prednjeg i stražnjeg kraja cijevi prenosi. izlazi na prvih 6 tribina. Istraživanje je provedeno promjenom brzine rotacije valjaka u prvim stajama mlina u odnosu na stacionarni proces valjanja (mijenjajući kut nagiba ravne linije na slici 3.8).

Kao rezultat modeliranja procesa punjenja PPC postolja i izlaska cijevi iz mlina za cijevi, dobivene su ovisnosti debljine stijenke prednjeg i stražnjeg kraja cijevi o promjeni brzine rotacije cijevi. valjci u prvim stajnicama mlina, koji su prikazani na sl. 3.9. i slika 3.10. za cijevi dimenzija 33,7x3,2 mm. Najviše optimalna vrijednost“Brzinski klin” u smislu minimiziranja duljine završne obloge i “udaranja” u debljinu stijenke u području tolerancije DIN 1629 (tolerancija debljine stijenke ± 12,5%) je K 1 = 10-12%.

Na sl. 3.11. i sl. 3.12. prikazane su ovisnosti duljina prednjih i stražnjih zadebljanih krajeva gotovih cijevi pri korištenju "brzinskog klina" (K 1 = 10%), dobivenih kao rezultat simulacije prolaznih procesa. Iz navedenih ovisnosti može se izvući sljedeći zaključak: primjena „brzinskog klina“ daje vidljiv učinak samo kod valjanja cijevi promjera manjeg od 60 mm s debljinom stijenke manjom od 5 mm, a s većim promjera i debljine stijenke cijevi, ne dolazi do stanjivanja stijenke potrebnog za postizanje standardnih zahtjeva.

Na sl. 3.13., 3.14., 3.15., Ovisnosti duljina prednjeg zadebljanog kraja o vanjskom promjeru gotovih cijevi dane su za debljine stijenke jednake 3,5, 4,0, 5,0 mm, pri različitim vrijednostima “brzine klin” (rolati K 1 jednaki 5%, 10%, 15%).

Ovisnost debljine stijenke prednjeg kraja cijevi o vrijednosti

"Brzinski klin" za standardnu ​​veličinu 33,7x3,2 mm

Ovisnost debljine stijenke stražnjeg kraja cijevi o vrijednosti "brzinskog klina" za standardnu ​​veličinu od 33,7x3,2 mm

Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi o D i S (s K 1 = 10%)

Ovisnost duljine stražnjeg zadebljanog kraja cijevi o D i S (s K 1 = 10%)

Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi o promjeru gotove cijevi (S = 3,5 mm) pri različitim vrijednostima "brzinskog klina".

Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi o promjeru gotove cijevi (S = 4,0 mm) pri različitim vrijednostima "brzinskog klina"

Ovisnost duljine prednjeg zadebljanog kraja cijevi o promjeru gotove cijevi (S = 5,0 mm) pri različitim vrijednostima "brzinskog klina".

Iz gornjih grafikona vidljivo je da najveći učinak s gledišta smanjenja razlike u debljini krajnjeg zida gotovih cijevi daje dinamička regulacija brzine vrtnje PPC valjaka u rasponu od K 1 = 10 . .. 15%. Nedovoljno intenzivna promjena "brzinskog klina" (K 1 = 5%) ne dopušta stanjivanje debljine stijenke krajnjih dijelova cijevi.

Također, kod valjanja cijevi debljine stijenke od 5 mm, napetost koja nastaje djelovanjem “brzinskog klina” ne može istanjiti stijenku zbog nedovoljne vučne sposobnosti valjaka. Kod valjanja cijevi promjera većeg od 60 mm, omjer istezanja u redukcijskom mlinu je mali, stoga se zadebljanje krajeva praktički ne događa, stoga je uporaba „brzinskog klina“ nepraktična.

Analiza danih grafikona pokazala je da korištenje „brzinskog klina“ na redukcijskom mlinu TPA-80 JSC „KresTrubZavod“ omogućuje smanjenje duljine prednjeg zadebljanog kraja za 30%, stražnjeg zadebljanog kraja za 25 %.

Kao što pokazuju izračuni Mochalova D.A. za više učinkovita primjena"Brzinski klin" za daljnje smanjenje krajnjeg trima, potrebno je osigurati rad prvih postolja u načinu kočenja s gotovo punim korištenjem mogućnosti snage valjaka korištenjem složenije nelinearne ovisnosti faktor smanjenja brzine kotrljanja u danom stalku na broju postolja. Za određivanje optimalne funkcije K i = f (i) potrebno je izraditi znanstveno utemeljenu metodologiju.

Razvoj takvog algoritma za optimalno upravljanje RRS-om može poslužiti kao cilj za daljnji razvoj UZS-R u punopravni APCS TPA-80. Kao što pokazuje iskustvo korištenja ovakvih automatiziranih sustava upravljanja procesima, kontrola broja okretaja valjaka prilikom valjanja krajnjih dijelova cijevi, prema Mannesmannu (aplikacijski programski paket CARTA), omogućuje smanjenje veličine krajnjeg obruba cijevi za više od 50%, zbog sustava automatske kontrole procesa redukcije cijevi, koji u sebe uključuje kao podsustav za upravljanje mlinom i mjerni podsustav, kao i podsustav za proračun optimalnog načina redukcije i upravljanje procesom u stvarnom vremenu .

4. TEHNIČKA I EKONOMSKA OPRAVDANOST PROJEKTA

4.1 Bit planiranog događaja

U ovom projektu predlaže se uvođenje optimalne brzine za valjanje na rastezljivo-redukcionom mlinu. Zbog ove mjere planira se smanjenje koeficijenta potrošnje metala, a zbog smanjenja duljine odsječenih zadebljanih krajeva gotovih cijevi očekuje se povećanje obujma proizvodnje u prosjeku za 80 tona mjesečno.

Kapitalna ulaganja potrebna za provedbu ovog projekta iznose 0 rubalja.

Projekt se može financirati pod stavkom "tekući popravci", troškovnici. Projekt se može završiti u roku od jednog dana.

4.2 Obračun troškova proizvodnje

Obračun troška 1t. proizvodi uz postojeće stope obrezivanja zadebljanih krajeva cijevi dani su u tablici. 4.1.

Procjena troškova projekta prikazana je u tablici. 4.2. Budući da rezultat provedbe projekta nije povećanje proizvodnog učinka, preračunavanje vrijednosti potrošnje za preraspodjelu u procjeni troškova projekta se ne provodi. Profitabilnost projekta leži u smanjenju troškova smanjenjem otpada. Trim se smanjuje zbog smanjenja koeficijenta potrošnje metala.

4.3 Izračun projektnih pokazatelja

Izračun projektnih pokazatelja temelji se na troškovnici danoj u tablici. 4.2.

Godišnje uštede troškova:

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

Dobit prema izvještaju:

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

Dobit za projekt:

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

Povećanje dobiti će biti:

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

Profitabilnost proizvoda bila je:

Profitabilnost proizvoda za projekt:

Novčani tijek za izvješće i za projekt prikazan je u tablici 4.3. i 4.4., respektivno.

Tablica 4.1 - Izračun cijene 1 tone voznog parka u radnji T-3 JSC "KresTrubZavod"

N/a	Stavka troška	Količina	Cijena za 1 tonu	Iznos
1	2	3	4	5
ja	Navedeno u redistribuciji: 1. Prazan, t / t; 2. Otpad, t/t: podstandardna obrada;
ja sam	Troškovi preraspodjele 2. Troškovi energije: snaga električne energije, kW / h para za proizvodnju, Gcal industrijska voda, tm 3 komprimirani zrak, tm 3 cirkulirajuća voda, tm 3 industrijska oborinska voda, tm 3 3. Popratni materijali 7. Zamjenjiva oprema 10. Remont 11. Rad transportnih radnji 12. Ostali troškovi radionice Ukupni troškovi preraspodjele
NS	Opći troškovi postrojenja

Tablica 4.2 - Projektni izračun cijene 1 tone valjanih vozila

N/a	Stavka troška	Količina	Cijena za 1 tonu	Iznos
ja	Navedeno u redistribuciji: 1. Prazan, t / t; 2. Otpad, t/t: podstandardna obrada; Ukupno dano u redistribuciji minus otpad i otpad
NS	Troškovi preraspodjele 1. Procesno gorivo (zemni plin), ovdje 2. Troškovi energije: snaga električne energije, kW / h para za proizvodnju, Gcal industrijska voda, tm 3 komprimirani zrak, tm 3 cirkulirajuća voda, tm 3 industrijska oborinska voda, tm 3 3. Popratni materijali 4. Osnovna plaća proizvodnih radnika 5. Dodatne plaće za proizvodne radnike 6. Socijalni doprinosi 7. Zamjenjiva oprema 8. Tekući popravci i održavanje dugotrajne imovine 9. Amortizacija dugotrajne imovine 10. Remont 11. Rad transportnih radnji 12. Ostali troškovi radionice Ukupni troškovi preraspodjele
NS	Opći troškovi postrojenja Ukupni trošak proizvodnje
IV	Neproizvodni troškovi Ukupni puni trošak

Poboljšanje tehnološkog procesa utjecat će na tehničke i ekonomske pokazatelje poduzeća na sljedeći način: profitabilnost proizvodnje će se povećati za 1,45%, ušteda od smanjenja troškova iznosit će 12 milijuna rubalja. godišnje, što će dovesti do povećanja dobiti.

Tablica 4.3 - Novčani tijek za izvješće

Gotovina teče	Godine
	1	2	3	4	5
A. Novčani tok:
- Obim proizvodnje, t
- Cijena proizvoda, rub.
Ukupni priljev
B. Odljev novca:
-Operativni troškovi
-Porez na dohodak	193789135,29
Ukupni odljev:	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34	1521432951,34
Neto novčani tok (A-B)
Coeff. Inverzije	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E = 0,25
	493902383,46	889024290,22	1205121815,64	1457999835,97	1457999835,97

Tablica 4.4 - Novčani tijek projekta

Gotovina teče	Godine
	1	2	3	4	5
A. Novčani tok:
- Obim proizvodnje, t
- Cijena proizvoda, rub.
- Prihodi od prodaje, rub.
Ukupni priljev
B. Odljev novca:
-Operativni troškovi
-Porez na dohodak
Ukupni odljev:	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63	1526220795,63
Neto novčani tok (A-B)	632190135,03	632190135,03	632190135,03
Coeff. Inverzije	0,8	0,64	0,512	0,41	0,328
E = 0,25
Diskontirani protok (A-B) * K inv
Kumulativni novčani tijek NPV

Financijski profil projekta prikazan je na slici 4.1. Prema grafikonima prikazanim na sl. 4.1. kumulativna NPV projekta premašuje planirani pokazatelj, što ukazuje na bezuvjetnu isplativost projekta. Kumulativna NPV izračunata za projekt koji se provodi je pozitivna vrijednost od prve godine, budući da projekt nije zahtijevao kapitalna ulaganja.

Financijski profil projekta

Točka rentabilnosti izračunava se pomoću formule:

Točka rentabilnosti karakterizira minimalni obujam proizvodnje pri kojem gubici završavaju i pojavljuje se prva dobit.

Stol 4.5. prikazuje podatke za izračun varijabilnih i fiksnih troškova.

Prema prijavljenim podacima, zbroj varijabilnih troškova po jedinici proizvodnje je Z po = 11212,8 rubalja, zbroj fiksnih troškova po jedinici proizvodnje je Z post = 987,7 rubalja. Zbroj fiksnih troškova za cijeli volumen izdanja prema izvješću iznosi 107780796,98 rubalja.

Prema projektnim podacima, zbroj varijabilnih troškova Z traka = 11103,5 rubalja, zbroj fiksnih troškova Z post = 987,7 rubalja. Zbroj fiksnih troškova za cijeli volumen izdanja prema izvješću iznosi 108768496,98 rubalja.

Tablica 4.5 - Udio fiksnih troškova u strukturi planiranih i projektnih troškova

N/a	Stavka troška	Iznos prema planu, utrljati.	Iznos projekta, utrljati.	Udio fiksnih troškova u strukturi troškova preraspodjele,%
1	2	3	4	5
1	Troškovi preraspodjele 1. Procesno gorivo (zemni plin), ovdje 2. Troškovi energije: snaga električne energije, kW / h para za proizvodnju, Gcal industrijska voda, tm 3 komprimirani zrak, tm 3 cirkulirajuća voda, tm 3 industrijska oborinska voda, tm 3 3. Popratni materijali 4. Osnovna plaća proizvodnih radnika 5. Dodatne plaće za proizvodne radnike 6. Socijalni doprinosi 7. Zamjenjiva oprema 8. Tekući popravci i održavanje dugotrajne imovine 9. Amortizacija dugotrajne imovine 10. Remont 11. Rad transportnih radnji 12. Ostali troškovi radionice Ukupni troškovi preraspodjele
2	Opći troškovi postrojenja Ukupni trošak proizvodnje			100
3	Neproizvodni troškovi Ukupni puni trošak			100

Prema objavljenim podacima, točka rentabilnosti je:

TB od T.

Prema projektu, točka rentabilnosti je:

TB pr T.

Stol 4.6. izvršen je obračun prihoda i svih vrsta troškova za proizvodnju prodanih proizvoda potrebnih za određivanje točke rentabilnosti. Grafovi za izračun točke rentabilnosti za izvješće i za projekt prikazani su na slici 4.2. i slika 4.3. odnosno.

Tablica 4.6 - Podaci za izračun točke rentabilnosti

Izračun točke rentabilnosti za izvješće

Izračun točke rentabilnosti projekta

Tehnički i ekonomski pokazatelji projekta prikazani su u tablici. 4.7.

Kao rezultat toga, možemo zaključiti da će mjera predložena u projektu smanjiti jedinični trošak proizvedenih proizvoda za 1,45% smanjenjem varijabilnih troškova, što doprinosi povećanju dobiti za 19,5 milijuna rubalja. s godišnjim obujmom proizvodnje od 110 123,01 tona. Rezultat provedbe projekta je rast kumulativnog diskontiranog neto prihoda u odnosu na planiranu vrijednost u promatranom razdoblju. Također, pozitivan trenutak je smanjenje praga rentabilnosti sa 12,85 tisuća tona na 12,8 tisuća tona.

Tablica 4.7 - Tehnički i ekonomski pokazatelji projekta

P / p br.	Indeks	izvješće	Projekt	Odstupanje
				Apsolutno	%
1	Obim proizvodnje: u naravi, t u vrijednosti, tisuća rubalja
2	Trošak dugotrajne imovine, tisuća rubalja	6775032	6775032	0	0
3	Ukupni troškovi (puni troškovi): ukupno izdanje, tisuću rubalja jedinice proizvodnje, rub.
4	Profitabilnost proizvoda, %	60,65	62,1	1,45	2,33
5	Neto sadašnja vrijednost, NPV	1700,136
6	Ukupna investicija, tisuća rubalja	0
7	Za referencu: točka rentabilnosti T.B., t, vrijednost diskontne stope F, interna stopa povrata IRR maksimalni odljev novca K, tisuća rubalja

ZAKLJUČAK

U ovom diplomskom projektu razvijena je tehnologija proizvodnje cijevi za opću uporabu prema DIN 1629. U radu se razmatra mogućnost smanjenja duljine zadebljanih krajeva koji nastaju prilikom valjanja na redukcijskom mlinu promjenom postavki brzine vrtnje. mlin prilikom valjanja krajnjih dijelova cijevi korištenjem mogućnosti UZS-R sustava. Proračuni su pokazali da smanjenje duljine zadebljanih krajeva može doseći 50%.

Ekonomski izračuni su pokazali da će korištenje predloženih načina valjanja smanjiti jedinični trošak za 1,45%. To će, uz zadržavanje postojećeg obujma proizvodnje, omogućiti povećanje dobiti za 20 milijuna rubalja u prvoj godini.

Bibliografija

1. Anuryev V.I. "Priručnik projektanta-inženjera strojarstva" u 3 sveska, svezak 1 - M. "Strojarstvo" 1980. - 728 str.

2. Anuryev V.I. "Priručnik projektanta-inženjera strojarstva" u 3 sveska, svezak 2 - M. "Strojarstvo" 1980. - 559 str.

3. Anuryev V.I. "Priručnik projektanta-inženjera strojarstva" u 3 sveska, svezak 3 - M. "Strojarstvo" 1980. - 557 str.

4. Pavlov Ya.M. "Dijelovi strojeva". - Lenjingrad "Strojarstvo" 1968. - 450 str.

5. Vasiliev V.I. "Osnove projektiranja tehnološke opreme za autotransportna poduzeća" tutorial- Kurgan 1992. - 88 str.

6. Vasiliev V.I. "Osnove projektiranja tehnološke opreme za poduzeća u motornom prometu" - Kurgan 1992. - 32 str.

480 rubalja | 150 UAH | 7,5 USD ", MOUSEOFF, FGCOLOR," #FFFFCC ", BGCOLOR," # 393939 ");" onMouseOut = "return nd ();"> Disertacija - 480 rubalja, dostava 10 minuta, non-stop, sedam dana u tjednu

Kholkin Evgeny Gennadievich. Studija lokalna održivost tankih stijenki trapezni profili kod uzdužnog i poprečnog savijanja: disertacija ... Kandidat tehničkih znanosti: 01.02.06 / Kholkin Evgeniy Gennadevich; [Mjesto zaštite: Ohm. država tech. un-t] .- Omsk, 2010.- 118 str .: ilustr. RSL OD, 61 10-5 / 3206

Uvod

1. Pregled studija stabilnosti komprimiranih pločastih konstrukcijskih elemenata 11

1.1. Osnovne definicije i metode za proučavanje stabilnosti mehaničkih sustava 12

1.1.1, Algoritam za proučavanje stabilnosti mehaničkih sustava statičkom metodom 16

1.1.2. Statički pristup. Metode: Euler, Nesavršeni, Energetski 17

1.2. Matematički model i glavni rezultati analitičkih istraživanja Eulerove stabilnosti. Faktor stabilnosti 20

1.3. Metode za proučavanje stabilnosti pločastih elemenata i njihovih konstrukcija 27

1.4. Inženjerske metode za proračun ploča i kompozitnih pločastih elemenata. Koncept metode redukcije 31

1.5. Numerička istraživanja Eulerove stabilnosti metodom konačnih elemenata: mogućnosti, prednosti i nedostaci 37

1.6. Pregled eksperimentalnih studija stabilnosti ploča i kompozitnih pločastih elemenata 40

1.7. Zaključci i ciljevi teorijskih istraživanja stabilnosti tankostijenih trapeznih profila 44

2. Izrada matematičkih modela i algoritama za proračun stabilnosti tankosjenih pločastih elemenata trapeznih profila: 47

2.1. Uzdužno-poprečno savijanje tankostijenih pločastih elemenata trapeznih profila 47

2.1.1. Izjava problema, osnovne pretpostavke 48

2.1.2. Matematički model u običnim diferencijalnim jednadžbama. Granični uvjeti, metoda nesavršenosti 50

2.1.3. Algoritam za numeričku integraciju, određivanje kritičnog

napetost i njena implementacija u MS Excel 52

2.1.4. Rezultati proračuna i njihova usporedba s poznatim rješenjima 57

2.2. Proračun kritičnih naprezanja za pojedinačni pločasti element

kao dio profila ^ .. 59

2.2.1. Model koji uzima u obzir elastičnu konjugaciju elemenata profilne ploče. Osnovne pretpostavke i problemi numeričkog istraživanja 61

2.2.2. Numerička studija krutosti Mate i aproksimacija rezultata 63

2.2.3. Numeričko ispitivanje duljine poluvala izvijanja pri prvom kritičnom opterećenju i aproksimacija rezultata 64

2.2.4. Izračun koeficijenta k (/ Zx, / 32). Aproksimacija rezultata proračuna (A, /? 2) 66

2.3. Ocjena adekvatnosti proračuna usporedbom s numeričkim rješenjima metodom konačnih elemenata i poznatim analitičkim rješenjima 70

2.4. Zaključci i ciljevi eksperimentalnog istraživanja 80

3. Eksperimentalna istraživanja lokalne stabilnosti tankosjenih trapeznih profila 82

3.1. Opis prototipova i eksperimentalne postavke 82

3.2. Ispitivanje uzoraka 85

3.2.1. Postupak i sadržaj ispitivanja G. 85

3.2.2. Rezultati ispitivanja kompresije 92

3.3. Zaključci 96

4. Razmatranje lokalne stabilnosti u proračunima nosivih konstrukcija od tankozidnih trapezoidnih profila u ravnini uzdužno - poprečno savijanje 97

4.1. Proračun kritičnih naprezanja lokalni gubitak stabilnost pločastih elemenata i granična debljina trapeznog profila tankih stijenki 98

4.2. Područje dopuštenih opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog gubitka stabilnosti 99

4.3. Redukcioni faktor 101

4.4. Uzimajući u obzir lokalno izvijanje i redukciju 101

Zaključci 105

Bibliografski popis

Uvod u rad

Relevantnost rada.

Stvaranje laganih, jakih i pouzdanih struktura hitan je zadatak. Jedan od glavnih zahtjeva u strojarstvu i građevinarstvu je smanjenje potrošnje metala. To dovodi do činjenice da se konstrukcijski elementi moraju proračunati prema preciznijim konstitutivnim odnosima, uzimajući u obzir opasnost od općeg i lokalnog izvijanja.

Jedan od načina rješavanja problema minimiziranja težine je korištenje visokotehnoloških tankosjenih trapezoidnih valjanih profila (TTP). Profili se izrađuju valjanjem tankog čeličnog lima debljine 0,4 ... 1,5 mm u stacionarnim uvjetima ili neposredno na mjestu montaže kao ravni ili lučni elementi. Konstrukcije koje koriste nosive lučne obloge od tankozidnog trapeznog profila odlikuju se lakoćom, estetskim izgledom, jednostavnošću ugradnje i nizom drugih prednosti u odnosu na tradicionalne vrste obloga.

Glavna vrsta opterećenja profila je uzdužno-poprečno savijanje. Ton-

jfflF dMF" lamelarni elementi

profil doživljava
srednja kompresija
kosti mogu izgubiti mjesta
nova stabilnost. Lokalni
gubitak stabilnosti

Riža. 1. Primjer lokalnog izvijanja

Jam,

^ J

Riža. 2. Shema presjeka reduciranog profila

(MPA) uočava se u ograničenim područjima po duljini profila (slika 1.) pri znatno manjim opterećenjima od ukupnog izvijanja i naprezanjima usporedivim s dopuštenim. S MPU, zasebni komprimirani pločasti element profila potpuno ili djelomično prestaje percipirati opterećenje, koje se preraspoređuje između ostalih pločastih elemenata profila. Štoviše, na dijelu gdje je došlo do MPA, naprezanja ne moraju nužno prelaziti dopuštena. Taj se fenomen naziva redukcija. Smanjenje

sastoji se u smanjenju, u usporedbi sa stvarnim, površine poprečnog presjeka profila kada se svede na idealiziranu shemu dizajna (slika 2). U tom smislu hitan je zadatak razvoj i implementacija inženjerskih metoda za obračun lokalnog izvijanja pločastih elemenata trapeznog profila tankih stijenki.

U stabilnost ploča sudjelovali su istaknuti znanstvenici: B.M. Bro-ude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Iljušin, Miles, Melan, Ja.G. Panovko, SP. Timošenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khvalla i drugi. Inženjerski pristupi analizi kritičnih naprezanja s lokalnim izvijanjem razvijeni su u radovima E.L. Ayrumyan, Burggraf, A.L. Vasil'eva, B. Ya. Volodarsky, M.K. Glouman, Caldwell, V.I. Klimanova, V.G. Krohaleva, D.V. Martsinkevič, E.A. Pav-linova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timašev.

U gore navedenim metodama inženjerskog proračuna za profile složenog presjeka, opasnost od MPU-a praktički se ne uzima u obzir. U fazi idejnog projektiranja konstrukcija od tankosjenih profila važno je imati jednostavan aparat za procjenu nosivosti određene standardne veličine. S tim u vezi, postoji potreba za razvojem inženjerskih proračunskih metoda koje omogućuju brzu procjenu njihove nosivosti u procesu projektiranja konstrukcija od profila tankih stijenki. Verifikacijski proračun nosivosti konstrukcije izrađene od profila tankih stijenki može se izvesti rafiniranim metodama korištenjem postojećih softverskih proizvoda i prilagoditi ako je potrebno. Takav dvostupanjski sustav za izračun nosivosti konstrukcija izrađenih od profila tankih stijenki je najracionalniji. Stoga je razvoj i implementacija inženjerskih metoda za proračun nosivosti konstrukcija izrađenih od tankosjenih profila uzimajući u obzir lokalno izvijanje pločastih elemenata hitan zadatak.

Svrha rada na disertaciji: proučavanje lokalnog izvijanja u pločastim elementima tankostijenih trapeznih profila tijekom njihova uzdužno-poprečnog savijanja i razvoj inženjerske metode za proračun nosivosti uzimajući u obzir lokalnu stabilnost.

Za postizanje cilja postavljeno je sljedeće ciljevi istraživanja.

Proširenje analitičkih rješenja za stabilnost komprimiranih pravokutnih ploča na sustav sparnih ploča u profilu.

Numeričko proučavanje matematičkog modela lokalne stabilnosti profila i dobivanje odgovarajućih analitičkih izraza za minimalno kritično naprezanje MPU pločastog elementa.

Eksperimentalna procjena stupnja redukcije presjeka tankostijenog profila s lokalnim gubitkom stabilnosti.

Razvoj inženjerske metodologije za provjeru i proračun projektiranja tankostjenog profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje.

Znanstvena novost rad je razviti adekvatan matematički model lokalnog izvijanja za zasebnu ploču

element u profilu i dobivanje analitičkih ovisnosti za proračun kritičnih naprezanja.

Razumnost i pouzdanost Dobiveni rezultati dobiveni su temeljem temeljnih analitičkih rješenja problema stabilnosti pravokutnih ploča, ispravne primjene matematičkog aparata, dovoljnog za praktična podudarnost proračuna s rezultatima proračuna MKE i eksperimentalnih studija.

Praktični značaj sastoji se u razvoju inženjerske metodologije za izračun nosivosti profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje. Rezultati rada implementirani su u Montazhproekt LLC u obliku sustava tablica i grafičkih prikaza područja dopuštenih opterećenja za cijeli asortiman proizvedenih profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje, a koriste se za preliminarni odabir tipa. i debljine profilnog materijala za specifična projektna rješenja i vrste opterećenja.

Glavne odredbe za obranu.

Matematički model ravninskog savijanja i kompresije tankostjenog profila kao sustava konjugiranih pločastih elemenata i metoda za određivanje, na temelju njega, kritičnih naprezanja MPA u smislu Eulera.

Analitičke ovisnosti za proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja za svaki pločasti element profila pri ravninskom uzdužno-poprečnom savijanju.

Inženjerska metoda za provjeru i proračun dizajna tankosjednog trapeznog profila, uzimajući u obzir lokalno izvijanje. Provjera rada i objavljivanja.

Glavne odredbe disertacije izvještavane su i raspravljane na znanstvenim i tehničkim skupovima različitih razina: Međunarodnom kongresu "Strojevi, tehnologije i procesi u građevinarstvu" posvećenom 45. obljetnici fakulteta "Promet i tehnološki strojevi" (Omsk, SibADI, prosinac 6-7, 2007.); Sveruska znanstveno-tehnička konferencija "MLADA RUSIJA: napredne tehnologije u industriji" (Omsk, Om-GTU, 12.-13. studenog 2008.).

Struktura i djelokrug rada. Rad je predstavljen na 118 stranica teksta, sastoji se od uvoda, 4 poglavlja i jednog aneksa, sadrži 48 slika, 5 tablica. Popis literature uključuje 124 naslova.

Matematički model i glavni rezultati analitičkih istraživanja Eulerove stabilnosti. Faktor stabilnosti

Svaki inženjerski projekt oslanja se na rješenje diferencijalnih jednadžbi matematičkog modela gibanja i ravnoteže mehaničkog sustava. Izradu konstrukcije, mehanizma, stroja prate neke proizvodne tolerancije, a kasnije i nesavršenosti. Nesavršenosti se također mogu pojaviti tijekom rada u obliku udubljenja, praznina zbog trošenja i drugih čimbenika. Nemoguće je predvidjeti sve varijante vanjskih utjecaja. Dizajn je prisiljen raditi pod utjecajem slučajnih ometajućih sila koje se ne uzimaju u obzir u diferencijalnim jednadžbama.

Čimbenici koji nisu uzeti u obzir u matematičkom modelu - nesavršenosti, slučajne sile ili perturbacije - mogu napraviti ozbiljne prilagodbe dobivenim rezultatima.

Razlikuje se neporemećeno stanje sustava - izračunato stanje pri nulti perturbacijama i poremećeno stanje koje nastaje kao rezultat perturbacija.

U jednom slučaju zbog perturbacije nema značajnije promjene ravnotežnog položaja konstrukcije ili se njezino gibanje malo razlikuje od izračunatog. Ovo stanje mehaničkog sustava naziva se stabilnim. U drugim slučajevima, položaj ravnoteže ili priroda kretanja značajno se razlikuje od izračunatog, takvo stanje se naziva nestabilnim.

Teorija stabilnosti gibanja i ravnoteže mehaničkih sustava bavi se uspostavljanjem znakova koji omogućuju prosuđivanje hoće li razmatrano gibanje ili ravnoteža biti stabilno ili nestabilno.

Tipičan znak prijelaza sustava iz stabilnog u nestabilno stanje je postizanje vrijednosti koja se nekim parametrom naziva kritična - kritična sila, kritična brzina itd.

Pojava nesavršenosti ili utjecaj neobračunatih sila neminovno dovodi do pomicanja sustava. Stoga u općem slučaju treba istražiti stabilnost gibanja mehaničkog sustava pod smetnjama. Ovaj pristup proučavanju stabilnosti naziva se dinamički, a odgovarajuće metode istraživanja nazivaju se dinamičkim.

U praksi je često dovoljno ograničiti se na statički pristup, t.j. statičke metode istraživanja stabilnosti. U ovom slučaju istražuje se konačni rezultat perturbacije - novi stacionarni ravnotežni položaj mehaničkog sustava i stupanj njegovog odstupanja od izračunatog, neporemećenog položaja ravnoteže.

Statička formulacija problema pretpostavlja da se ne uzimaju u obzir sile inercije i vremenski parametar. Ovakva formulacija problema često omogućuje prevođenje modela iz jednadžbi matematičke fizike u obične diferencijalne jednadžbe. To uvelike pojednostavljuje matematički model i olakšava analitičko proučavanje stabilnosti.

Pozitivan rezultat analize stabilnosti ravnoteže statičkom metodom ne jamči uvijek dinamičku stabilnost. Međutim, za konzervativne sustave, statički pristup u određivanju kritičnih opterećenja i novih ravnotežnih stanja dovodi do potpuno istih rezultata kao i dinamički.

U konzervativnom sustavu rad unutarnjih i vanjskih sila sustava, koji se izvodi tijekom prijelaza iz jednog stanja u drugo, određen je samo tim stanjima i ne ovisi o putanji gibanja.

Koncept "sustava" objedinjuje deformabilnu strukturu i opterećenja, čije ponašanje mora biti specificirano. Stoga slijede dva neophodna i dovoljna uvjeta za konzervativnost sustava: 1) elastičnost deformabilne strukture, t.j. reverzibilnost deformacija; 2) konzervativnost opterećenja, t.j. neovisnost rada koji ona obavlja od putanje. U nekim slučajevima statička metoda također daje zadovoljavajuće rezultate za nekonzervativne sustave.

Radi jasnoće navedenog, razmotrit ćemo nekoliko primjera iz teorijske mehanike i čvrstoće materijala.

1. Kugla težine Q nalazi se u udubini ležajne površine (slika 1.3). Pod djelovanjem uznemirujuće sile 5R Q sina ne mijenja se ravnotežni položaj lopte, t.j. stabilan je.

Kratkotrajnim djelovanjem sile 5R Q sina, bez uzimanja u obzir trenja kotrljanja, moguć je prijelaz u novi ravnotežni položaj ili oscilacije oko početnog ravnotežnog položaja. Kada se uzme u obzir trenje, oscilatorno će gibanje biti prigušeno, odnosno stabilno. Statički pristup omogućuje vam da odredite samo kritičnu vrijednost sile uznemiravanja, koja je jednaka: Rkr = Q sina. Priroda gibanja kada je prekoračena kritična vrijednost uznemirujućeg djelovanja i kritično trajanje djelovanja može se analizirati samo dinamičkim metodama.

2. Dužina šipke / komprimirana silom P (slika 1.4). Iz otpornosti materijala temeljenom na statičkoj metodi poznato je da pod opterećenjem unutar elastičnog područja postoji kritična vrijednost tlačne sile.

Rješenje istog problema sa pratećom silom, čiji se smjer poklapa sa smjerom tangente u točki primjene, statičkom metodom dovodi do zaključka o apsolutnoj stabilnosti pravocrtnog oblika ravnoteže.

Matematički model u običnim diferencijalnim jednadžbama. Granični uvjeti, metoda nesavršenosti

Inženjerska analiza se dijeli u dvije kategorije: klasične i numeričke metode. Klasičnim metodama pokušavaju izravno riješiti probleme raspodjele polja naprezanja i deformacija, formirajući sustave diferencijalnih jednadžbi temeljenih na temeljnim principima. Točno rješenje, ako je moguće dobiti jednadžbe u zatvorenom obliku, moguće je samo za najjednostavnije slučajeve geometrije, opterećenja i rubnih uvjeta. Prilično širok raspon klasičnih problema može se riješiti korištenjem približnih rješenja sustava diferencijalnih jednadžbi. Ova rješenja su u obliku nizova, u kojima se članovi nižeg reda odbacuju nakon studije konvergencije. Poput egzaktnih rješenja, približna zahtijevaju pravilan geometrijski oblik, jednostavne rubne uvjete i prikladnu primjenu opterećenja. Sukladno tome, ova rješenja se ne mogu primijeniti na većinu praktičnih problema. Temeljna prednost klasičnih metoda je da pružaju duboko razumijevanje problema koji se proučava. Širi raspon problema može se istražiti pomoću numeričkih metoda. Numeričke metode uključuju: 1) energetsku metodu; 2) metoda rubnih elemenata; 3) metoda konačnih razlika; 4) metoda konačnih elemenata.

Energetske metode omogućuju pronalaženje minimalnog izraza za ukupnu potencijalnu energiju strukture na cijelom danom području. Ovaj pristup dobro funkcionira samo za određene zadatke.

Metoda graničnih elemenata aproksimira funkcije koje zadovoljavaju sustav diferencijalnih jednadžbi koje treba riješiti, ali ne i granične uvjete. Dimenzija problema je smanjena jer elementi predstavljaju samo granice modeliranog područja. Međutim, primjena ove metode zahtijeva poznavanje temeljnog rješenja sustava jednadžbi, koje može biti teško dobiti.

Metoda konačnih razlika transformira sustav diferencijalnih jednadžbi i rubnih uvjeta u odgovarajući sustav algebarskih -jednadžbi. Ova metoda omogućuje rješavanje problema analize konstrukcija složene geometrije, rubnih uvjeta i kombiniranih opterećenja. Međutim, metoda konačnih razlika često je prespora zbog činjenice da zahtjev za pravilnom mrežom na cijelom području istraživanja dovodi do sustava jednadžbi vrlo visokog reda.

Metoda konačnih elemenata može se proširiti na gotovo neograničenu klasu problema zbog činjenice da omogućuje korištenje elemenata jednostavnih i različitih oblika za dobivanje particija. Veličine konačnih elemenata, koji se mogu kombinirati kako bi se dobila aproksimacija bilo koje nepravilne granice, ponekad se razlikuju u particiji za desetke puta. Dopušteno je primijeniti proizvoljnu vrstu opterećenja na elemente modela, kao i nametnuti bilo koju vrstu pričvršćivanja na njih. Glavni problem je povećanje troškova za postizanje rezultata. Za općenitost rješenja treba platiti gubitkom intuicije, budući da je rješenje konačnih elemenata, zapravo, skup brojeva koji su primjenjivi samo na određeni problem postavljen korištenjem modela konačnih elemenata. Promjena bilo kojeg značajnog aspekta u modelu obično zahtijeva potpuno ponovno rješavanje problema. Međutim, to je beznačajan trošak, budući da je metoda konačnih elemenata često jedina. mogući način njegova rješenja. Metoda je primjenjiva na sve klase problema raspodjele polja, koji uključuju strukturnu analizu, prijenos topline, protok tekućine i elektromagnetizam. Nedostaci numeričkih metoda uključuju: 1) visoku cijenu programa analize konačnih elemenata; 2) dugotrajna obuka za rad s programom i mogućnost punopravnog rada samo za visokokvalificirano osoblje; 3) vrlo često je nemoguće fizičkim eksperimentom provjeriti ispravnost rezultata rješenja dobivenog metodom konačnih elemenata, uključujući i nelinearne probleme. m Pregled eksperimentalnih studija stabilnosti ploča i kompozitnih pločastih elemenata

Profili koji se trenutno koriste za građevinske konstrukcije izrađuju se od metalnih limova debljine od 0,5 do 5 mm i stoga se smatraju tankim stijenkama. Njihova lica mogu biti i ravna i zakrivljena.

Glavna značajka rada profila tankih stijenki je da lica s visokom vrijednošću omjera širine i debljine doživljavaju velike deformacije izvijanja pod opterećenjem. Posebno intenzivno povećanje otklona opaža se kada se veličina naprezanja koja djeluje na čelo približi kritičnoj vrijednosti. Dolazi do gubitka lokalne stabilnosti, otkloni postaju usporedivi s debljinom ruba. Kao rezultat toga, poprečni presjek profila je jako izobličen.

U literaturi o stabilnosti ploča posebno mjesto zauzima rad ruskog znanstvenika SP. Timošenko. Zaslužan je za razvoj energetske metode za rješavanje problema elastične stabilnosti. Koristeći ovu metodu, SP. Timošenko je dao teorijsko rješenje za probleme stabilnosti ploča opterećenih u središnjoj ravnini pod različitim rubnim uvjetima. Teorijska rješenja ispitana su nizom ispitivanja na slobodno oslonjenim pločama pod ravnomjernom kompresijom. Testovi su potvrdili teoriju.

Procjena adekvatnosti proračuna usporedbom s numeričkim rješenjima metodom konačnih elemenata i poznatim analitičkim rješenjima

Za provjeru pouzdanosti dobivenih rezultata provedena su numerička istraživanja metodom konačnih elemenata (FEM). U posljednje vrijeme numeričke studije FEM-a nailaze na sve širu primjenu zbog objektivnih razloga, kao što su nedostatak testnih problema, nemogućnost ispunjavanja svih uvjeta pri ispitivanju na uzorcima. Numeričke metode omogućuju provođenje istraživanja u "idealnim" uvjetima, imaju minimalnu pogrešku, što je praktički nemoguće provesti u stvarnim testovima. Numerička istraživanja provedena su pomoću programa ANSYS.

Numerička istraživanja provedena su na uzorcima: pravokutna ploča; U obliku slova U i trapezoidni profilni element s uzdužnim grebenom i bez grebena; profilni list (slika 2.11). Uzorci debljine 0,7; 0,8; 0,9 i 1 mm.

Na uzorke je primijenjeno jednoliko tlačno opterećenje sgw (slika 2.11) na krajevima, nakon čega je slijedilo povećanje Det korak po korak. Opterećenje koje odgovara lokalnom gubitku stabilnosti ravnog oblika odgovaralo je vrijednosti kritičnog tlačnog naprezanja σcr. Zatim je pomoću formule (2.24) izračunat koeficijent stabilnosti & (/? I, /? G) i uspoređen s vrijednošću iz tablice 2.

Razmotrimo pravokutnu ploču duljine a = 100 mm i širine 6 = 50 mm, stisnutu na krajevima jednoličnim tlačnim opterećenjem. U prvom slučaju, ploča je zglobno pričvršćena duž konture, u drugom je čvrsto pričvršćena duž bočnih rubova i zglobno pričvršćena duž krajeva (slika 2.12).

U programu ANSYS, jednoliko tlačno opterećenje primijenjeno je na čelne strane, određivano je kritično opterećenje, naprezanje i koeficijent stabilnosti & (/?], /? 2) ploče. Kada se zglobno spoji duž konture, ploča je izgubila stabilnost u drugom obliku (uočena su dva izbočenja) (slika 2.13). Zatim su uspoređeni koeficijenti otpora prema, / 32) ploče, pronađeni numerički i analitički. Rezultati izračuna prikazani su u tablici 3.

Tablica 3 pokazuje da je razlika između rezultata analitičkog i numeričkog rješenja manja od 1%. Stoga je zaključeno da se predloženi algoritam za proučavanje stabilnosti može primijeniti u proračunu kritičnih opterećenja za složenije konstrukcije.

Kako bi se predložena metoda proračuna lokalne stabilnosti tankostjenih profila proširila na opći slučaj opterećenja, provedena su numerička istraživanja u programu ANSYS kako bi se otkrilo kako priroda tlačnog opterećenja utječe na koeficijent k (y). Rezultati istraživanja prikazani su u grafikonu (slika 2.14).

Sljedeći korak u provjeravanju predložene metodologije izračuna bilo je proučavanje zasebnog elementa profila (slika 2.11, b, c). Ima zglobnu fiksaciju duž konture i na krajevima je komprimiran jednoličnim tlačnim opterećenjem USL-a (slika 2.15). Stabilnost uzorka ispitana je u programu ANSYS i prema predloženoj metodi. Nakon toga uspoređeni su dobiveni rezultati.

Prilikom izrade modela u programu ANSYS, radi ravnomjerne raspodjele tlačnog opterećenja duž kraja, između dvije debele ploče postavljen je profil tankih stijenki i na njih je primijenjeno tlačno opterećenje.

Rezultat istraživanja u programu ANSYS elementa profila u obliku slova U prikazan je na slici 2.16, što pokazuje da se prije svega gubitak lokalne stabilnosti javlja kod najšire ploče.

Područje dopuštenih opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog gubitka stabilnosti

Za potporne konstrukcije izrađene od visokotehnoloških tankostijenih trapeznih profila, proračun se provodi prema metodama dopuštenih naprezanja. Predložena je inženjerska metoda za uzimanje u obzir lokalnog izvijanja pri proračunu nosivosti konstrukcija izrađenih od tankostjenog trapeznog profila. Tehnika je implementirana u MS Excelu, dostupna je za široku upotrebu i može poslužiti kao osnova za odgovarajuće dopune regulatornim dokumentima u vezi s izračunom profila tankih stijenki. Izgrađen je na temelju istraživanja i dobivenih analitičkih ovisnosti za proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja pločastih elemenata trapeznog profila tankih stijenki. Zadatak je podijeljen u tri komponente: 1) određivanje minimalne debljine profila (ograničenje t \ pri kojem nije potrebno uzeti u obzir lokalno izvijanje u ovoj vrsti proračuna; 2) određivanje područja dopuštenih opterećenja od trapezoidni profil tankih stijenki, unutar kojeg je osigurana nosivost bez lokalnog gubitka stabilnosti; 3) određivanje raspona dopuštenih vrijednosti NuM, unutar kojeg je osigurana nosivost uz lokalni gubitak stabilnosti jednog ili više pločastih elemenata tankostjenog trapeznog profila (uzimajući u obzir smanjenje presjeka profila).

U ovom slučaju se smatra da se ovisnost momenta savijanja o uzdužnoj sili M = f (N) za proračunsku konstrukciju dobiva metodama otpora materijala ili konstrukcijske mehanike (slika 2.1). Poznata su dopuštena naprezanja [t] i napon tečenja materijala sgt, kao i zaostala naprezanja sgstí u pločastim elementima. U proračunima nakon lokalnog izvijanja primijenjena je metoda "redukcije". U slučaju gubitka stabilnosti, isključeno je 96% širine odgovarajućeg pločastog elementa.

Proračun kritičnih naprezanja lokalnog izvijanja pločastih elemenata i granične debljine tankostijenog trapeznog profila Tankostjeni trapezni profil podijeljen je na skup pločastih elemenata kao što je prikazano na slici 4.1. U tom slučaju kut međusobnog rasporeda susjednih elemenata ne utječe na vrijednost kritičnog naprezanja lokalnog

Profil H60-845 ZAKRIVLJENO izvijanje. Dopuštena je zamjena zakrivljenih nabora s ravnim elementima. Kritična tlačna naprezanja lokalnog izvijanja u smislu Eulera za pojedinačni i-ti pločasti element tankostijenog trapeznog profila širine bt pri debljini t, modula elastičnosti materijala E i Poissonovog omjera ju u elastičnom stupnju opterećenja određuju se prema formula

Koeficijenti k (px, P2) i k (v) uzimaju u obzir, respektivno, učinak krutosti susjednih pločastih elemenata i prirodu raspodjele tlačnih naprezanja po širini pločastog elementa. Vrijednost koeficijenata: k (px, P2) određuje se prema tablici 2, ili se izračunava po formuli

Normalna naprezanja u pločastom elementu određuju se u središnjim osi dobro poznatom formulom za otpor materijala. Područje dopuštenih opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog izvijanja (slika 4.2) određeno je izrazom i predstavlja četverokut, gdje je J moment tromosti presjeka razdoblja profila tijekom savijanja, F je površina presjeka perioda profila, ymax i Utin su koordinate krajnjih točaka profilnog presjeka (slika 4.1).

Ovdje se za periodični element duljine L izračunavaju površina presjeka profila F i moment tromosti presjeka J, a uzdužna sila iV i moment savijanja Mb profila odnose se na L.

Nosivost je osigurana kada stvarna krivulja opterećenja M = f (N) padne u raspon dopuštenih opterećenja minus područje lokalnog izvijanja (slika 4.3). Slika 4.2. Područje dopuštenih opterećenja bez uzimanja u obzir lokalnog izvijanja

Gubitak lokalne stabilnosti jedne od polica dovodi do njezinog djelomičnog isključivanja iz percepcije opterećenja - smanjenja. Stupanj smanjenja uzima se u obzir faktorom redukcije

Nosivost je osigurana kada stvarna krivulja opterećenja padne u raspon dopuštenih opterećenja minus raspon lokalnih opterećenja izvijanja. Kod manjih debljina linija lokalnog izvijanja smanjuje područje dopuštenih opterećenja. Lokalno izvijanje nije moguće ako se stvarna krivulja opterećenja nalazi u smanjenom području. Kada krivulja stvarnih opterećenja prijeđe liniju minimalne vrijednosti kritičnog naprezanja lokalnog izvijanja, potrebno je ponovno izgraditi područje dopuštenih opterećenja, uzimajući u obzir smanjenje profila, što je određeno izrazom

Valjanje cijevi kako bi se smanjio njihov promjer (redukcija) ima vrlo široku primjenu u gotovo svim radionicama za proizvodnju toplovaljanih cijevi, kao i u proizvodnji cijevi zavarivanjem. To je zbog činjenice da je proizvodnja cijevi malih dimenzija obično povezana s opipljivim gubicima u produktivnosti jedinica za valjanje ili zavarivanje cijevi i, posljedično, s povećanjem troškova proizvodnje. Osim toga, u nekim slučajevima, na primjer, valjanje cijevi do dia. manje od 60-70 mm ili cijevi s vrlo velikom debljinom stijenke i malim unutarnjim otvorom je teško, jer zahtijeva korištenje trnova premalog promjera.

Redukcija se provodi nakon dodatnog zagrijavanja (ili zagrijavanja) cijevi na 850-1100 °C valjanjem na višestojećim kontinuiranim mlinovima (sa do 24 stalka) bez korištenja unutarnjeg alata (trna). Ovisno o usvojenom sustavu rada, ovaj proces može se odvijati povećanjem debljine stijenke ili njezinim smanjenjem. U prvom slučaju, valjanje se izvodi bez napetosti (ili uz vrlo malu napetost); a u drugom - s visokom napetošću. Drugi slučaj, kao progresivniji, postao je raširen u posljednjem desetljeću, jer omogućuje znatno veće smanjenje, a smanjenje debljine stijenke istovremeno proširuje asortiman valjanih cijevi ekonomičnijim cijevima tankih stijenki. .

Mogućnost stanjivanja stijenke tijekom redukcije omogućuje proizvodnju cijevi s nešto većom debljinom stijenke (ponekad i 20-30%) na glavnoj jedinici za valjanje cijevi. To značajno povećava produktivnost jedinice.

Istodobno, u mnogim slučajevima, stariji princip rada - slobodno smanjenje bez napetosti - zadržao je svoj značaj. Uglavnom, to se odnosi na slučajeve redukcije cijevi relativno debelih stijenki, kada je i pri visokim napetostima teško značajno smanjiti debljinu stijenke. Treba napomenuti da se u mnogim radionicama za valjanje cijevi ugrađuju redukcijski mlinovi, koji su namijenjeni slobodnom valjanju. Ovi mlinovi će raditi dugo vremena i stoga će se redukcija bez napetosti široko koristiti.

Razmotrimo kako se debljina stijenke cijevi mijenja tijekom slobodne redukcije, kada nema aksijalne napetosti ili rezervnih sila, a dijagram stanja naprezanja karakteriziraju tlačna naprezanja. B. JI. Kolmogorov i A. 3. Gleiberg je, polazeći od činjenice da stvarna promjena stijenke odgovara minimalnom radu deformacije, te koristeći princip mogućih pomaka, dao teorijsku definiciju promjene debljine stijenke tijekom redukcije. U ovom slučaju je napravljena pretpostavka da neujednačenost * deformacije ne utječe značajno na promjenu debljine stijenke, a sile vanjskog trenja nisu uzete u obzir, jer su one znatno manje od unutarnjih otpora. Slika 89 prikazuje krivulje promjene debljine stijenke od početnog SQ do zadanog S za čelike male čvrstoće ovisno o stupnju redukcije od početnog promjera DT0 do konačnog DT (DT/DTO omjer) i geometrijskom faktoru - finoća cijevi (omjer S0 / DT0).

Pri niskim stupnjevima redukcije, otpor uzdužnom istjecanju pokazuje se većim od otpora prema unutarnjem istjecanju, što uzrokuje zadebljanje stijenke. S povećanjem vrijednosti deformacije, povećava se intenzitet zadebljanja stijenke. Međutim, istodobno se povećava i otpor odljevu unutar cijevi. Kod određenog smanjenja, zadebljanje stijenke dostiže svoj maksimum, a naknadno povećanje stupnja redukcije dovodi do intenzivnijeg rasta otpora odljevu prema unutra i kao rezultat toga zadebljanje počinje opadati.

U međuvremenu je obično poznata samo debljina stijenke gotove reducirane cijevi, a pri korištenju ovih krivulja potrebno je postaviti željenu vrijednost, odnosno koristiti metodu uzastopne aproksimacije.

Priroda promjene debljine stijenke naglo se mijenja ako se proces provodi s napetošću. Kao što je već spomenuto, prisutnost i veličina aksijalnih naprezanja karakteriziraju uvjeti brzine deformacije na kontinuiranom mlinu, čiji je pokazatelj koeficijent kinematičke napetosti.

Pri redukciji s zatezanjem, uvjeti deformacije krajeva cijevi razlikuju se od uvjeta deformacije sredine cijevi, kada se proces valjanja već stabilizirao. U procesu punjenja mlina ili kada cijev izlazi iz mlina, krajevi cijevi percipiraju samo dio napetosti, a valjanje, primjerice u prvom stadiju dok cijev ne uđe u drugi stalak, odvija se bez napetosti. Zbog toga se krajevi cijevi uvijek zadebljaju, što je nedostatak procesa smanjenja napetosti.

Količina obruba može biti nešto manja od duljine zadebljanog kraja zbog plus tolerancije za debljinu stijenke. Prisutnost zadebljanih krajeva značajno utječe na ekonomičnost procesa redukcije, budući da se ti krajevi moraju rezati i predstavljaju potopljeni trošak proizvodnje. S tim u vezi, postupak valjanja s zatezanjem koristi se samo u slučaju cijevi duljine veće od 40-50 m nakon redukcije, kada se relativni gubici u obrezima svode na razinu karakterističnu za bilo koju drugu metodu valjanja.

Navedene metode za izračunavanje promjene debljine držača u konačnici omogućuju određivanje omjera rastezanja kako za slučaj slobodnog spuštanja, tako i za slučaj valjanja s zatezanjem.

Uz smanjenje od 8-10% i koeficijent plastične napetosti od 0,7-0,75, klizanje karakterizira koeficijent ix = 0,83-0,88.

Iz razmatranja formula (166 i 167) lako je vidjeti kako se točno moraju promatrati parametri brzine u svakoj stadi da bi se valjanje odvijalo prema projektiranom načinu.

Skupni pogon valjaka u redukcijskim mlinovima starog dizajna ima stalan omjer broja okretaja valjaka u svim stajnicama, što samo u pojedinom slučaju za cijevi iste veličine može odgovarati načinu slobodnog valjanja. Redukcija cijevi svih ostalih veličina odvijat će se s drugim napama, stoga se neće održati slobodno kotrljanje. U praksi se u takvim mlinovima proces uvijek odvija uz malu napetost. Individualni pogon valjaka svakog stalka s finim podešavanjem njihove brzine omogućuje stvaranje različitih načina zatezanja, uključujući i način slobodnog valjanja.

Budući da prednja i stražnja napetost stvaraju momente usmjerene u različitim smjerovima, ukupni moment rotacije valjaka u svakom postolju može se povećati ili smanjiti ovisno o omjeru sila prednje i stražnje napetosti.

U tom pogledu uvjeti u kojima se nalaze početna i posljednja 2-3 tribina nisu isti. Ako se moment kotrljanja u prvim stajama pri prolasku cijevi u slijedećim stajama zbog napetosti smanjuje, tada bi moment kotrljanja u zadnjim stajama, naprotiv, trebao biti veći, budući da se u tim stanicama uglavnom javlja povratna napetost. I samo u srednjim tribinama, zbog bliskih vrijednosti prednje i stražnje napetosti, moment kotrljanja u stacionarnom stanju malo se razlikuje od izračunatog. Prilikom proračuna čvrstoće pogonskih jedinica valjaonice koja radi na napon, treba imati na umu da se moment valjanja povećava za kratko vrijeme, ali vrlo naglo tijekom razdoblja kada je cijev zahvaćena valjcima, što je objašnjeno velikom razlikom u brzinama cijevi i valjaka. Rezultirajuće vršno opterećenje, ponekad nekoliko puta veće od opterećenja u stacionarnom stanju (osobito kada se smanjuje s velikom napetošću), može uzrokovati kvarove pogonskog mehanizma. Stoga se u izračunima ovo vršno opterećenje uzima u obzir uvođenjem odgovarajućeg koeficijenta, uzetog jednakim 2-3.

UDK 621.774.3

ISTRAŽIVANJE DINAMIKE PROMJENE DEBLJINE STIJEKE CIJEVI TIJEKOM REDUKCIJE

K.Yu. Yakovleva, B.V. Baričko, V.N. Kuznjecov

Prikazani su rezultati eksperimentalnog proučavanja dinamike promjene debljine stijenke cijevi tijekom valjanja, izvlačenja u monolitnim i valjkastim povlacima. Pokazano je da se s povećanjem stupnja deformacije uočava intenzivnije povećanje debljine stijenke cijevi u procesima valjanja i izvlačenja u valjkastim kalupima, što čini njihovu primjenu obećavajućom.

Ključne riječi: hladno deformirane cijevi, cijevi debelih stijenki, izvlačenje cijevi, debljina stijenke cijevi, kvaliteta unutarnje površine cijevi.

Postojeća tehnologija za proizvodnju hladno deformiranih cijevi malog promjera debelih stijenki od čelika otpornih na koroziju omogućuje korištenje procesa hladnog valjanja u mlinovima KhPT i naknadno sigurno izvlačenje u monolitnim kalupima. Poznato je da je proizvodnja cijevi malog promjera hladnim valjanjem povezana s nizom poteškoća zbog smanjenja krutosti sustava "šipka-trn". Stoga se za proizvodnju takvih cijevi koristi postupak izvlačenja, koji je uglavnom bez rubova. Priroda promjene debljine stijenke cijevi tijekom nekorigiranog izvlačenja određena je omjerom debljine stijenke S i vanjskog promjera D, a apsolutna vrijednost promjene ne prelazi 0,05-0,08 mm. U ovom slučaju, zadebljanje stijenke se opaža kada je omjer S / D< 0,165-0,20 в зависимости от наружного диаметра заготовки . Для данных соотношений размеров S/D коэффициент вытяжки д при волочении труб из коррозионно-стойкой стали не превышает значения 1,30 , что предопределяет многоцикличность известной технологии и требует привлечения новых способов деформации.

Cilj rada je usporedno eksperimentalno proučavanje dinamike promjene debljine stijenke cijevi u procesima redukcije valjanjem, izvlačenjem u monolitnim i valjkastim kalupima.

Kao praznine korištene su hladno deformirane cijevi: 12,0x2,0 mm (S / D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S / D = 0,216) izrađene od čelika 08Kh14MF; dimenzije 8,0x1,0 mm (S / D = 0,127) od čelika 08X18H10T. Sve cijevi su žarene.

Izvlačenje u monolitnim kalupima izvedeno je na lančanom mlinu za izvlačenje sa silom od 30 kN. Za izvlačenje valjaka korištena je matrica VR-2 / 2.180 s pomaknutim parovima valjaka. Izvlačenje u valjkastom kalupu izvedeno je pomoću mjernog sustava "ovalnog kruga". Redukcija cijevi valjanjem provedena je prema kalibracijskoj shemi "ovalno - ovalno" u dvovaljnom stalku s valjcima promjera 110 mm.

U svakoj fazi deformacije uzimani su uzorci (5 komada za svaku varijantu studije) za mjerenje vanjskog promjera, debljine stijenke i hrapavosti unutarnje površine. Mjerenje geometrijskih dimenzija i hrapavosti površine cijevi provedeno je pomoću elektroničke čeljusti TTTTs-TT. elektronski točkasti mikrometar, profilometar Surftest SJ-201. Svi instrumenti i uređaji prošli su potrebnu mjeriteljsku ovjeru.

Parametri hladne deformacije cijevi dani su u tablici.

Na sl. 1 prikazani su grafikoni ovisnosti veličine relativnog povećanja debljine stijenke o stupnju deformacije e.

Analiza grafova na sl. Slika 1 pokazuje da se tijekom valjanja i izvlačenja u valjkastom kalupu, u usporedbi s postupkom izvlačenja u monolitnom kalupu, uočava intenzivnija promjena debljine stijenke cijevi. To je, prema autorima, posljedica razlike u stanju naprezanja metala: tijekom valjanja i izvlačenja valjaka, vlačna naprezanja u zoni deformacije imaju niže vrijednosti. Položaj krivulje promjene debljine stijenke tijekom izvlačenja valjkom ispod krivulje promjene debljine stijenke tijekom valjanja posljedica je nešto većih vlačnih naprezanja tijekom izvlačenja valjkom zbog aksijalne primjene sile deformacije.

Ekstremum funkcije promjene debljine stijenke uočen tijekom valjanja na stupnju deformacije ili relativnog smanjenja duž vanjskog promjera odgovara vrijednosti S / D = 0,30. Po analogiji s redukcijom vrućim valjanjem, gdje se smanjenje debljine stijenke opaža na S / D> 0,35, može se pretpostaviti da je redukcija hladnog valjanja karakterizirana smanjenjem debljine stijenke pri S / D> 0,30.

Budući da je jedan od čimbenika koji određuju prirodu promjene debljine stijenke omjer vlačnog i radijalnog naprezanja, koji opet ovisi o parametrima

Broj prolaza Dimenzije cijevi, mm S, / D, Si / Sc Di / Do ê

Redukcija valjanjem (cijevi od čelika 08Kh14MF)

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

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

2 8,1O 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

Redukcija valjanjem (cijevi od čelika 08X18H10T)

O 8, O6 1, O2O O, 127 1, O 1, O 1, O O

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

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

Z 5,21 1, Z1O O, 251 1,284 O, 646 1,4O6 O, 29

Redukcija uvlačenjem u valjak (cijevi od čelika 08H14MF)

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

1 1O, 98 2,2O O, 2OO 1, O4Z O, 915 1, O8O O, O7

2 1O, O8 2,27 O, 225 1, O76 O, 84O 1,178 O, 15

Z 9, O1 2, ZO O, 2O1 1, O9O O, 751 1, Z52 O, 26

Redukcija uvlačenjem u monolitnu matricu (cijevi od čelika 08H14MF)

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

1 1O, 97 2.1Z5 0.195 1, O12 O, 914 1.1O6 O, 1O

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

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

Di, Si - vanjski promjer i debljina stijenke cijevi g-prolaz.

Riža. 1. Ovisnost veličine relativnog povećanja debljine stijenke cijevi o stupnju deformacije

pa S / D, tada je važno proučiti utjecaj omjera S / D na položaj ekstrema funkcije promjene debljine stijenke cijevi tijekom procesa redukcije. Prema radnim podacima, pri nižim omjerima S/D, maksimalna vrijednost debljine stijenke cijevi uočava se pri velikim deformacijama. Ova činjenica je istražena na primjeru procesa valjanja cijevi dimenzija 8,0x1,0 mm (S / D = 0,127) od čelika 08Kh18N10T u usporedbi s podacima o valjanim cijevima dimenzija 10,0x2,10 mm (S / D = 0,216) od čelika 08Kh14MF. Rezultati mjerenja prikazani su na sl. 2.

Kritični stupanj deformacije pri kojem je opažena maksimalna vrijednost debljine stijenke kod valjanja cijevi s omjerom

S/D = 0,216, bio je 0,23. Kod valjanja cijevi od čelika 08X18H10T nije postignut ekstremum povećanja debljine stijenke, budući da omjer dimenzija cijevi S/D, čak ni pri maksimalnom stupnju deformacije, nije prelazio 0,3. Važna okolnost je da je dinamika povećanja debljine stijenke tijekom redukcije cijevi valjanjem obrnuto povezana s omjerom S/D izvorne cijevi, što je prikazano grafikonima prikazanim na Sl. 2, a.

Analiza krivulja na sl. 2b također pokazuje da promjena omjera S/D u procesu valjanja cijevi od čelika razreda 08X18H10T i cijevi od čelika razreda 08X14MF ima sličan kvalitativni karakter.

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

S0 / 00 = 0,216 (08X14MF)

Stupanj deformacije, b

VA = 0; 216 (08X14MF)

(Dakle / Da = 0A21 08X18H10T) _

Stupanj deformacije, ê

Riža. 2. Promjena debljine stijenke (a) i omjera S/D (b) ovisno o stupnju deformacije tijekom valjanja cijevi s različitim početnim omjerom S/D

Riža. 3. Ovisnost relativne hrapavosti unutarnje površine cijevi o stupnju deformacije

U procesu redukcije različiti putevi hrapavost unutarnje površine cijevi ocjenjivana je i vrijednošću srednje aritmetičke devijacije visine hrapavosti Ra. Na sl. 3 prikazani su grafikoni ovisnosti relativne vrijednosti parametra Ra o stupnju deformacije tijekom redukcije cijevi valjanjem i izvlačenjem u monolitnim dijagramima

unutarnje površine cijevi u r-tom prolazu i na izvornoj cijevi).

Analiza krivulja na sl. 3 pokazuje da u oba slučaja (valjanje, izvlačenje) povećanje stupnja deformacije tijekom redukcije dovodi do povećanja parametra Ra, odnosno pogoršava kvalitetu unutarnje površine cijevi. Dinamika promjene (povećanje) parametra hrapavosti s povećanjem stupnja deformacije u slučaju ponovnog

provođenje cijevi valjanjem u kalibrima s dva valjka značajno je (otprilike dva puta) veće od istog pokazatelja u procesu izvlačenja u monolitnu matricu.

Također treba napomenuti da je dinamika promjena parametra hrapavosti unutarnje površine u skladu s gornjim opisom dinamike promjena debljine stijenke za razmatrane metode redukcije.

Na temelju rezultata istraživanja mogu se izvući sljedeći zaključci:

1. Dinamika promjena debljine stijenke cijevi za razmatrane metode hladne redukcije je istog tipa - intenzivno zadebljanje s povećanjem stupnja deformacije, naknadno usporavanje povećanja debljine stijenke s određenom maksimalnom vrijednošću pri određeni omjer dimenzija cijevi S / D, te naknadno smanjenje povećanja debljine stijenke.

2. Dinamika promjena debljine stijenke cijevi obrnuto je povezana s omjerom dimenzija izvorne cijevi S/D.

3. Najveća dinamika povećanja debljine stijenke uočena je u procesima valjanja i izvlačenja u valjkastim kalupima.

4. Povećanje stupnja deformacije tijekom redukcije valjanjem i izvlačenjem u monolitnom kalupu dovodi do pogoršanja stanja unutarnje površine cijevi, dok se povećanje parametra hrapavosti Ra tijekom valjanja događa intenzivnije nego tijekom izvlačenja. Uzimajući u obzir donesene zaključke i prirodu promjene debljine stijenke u procesu deformacije, može se tvrditi da je za izvlačenje cijevi u valjkastim kalupima potrebno

Povećanje parametra Ra bit će manje intenzivno nego kod valjanja, a intenzivnije u usporedbi s monolitnim izvlačenjem.

Dobivene informacije o zakonitostima procesa redukcije hladnoće bit će korisne u projektiranju ruta za proizvodnju hladno deformiranih cijevi od čelika otpornih na koroziju. Istodobno, primjena postupka izvlačenja u valjkastim kalupima obećava za povećanje debljine stijenke cijevi i smanjenje broja prolaza.

Književnost

1. Bisk, M.B. Hladna deformacija čelične cijevi... U 14 sati 1. dio: Priprema za deformaciju i crtanje / M.B. Bisk, I.A. Grekhov, V.B. Slavin. -Sverdlovsk: Srednji Ural. knjiga naklada, 1976 .-- 232 str.

2. Savin, G.A. Crtanje cijevi / G.A. Savin. -M: Metalurgija, 1993 .-- 336 str.

3. Shveikin, V.V. Tehnologija hladnog valjanja i redukcije cijevi: udžbenik. dodatak / V.V. Shveikin. - Sverdlovsk: Izdavačka kuća UPI im. CM. Kirov, 1983.-- 100 str.

4. Tehnologija i oprema proizvodnje cijevi / V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovec i dr.; izd. V.Ya. Očajni. - M .: Intermet Engineering, 2007 .-- 560 str.

5. Baričko, B.V. Osnove tehnoloških procesa OMD-a: bilješke s predavanja / B.V. Baričko, F.S. Dubinski, V.I. Krainov. - Čeljabinsk: Izdavačka kuća SUSU, 2008.-- 131 str.

6. Potapov, I.N. Teorija proizvodnje cijevi: udžbenik. za sveučilišta / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M .: Metalurgija, 1991 .-- 424 str.

Yakovleva Ksenia Yurievna, mlađi istraživač, JSC Ruski istraživački institut industrije cijevi (Čeljabinsk); [e-mail zaštićen]

Boris Barichko, zamjenik voditelja odjela za bešavne cijevi, Ruski istraživački institut za cijevnu industriju (Čeljabinsk); [e-mail zaštićen]

Kuznetsov Vladimir Nikolaevich, voditelj Laboratorija za hladnu deformaciju Središnjeg tvorničkog laboratorija, OJSC Sinarsky Pipe Plant (Kamensk-Uralsky); [e-mail zaštićen]

Bilten Državnog sveučilišta Južnog Urala

Serija "Metalurgija" ___________2014, vol. 14, br. 1, str. 101-105

PROUČAVANJE DINAMIČKIH PROMJENA DEBLJINE STIJEKE CIJEVI U PROCESU REDUKCIJE

K.Yu. Yakovleva, Ruski istraživački institut za industriju cijevi i cijevi (RosNITI), Čeljabinsk, Ruska Federacija, [e-mail zaštićen],

B.V. Barichko, Ruski istraživački institut za industriju cijevi i cijevi (RosNITI), Čeljabinsk, Ruska Federacija, [e-mail zaštićen],

V.N. Kuznjecov, JSC „Tvornica cijevi Sinarsky“, Kamensk-Uralsky, Ruska Federacija, [e-mail zaštićen]

Opisani su rezultati eksperimentalnog istraživanja dinamičkih promjena debljine stijenke cijevi tijekom valjanja, izvlačenja u jednodijelnim i valjkastim kalupima. Rezultati pokazuju da se s povećanjem deformacije uočava brži rast debljine stijenke cijevi kod valjanja i izvlačenja valjkom. Može se zaključiti da je uporaba valjkastih kalupa najperspektivnija.

Ključne riječi: hladno oblikovane cijevi, cijevi debelog zida, izvlačenje cijevi, debljina stijenke cijevi, kvaliteta unutarnje površine cijevi.

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

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

3. Shveykin V.V. Tehnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Ural Politehnika. Inst. Publ., 1983. 100 str.

4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. et al. Tehnologiya i obrudovanie trubnogo proizvodnje. Osadchiy V.Ya. (Urednik). Moskva, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 str.

5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tehnoloških procesa OMD. Čeljabinsk, Južni Ural St. Sveučilište Publ., 2008.131 str.

6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teoriya trubnogo proizvodnje. Moskva, Metalurgija Publ., 1991.424 str.

Iljašenko A.V. - izvanredni profesor Katedre za konstrukcijsku mehaniku
Moskovsko državno sveučilište građevinarstva,
kandidat tehničkih znanosti

Proučavanje nosivosti komprimiranih elastičnih tankostijenih šipki s početnim otklonom i lokalnim gubitkom stabilnosti povezano je s određivanjem reduciranog poprečnog presjeka šipke. U radu su dane glavne odredbe donesene za proučavanje naponsko-deformacijskog stanja u nadkritičnom stupnju komprimiranih nesavršenih tankosjenih šipki. U ovom se članku govori o nadkritičnom ponašanju šipki koje su predstavljene kao skup zajedničkih radnih elemenata - ploča s početnim otklonom, oponašajući rad polica kutnih, trojnih i križnih profila. To su takozvane regalne ploče s jednim elastično stegnutim rubom, a drugim slobodnim (vidi sliku). U djelima takva ploča pripada tipu II.

Utvrđeno je da prekidno opterećenje, koje karakterizira nosivost šipke, značajno premašuje opterećenje P cr (m), pri čemu dolazi do lokalnog gubitka stabilnosti nesavršenog profila. Iz prikazanih grafikona može se vidjeti da deformacije uzdužnih vlakana duž perimetra poprečnog presjeka u superkritičnom stupnju postaju izrazito nejednake. U vlaknima udaljenim od rebara tlačne deformacije se smanjuju s povećanjem opterećenja, a pri opterećenjima blizu graničnih zbog oštrog savijanja ovih vlakana uslijed početnih otklona i sve većih strelica uzdužnih poluvalova koji nastaju nakon lokalnog izvijanja pojavljuju se deformacije koje intenzivno rastu rastežući se.

Dijelovi poprečnog presjeka s savijenim uzdužnim vlaknima oslobađaju naprezanja, takoreći, isključeni su iz rada šipke, slabeći efektivni presjek i smanjujući njegovu krutost. Dakle, nosivost profila tankih stijenki nije ograničena na lokalni gubitak stabilnosti. Ukupno opterećenje, koje percipiraju krutiji (manje zakrivljeni) presjeci, može značajno premašiti vrijednost P cr (m).

Dobit ćemo učinkovit, smanjen presjek, isključujući neradne dijelove profila. Za to koristimo izraz za funkciju naprezanja F k (x, y), koji opisuje stanje naprezanja k-te ploče tipa II (vidi).

Prijeđimo na nadkritična naprezanja σ kh (u smjeru vanjske tlačne sile), određena u najnepovoljnijem presjeku šipke (x = 0). Zapišimo ih u općem obliku:

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

gdje su integracijske konstante A km (m = 1,2,…, 6) i strelice komponenata dobivenih otklona f kj (j = 1,2) određene iz rješenja sustava rješavanja jednadžbi. Ovaj sustav jednadžbi uključuje nelinearne varijacijske jednadžbe i rubne uvjete koji opisuju zajednički rad nesavršenih profilnih ploča. Strelice f koj (j = 1,2, ..., 5) komponenti početnog otklona k-te ploče određuju se eksperimentalno za svaki tip profila;
ℓ je duljina poluvala nastalog pri lokalnom gubitku stabilnosti;
s je širina ploče;

β c, d = cs 2 + dℓ 2;

β c, d, j = cs 4 + dℓ 2 s 2 + gℓ 4;

c, d, j - pozitivni cijeli brojevi.

Smanjena ili efektivna širina reduciranog presjeka ploče-polica (tip II) označava se sa s p. Da bismo je odredili, zapisujemo uvjete za prijelaz iz stvarnog presjeka šipke na smanjeni:

1. Naprezanja u uzdužnim vlaknima na početnoj strani ploče (na y = 0) uz rebro (vidi sliku) ostaju ista kao ona dobivena nelinearnom teorijom (1):

gdje je F 2 kr = f 2 kr + 2f k0r f kr.

Za određivanje naprezanja σ k2 = σ k max potrebno je u (1) zamijeniti ordinatu najopterećenijeg uzdužnog vlakna, koja se nalazi iz uvjeta: ∂σ kx / ∂y = 0.

2. Zbroj unutarnjih sila u ploči tijekom prijelaza na smanjeni presjek u smjeru tlačne sile se ne mijenja:

3. Moment unutarnjih sila u odnosu na os koja prolazi kroz početnu fasetu (y = 0) okomito na ravninu ploče ostaje isti:

Iz slike je očito da

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

Zapišimo sustav jednadžbi za određivanje reducirane širine ploče s p. Da bismo to učinili, zamijenimo (1) i (5) u (3) i (4):

gdje je α = πs / ℓ; F kr, ξ = f kr f koξ + f kr f kξ + f kor f kξ;
r, ξ su pozitivni cijeli brojevi.

Rezultirajući sustav jednadžbi (6) i (7) omogućuje određivanje reducirane širine s p svake od ploča-polica koje čine komprimiranu šipku tankih stijenki koja je pretrpjela lokalni gubitak stabilnosti. Tako je stvarni presjek profila zamijenjen smanjenim.

Predložena tehnika čini se korisnom u teoretskom i praktičnom smislu pri proračunu nosivosti komprimiranih predzakrivljenih šipki tankih stijenki, u kojima je, prema operativnim zahtjevima, dopušteno stvaranje lokalnih valova.

Bibliografski popis

1. Iljašenko A.V., Efimov I.B. Stanje naprezanja i deformacije nakon lokalnog gubitka stabilnosti komprimiranih šipki tankih stijenki uzimajući u obzir početni otklon // Izgradnja zgrada i materijala. Zaštita od korozije. - Ufa: Institut Trudy NIIpromstroy, 1981. - str. 110-119.
2. Iljašenko A.V. Proračun tankostijenih T-oblika, kutnih i križnih profila s početnim otklonom // Temelji od pilota. - Ufa: sub. znanstvenim. tr. Nipromstroy, 1983 .-- S. 110-122.
3. Iljašenko A.V., Efimov I.B. Eksperimentalno proučavanje šavova tankih stijenki sa zakrivljenim pločastim elementima // Organizacija i izrada građevinskih radova. - M .: Centar Biro n.-t. Informacija Ministarstva industrije i graditeljstva, 1983.