Stabilità del profilo della sezione trasversale durante la riduzione dei tubi. Sviluppo di metodi per il calcolo delle modalità di deformazione della riduzione a caldo con tensione dei tubi di maggiore precisione

dove p è il numero dell'iterazione corrente; vt è la velocità totale di scorrimento del metallo lungo la superficie dell'utensile; vn è la velocità normale del movimento del metallo; wn è la velocità normale dell'utensile; st - stress da attrito;
- Sforzo di flusso in funzione dei parametri del metallo deformato in un dato punto; - Voltaggio medio; - Intensità della velocità di deformazione; x0 - tasso di deformazione della compressione a tutto tondo; Kt - fattore di penalità per la velocità di scorrimento del metallo lungo l'utensile (specificato dal metodo di iterazione) Kn - fattore di penalità per la penetrazione del metallo nell'utensile; m è la viscosità condizionale del metallo, specificata utilizzando il metodo delle approssimazioni idrodinamiche; - Tensioni o sollecitazioni di sostegno durante il rotolamento; Fn - zona sezione trasversale l'estremità del tubo a cui viene applicata tensione o supporto.
Il calcolo del regime di velocità di deformazione comprende la distribuzione dello stato di deformazione tra le gabbie lungo il diametro, il valore richiesto del coefficiente di tensione plastica secondo lo stato Ztotale, il calcolo dei coefficienti di allungamento, i diametri dei rulli e il velocità di rotazione dei principali motori di azionamento, tenendo conto delle caratteristiche del suo design.
Per le prime gabbie del mulino, compresa la prima gabbia che rotola, e per le ultime, poste dopo l'ultima gabbia che rotola, i coefficienti di tensione plastica in esse Zav.i sono inferiori allo Ztotale richiesto. A causa di questa distribuzione dei coefficienti di tensione plastica su tutte le gabbie, lo spessore della parete calcolato all'uscita è maggiore di quanto necessario lungo il percorso di riduzione. Per compensare l'insufficiente capacità di trazione dei rulli delle gabbie poste nella prima e nelle ultime gabbie laminate, è necessario mediante calcolo iterativo trovare un valore di Ztot tale che lo spessore di parete calcolato e specificato alla uscita dallo Stato sono le stesse. Maggiore è il valore del coefficiente di tensione plastica complessivo richiesto per lo stato Ztotale, maggiore è l'errore nella sua determinazione senza calcolo iterativo.
Dopo che calcoli iterativi hanno calcolato i coefficienti di tensione plastica anteriore e posteriore, lo spessore della parete del tubo all'ingresso e all'uscita delle celle di deformazione lungo le gabbie del mulino di riduzione, determiniamo infine la posizione della prima e dell'ultima gabbie che sono lanciato.
Naturalmente il diametro di laminazione viene determinato attraverso l'angolo al centro qk.p. tra l'asse verticale di simmetria della scanalatura del rullo e una linea tracciata dal centro del rullo, che coincide con l'asse di laminazione, fino al punto sulla superficie della scanalatura dove si trova la linea neutra della zona di deformazione sulla sua superficie, convenzionalmente posizionato parallelamente all'asse di laminazione. Il valore dell'angolo qk.p. dipende innanzitutto dal valore del coefficiente posteriore Zrear. e Zper anteriore. tensione e coefficiente
cappe.
Determinazione del diametro laminato mediante l'angolo qk.p. solitamente eseguito per un calibro, ha la forma di un cerchio con centro nell'asse di rotolamento e diametro pari al diametro medio del calibro Dav.
Gli errori maggiori nel determinare il valore del diametro di laminazione senza tener conto delle effettive dimensioni geometriche del calibro si verificheranno nel caso in cui le condizioni di laminazione determinano la sua posizione sul fondo o sulla flangia del calibro. Quanto più la forma effettiva del calibro si discosta dal cerchio accettato nei calcoli, tanto più significativo sarà questo errore.
La massima gamma possibile di variazione del valore effettivo del diametro, il rullo del calibro rappresenta l'incisione del flusso del rullo. Come grande quantità i rulli formano un calibro, maggiore sarà l'errore relativo nel determinare il diametro di laminazione senza tener conto delle effettive dimensioni geometriche del calibro.
Con l'aumentare della compressione parziale del diametro del tubo nel calibro, aumenta la differenza nella sua forma rispetto al tondo. Quindi, con un aumento della compressione del diametro del tubo dall'1 al 10%, l'errore relativo nel determinare il valore del diametro laminato senza tener conto delle effettive dimensioni geometriche del calibro aumenta dallo 0,7 al 6,3% per un due- rotolo, 7,1% per tre rulli e 7,4% per il supporto "rotolante" chotirhovalkovy quando, secondo le condizioni cinematiche del rotolamento, il diametro si trova lungo il fondo del calibro.
Aumento simultaneo dello stesso

UDC 621.774.3

STUDIO DELLA DINAMICA DELLE VARIAZIONI DELLO SPESSORE DELLE PARETI DEI TUBI DURANTE LA RIDUZIONE

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

Vengono presentati i risultati di uno studio sperimentale sulla dinamica dei cambiamenti nello spessore della parete del tubo durante la laminazione e l'imbutitura in stampi monolitici e a rulli. È stato dimostrato che con un aumento del grado di deformazione, nei processi di laminazione e trafilatura in matrici a rulli si osserva un aumento più intenso dello spessore della parete del tubo, il che rende promettente il loro utilizzo.

Parole chiave: tubi deformati a freddo, tubi a pareti spesse, disegno del tubo, spessore della parete del tubo, qualità della superficie interna del tubo.

Tecnologia esistente La produzione di tubi di piccolo diametro a parete spessa deformati a freddo da acciai resistenti alla corrosione prevede l'uso di processi di laminazione a freddo in laminatoi a freddo e la successiva trafilatura senza albero in stampi monolitici. È noto che la produzione di tubi di piccolo diametro mediante laminazione a freddo comporta alcune difficoltà dovute alla diminuzione della rigidità del sistema “asta-mandrino”. Pertanto, per produrre tali tubi, viene utilizzato un processo di trafilatura, principalmente senza mandrino. La natura della variazione dello spessore della parete del tubo durante la trafilatura senza mandrino è determinata dal rapporto tra lo spessore della parete S e il diametro esterno D e il valore assoluto della variazione non supera 0,05-0,08 mm. In questo caso, l'ispessimento della parete si osserva nel rapporto 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.

Lo scopo del lavoro è uno studio sperimentale comparativo della dinamica delle variazioni dello spessore delle pareti dei tubi nei processi di riduzione mediante laminazione, imbutitura in matrici monolitiche e a rulli.

Come pezzi grezzi sono stati utilizzati tubi deformati a freddo: dimensioni 12,0x2,0 mm (S/D = 0,176), 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) in acciaio 08Х14МФ; dimensioni 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) in acciaio 08Х18Н10Т. Tutti i tubi erano in condizioni ricotte.

La trafilatura in stampi monolitici è stata effettuata su una trafila a catena con una forza di 30 kN. Per la trafilatura a rulli è stata utilizzata una filiera con coppie di rulli sfalsate VR-2/2.180. La trafilatura in una matrice a rullo è stata effettuata utilizzando un sistema di misura a cerchio ovale. La riduzione dei tubi mediante laminazione è stata effettuata secondo lo schema di calibrazione “ovale-ovale” in una gabbia a due rulli con rulli di diametro 110 mm.

Ad ogni fase di deformazione sono stati prelevati dei campioni (5 pezzi per ogni opzione di ricerca) per misurare il diametro esterno, lo spessore delle pareti e la rugosità della superficie interna. Le dimensioni geometriche e la rugosità superficiale dei tubi sono state misurate mediante calibro elettronico TTTTs-TT. micrometro spot elettronico, profilometro Surftest SJ-201. Tutti gli strumenti e i dispositivi hanno superato la necessaria verifica metrologica.

I parametri della deformazione a freddo dei tubi sono riportati nella tabella.

Nella fig. 1 mostra i grafici della dipendenza dell'entità dell'aumento relativo dello spessore della parete dal grado di deformazione e.

Analisi dei grafici in Fig. 1 mostra che durante la laminazione e la trafilatura in una matrice a rulli, rispetto al processo di trafilatura in una matrice monolitica, si osserva un cambiamento più intenso nello spessore della parete del tubo. Ciò, secondo gli autori, è dovuto alla differenza dello stato tensionale del metallo: durante la laminazione e la trafilatura, le tensioni di trazione nella zona di deformazione hanno valori inferiori. La posizione della curva di variazione dello spessore della parete durante la trafilatura al di sotto della curva di variazione dello spessore della parete durante la laminazione è dovuta a sollecitazioni di trazione leggermente superiori durante la trafilatura a causa dell'applicazione assiale della forza di deformazione.

L'estremo della funzione della variazione dello spessore della parete dal grado di deformazione o compressione relativa lungo il diametro esterno osservato durante la laminazione corrisponde al valore S/D = 0,30. Per analogia con la riduzione a caldo mediante laminazione, dove si osserva una diminuzione dello spessore della parete con S/D > 0,35, si può presumere che la riduzione a freddo mediante laminazione sia caratterizzata da una diminuzione dello spessore della parete con un rapporto S/D > 0,30.

Poiché uno dei fattori che determina la natura del cambiamento nello spessore della parete è il rapporto tra sollecitazioni di trazione e radiali, che a sua volta dipende dai parametri

Numero di passaggi Dimensioni del tubo, mm S,/D, Si/Sc Di/Do є

Riduzione mediante laminazione (tubi in acciaio di qualità 08Х14МФ)

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

1 9.52 2.2ЗО О,2З4 1,ОЗ4 О,954 1 ,ОЗ 8 О,О4

2 8.1O 2.35O O.29O 1 .O89 O.812 1.249 O.2O

Z7.O1 2.Z24 O.ZZ2 1.O77 O.7O2 1.549 O.Z5

Riduzione mediante laminazione (tubi in acciaio di qualità 08Х18Н10Т)

О 8,О6 1,О2О О,127 1,О 1,О 1,О O

1 7.OZ 1.1ZO 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

Riduzione mediante trafilatura in una filiera a rullo (tubi in acciaio di qualità 08Х14МФ)

О 12,ОО 2,11 О,176 1,О 1,О 1,О 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

Riduzione mediante imbutitura in uno stampo monolitico (tubi in acciaio di qualità 08Х14МФ)

О 12,О 2,11О О,176 1,О 1,О 1,О O

1 1О.97 2.1З5 0.195 1.О12 О.914 1.1О6 О.1О

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 - rispettivamente il diametro esterno e lo spessore della parete del tubo in corridoio.

Riso. 1. Dipendenza dell'aumento relativo dello spessore della parete del tubo dal grado di deformazione

ra S/D, allora è importante studiare l'influenza del rapporto S/D sulla posizione dell'estremo della funzione di modifica dello spessore della parete del tubo durante il processo di riduzione. Secondo il lavoro, a rapporti S/D inferiori, il valore massimo dello spessore della parete del tubo si osserva a grandi deformazioni. Questo fattoè stato studiato utilizzando l'esempio del processo di riduzione mediante laminazione di tubi di dimensioni 8,0x1,0 mm (S/D = 0,127) di acciaio 08Х18Н10Т rispetto ai dati relativi alla laminazione di tubi di dimensioni 10,0x2,10 mm (S/D = 0,216) di acciaio 08Х14МФ. I risultati della misurazione sono mostrati in Fig. 2.

Il grado critico di deformazione al quale è stato osservato lo spessore massimo della parete durante la laminazione dei tubi con il rapporto

S/D = 0,216, pari a 0,23. Quando si laminano tubi in acciaio 08Х18Н10Т, l'aumento estremo dello spessore delle pareti non è stato raggiunto, poiché il rapporto dimensionale S/D del tubo, anche al massimo grado di deformazione, non ha superato 0,3. Una circostanza importante è che la dinamica dell’aumento dello spessore delle pareti durante la riduzione dei tubi mediante laminazione è inversamente dipendente dal rapporto dimensionale S/D del tubo originale, come dimostrato dai grafici riportati in Fig. 2, a.

Analisi delle curve in Fig. 2, b mostra anche che la variazione del rapporto S/D durante il processo di laminazione dei tubi in acciaio di qualità 08Х18Н10Т e dei tubi in acciaio di qualità 08Х14МФ ha un carattere qualitativo simile.

S0/A)=O.127 (08Х18Н10Т)

S0/00=0,216 (08Х14МФ)

Grado di deformazione, b

VA=0;216 (08Х14МФ)

(So/Da=0A21 08X18H10T) _

Grado di deformazione, є

Riso. 2. Variazione dello spessore della parete (a) e del rapporto S/D (b) a seconda del grado di deformazione durante la laminazione di tubi con diversi rapporti S/D iniziali

Riso. 3. Dipendenza del valore relativo della rugosità della superficie interna dei tubi dal grado di deformazione

In fase di riduzione diversi modi La rugosità della superficie interna dei tubi è stata valutata anche mediante la deviazione media aritmetica dell'altezza delle microrugosità Ra. Nella fig. La Figura 3 mostra i grafici della dipendenza del valore relativo del parametro Ra dal grado di deformazione durante la riduzione dei tubi mediante laminazione e imbutitura in matrici monolitiche Rar, Ra0 - rispettivamente, i parametri di rugosità

vaticità della superficie interna dei tubi nell'iesimo passaggio e sul tubo originale).

Analisi delle curve in Fig. 3 mostra che in entrambi i casi (laminazione, trafilatura), un aumento del grado di deformazione durante la riduzione porta ad un aumento del parametro Ra, cioè peggiora la qualità della superficie interna dei tubi. Dinamica di variazione (aumento) del parametro di rugosità con grado crescente di deformazione in caso di ri-

la canalizzazione dei tubi mediante laminazione in passaggi a due rulli supera significativamente (circa il doppio) lo stesso indicatore nel processo di trafilatura di stampi monolitici.

Va inoltre notato che la dinamica dei cambiamenti nel parametro di rugosità della superficie interna è coerente con la descrizione sopra della dinamica dei cambiamenti nello spessore della parete per i metodi di riduzione considerati.

Sulla base dei risultati della ricerca si possono trarre le seguenti conclusioni:

1. La dinamica delle variazioni dello spessore della parete del tubo per i metodi considerati di riduzione a freddo è dello stesso tipo: ispessimento intenso con aumento del grado di deformazione, successivo rallentamento dell'aumento dello spessore della parete con il raggiungimento di un certo massimo valore ad un certo rapporto dimensionale del tubo S/D e una conseguente diminuzione dell'aumento dello spessore della parete.

2. La dinamica dei cambiamenti nello spessore della parete del tubo è inversamente proporzionale al rapporto dimensionale S/D del tubo originale.

3. La massima dinamica di aumento dello spessore della parete si osserva nei processi di laminazione e trafilatura nelle matrici a rulli.

4. Un aumento del grado di deformazione durante la riduzione mediante laminazione e trafilatura in matrici monolitiche porta ad un deterioramento delle condizioni della superficie interna dei tubi, mentre l'aumento del parametro di rugosità Ra durante la laminazione avviene più intensamente che durante la trafilatura. Tenendo conto delle conclusioni tratte e della natura della variazione dello spessore della parete durante la deformazione, si può sostenere che per la trafilatura del tubo in matrici a rulli la variazione

La diminuzione del parametro Ra sarà meno intensa rispetto alla laminazione e più intensa rispetto alla trafilatura monolitica.

Le informazioni ottenute sulle leggi del processo di riduzione a freddo saranno utili nella progettazione di percorsi per la produzione di tubi deformati a freddo da acciai resistenti alla corrosione. Allo stesso tempo, l’uso del processo di trafilatura nelle filiere a rulli è promettente per aumentare lo spessore della parete del tubo e ridurre il numero di passaggi.

Letteratura

1. Bisk, M.B. Deformazione a freddo tubi di acciaio. In 2 ore Parte 1: Preparazione alla deformazione e al disegno / M.B. Bisk, I.A. Grechov, V.B. Slavo. -Sverdlovsk: Urali medi. libro casa editrice, 1976. - 232 p.

2. Savin, GA Disegno tubi / G.A. Savino. -M: Metallurgia, 1993. - 336 p.

3. Shveikin, V.V. Tecnologia di laminazione a freddo e riduzione dei tubi: libro di testo. indennità / V.V. Shveikin. - Sverdlovsk: Casa editrice UPI im. CM. Kirov, 1983. - 100 p.

4. Tecnologia e attrezzature per la produzione di tubi / V.Ya. Osadchiy, A.S. Vavilin, V.G. Zimovets et al.; a cura di V.Ya. Osadchy. - M.: Intermet Engineering, 2007. - 560 p.

5. Barichko, B.V. Fondamenti dei processi tecnologici dell'ingegneria meccanica: dispense / B.V. Barichko, F.S. Dubinskij, V.I. Krainov. - Chelyabinsk: casa editrice SUSU, 2008. - 131 p.

6. Potapov, I.N. Teoria della produzione di tubi: libro di testo. per università / I.N. Potapov, A.P. Kolikov, V.M. Druyan. - M.: Metallurgia, 1991. - 424 p.

Yakovleva Ksenia Yurievna, ricercatrice junior, JSC Istituto russo di ricerca sull'industria dei tubi (Chelyabinsk); [e-mail protetta].

Barichko Boris Vladimirovich, vicedirettore del dipartimento tubi senza saldatura, JSC Istituto russo di ricerca per l'industria dei tubi (Chelyabinsk); [e-mail protetta].

Kuznetsov Vladimir Nikolaevich, capo del laboratorio di deformazione a freddo del laboratorio centrale degli impianti, Sinarsky Pipe Plant OJSC (Kamensk-Uralsky); [e-mail protetta].

Bollettino dell'Università statale degli Urali meridionali

Collana "Metallurgia" ___________2014, vol.14, n.1, pp.101-105

STUDIO DEI CAMBIAMENTI DINAMICI DELLO SPESSORE DELLA PARETE DEL TUBO NEL PROCESSO DI RIDUZIONE

K.Yu. Yakovleva, Istituto russo di ricerca sull'industria dei tubi e delle tubature (RosNITI), Chelyabinsk, Federazione Russa, [e-mail protetta],

B.V. Barichko, Istituto russo di ricerca sull'industria dei tubi e delle tubature (RosNITI), Chelyabinsk, Federazione Russa, [e-mail protetta],

V.N. Kuznetsov, JSC “Sinarsky Pipe Plant”, Kamensk-Uralsky, Federazione Russa, [e-mail protetta]

I risultati dello studio sperimentale dei cambiamenti dinamici per il vengono descritti lo spessore della parete del tubo durante la laminazione e l'imbutitura sia in matrici monopezzo che a rulli. I risultati mostrano che all'aumentare della deformazione si osserva una crescita più rapida dello spessore della parete del tubo durante la laminazione e la trafilatura con le matrici a rulli. Si può trarre la conclusione che l'uso delle matrici a rulli è il più promettente.

Parole chiave: tubi formati a freddo, tubi a parete spessa, disegno del tubo, spessore della parete del tubo, qualità della superficie interna del tubo.

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 p.

2. Savin G.A. Volochenie trub. Mosca, Metallurgiya Publ., 1993. 336 p.

3. Shveykin V.V. Tekhnologiya kholodnoy prokatki i redutsirovaniya trub. Sverdlovsk, Politecnico degli Urali. Ist. Pubblicata, 1983. 100 pag.

4. Osadchiy V.Ya., Vavilin A.S., Zimovets V.G. et al. Tekhnologiya i obrudovanie trubnogo proizvodstva. Osadchiy V.Ya. (Ed.). Mosca, Intermet Engineering Publ., 2007. 560 p.

5. Barichko B.V., Dubinskiy F.S., Kraynov V.I. Osnovy tekhnologicheskikh protsessov OMD. Čeljabinsk, Ural meridionale. Univ. Pubblicazione, 2008. 131 pag.

6. Potapov I.N., Kolikov A.P., Druyan V.M. Teoriya trubnogo proizvodstva. Mosca, Metallurgiya Publ., 1991. 424 p.

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Kholkin Evgeniy Gennadievich. Studio sostenibilità locale profili trapezoidali a parete sottile con flessione longitudinale-trasversale: tesi... candidato scienze tecniche: 01.02.06 / Evgenij Gennadievich Kholkin; [Luogo di protezione: Ohm. stato tecnologia. Università].- Omsk, 2010.- 118 p.: ill. RSLOD, 61 10-5/3206

introduzione

1. Rassegna di studi sulla stabilità di elementi strutturali a piastre compresse 11

1.1. Definizioni e metodi di base per lo studio della stabilità dei sistemi meccanici 12

1.1.1, Algoritmo per lo studio della stabilità dei sistemi meccanici mediante il metodo statico 16

1.1.2. Approccio statico. Metodi: Eulero, non idealità, energia 17

1.2. Modello matematico e principali risultati degli studi analitici sulla stabilità di Eulero. Fattore di stabilità 20

1.3. Metodi per studiare la stabilità degli elementi in lamiera e delle strutture da essi costituite 27

1.4. Metodi ingegneristici per il calcolo di piastre ed elementi compositi di piastre. Concetto del metodo di riduzione 31

1.5. Studi numerici della stabilità di Eulero utilizzando il metodo degli elementi finiti: capacità, vantaggi e svantaggi 37

1.6. Rassegna di studi sperimentali sulla stabilità di piastre ed elementi compositi di piastre 40

1.7. Conclusioni e compiti degli studi teorici sulla stabilità dei profili trapezoidali a pareti sottili 44

2. Sviluppo di modelli matematici e algoritmi per il calcolo della stabilità di elementi in piastre a pareti sottili di profili trapezoidali: 47

2.1. Piegatura longitudinale-trasversale di elementi in lamiera a pareti sottili di profili trapezoidali 47

2.1.1. Enunciazione del problema, presupposti di base 48

2.1.2. Modello matematico nelle equazioni differenziali ordinarie. Condizioni al contorno, metodo della non idealità 50

2.1.3. Algoritmo per l'integrazione numerica, determinazione dei critici

tensione e la sua implementazione in MS Excel 52

2.1.4. Risultati dei calcoli e loro confronto con soluzioni note 57

2.2. Calcolo delle sollecitazioni critiche per un singolo elemento piastra

come parte del profilo ^..59

2.2.1. Modello che tiene conto dell'accoppiamento elastico degli elementi del profilo in piastra. Presupposti di base e compiti della ricerca numerica 61

2.2.2. Studio numerico della rigidità articolare e approssimazione dei risultati 63

2.2.3. Studio numerico della semionda di instabilità al primo carico critico e approssimazione dei risultati 64

2.2.4. Calcolo del coefficiente k(/3x,/32). Approssimazione dei risultati del calcolo (A,/?2) 66

2.3. Valutazione dell'adeguatezza dei calcoli mediante confronto con soluzioni numeriche utilizzando il metodo degli elementi finiti e soluzioni analitiche note 70

2.4. Conclusioni e obiettivi dello studio sperimentale 80

3. Studi sperimentali sulla stabilità locale di profili trapezoidali a pareti sottili 82

3.1. Descrizione dei prototipi e setup sperimentale 82

3.2. Prova a campione 85

3.2.1. Metodologia e contenuto delle prove G..85

3.2.2. Risultati dei test di compressione per i campioni 92

3.3. Conclusioni 96

4. Tenere conto della stabilità locale nei calcoli strutture portanti da profili trapezoidali a parete sottile con flessione longitudinale e trasversale piana 97

4.1. Calcolo delle sollecitazioni critiche di instabilità locale degli elementi piastra e dello spessore massimo delle pareti sottili profilo trapezoidale 98

4.2. Area dei carichi ammissibili senza tener conto della perdita di stabilità locale 99

4.3. Fattore di riduzione 101

4.4. Contabilizzazione dell’instabilità e della riduzione locale 101

Conclusioni 105

Bibliografia

Introduzione all'opera

Rilevanza dell'opera.

Creare strutture leggere, durevoli e affidabili è un compito urgente. Uno dei requisiti principali nell’ingegneria meccanica e nell’edilizia è ridurre il consumo di metallo. Ciò porta al fatto che gli elementi strutturali devono essere calcolati utilizzando relazioni costitutive più accurate che tengano conto del pericolo di perdita di stabilità sia generale che locale.

Uno dei modi per risolvere il problema della riduzione del peso è l'uso di profili laminati trapezoidali a parete sottile high-tech (TRP). I profili vengono prodotti mediante laminazione di lamiere sottili di acciaio con uno spessore di 0,4...1,5 mm in condizioni stazionarie o direttamente sul luogo di installazione come elementi piatti o arcuati. Le strutture che utilizzano coperture ad arco portanti realizzate con profili trapezoidali a pareti sottili si distinguono per la loro leggerezza, aspetto estetico, facilità di installazione e una serie di altri vantaggi rispetto ai tipi di copertura tradizionali.

Il tipo principale di carico del profilo è la flessione longitudinale-trasversale. Tono-

jfflF dMF" alcuni elementi lamellari

profili sperimentando
compressione sul piano mediano
le ossa possono perdere posto
nuova stabilità. Locale
instabilità

Riso. 1. Esempio di instabilità locale

Patata dolce,

^J

Riso. 2. Schema di una sezione a profilo ridotto

(MPU) si osserva in aree limitate lungo la lunghezza del profilo (Fig. 1) a carichi significativamente inferiori rispetto alla perdita generale di stabilità e sollecitazioni commisurate a quelle ammissibili. Con MPU un elemento a piastra compresso separato del profilo cessa completamente o parzialmente di percepire il carico, che viene ridistribuito tra i restanti elementi a piastra della sezione del profilo. Inoltre, nel tratto in cui si è verificata la MPU, le sollecitazioni non superano necessariamente quelle ammissibili. Questo fenomeno è chiamato riduzione. Riduzione

consiste nel ridurre, rispetto a quella reale, l'area della sezione trasversale del profilo riducendolo ad uno schema progettuale idealizzato (Fig. 2). A questo proposito, lo sviluppo e l’implementazione di metodi ingegneristici per tenere conto della perdita locale di stabilità degli elementi a piastra con profilo trapezoidale a parete sottile è un compito urgente.

Eminenti scienziati si sono occupati dei problemi della stabilità delle piastre: B.M. Broude, F. Bleich, J. Brudka, I.G. Bubnov, V.Z. Vlasov, A.S. Volmir, A.A. Ilyushin, Miles, Melan, Ya.G. Panovko, SP. Timoshenko, Southwell, E. Stowell, Winderberg, Khwalla e altri. Approcci ingegneristici all'analisi delle tensioni critiche durante l'instabilità locale sono stati sviluppati nei lavori di E.L. Ayrumyan, Burgraf, A.L. Vasilyeva, B.Ya. Volodarskij, M.K. Glowman, Caldwell, V.I. Klimanova, V.G. Krokhaleva, D.V. Martsinkevich, E.A. Pavlinova, A.K. Pertseva, F.F. Tamplona, ​​S.A. Timasheva.

Nei metodi di calcolo ingegneristico indicati per profili con sezione trasversale di forma complessa, il pericolo di MPU non viene praticamente preso in considerazione. Nella fase di progettazione preliminare delle strutture realizzate con profili a pareti sottili, è importante disporre di un apparato semplice per valutare la capacità portante di una dimensione standard specifica. A questo proposito, è necessario sviluppare metodi di calcolo ingegneristico che consentano, nel processo di progettazione di strutture da profili a pareti sottili, di valutare rapidamente la loro capacità portante. Un calcolo di verifica della capacità portante di una struttura costituita da un profilo a pareti sottili può essere effettuato utilizzando metodi raffinati utilizzando prodotti software esistenti e, se necessario, adattati. Questo sistema a due fasi per il calcolo della capacità portante delle strutture realizzate con profili a pareti sottili è il più razionale. Pertanto, lo sviluppo e l'implementazione di metodi ingegneristici per il calcolo della capacità portante delle strutture costituite da profili a pareti sottili, tenendo conto della perdita locale di stabilità degli elementi della piastra, è un compito urgente.

Scopo del lavoro di tesi: studio della perdita locale di stabilità negli elementi a piastra di profili trapezoidali a pareti sottili durante la loro flessione longitudinale-trasversale e sviluppo di una metodologia ingegneristica per il calcolo della capacità portante tenendo conto della stabilità locale.

Per raggiungere l’obiettivo vengono stabiliti: gli obiettivi della ricerca.

Estensione di soluzioni analitiche per la stabilità delle piastre rettangolari compresse ad un sistema di piastre coniugate all'interno di un profilo.

Studio numerico del modello matematico di stabilità del profilo locale e ottenimento di adeguate espressioni analitiche per la sollecitazione critica minima dell'elemento piastra MPU.

Valutazione sperimentale del grado di riduzione della sezione trasversale di un profilo a parete sottile con perdita locale di stabilità.

Sviluppo di una metodologia ingegneristica per la verifica e il calcolo progettuale di un profilo a parete sottile tenendo conto dell'instabilità locale.

Novità scientifica il lavoro consiste nello sviluppare un modello matematico adeguato di instabilità locale per una piastra separata

elemento come parte del profilo e ottenere dipendenze analitiche per il calcolo delle sollecitazioni critiche.

Validità ed affidabilità i risultati ottenuti sono assicurati essendo basati sui fondamentali soluzioni analitiche problemi di stabilità delle piastre rettangolari, corretta applicazione dell'apparato matematico, sufficiente coincidenza dei calcoli pratici con i risultati dei calcoli FEM e degli studi sperimentali.

Significato pratico consiste nello sviluppo di una metodologia ingegneristica per il calcolo della capacità portante dei profili tenendo conto della perdita di stabilità locale. I risultati del lavoro vengono introdotti in Montazhproekt LLC sotto forma di un sistema di tabelle e rappresentazioni grafiche delle aree di carico ammissibili per l'intera gamma di profili prodotti, tenendo conto della perdita di stabilità locale, e vengono utilizzati per la selezione preliminare del tipo e spessore del materiale del profilo per soluzioni progettuali e tipi di carico specifici.

Disposizioni fondamentali presentate per la difesa.

Un modello matematico di flessione piana e compressione di un profilo a parete sottile come sistema di elementi di piastra coniugati e un metodo per determinare, sulla base di esso, le sollecitazioni critiche della MPU nel senso di Eulero.

Dipendenze analitiche per il calcolo delle tensioni critiche di instabilità locale per ciascun elemento piastra del profilo in flessione longitudinale-trasversale piana.

Metodologia ingegneristica per la verifica e il calcolo della progettazione di un profilo trapezoidale a pareti sottili tenendo conto dell'instabilità locale. Approvazione del lavoro e pubblicazione.

I principali contenuti della tesi sono stati riportati e discussi in convegni tecnico-scientifici a vari livelli: Congresso Internazionale “Macchine, Tecnologie e Processi nelle Costruzioni” dedicato al 45° anniversario della Facoltà di “Macchine da trasporto e tecnologiche” (Omsk, SibADI, 6-7 dicembre 2007); Conferenza scientifica e tecnica tutta russa, "YOUNG RUSSIA: tecnologie avanzate nell'industria" (Omsk, Università tecnica statale di Omsk, 12-13 novembre 2008).

Struttura e ambito di lavoro. La tesi è presentata su 118 pagine di testo, è composta da un'introduzione, 4 capitoli e un'appendice, contiene 48 figure, 5 tabelle. L'elenco dei riferimenti comprende 124 titoli.

Modello matematico e principali risultati degli studi analitici sulla stabilità di Eulero. Fattore di stabilità

Qualsiasi progetto di ingegneria si basa sulla risoluzione di equazioni differenziali di un modello matematico di movimento ed equilibrio di un sistema meccanico. L'elaborazione del progetto di una struttura, di un meccanismo o di una macchina è accompagnata da alcune tolleranze di fabbricazione e, successivamente, da non idealità. Durante il funzionamento possono verificarsi imperfezioni sotto forma di ammaccature, lacune dovute all'usura e altri fattori. Non è possibile prevedere tutte le varianti degli influssi esterni. La struttura è costretta a funzionare sotto l'influenza di forze perturbatrici casuali che non vengono prese in considerazione nelle equazioni differenziali.

Fattori non presi in considerazione nel modello matematico - imperfezioni, forze casuali o disturbi - possono apportare gravi modifiche ai risultati ottenuti.

Esiste una distinzione tra lo stato imperturbato del sistema - lo stato calcolato con disturbi pari a zero, e lo stato disturbato - formatosi come risultato di disturbi.

In un caso, a causa del disturbo, non si verifica alcun cambiamento significativo nella posizione di equilibrio della struttura oppure il suo movimento differisce poco da quello calcolato. Questo stato del sistema meccanico è chiamato stabile. In altri casi, la posizione di equilibrio o la natura del movimento differisce significativamente da quella calcolata; tale stato è chiamato instabile.

La teoria della stabilità del movimento e dell'equilibrio dei sistemi meccanici si occupa della determinazione di segni che consentano di giudicare se il movimento o l'equilibrio in questione sarà stabile o instabile.

Un tipico segno della transizione di un sistema da uno stato stabile a uno stato instabile è il raggiungimento di alcuni parametri di un valore chiamato forza critica, velocità critica, ecc.

La comparsa di imperfezioni o l'influenza di forze non contabilizzate portano inevitabilmente al movimento del sistema. Pertanto, nel caso generale, dovrebbe essere studiata la stabilità del movimento di un sistema meccanico sottoposto a perturbazioni. Questo approccio alla ricerca sulla stabilità è chiamato dinamico e i metodi di ricerca corrispondenti sono chiamati dinamici.

In pratica, spesso è sufficiente limitarsi ad un approccio statico, ovvero metodi statici per lo studio della stabilità. In questo caso, viene studiato il risultato finale del disturbo: il nuovo stato stazionario di equilibrio del sistema meccanico e il grado della sua deviazione dalla posizione di equilibrio calcolata e imperturbata.

La formulazione statica del problema presuppone di non considerare le forze inerziali ed il parametro tempo. Questa formulazione del problema permette spesso di trasferire il modello dalle equazioni della fisica matematica alle equazioni differenziali ordinarie. Ciò semplifica notevolmente il modello matematico e facilita lo studio analitico della stabilità.

Un risultato positivo di un'analisi della stabilità dell'equilibrio utilizzando il metodo statico non sempre garantisce la stabilità dinamica. Tuttavia, per i sistemi conservativi, l’approccio statico nella determinazione dei carichi critici e dei nuovi stati di equilibrio porta esattamente agli stessi risultati di quello dinamico.

In un sistema conservativo, il lavoro delle forze interne ed esterne del sistema, compiuto durante la transizione da uno stato all'altro, è determinato solo da questi stati e non dipende dalla traiettoria del movimento.

Il concetto di “sistema” unisce struttura deformabile e carichi, il cui comportamento deve essere specificato. Ciò implica due condizioni necessarie e sufficienti per la conservatività del sistema: 1) elasticità della struttura deformabile, cioè reversibilità delle deformazioni; 2) conservatività del carico, ovvero indipendenza del lavoro da esso svolto dalla traiettoria. In alcuni casi, il metodo statico fornisce risultati soddisfacenti per i sistemi non conservativi.

Per illustrare quanto sopra, si considerino diversi esempi tratti dalla meccanica teorica e dalla resistenza dei materiali.

1. Una sfera di peso Q è posizionata in una rientranza della superficie di supporto (Fig. 1.3). Sotto l'azione della forza perturbatrice 5P Q sina, la posizione di equilibrio della palla non cambia, cioè è stabile.

Con un'azione a breve termine della forza 5P Q sina senza tener conto dell'attrito volvente, è possibile una transizione verso una nuova posizione di equilibrio o oscillazioni attorno alla posizione di equilibrio iniziale. Tenendo conto dell'attrito, il movimento oscillatorio risulterà smorzato, cioè stabile. L'approccio statico permette di determinare solo il valore critico della forza perturbatrice, che è pari a: Pcr = Q sina. La natura del movimento quando viene superato il valore critico dell'influenza disturbante e la durata critica dell'influenza possono essere analizzati solo con metodi dinamici.

2. Un'asta di lunghezza / viene compressa dalla forza P (Fig. 1.4). Dalla resistenza dei materiali basata sul metodo statico, è noto che quando caricati in campo elastico esiste un valore critico della forza di compressione.

Risolvere lo stesso problema con una forza di tracciamento, la cui direzione coincide con la direzione della tangente nel punto di applicazione, utilizzando il metodo statico porta alla conclusione sull'assoluta stabilità della forma rettilinea dell'equilibrio.

Modello matematico nelle equazioni differenziali ordinarie. Condizioni al contorno, metodo delle non idealità

L'analisi ingegneristica è divisa in due categorie: metodi classici e numerici. I metodi classici tentano di risolvere direttamente i problemi di distribuzione dei campi di sollecitazione e deformazione, formando sistemi di equazioni differenziali basati su principi fondamentali. Una soluzione esatta, se è possibile ottenere equazioni in forma chiusa, è possibile solo per i casi più semplici di geometria, carichi e condizioni al contorno. Una gamma abbastanza ampia di problemi classici può essere risolta utilizzando soluzioni approssimate di sistemi di equazioni differenziali. Queste soluzioni assumono la forma di serie in cui i termini inferiori vengono scartati dopo aver esaminato la convergenza. Come le soluzioni esatte, le soluzioni approssimate richiedono una forma geometrica regolare, condizioni al contorno semplici e una comoda applicazione dei carichi. Di conseguenza, queste soluzioni non possono essere applicate alla maggior parte dei problemi pratici. Il vantaggio fondamentale dei metodi classici è che forniscono una profonda comprensione del problema in studio. Una gamma più ampia di problemi può essere studiata utilizzando metodi numerici. I metodi numerici includono: 1) metodo energetico; 2) metodo degli elementi al contorno; 3) metodo delle differenze finite; 4) metodo degli elementi finiti.

I metodi energetici consentono di trovare l'espressione minima dell'energia potenziale totale di una struttura sull'intera area data. Questo approccio funziona bene solo quando si risolvono determinati problemi.

Il metodo degli elementi al contorno approssima le funzioni che soddisfano il sistema di equazioni differenziali da risolvere, ma non le condizioni al contorno. La dimensionalità del problema è ridotta perché gli elementi rappresentano solo i confini della regione modellata. Tuttavia, l'applicazione di questo metodo richiede la conoscenza della soluzione fondamentale del sistema di equazioni, che può essere difficile da ottenere.

Il metodo delle differenze finite trasforma un sistema di equazioni differenziali e condizioni al contorno in un corrispondente sistema di equazioni algebriche. Questo metodo consente di risolvere problemi di analisi di strutture con geometria complessa, condizioni al contorno e carichi combinati. Tuttavia, il metodo delle differenze finite è spesso troppo lento a causa del fatto che la necessità di una griglia regolare sull’intera area di studio porta a sistemi di equazioni di ordine molto elevato.

Il metodo degli elementi finiti può essere esteso ad una classe pressoché illimitata di problemi poiché consente di utilizzare elementi di forma semplice e varia per ottenere partizioni. Le dimensioni degli elementi finiti, che possono essere combinati per ottenere un'approssimazione ad eventuali confini irregolari, talvolta differiscono nella partizione di decine di volte. È consentito applicare un carico di qualsiasi tipo agli elementi del modello, nonché applicare agli stessi qualsiasi tipo di fissaggio. Il problema principale è l’aumento dei costi per ottenere risultati. La generalità della soluzione va a scapito della perdita di intuizione, poiché una soluzione agli elementi finiti è, di fatto, un insieme di numeri applicabili solo a un problema specifico posto utilizzando un modello agli elementi finiti. La modifica di qualsiasi aspetto significativo nel modello richiede solitamente una risoluzione completa del problema. Si tratta tuttavia di un costo insignificante, poiché il metodo degli elementi finiti è spesso l’unico modo possibile le sue decisioni. Il metodo è applicabile a tutte le classi di problemi di distribuzione del campo, che includono analisi strutturale, trasferimento di calore, flusso di fluidi ed elettromagnetismo. Gli svantaggi dei metodi numerici includono: 1) l'alto costo dei programmi di analisi agli elementi finiti; 2) lunga formazione per lavorare con il programma e possibilità di lavoro a tempo pieno solo per personale altamente qualificato; 3) molto spesso è impossibile verificare mediante esperimenti fisici la correttezza del risultato della soluzione ottenuta con il metodo degli elementi finiti, anche nei problemi non lineari. t Revisione di studi sperimentali sulla stabilità di piastre ed elementi compositi di piastre

Sono realizzati i profili attualmente utilizzati per le strutture edili lamiere spessore da 0,5 a 5 mm e sono quindi considerati a parete sottile. I loro bordi possono essere piatti o curvi.

La caratteristica principale del funzionamento dei profili a pareti sottili è che le facce con un elevato rapporto larghezza-spessore subiscono grandi deformazioni di instabilità quando caricate. Un aumento particolarmente intenso delle deflessioni si osserva quando l'entità delle sollecitazioni agenti sulla facciata si avvicina ad un valore critico. Si verifica una perdita di stabilità locale e le deflessioni diventano paragonabili allo spessore della faccia. Di conseguenza, la sezione trasversale del profilo risulta notevolmente distorta.

Nella letteratura sulla stabilità delle placche, un posto speciale è occupato dai lavori dello scienziato russo SP. Tymoshenko. A lui viene attribuito lo sviluppo di un metodo energetico per risolvere problemi di stabilità elastica. Utilizzando questo metodo, SP. Timoshenko ha dato una soluzione teorica ai problemi di stabilità delle piastre caricate nel piano medio in diverse condizioni al contorno. Le soluzioni teoriche sono state verificate mediante una serie di prove su piastre semplicemente appoggiate e sotto compressione uniforme. I test hanno confermato la teoria.

Valutazione dell'adeguatezza dei calcoli mediante confronto con soluzioni numeriche con il metodo degli elementi finiti e soluzioni analitiche note

Per verificare l'attendibilità dei risultati ottenuti, sono stati condotti studi numerici utilizzando il metodo degli elementi finiti (FEM). IN Ultimamente Gli studi FEM numerici sono sempre più utilizzati per ragioni oggettive, come la mancanza di compiti di test e l'impossibilità di soddisfare tutte le condizioni durante il test dei campioni. I metodi numerici consentono di condurre ricerche in condizioni “ideali” e presentano un errore minimo, cosa praticamente impossibile da implementare nei test reali. Gli studi numerici sono stati condotti utilizzando il programma ANSYS.

Sono stati condotti studi numerici sui seguenti campioni: piastra rettangolare; Elemento di profilo ad U e trapezoidale, avente zig longitudinale e senza zig; foglio di profilo (Fig. 2.11). Campioni con uno spessore di 0,7; 0,8; 0,9 e 1 mm.

Ai campioni è stato applicato un carico di compressione uniforme SGSG (Fig. 2.11) alle estremità, seguito da un aumento del passo Det. Il carico corrispondente alla perdita locale di stabilità di una forma piatta corrispondeva al valore della sollecitazione critica di compressione scr. Quindi, utilizzando la formula (2.24), è stato calcolato il coefficiente di stabilità &(/?і,/?г) e confrontato con il valore della Tabella 2.

Consideriamo una piastra rettangolare di lunghezza a = 100 mm e larghezza 6 = 50 mm, compressa alle estremità da un carico di compressione uniforme. Nel primo caso, la piastra ha un fissaggio a cerniera lungo il contorno, nel secondo - una guarnizione rigida lungo i bordi laterali e un fissaggio a cerniera lungo le estremità (Fig. 2.12).

Nel programma ANSYS, è stato applicato un carico di compressione uniforme alle facce terminali e sono stati determinati il ​​carico critico, la sollecitazione e il coefficiente di stabilità &(/?],/?2) della piastra. Quando incernierata lungo il contorno, la placca perdeva stabilità nella seconda forma (sono stati osservati due rigonfiamenti) (Fig. 2.13). Successivamente sono stati confrontati i coefficienti di stabilità della piastra, rilevati numericamente e analiticamente. I risultati del calcolo sono presentati nella Tabella 3.

Dalla Tabella 3 si può vedere che la differenza tra i risultati della soluzione analitica e numerica è stata inferiore all'1%. Da ciò si è concluso che l'algoritmo di ricerca sulla stabilità proposto può essere utilizzato nel calcolo dei carichi critici per strutture più complesse.

Per estendere il metodo proposto per il calcolo della stabilità locale dei profili a pareti sottili al caso generale di carico, sono stati condotti studi numerici nel programma ANSYS per determinare come la natura del carico di compressione influisce sul coefficiente k(y). I risultati della ricerca sono presentati in un grafico (Fig. 2.14).

La fase successiva del test della metodologia di calcolo proposta è stata lo studio elemento individuale profilo (Fig. 2.11, b, c). È incernierato lungo il contorno ed è compresso alle estremità da un carico di compressione uniforme dell'USG (Fig. 2.15). Il campione è stato testato per la stabilità utilizzando il programma ANSYS e utilizzando il metodo proposto. Successivamente, i risultati sono stati confrontati.

Durante la creazione di un modello in ANSYS, per garantire una distribuzione uniforme del carico di compressione lungo l'estremità, è stato posizionato un profilo a parete sottile tra due piastre spesse e ad essi è stato applicato un carico di compressione.

Il risultato dello studio di un elemento del profilo a forma di U nel programma ANSYS è mostrato nella Figura 2.16, che mostra che, prima di tutto, la perdita di stabilità locale avviene sulla piastra più larga.

Area dei carichi ammissibili senza tener conto della perdita di stabilità locale

Per le strutture portanti realizzate con profili trapezoidali a pareti sottili high-tech, i calcoli vengono eseguiti utilizzando metodi di sollecitazione consentiti. Si propone una tecnica ingegneristica per tenere conto della perdita locale di stabilità nel calcolo della capacità portante di strutture costituite da profili trapezoidali a pareti sottili. La tecnica è implementata in MS Excel, è disponibile per un ampio utilizzo e può servire come base per opportune integrazioni ai documenti normativi relativi al calcolo dei profili a pareti sottili. Si basa sulla ricerca e sulle dipendenze analitiche ottenute per il calcolo delle sollecitazioni critiche dell'instabilità locale degli elementi della piastra di un profilo trapezoidale a parete sottile. Il problema è diviso in tre componenti: 1) determinazione dello spessore minimo del profilo (massimo t \ al quale non è necessario tenere conto della perdita di stabilità locale in questo tipo di calcolo; 2) determinazione dell'area di ammissibile carichi di un profilo trapezoidale a pareti sottili, all'interno del quale la capacità portante è garantita senza perdita locale di stabilità; 3) determinazione dell'intervallo di valori ammissibili di NuM, entro il quale è garantita la capacità portante in caso di perdita locale di stabilità di uno o più elementi della piastra di un profilo trapezoidale a parete sottile (tenendo conto della riduzione di la sezione del profilo).

In questo caso, si considera che la dipendenza del momento flettente dalla forza longitudinale M=f(N) per la struttura calcolata sia stata ottenuta utilizzando i metodi della resistenza dei materiali o della meccanica strutturale (Fig. 2.1). Sono note le tensioni ammissibili [t] e il carico di snervamento del materiale, nonché le tensioni residue negli elementi della piastra. Nei calcoli dopo la perdita locale di stabilità è stato utilizzato il metodo della “riduzione”. In caso di deformazione viene eliminato il 96% della larghezza del corrispondente elemento piastra.

Calcolo delle sollecitazioni critiche dell'instabilità locale degli elementi della piastra e dello spessore massimo di un profilo trapezoidale a pareti sottili Un profilo trapezoidale a pareti sottili è diviso in un insieme di elementi della piastra come mostrato in Fig. 4.1. Allo stesso tempo, l'angolo di disposizione reciproca degli elementi vicini non influisce sul valore della tensione critica del locale

Profilo H60-845 CURVO a deformazione. È consentita la sostituzione delle ondulazioni curve con elementi diritti. Le tensioni critiche di compressione dell'instabilità locale nel senso di Eulero per un singolo elemento piastra i-esimo di un profilo trapezoidale a pareti sottili con larghezza bt allo spessore t, modulo elastico del materiale E e rapporto di Poisson ju nella fase elastica di carico sono determinato dalla formula

I coefficienti k(рх,Р2) e k(v) tengono conto, rispettivamente, dell'influenza della rigidità degli elementi della piastra adiacenti e della natura della distribuzione delle sollecitazioni di compressione lungo la larghezza dell'elemento della piastra. Il valore dei coefficienti: k(рх,Р2) è determinato dalla Tabella 2 o calcolato utilizzando la formula

Le sollecitazioni normali in un elemento piastra sono determinate negli assi centrali dalla nota formula per la resistenza dei materiali. L'area dei carichi ammissibili senza tener conto della perdita di stabilità locale (Fig. 4.2) è determinata dall'espressione ed è un quadrilatero, dove J è il momento di inerzia della sezione del periodo del profilo durante la flessione, F è il area della sezione del periodo del profilo, utam e Utip sono le coordinate dei punti estremi della sezione del profilo (Fig. 4.1).

Qui, l'area della sezione trasversale del profilo F e il momento di inerzia della sezione J sono calcolati per un elemento periodico di lunghezza L, e la forza longitudinale iV e il momento flettente Mb del profilo sono correlati a L.

La capacità portante è garantita quando la curva di carico effettiva M=f(N) rientra nell'intervallo dei carichi ammissibili meno l'area di instabilità locale (Fig. 4.3). Figura 4.2. Area dei carichi ammissibili senza tener conto della perdita di stabilità locale

La perdita di stabilità locale di uno dei ripiani porta alla sua parziale esclusione dalla percezione dei carichi di lavoro - riduzione. Il grado di riduzione viene preso in considerazione dal coefficiente di riduzione

La capacità portante è garantita quando la curva di carico effettiva rientra nell'intervallo dei carichi consentiti meno l'intervallo di carico dell'instabilità locale. A spessori minori, la linea di instabilità locale riduce l’area dei carichi ammissibili. L'instabilità locale non è possibile se la curva di carico effettiva si trova in un'area ridotta. Quando la curva di carico effettiva supera la linea del valore minimo della sollecitazione critica di instabilità locale, è necessario ricostruire l'area dei carichi ammissibili tenendo conto della riduzione del profilo, che è determinata dall'espressione

TESI DI DIPLOMA SULL'ARGOMENTO:

Produzione di tubi

1. ASSORTIMENTO E REQUISITI DELLA DOCUMENTAZIONE NORMATIVA PER I TUBI

1.1 Gamma di tubi

OJSC “KresTrubZavod” è uno dei maggiori produttori di prodotti per tubi nel nostro paese. I suoi prodotti sono venduti con successo sia a livello nazionale che all'estero. I prodotti fabbricati nello stabilimento soddisfano i requisiti degli standard nazionali ed esteri. I certificati di qualità internazionali sono stati rilasciati da organizzazioni come: l'American Petroleum Institute (API), il centro di certificazione tedesco TUV - Reiland.

L'officina T-3 è una delle principali officine dell'impresa; i suoi prodotti sono conformi agli standard presentati nella tabella. 1.1.

Tabella 1.1 - Norme dei tubi prodotti

L'officina produce tubi di acciaio al carbonio, legato e alto legato con un diametro di D=28-89 mm e uno spessore di parete di S=2,5-13 mm.

L'officina è specializzata principalmente nella produzione di tubi per pompe e compressori, tubi per uso generale e tubi destinati alla successiva lavorazione a freddo.

Le proprietà meccaniche dei tubi fabbricati devono corrispondere a quelle indicate in tabella. 1.2.

1.2 Obbligo di documentazione normativa

La produzione di tubi nell'officina T-3 di KreTrubZavod viene effettuata in conformità con vari documenti normativi come GOST, API, DIN, NFA, ASTM e altri. Consideriamo i requisiti della norma DIN 1629.

1.2.1 Assortimento

Questo standard si applica al seamless tubi tondi da acciai non legati. Composizione chimica gli acciai utilizzati per la produzione di tubi sono riportati nella Tabella 1.3.

Tabella 1.2 - Proprietà meccaniche dei tubi

Tabella 1.3 - Composizione chimica degli acciai

I tubi fabbricati secondo questo standard vengono utilizzati principalmente in vari apparecchi per la fabbricazione di serbatoi e la posa di condotte, nonché nell'ingegneria meccanica generale e nella costruzione di strumenti.

Le dimensioni e gli scostamenti massimi dei tubi sono riportati nella Tabella 1.4., Tabella 1.5., Tabella 1.6.

La lunghezza del tubo è determinata dalla distanza tra le sue estremità. I tipi di lunghezza dei tubi sono riportati nella Tabella 1.4.

Tabella 1.4 - Tipologie di lunghezze e deviazioni di lunghezza ammissibili

Tabella 1.5 - Scostamenti di diametro ammessi

Tabella 1.6 - Scostamenti ammessi nello spessore della parete

I tubi dovrebbero essere il più rotondi possibile. La deviazione dalla rotondità deve rientrare nelle deviazioni consentite per il diametro esterno.

I tubi devono essere diritti a vista; se necessario possono essere stabiliti particolari requisiti di rettilineità.

I tubi devono essere tagliati perpendicolarmente all'asse del tubo e non devono presentare bave.

I valori per le masse lineari (pesi) sono indicati nella norma DIN 2448. Sono consentite le seguenti deviazioni da questi valori:

per un tubo separato + 12%–8%,

per consegne di peso minimo 10t +10%–5%.

La designazione standard per tubi corrispondente alla norma DIN 1629 indica:

Nome (tubo);

Numero principale della norma dimensionale DIN (DIN 2448);

Dimensioni principali del tubo (diametro esterno x spessore della parete);

Numero principale specifiche tecniche forniture (DIN 1629);

Nome abbreviato della qualità di acciaio.

Esempio simbolo tubi secondo DIN 1629 con un diametro esterno di 33,7 mm e uno spessore di parete di 3,2 mm in acciaio St 37.0:

Tubo DIN 2448–33,7×3,2

DIN 1629–St 37.0.

1.2.2 Requisiti tecnici

I tubi devono essere fabbricati in conformità con i requisiti della norma e secondo le norme tecnologiche approvate nel modo prescritto.

Le superfici esterne ed interne dei tubi e dei raccordi devono essere prive di cappucci, cavità, opacità, delaminazioni, crepe e sabbia.

È consentito abbattere e ripulire i difetti indicati, a condizione che la loro profondità non superi lo scostamento massimo in meno per lo spessore della parete. Non è consentita la saldatura, la calafataggio o la sigillatura delle aree difettose.

Nei luoghi in cui lo spessore della parete può essere misurato direttamente, la profondità delle aree difettose può superare il valore specificato, a condizione che venga mantenuto lo spessore minimo della parete, definito come la differenza tra lo spessore nominale della parete del tubo e la deviazione negativa massima per esso.

Sono ammessi singoli piccoli graffi, ammaccature, graffi, un sottile strato di scaglie e altri difetti causati dal metodo di produzione, se non portano lo spessore della parete oltre le deviazioni negative.

Le proprietà meccaniche (carico di snervamento, carico di rottura, allungamento a rottura) devono corrispondere ai valori riportati nella Tabella 1.7.

Tabella 1.7 - Proprietà meccaniche

1.2.3 Regole di accettazione

I tubi vengono presentati per l'accettazione in lotti.

Il lotto deve essere costituito da tubi dello stesso diametro nominale, dello stesso spessore di parete e gruppo di resistenza, della stessa tipologia e unico disegno ed essere accompagnato da un unico documento attestante che la loro qualità soddisfa i requisiti della norma e contenente:

Nome del produttore;

Diametro nominale del tubo e spessore della parete in millimetri, lunghezza del tubo in metri;

Tipo di tubo;

Gruppo di resistenza, numero di colata, frazione di massa di zolfo e fosforo per tutte le colate incluse nel lotto;

Numeri dei tubi (da - a per ogni batteria);

Risultati del test;

Designazione standard.

Verifica aspetto, l'entità dei difetti, le dimensioni e i parametri geometrici devono essere sottoposti a ciascun tubo del lotto.

La frazione in massa di zolfo e fosforo deve essere controllata ad ogni calore. Per i tubi realizzati in metallo di un'altra impresa, la frazione di massa di zolfo e fosforo deve essere certificata da un documento sulla qualità del produttore del metallo.

Per verificare le proprietà meccaniche del metallo, da ciascuna colata viene selezionato un tubo di ciascuna dimensione.

Per verificare l'appiattimento, viene prelevato un tubo da ciascuna colata.

Ogni tubo deve essere sottoposto ad una prova di tenuta utilizzando la pressione idraulica interna.

Se si ottengono risultati insoddisfacenti per almeno uno degli indicatori, i test vengono ripetuti su un doppio campione dello stesso lotto. I risultati di test ripetuti si applicano all'intero lotto.

1.2.4 Metodi di prova

L'ispezione delle superfici esterne ed interne di tubi e giunti viene eseguita visivamente.

La profondità dei difetti deve essere controllata mediante limatura o altro metodo in uno o tre punti.

Il controllo delle dimensioni geometriche e dei parametri dei tubi e dei giunti deve essere effettuato utilizzando strumenti di misura universali o strumenti speciali che forniscano la necessaria precisione di misurazione, in conformità con documentazione tecnica, approvato secondo le modalità prescritte.

La curvatura alle sezioni terminali del tubo è determinata in base all'entità della freccia di deflessione e viene calcolata come il quoziente di divisione della freccia di deflessione in millimetri per la distanza dal luogo - misurazione all'estremità più vicina del tubo in metri .

Il test del peso del tubo deve essere eseguito presso mezzi speciali per pesare con precisione conforme ai requisiti di questo standard.

La prova di trazione deve essere eseguita secondo la norma DIN 50 140 su provini longitudinali corti.

Per verificare le proprietà meccaniche del metallo, viene tagliato un campione da ciascun tubo selezionato. I campioni devono essere tagliati lungo entrambe le estremità del tubo utilizzando un metodo che non modifichi la struttura e le proprietà meccaniche del metallo. È consentito raddrizzare le estremità del campione per la presa con i morsetti della macchina di prova.

La durata della prova di pressione idraulica deve essere di almeno 10 s. Durante il test non devono essere rilevate perdite nella parete del tubo.

1.2.5 Etichettatura, imballaggio, trasporto e stoccaggio

La marcatura dei tubi deve essere eseguita nella seguente misura:

Ogni tubo ad una distanza di 0,4-0,6 m dalla sua estremità deve essere chiaramente contrassegnato da urti o zigrinature:

Numero del tubo;

Marchio del produttore;

Mese e anno di emissione.

L'area di marcatura deve essere delineata o evidenziata con vernice resistente e di colore chiaro.

L'altezza dei segni dovrebbe essere 5-8 mm.

Quando si utilizza il metodo meccanico di marcatura dei tubi, è consentito disporli in una fila. È consentito segnare il numero di colata su ogni tubo.

Accanto alla marcatura per impatto o zigrinatura, ogni tubo deve essere marcato con vernice chiara resistente:

Diametro nominale del tubo in millimetri;

Spessore della parete in millimetri;

Tipo di esecuzione;

Nome o marchio del produttore.

L'altezza dei segni dovrebbe essere 20-50 mm.

Tutte le marcature devono essere applicate lungo la generatrice del tubo. È consentito applicare marcature perpendicolari alla generatrice utilizzando il metodo della zigrinatura.

Durante il carico un carro deve contenere tubi di un solo lotto. I tubi vengono trasportati in sacchi strettamente legati in almeno due punti. Il peso del pacco non deve superare le 5 tonnellate e, su richiesta del consumatore, le 3 tonnellate.È consentito spedire pacchi di tubi di lotti diversi in un'auto, purché separati.

2. TECNOLOGIA E ATTREZZATURE PER LA PRODUZIONE DEI TUBI

2.1 Descrizione dell'attrezzatura principale dell'officina T-3

2.1.1 Descrizione e brevi caratteristiche tecniche di un forno a suola mobile (WHF)

Il forno a suola mobile dell'officina T-3 è progettato per il riscaldamento di billette rotonde con un diametro di 90...120 mm, una lunghezza di 3...10 m di acciaio al carbonio, bassolegato e inossidabile prima della foratura su un TPA-80.

Il forno si trova nell'officina T-3 al secondo piano nelle baie A e B.

Il progetto del forno è stato realizzato da Gipromez della città di Sverdlovsk nel 1984. La messa in servizio è stata effettuata nel 1986.

Il forno è una struttura metallica rigida, rivestita dall'interno con materiali refrattari e termoisolanti. Dimensioni interne del forno: lunghezza - 28,87 m, larghezza - 10,556 m, altezza - 924 e 1330 mm, le caratteristiche operative del forno sono presentate nella Tabella 2.1. Sotto il forno è realizzato sotto forma di travi fisse e mobili, con l'aiuto delle quali i pezzi vengono trasportati attraverso il forno. Le travi sono rivestite con materiali termoisolanti e resistenti al fuoco e incorniciate con una speciale serie di getti resistenti al calore. La parte superiore delle travi è realizzata in massa di mullite-corindone MK-90. La volta del forno è realizzata sospesa con materiali refrattari sagomati e coibentata materiale isolante termico. Per la manutenzione e la manutenzione del forno processo tecnologico Le pareti sono dotate di finestre funzionanti, di una finestra di carico e di una finestra di scarico metallica. Tutte le finestre sono dotate di persiane. Il forno è riscaldato a gas metano, bruciato mediante bruciatori tipo GR (bruciatore ad irraggiamento a bassa pressione) installati sul tetto. Il forno è suddiviso in 5 zone termiche da 12 fuochi ciascuna. L'aria comburente viene fornita da due ventilatori VM-18A-4, uno dei quali funge da riserva. L'evacuazione dei fumi avviene attraverso un collettore fumi posto sul tetto all'inizio del forno. Inoltre, attraverso un sistema di tubi da fumo rivestiti in metallo e maiali che utilizzano due aspiratori di fumo VGDN-19, i gas di combustione vengono rilasciati nell'atmosfera. Sul camino è installato un recuperatore ad anello tubolare a 6 sezioni a due giri di fumo (CP-250) per riscaldare l'aria comburente fornita. Per uno sfruttamento più completo del calore dei gas di scarico, il sistema di rimozione dei fumi è dotato di un forno a camera singola per il riscaldamento dei mandrini (SPO).

Il pezzo riscaldato viene rilasciato dal forno tramite un trasportatore a rulli interno raffreddato ad acqua, i cui rulli sono dotati di un attacco resistente al calore.

Il forno è dotato di impianto televisivo industriale. La comunicazione con altoparlante è fornita tra i pannelli di controllo e il pannello della strumentazione.

Il forno è dotato di sistemi per la regolazione automatica delle condizioni termiche, sicurezza automatica, unità per il monitoraggio dei parametri operativi e segnalazione di deviazioni dei parametri dalla norma. I seguenti parametri sono soggetti a regolazione automatica:

Temperatura del forno in ogni zona;

Rapporto gas-aria per zona;

Pressione del gas davanti al forno;

Pressione nello spazio di lavoro del forno.

Oltre alle modalità automatiche, viene fornita una modalità remota. Sistema controllo automatico include:

Temperatura del forno per zona;

Temperatura su tutta la larghezza del forno in ciascuna zona;

Temperatura dei gas in uscita dal forno;

Temperatura dell'aria dopo il recuperatore per zona;

Temperatura dei fumi a monte del recuperatore;

Temperatura dei fumi davanti all'aspiratore fumi;

Consumo di gas naturale per il forno;

Consumo d'aria per forno;

Aspirare nel suino davanti all'aspiratore fumi;

Pressione del gas nel collettore comune;

Pressione gas e aria nei collettori di zona;

Pressione del forno.

Il forno è dotato di dispositivo di intercettazione del gas naturale allarme luminoso e sonoro quando la pressione del gas e dell'aria diminuisce nei collettori di zona.

Tabella 2.1 - Parametri di funzionamento del forno

L'allarme sonoro di emergenza viene attivato anche quando:

Aumento della temperatura nelle zone 4a e 5a (t cp = 1400°C);

Temperatura in aumento Gas di scarico davanti al recuperatore (t con p = 850°C);

Incremento della temperatura dei fumi a monte dell'aspiratore fumi (t cp =400°C);

Caduta della pressione dell'acqua di raffreddamento (p av = 0,5 atm).

2.1.2 Brevi caratteristiche tecniche della linea di taglio a caldo

La linea di taglio a caldo per pezzi è progettata per inserire un'asta riscaldata nelle cesoie, tagliare il pezzo alle lunghezze richieste e rimuovere il pezzo tagliato dalle cesoie.

Sintetiche caratteristiche tecniche della linea di taglio a caldo sono presentate nella Tabella 2.2.

L'attrezzatura della linea di taglio a caldo comprende le cesoie stesse (modelli SKMZ) per il taglio del pezzo, un fermo mobile, una rulliera di trasporto e uno schermo protettivo per proteggere l'attrezzatura dalle radiazioni termiche dalla finestra di scarico PShP. Le cesoie sono progettate per tagliare il metallo senza sprechi, ma se, a seguito di un'emergenza, si formano dei rifili residui, nella fossa vicino alle cesoie vengono installati uno scivolo e una cassetta per raccoglierli. In ogni caso il funzionamento di una linea di taglio a caldo dei pezzi deve essere organizzato in modo tale da evitare la formazione di rifili.

Tabella 2.2 - Sintetiche caratteristiche tecniche della linea di taglio a caldo

Dopo aver riscaldato l'asta ed averla erogata, passa attraverso un termostato (per ridurre il calo di temperatura lungo la lunghezza del pezzo), raggiunge l'arresto mobile e viene tagliato in pezzi della lunghezza richiesta. Dopo aver effettuato il taglio, la battuta mobile viene sollevata tramite un cilindro pneumatico ed il pezzo viene trasportato lungo la rulliera. Dopo aver superato la battuta si abbassa in posizione di lavoro e si ripete il ciclo di taglio. Per rimuovere il calcare da sotto i rulli della rulliera e dalle cesoie per il taglio a caldo, viene fornito un sistema di decalcificazione e vengono forniti uno scivolo e una scatola di raccolta per la rimozione del rivestimento. Dopo aver lasciato la rulliera della linea di taglio a caldo, il pezzo entra nella rulliera di ricezione del laminatoio perforatore.

2.1.3 Design e caratteristiche tecniche dei principali e equipaggiamento ausiliario sezione del mulino per perforazione

La perforatrice è progettata per perforare un pezzo solido in un manicotto cavo. Il TPA-80 è dotato di un mulino perforatore a 2 rulli con rulli a botte o a tazza e barre di guida. Specifiche tecniche il mulino per piercing è presentato nella Tabella 2.3.

Davanti al mulino perforatore è presente una rulliera raffreddata ad acqua progettata per ricevere il pezzo dalla linea di taglio a caldo e trasportarlo alla macchina di centratura. La rulliera è composta da 14 rulli raffreddati ad acqua con azionamento individuale.

Tabella 2.3 - Caratteristiche tecniche del mulino perforatore

La macchina di centraggio è progettata per forare una rientranza centrale con un diametro di 20...30 mm e una profondità di 15...20 mm all'estremità di un pezzo riscaldato ed è un cilindro pneumatico in cui un martello con punta diapositive.

Dopo la centratura, il pezzo riscaldato entra nella griglia per il successivo trasferimento allo scivolo del tavolo anteriore del mulino perforatore.

Il tavolo anteriore del mulino per perforazione è progettato per ricevere un pezzo riscaldato che rotola lungo la griglia, allineando l'asse del pezzo con l'asse di perforazione e trattenendolo durante la perforazione.

Sul lato di uscita del mulino sono installati centratori a rulli dell'asta del mandrino, che supportano e centrano l'asta, sia prima dello sfondamento che durante il processo di sfondamento, quando è soggetto ad elevate forze assiali ed è possibile la sua flessione longitudinale.

Dietro i centratori è presente un meccanismo fisso di regolazione della spinta con testa di apertura; serve ad assorbire le forze assiali che agiscono sull'asta con il mandrino, regolare la posizione del mandrino nella zona di deformazione e far passare il manicotto all'esterno del mulino perforatore.

2.1.4 Progettazione e caratteristiche tecniche delle apparecchiature principali e ausiliarie della sezione del mulino continuo

Il mulino continuo è progettato per la laminazione di tubi grezzi con un diametro di 92 mm e uno spessore di parete di 3...8 mm. La laminazione viene effettuata su un lungo mandrino flottante lungo 19,5 m Le brevi caratteristiche tecniche del mulino continuo sono riportate nella Tabella 2.4, nella Tabella 2.5. Vengono forniti i rapporti di trasmissione dei cambi.

Durante la laminazione, il mulino continuo funziona come segue: il liner viene trasportato da una rulliera dietro il mulino perforatore ad una velocità di 3 m/s fino ad un fermo mobile e, dopo l'arresto, mediante un trasportatore a catena viene trasferito su una griglia in davanti al mulino continuo e fatto rotolare indietro sui bracci dell'erogatore.

Tabella 2.4 - Brevi caratteristiche tecniche di un mulino continuo

Se sono presenti difetti sulla manica, l'operatore attiva manualmente l'otturatore e gli spingitori per indirizzarlo nella tasca.

Con le leve del dispenser abbassate, un manicotto utilizzabile rotola nello scivolo, viene premuto dalle leve di bloccaggio, dopodiché un mandrino viene inserito nel manicotto mediante rulli di regolazione. Quando l'estremità anteriore del mandrino raggiunge il bordo anteriore del rivestimento, la pinza viene rilasciata e il rivestimento viene inserito in un mulino continuo utilizzando rulli di spinta. In questo caso, la velocità di rotazione del mandrino e dei rulli di trascinamento delle maniche è impostata in modo tale che nel momento in cui la manica viene catturata dalla prima gabbia del laminatoio continuo, l'estremità anteriore del mandrino si estende di 2,5... 3 milioni.

Dopo la laminazione su mulino continuo, il tubo grezzo con il mandrino viene alimentato al mandrino estrattore; una breve descrizione tecnica è presentata nella Tabella 2.6. Dopo di che il tubo viene trasportato da un trasportatore a rulli nell'area in cui viene tagliata l'estremità posteriore e si avvicina alla fermata fissa nell'area in cui viene tagliata l'estremità posteriore del tubo, le caratteristiche tecniche dell'attrezzatura nell'area POZK sono riportate in Tabella 2.7. Raggiunta la battuta, il tubo viene lanciato da un espulsore a coclea sulla griglia davanti alla rulliera livellatrice. Successivamente il tubo rotola lungo la griglia sulla rulliera livellatrice, si avvicina alla battuta che determina la lunghezza del taglio e viene trasferito individualmente dall'impilatore dalla rulliera livellatrice alla griglia davanti alla rulliera di scarico, mentre durante con il movimento l'estremità posteriore del tubo viene tagliata.

L'estremità tagliata del tubo viene trasferita da un trasportatore per eliminare gli scarti in un contenitore per rottami metallici situato all'esterno dell'officina.

Tabella 2.5 - Rapporto di trasmissione dei riduttori di mulini continui e potenza del motore

Tabella 2.6 - Brevi caratteristiche tecniche dell'estrattore a mandrino

Tabella 2.7 - Sintetiche caratteristiche tecniche del tratto per il taglio dell'estremità posteriore del tubo

2.1.5 Principio di funzionamento delle apparecchiature principali e ausiliarie del mulino di riduzione e della sezione frigorifero

L'attrezzatura di questa sezione è progettata per trasportare il tubo grezzo attraverso un impianto di riscaldamento a induzione, rotolando su un mulino di riduzione, raffreddandolo e trasportandolo ulteriormente alla sezione di segatura a freddo.

Il riscaldamento dei tubi grezzi davanti al mulino di riduzione viene effettuato in un'unità di riscaldamento INZ - 9000/2.4, composta da 6 blocchi riscaldanti (12 induttori) posizionati direttamente davanti al mulino di riduzione. I tubi entrano uno dopo l'altro nell'unità di induzione in un flusso continuo. Se non c'è fornitura di tubi dal mulino continuo (quando la laminazione è ferma), è consentito fornire individualmente i tubi “freddi” messi da parte nell'impianto di induzione. La lunghezza dei tubi installati nell'impianto non deve superare i 17,5 m.

Il tipo di mulino di riduzione è a 24 gabbie, 3 rulli con due rulli di supporto e azionamento delle gabbie individuali.

Dopo la laminazione su un mulino di riduzione, il tubo entra nell'irroratrice e nel tavolo di raffreddamento, oppure direttamente nel tavolo di raffreddamento del mulino, a seconda dei requisiti delle proprietà meccaniche del tubo finito.

Il design e le caratteristiche tecniche dello spruzzatore, nonché i parametri di raffreddamento dei tubi in esso contenuti, sono un segreto commerciale di JSC KreTrubZavod e non sono presentati in questo lavoro.

Nella tabella 2.8. Le caratteristiche tecniche dell'impianto di riscaldamento sono presentate nella Tabella 2.9 – una breve caratteristica tecnica del mulino a riduzione.

Tabella 2.8 - Brevi caratteristiche tecniche dell'impianto di riscaldamento INZ-9000/2.4

2.1.6 Attrezzatura per tagliare tubi a misura

Per tagliare i tubi in lunghezze misurate nell'officina T-3, viene utilizzata una sega da taglio Wagner modello WVC 1600R, le cui caratteristiche tecniche sono riportate nella tabella. 2.10. Vengono utilizzate anche le seghe del modello KV6R - caratteristiche tecniche nella Tabella 2.11.

Tabella 2.9 - Sintetiche caratteristiche tecniche del mulino di riduzione

Tabella 2.10 - Caratteristiche tecniche della sega WVC 1600R

2.1.7 Attrezzature per raddrizzare tubi

I tubi, tagliati a lunghezze specifiche secondo l'ordine, vengono inviati alla raddrizzatura. La raddrizzatura viene eseguita sulle livellatrici RVV320x8, progettate per raddrizzare tubi e barre in acciai al carbonio e bassolegati a freddo con una curvatura iniziale fino a 10 mm per 1 metro lineare. Le caratteristiche tecniche della livellatrice RVV 320x8 sono riportate in tabella. 3.12.

Tabella 2.11 - Caratteristiche tecniche della sega modello KV6R

Tabella 2.12 - Caratteristiche tecniche della livellatrice RVV 320x8

2.2 Tecnologia esistente per la produzione di tubi su TPA-80 JSC “KresTrubZavod”

Il pezzo sotto forma di aste che entra in officina viene immagazzinato nel magazzino interno. Prima di essere messo in produzione, viene sottoposto a controllo casuale su un'apposita rastrelliera e, se necessario, a riparazione. Nell'area di preparazione dei pezzi sono installate bilance per controllare il peso del metallo messo in produzione. Le billette dal magazzino vengono alimentate da un carroponte elettrico alla griglia di carico davanti al forno e caricate nel forno di riscaldo tramite un carroponte secondo il programma e la velocità di laminazione.

Il rispetto della disposizione dei pezzi viene effettuato visivamente dalla fioriera metallica. I pezzi vengono caricati nel forno uno alla volta in ciascuno di essi, attraverso uno o più passaggi di piastre guida di travi mobili, a seconda della velocità di laminazione e della frequenza di taglio. Quando si cambia il tipo di acciaio, il calore e le dimensioni standard dei tubi, la piantatrice separa i tipi di acciaio e si scioglie come segue: con una lunghezza del pezzo di 5600-8000 mm, le fusioni vengono separate spostando le prime due aste lungo la larghezza di la fornace; i gradi di acciaio vengono separati spostando le prime quattro aste lungo la larghezza del forno; con una lunghezza del pezzo di 9000-9800 mm, la separazione dei tipi di acciaio e delle fusioni l'uno dall'altro viene effettuata durante la semina con un intervallo di 8-10 passaggi, nonché contando il numero di pezzi piantati nel PShP ed emessi, che sono controllati dal riscaldatore metallo PShP e dalla taglierina a caldo tramite controllo con pannelli di controllo. TPA-80; quando si cambia dimensione (trasbordo del mulino) dei tubi laminati, il caricamento del metallo nel forno si ferma “5-6 passi” prima che il mulino si fermi; quando si ferma per il trasbordo, il metallo “arretra di 5-6 passi”. Il movimento dei pezzi attraverso il forno viene effettuato da tre travi mobili. Durante le pause del ciclo di movimentazione le travi mobili sono installate a livello del focolare. Il tempo di riscaldamento richiesto viene garantito misurando il tempo del ciclo passo. La sovrapressione nello spazio di lavoro dovrebbe essere compresa tra 9,8 Pa e 29,4 Pa, coefficiente del flusso d'aria =1,1 - 1,2.

Quando si riscaldano billette di vari gradi di acciaio in un forno, la durata del riscaldamento è determinata dal metallo il cui tempo di permanenza nel forno è più lungo. Il riscaldamento di alta qualità del metallo è assicurato dal passaggio uniforme dei pezzi lungo l'intera lunghezza del forno. I pezzi riscaldati vengono consegnati alla rulliera di scarico interna e alimentati alla linea di taglio a caldo.

Per ridurre il raffreddamento dei pezzi durante i tempi di inattività, sul trasportatore a rulli è previsto un termostato per il trasporto dei pezzi riscaldati alle cesoie, nonché la possibilità di restituire (attivando la retromarcia) il pezzo non tagliato al forno e mantenerlo lì durante i tempi di inattività .

Durante il funzionamento, il forno potrebbe fermarsi surriscaldato. Per spegnimento di un forno caldo si intende uno spegnimento senza interruzione dell'approvvigionamento di gas naturale. Durante le fermate a caldo, le travi mobili del forno vengono installate a livello di quelle fisse. Le finestre di carico e scarico si chiudono. Utilizzando il regolatore aria-carburante il coefficiente di consumo aria viene ridotto da 1,1-1,2 a 1,0:-1,1. La pressione nel forno a livello del focolare diventa positiva. Quando il mulino si ferma: fino a 15 minuti - la temperatura nelle zone è impostata al limite inferiore e il metallo viene “arretrato” di due gradini; da 15 minuti a 30 minuti - la temperatura nelle zone III, IV, V è ridotta di 20-40 0 C, nelle zone I, II di 30-60 0 C dal limite inferiore; oltre 30 minuti - la temperatura in tutte le zone viene ridotta di 50-150 0 C rispetto al limite inferiore, a seconda della durata di inattività. Gli spazi vuoti “fanno un passo indietro” di 10 passi. Se il fermo macchina dura dalle 2 alle 5 ore, è necessario svuotare dai pezzi la quarta e la quinta zona del forno. I pezzi delle zone I e II vengono scaricati nella tasca. Il metallo viene scaricato dalla fioriera in metallo da PU-1. La temperatura nelle zone V e IV viene ridotta a 1000-1050 0 C. Con una sosta superiore a 5 ore l'intero forno viene liberato dal metallo. L'aumento di temperatura viene effettuato a passi di 20-30 0 C, con una velocità di aumento di temperatura di 1,5-2,5 0 C/min. Con un aumento del tempo di riscaldamento del metallo dovuto alla bassa velocità di laminazione, la temperatura nelle zone I, II, III viene ridotta rispettivamente di 60 0 C, 40 0 ​​​​C, 20 0 C, dal limite inferiore, e la temperatura nelle zone IV, V viene abbassata ai limiti inferiori. In generale, con un funzionamento stabile dell'intera unità, la temperatura tra le zone è distribuita come segue (Tabella 2.13).

Dopo il riscaldamento, il pezzo entra nella linea di taglio del pezzo caldo. L'attrezzatura della linea di taglio a caldo comprende le cesoie stesse per il taglio del pezzo, un fermo mobile, una rulliera di trasporto e uno schermo protettivo per proteggere l'attrezzatura dalle radiazioni termiche provenienti dalla finestra di scarico di un forno a suola mobile. Dopo aver riscaldato l'asta ed averla erogata, questa passa attraverso il termostato, raggiunge la battuta mobile e viene tagliata in pezzi della lunghezza desiderata. Dopo aver effettuato il taglio, la battuta mobile viene sollevata mediante un cilindro pneumatico e il pezzo viene trasportato lungo la rulliera. Dopo aver superato la battuta si abbassa in posizione di lavoro e il ciclo di taglio continua.

Tabella 2.13 - Distribuzione della temperatura nel forno per zone

Il pezzo misurato viene trasferito al centratore tramite un tavolo a rulli dietro le forbici. Il pezzo centrato viene trasferito dall'espulsore su una griglia davanti al mulino perforatore, lungo la quale rotola fino al tappo e, quando il lato di uscita è pronto, viene trasferito su uno scivolo chiuso con un coperchio. Con l'aiuto di uno spintore, con la battuta sollevata, il pezzo viene spinto nella zona di deformazione. Nella zona di deformazione, il pezzo viene forato su un mandrino sostenuto da un'asta. L'asta appoggia sul vetro della testa di spinta del meccanismo di regolazione della spinta, la cui apertura è impedita dalla serratura. Flessione longitudinale l'asta dalle forze assiali derivanti durante il rotolamento è impedita da centratori chiusi, i cui assi sono paralleli all'asse dell'asta.

Nella posizione di lavoro i rulli vengono riuniti attorno allo stelo da un cilindro pneumatico attraverso un sistema di leve. Quando l'estremità anteriore del rivestimento si avvicina, i rulli di centraggio si allontanano in sequenza. Dopo aver terminato la perforazione del pezzo, i primi rulli vengono avvicinati da un cilindro pneumatico, che sposta la manica dai rulli in modo che le leve intercettatrici possano afferrare l'asta, quindi la serratura e la testata anteriore vengono ripiegate, i rulli dispensatori vengono introdotti e la manica viene emessa a velocità maggiore attraverso la testa di spinta sul tavolo a rulli dietro la macchina perforatrice.

Dopo la cucitura, la manica viene trasportata lungo la rulliera fino alla battuta mobile. Successivamente, la manica viene spostata da un trasportatore a catena verso il lato di ingresso del mulino continuo. Dopo il trasportatore, la manica rotola lungo una griglia inclinata fino a un distributore, che la trattiene davanti al lato di ingresso del mulino continuo. Sotto le guide della griglia inclinata è presente una tasca per la raccolta delle cartucce difettose. Il rivestimento viene fatto cadere dalla griglia inclinata nello scivolo di ricezione di un mulino continuo con pinze. A questo punto, un lungo mandrino viene inserito nella manica utilizzando una coppia di rulli di frizione. Quando l'estremità anteriore del mandrino raggiunge l'estremità anteriore del rivestimento, il morsetto del rivestimento viene rilasciato, due coppie di rulli di trazione vengono riuniti sul rivestimento e il rivestimento con il mandrino viene inserito in un mulino continuo. In questo caso, la velocità di rotazione dei rulli di trascinamento del mandrino e dei rulli di trascinamento della camicia è calcolata in modo tale che nel momento in cui la manica viene catturata dalla prima gabbia del mulino continuo, l'estensione del mandrino dalla manica sia 2,5 -3,0 m A questo proposito, la velocità lineare dei rulli di trazione del mandrino dovrebbe essere 2,25-2,5 volte superiore alla velocità lineare dei rulli di trazione del rivestimento.

I tubi laminati con mandrini vengono trasferiti alternativamente sull'asse di uno degli estrattori dei mandrini. La testa del mandrino passa attraverso l'estrattore fisso e viene catturata dall'inserto di presa e il tubo nell'anello di appoggio fisso. Mentre la catena si muove, il mandrino lascia il tubo ed entra in un trasportatore a catena, che lo trasferisce su un doppio trasportatore a rulli, che trasporta i mandrini da entrambi gli estrattori al bagno di raffreddamento.

Dopo aver rimosso il mandrino, il tubo grezzo va alle seghe per rifilare l'estremità sfilacciata posteriore.

Dopo il riscaldamento ad induzione, i tubi vengono immessi in un mulino di riduzione, dotato di ventiquattro gabbie a tre rulli. In un laminatoio di riduzione il numero delle gabbie di lavoro è determinato in base alla dimensione dei tubi laminati (da 9 a 24 gabbie), e le gabbie sono escluse, a partire da 22 in direzione decrescente. Gli stand 23 e 24 partecipano a tutti i programmi a rotazione.

Durante la laminazione i rotoli vengono continuamente raffreddati con acqua. Quando si spostano i tubi lungo il tavolo di raffreddamento, non deve esserci più di un tubo in ciascuna sezione. Durante la laminazione di tubi di conversione deformati a caldo destinati alla produzione di tubi per pompe e compressori del gruppo di resistenza "K" in acciaio di qualità 37G2S dopo il mulino di riduzione, negli spruzzatori viene effettuato un raffreddamento controllato accelerato dei tubi.

La velocità del tubo che passa attraverso lo spruzzatore deve essere stabilizzata con la velocità del mulino riduttore. L'operatore controlla la stabilizzazione della velocità secondo le istruzioni per l'uso.

Dopo la riduzione, i tubi entrano in un tavolo di raffreddamento montato su rack con travi mobili dove vengono raffreddati.

Sul tavolo di raffreddamento i tubi vengono raccolti in sacchi monostrato per la rifilatura delle estremità e il taglio a misura su seghe da taglio a freddo.

I tubi finiti arrivano al tavolo di ispezione del reparto controllo qualità; dopo l'ispezione, i tubi vengono impacchettati e inviati al magazzino del prodotto finito.

2.3 Giustificazione delle decisioni di progettazione

Quando si riducono individualmente i tubi con tensione sul PRS, si verifica una differenza longitudinale significativa nello spessore delle estremità dei tubi. Il motivo dello spessore della parete terminale dei tubi è l'instabilità delle tensioni assiali nelle modalità di deformazione non stazionaria durante il riempimento e lo svuotamento dei supporti di lavoro del mulino con metallo. Le sezioni terminali sono ridotte in condizioni di sollecitazioni di trazione longitudinale significativamente inferiori rispetto alla parte principale (intermedia) del tubo. Un aumento dello spessore della parete nelle sezioni terminali, superando le deviazioni consentite, rende necessario tagliare una parte significativa del tubo finito

Gli standard di finitura terminale per tubi ridotti presso TPA-80 JSC “KresTrubaZavod” sono riportati nella tabella. 2.14.

Tabella 2.14 - Standard per il taglio delle estremità dei tubi in TPA-80 JSC “KresTrubZavod”

2.4 Giustificazione delle decisioni di progettazione

Quando si riducono individualmente i tubi con tensione sul PRS, si verifica una differenza longitudinale significativa nello spessore delle estremità dei tubi. Il motivo dello spessore della parete terminale dei tubi è l'instabilità delle tensioni assiali nelle modalità di deformazione non stazionaria durante il riempimento e lo svuotamento dei supporti di lavoro del mulino con metallo. Le sezioni terminali sono ridotte in condizioni di sollecitazioni di trazione longitudinale significativamente inferiori rispetto alla parte principale (intermedia) del tubo. Un aumento dello spessore delle pareti nelle sezioni terminali, superando le deviazioni consentite, rende necessario tagliare una parte significativa del tubo finito.

Gli standard di finitura terminale per tubi ridotti presso TPA-80 JSC “KresTrubaZavod” sono riportati nella tabella. 2.15.

Tabella 2.15 - Standard per il taglio delle estremità dei tubi in TPA-80 JSC “KresTrubZavod”

dove PC è l'estremità anteriore ispessita del tubo; ZK è l'estremità posteriore ispessita del tubo.

La perdita annuale stimata di metallo nelle estremità ispessite dei tubi nell'officina T-3 di KresTrubZavod OJSC è di 3.000 tonnellate. Riducendo del 25% la lunghezza e il peso delle estremità tagliate e ispessite dei tubi, l'aumento annuo del profitto sarà di circa 20 milioni di rubli. Inoltre, si otterranno risparmi sui costi su utensili per seghe in batch, elettricità, ecc.

Inoltre, nella produzione di billette di conversione per trafilerie, è possibile ridurre la differenza longitudinale di spessore delle pareti dei tubi; il metallo risparmiato grazie alla riduzione della differenza longitudinale di spessore delle pareti può essere utilizzato per aumentare ulteriormente i volumi di produzione di caldo -tubi laminati e deformati a freddo.

3. SVILUPPO DI ALGORITMI DI CONTROLLO PER IL MULINO RIDUTTORE TPA-80

3.1 Stato della questione

Le unità di laminazione continua di tubi sono gli impianti ad alte prestazioni più promettenti per la produzione di tubi senza saldatura laminati a caldo della gamma appropriata.

Le unità comprendono mulini a perforazione, a mandrino continuo e a riduzione. La continuità del processo tecnologico, l'automazione di tutte le operazioni di trasporto, la grande lunghezza dei tubi laminati garantiscono un'elevata produttività, buona qualità tubi per dimensioni superficiali e geometriche

Negli ultimi decenni è continuato lo sviluppo intensivo della produzione di tubi mediante laminazione continua: sono state costruite e messe in funzione officine di laminazione continue (in Italia, Francia, Stati Uniti, Argentina), ricostruite (in Giappone), sono state installate attrezzature per nuove officine forniti (in Cina), e sono stati realizzati progetti di costruzione di officine (in Francia, Canada, USA, Giappone, Messico).

Rispetto agli impianti messi in funzione negli anni '60, i nuovi stabilimenti presentano notevoli differenze: producono prevalentemente tubi oleosi, per cui nelle officine vengono costruite ampie sezioni per la finitura di questi tubi, comprese attrezzature per la ricalcatura delle estremità, il trattamento termico, taglio di tubi, produzione di giunti, ecc.; La gamma di dimensioni dei tubi si è ampliata in modo significativo: il diametro massimo è aumentato da 168 a 340 mm, lo spessore della parete da 16 a 30 mm, cosa resa possibile grazie allo sviluppo del processo di laminazione su laminatoi continui su un lungo mandrino che si muove a velocità controllata velocità, anziché fluttuante. Le nuove unità di laminazione dei tubi utilizzano billette colate in continuo (quadrate e tonde), il che ha garantito un miglioramento significativo degli indicatori tecnici ed economici del loro funzionamento.

Per il riscaldamento dei pezzi sono ancora ampiamente utilizzati i forni ad anello (TPA 48-340, Italia), insieme a questi iniziano ad essere utilizzati forni con suola mobile (TPA 27-127, Francia, TPA 33-194, Giappone). In tutti i casi, l'elevata produttività di un'unità moderna è garantita dall'installazione di un grande forno a capacità singola (capacità fino a 250 t/h). Per riscaldare i tubi prima della riduzione (calibrazione), vengono utilizzati forni a travi mobili.

Il mulino principale per la produzione di camicie continua ad essere un laminatoio a vite a due rulli, la cui progettazione viene migliorata, ad esempio, sostituendo le righe fisse con dischi di guida azionati. Nel caso di utilizzo di billette quadre, il laminatoio a coclea della linea tecnica è preceduto o da un laminatoio pressore (TPA 48-340 in Italia, TPA 33-194 in Giappone) oppure da un mulino per la calibratura dei bordi e da una pressa per la profondità allineamento (TPA 60-245, Francia).

Una delle direzioni principali per l'ulteriore sviluppo del metodo di laminazione continua è l'uso di mandrini che si muovono a velocità controllata durante il processo di laminazione, anziché flottanti. Utilizzando uno speciale meccanismo che sviluppa una forza di tenuta di 1600-3500 kN, il mandrino viene impostato ad una certa velocità (0,3-2,0 m/s), che viene mantenuta fino al ritiro completo tubi dal mandrino durante il processo di laminazione (mandrino trattenuto), o fino ad un certo punto, dal quale il mandrino si muove come flottante (mandrino parzialmente trattenuto). Ciascuno di questi metodi può essere utilizzato nella produzione di tubi di un certo diametro. Pertanto, per i tubi di piccolo diametro il metodo principale è la laminazione su un mandrino flottante, per quelli di diametro medio (fino a 200 mm) su un mandrino parzialmente sostenuto e di grandi dimensioni (fino a 340 mm o più) su un mandrino supportato.

L'utilizzo di mandrini su mulini continui che si muovono a velocità controllata (mantenuti, parzialmente trattenuti) anziché flottanti garantisce un significativo ampliamento della gamma, un aumento della lunghezza dei tubi e un aumento della loro precisione. Alcune soluzioni progettuali sono interessanti; ad esempio, l'uso di un'asta di mulino perforante come mandrino parzialmente sostenuto di un mulino continuo (TPA 27-127, Francia), inserimento fuori macchina del mandrino nel manicotto (TPA 33-194, Giappone).

Le nuove unità sono dotate di moderni mulini di riduzione e calibratura e molto spesso viene utilizzato uno di questi mulini. I tavoli di raffreddamento sono progettati per ricevere i tubi dopo la riduzione senza taglio preliminare.

Valutando l'attuale stato generale dell'automazione dei tubifici, si possono notare le seguenti caratteristiche.

Le operazioni di trasporto associate al movimento dei prodotti laminati e degli strumenti all'interno dell'unità sono completamente automatizzate utilizzando dispositivi di automazione locali tradizionali (per lo più senza contatto). Sulla base di tali dispositivi è stato possibile introdurre unità ad alte prestazioni con processi tecnologici continui e discreti-continui.

Gli attuali processi tecnologici e anche le singole operazioni sui laminatoi per tubi non sono chiaramente sufficientemente automatizzati e in questa parte il loro livello di automazione è notevolmente inferiore a quello raggiunto, ad esempio, nel campo dei laminatoi per lamiere continui. Se l'uso dei computer di controllo (CCM) per i laminatoi per lamiere è diventato praticamente una norma ampiamente riconosciuta, per i laminatoi per tubi gli esempi sono ancora rari in Russia, sebbene all'estero lo sviluppo e l'implementazione di sistemi di controllo automatizzato dei processi e di sistemi di controllo automatizzato sia ormai diventato il punto di riferimento norma. Nel frattempo, in un certo numero di tubifici nel nostro paese ci sono principalmente esempi di implementazione industriale di singoli sottosistemi di controllo automatizzato dei processi tecnologici utilizzando dispositivi specializzati realizzati utilizzando la logica dei semiconduttori ed elementi di tecnologia informatica.

Questa condizione è dovuta principalmente a due circostanze. Da un lato, fino a tempi recenti, i requisiti di qualità e, soprattutto, di stabilità dimensionale dei tubi venivano soddisfatti con mezzi relativamente semplici (in particolare, progettazione razionale delle attrezzature di macinazione). Queste condizioni non hanno stimolato sviluppi più avanzati e, naturalmente, più complessi, ad esempio, utilizzando computer relativamente costosi e non sempre sufficientemente affidabili. D'altra parte, l'uso di speciali non standard mezzi tecnici l'automazione si è rivelata possibile solo per compiti più semplici e meno efficienti e per lo sviluppo e la produzione è stato necessario un investimento significativo di tempo e denaro, che non ha contribuito al progresso nell'area in questione.

Tuttavia, i crescenti requisiti moderni per la produzione di tubi, compresa la qualità dei tubi, non possono essere soddisfatti dalle soluzioni tradizionali. Inoltre, come dimostra la pratica, una parte significativa dello sforzo per soddisfare questi requisiti ricade sull'automazione e attualmente è necessario modificare automaticamente queste modalità durante il processo di laminazione dei tubi.

I moderni progressi nel campo del controllo degli azionamenti elettrici e di vari mezzi tecnici di automazione, principalmente nel campo dei mini-computer e della tecnologia dei microprocessori, consentono di migliorare radicalmente l'automazione di laminatoi e unità di tubi e di superare varie limitazioni produttive ed economiche.

L'uso dei moderni mezzi tecnici di automazione implica un simultaneo aumento dei requisiti per la correttezza dell'impostazione dei problemi e la scelta dei modi per risolverli, e in particolare, per la scelta dei modi più efficaci per influenzare i processi tecnologici. Il problema può essere facilitato da un’analisi delle soluzioni tecniche esistenti più efficaci per l’automazione dei tubifici.

Gli studi sulle unità continue di laminazione di tubi come oggetti di automazione mostrano che esistono riserve significative per aumentare ulteriormente i loro indicatori tecnici ed economici automatizzando il processo tecnologico di laminazione di tubi su queste unità.

Durante la laminazione in un mulino continuo su un lungo mandrino flottante viene indotta anche una differenza di spessore longitudinale alle estremità. Lo spessore delle pareti delle estremità posteriori dei tubi grezzi è 0,2-0,3 mm maggiore del centro. La lunghezza dell'estremità posteriore con parete ispessita è pari a 2-3 spazi intercellulari. L'ispessimento della parete è accompagnato da un aumento del diametro nell'area situata ad uno spazio intermedio dall'estremità posteriore del tubo. A causa delle condizioni transitorie, lo spessore delle pareti delle estremità anteriori è inferiore di 0,05-0,1 mm rispetto al centro e, quando si rotola con tensione, anche le pareti delle estremità anteriori dei tubi si ispessiscono. La differenza longitudinale nello spessore dei tubi grezzi viene preservata durante la successiva riduzione e porta ad un aumento della lunghezza delle estremità posteriori ispessite dei tubi finiti che vengono tagliati.

Durante la laminazione in laminatoi a riduzione, le pareti delle estremità dei tubi diventano più spesse a causa di una diminuzione della tensione rispetto allo stato stazionario, che si verifica solo quando sono riempite 3-4 gabbie. Le estremità dei tubi con una parete ispessita oltre la tolleranza vengono tagliate e i rifiuti metallici associati rappresentano la quota principale del coefficiente di consumo totale dell'unità.

La natura generale della variazione longitudinale dello spessore della parete del tubo dopo una fresatura continua viene quasi completamente trasferita ai tubi finiti. Ciò è confermato dai risultati della laminazione di tubi con dimensioni 109 x 4,07 - 60 mm in cinque modalità di tensione sul mulino di riduzione dell'impianto YuTZ 30-102. Durante l'esperimento, per ciascuna modalità di velocità, sono stati selezionati 10 tubi, le cui sezioni terminali sono state tagliate in 10 pezzi lunghi 250 mm, e tre tubi sono stati tagliati dal centro, situati a una distanza di 10, 20 e 30 m dal fine frontale. Dopo aver misurato lo spessore della parete sul dispositivo, decifrato i diagrammi di differenza della parete e calcolata la media dei dati, sono state costruite le dipendenze grafiche e presentate in Fig. 54.

Pertanto, i componenti rilevati della differenza di spessore totale dei tubi hanno un impatto significativo sugli indicatori di prestazione tecnica ed economica delle unità continue, sono associati alle caratteristiche fisiche dei processi di laminazione nei laminatoi continui e di riduzione e possono essere eliminati o ridotti significativamente solo attraverso speciale sistemi automatici, modificando l'impostazione del mulino durante la laminazione del tubo. La natura naturale di queste componenti dello spessore delle pareti consente l'utilizzo di un principio di controllo software alla base di tali sistemi.

Sono note altre soluzioni tecniche al problema della riduzione degli scarti finali durante la riduzione utilizzando sistemi di controllo automatico per il processo di laminazione di tubi in un mulino di riduzione con azionamenti a gabbie individuali (brevetti tedeschi n. 1602181 e UK 1274698). Modificando la velocità dei rulli durante l'arrotolamento delle estremità anteriore e posteriore dei tubi, si creano ulteriori forze di tensione, che portano ad una diminuzione della differenza di spessore longitudinale delle estremità. Esistono informazioni secondo cui tali sistemi software di correzione della velocità per gli azionamenti principali del mulino di riduzione funzionano su sette unità di laminazione di tubi straniere, tra cui due unità con laminatoi continui a Mülheim (Germania). Le unità sono state fornite da Mannesmann (Germania).

La seconda unità fu lanciata nel 1972 e comprende un mulino a riduzione a 28 gabbie con azionamenti individuali, dotato di un sistema di correzione della velocità. Le variazioni di velocità durante il passaggio delle estremità dei tubi vengono effettuate nelle prime dieci gabbie per gradini, come additivi al valore della velocità operativa. La variazione massima di velocità avviene nello stand n. 1, la minima nello stand n. 10. I fotorelè vengono utilizzati come sensori di posizione per le estremità del tubo nel mulino, dando comandi per modificare la velocità. Secondo lo schema di correzione della velocità adottato, i singoli azionamenti delle prime dieci gabbie vengono alimentati tramite un circuito reversibile in antiparallelo, mentre le gabbie successive vengono alimentate tramite un circuito non reversibile. Si noti che la regolazione della velocità degli azionamenti del mulino di riduzione consente di aumentare la resa dell'unità del 2,5% con un programma di produzione misto. Con l'aumentare del grado di riduzione del diametro, questo effetto aumenta.

Esistono informazioni simili sull'equipaggiamento di un mulino di riduzione a ventotto gabbie in Spagna con un sistema di correzione della velocità. I cambi di velocità vengono effettuati nelle prime 12 tribune. A questo proposito vengono forniti anche vari schemi di alimentazione dell'azionamento.

Va notato che dotare i mulini di riduzione facenti parte di unità continue di laminazione di tubi con un sistema di correzione della velocità non risolve completamente il problema della riduzione degli scarti finali durante la riduzione. L'efficienza di tali sistemi dovrebbe diminuire al diminuire del grado di riduzione del diametro.

I sistemi di controllo di processo programmabili sono i più facili da implementare e forniscono un grande effetto economico. Tuttavia, con il loro aiuto, è possibile aumentare la precisione delle dimensioni del tubo solo riducendo uno dei suoi tre componenti: la differenza della parete longitudinale. Come mostrano gli studi, la quota principale nella diffusione complessiva degli spessori delle pareti dei tubi finiti (circa il 50%) ricade sullo spessore della parete trasversale. Le fluttuazioni degli spessori medi delle pareti dei tubi nei lotti rappresentano circa il 20% della diffusione totale.

Allo stato attuale, la riduzione della differenza di spessore trasversale è possibile solo migliorando il processo tecnologico di laminazione dei tubi sui laminatoi che fanno parte dell'unità. Non sono noti esempi di utilizzo di sistemi automatici per questi scopi.

La stabilizzazione degli spessori medi delle pareti dei tubi in lotti è possibile sia attraverso il miglioramento della tecnologia di laminazione, della progettazione del supporto e dell'azionamento elettrico, sia attraverso sistemi di controllo automatico del processo. Ridurre la distribuzione degli spessori delle pareti dei tubi in un lotto può aumentare significativamente la produttività delle unità e ridurre il consumo di metallo dovuto alla laminazione entro tolleranze inferiori.

A differenza dei sistemi software, i sistemi progettati per stabilizzare gli spessori medi delle pareti dei tubi devono includere sensori per il monitoraggio delle dimensioni geometriche dei tubi.

Sono note proposte tecniche per dotare i mulini di riduzione di sistemi per la stabilizzazione automatica dello spessore delle pareti dei tubi. La struttura dei sistemi non dipende dal tipo di unità che contiene il mulino di riduzione.

Un insieme di sistemi di controllo per il processo di laminazione di tubi in laminatoi continui e a riduzione, progettati per ridurre gli scarti finali durante la riduzione e aumentare la precisione dei tubi riducendo la variazione longitudinale dello spessore e la diffusione degli spessori medi delle pareti, costituisce il controllo automatizzato del processo sistema dell'unità.

L'uso dei computer per il controllo della produzione e l'automazione del processo tecnologico di laminazione dei tubi è stato implementato per la prima volta su un'unità di laminazione continua dei tubi 26-114 a Mülheim.

L'unità è progettata per la laminazione di tubi con un diametro di 26-114 mm e uno spessore di parete di 2,6-12,5 mm. L'unità comprende un forno ad anello, due mulini a perforazione, un mulino continuo a 9 gabbie e un mulino di riduzione a 24 gabbie con azionamento individuale da motori da 200 kW.

La seconda unità con mulino continuo a Mülheim, lanciata nel 1972, è dotata di un computer più potente, al quale sono assegnate funzioni più ampie. L'unità è progettata per la laminazione di tubi con un diametro fino a 139 mm, uno spessore di parete fino a 20 mm ed è composta da un mulino perforatore, un mulino continuo a otto gabbie e un mulino di riduzione a ventotto gabbie con azionamento individuale .

Un'unità di laminazione continua di tubi nel Regno Unito, lanciata nel 1969, è inoltre dotata di un computer, utilizzato per pianificare il carico dell'unità e, come sistema informativo, monitora continuamente i parametri di laminazione e degli utensili. Il controllo di qualità dei tubi e delle billette, nonché l'accuratezza delle impostazioni del mulino, viene effettuato in tutte le fasi del processo tecnologico. Le informazioni provenienti da ogni stabilimento vengono inviate a un computer per l'elaborazione e quindi inviate agli stabilimenti per la gestione operativa.

In una parola, molti paesi stanno cercando di risolvere il problema dell'automazione dei processi di laminazione, incl. e il nostro. Per sviluppare un modello matematico per il controllo dei mulini continui, è necessario conoscere l'influenza dei parametri tecnologici specificati sulla precisione dei tubi finiti, per questo è necessario considerare le caratteristiche della laminazione continua.

Una caratteristica della riduzione dei tubi con tensione è una migliore qualità del prodotto come risultato della formazione di una minore differenza di sezione trasversale delle pareti, in contrasto con la laminazione senza tensione, nonché la possibilità di produrre tubi di piccolo diametro. Tuttavia, durante la laminazione dei pezzi, si osserva una maggiore differenza longitudinale nello spessore delle pareti alle estremità dei tubi. Le estremità ispessite durante la riduzione della tensione si formano perché le estremità anteriore e posteriore del tubo non sono completamente esposte alla tensione durante il passaggio attraverso il mulino.

La tensione è caratterizzata dall'entità della sollecitazione di trazione nel tubo (x). Maggior parte descrizione completaè il coefficiente di tensione plastica, che rappresenta il rapporto tra lo sforzo di trazione longitudinale del tubo e la resistenza alla deformazione del metallo nella gabbia.

Tipicamente, il mulino di riduzione viene regolato in modo tale che il coefficiente di tensione plastica nelle gabbie centrali sia distribuito uniformemente. Nella prima e nell'ultima tribuna la tensione aumenta e diminuisce.

Per intensificare il processo di riduzione ed ottenere tubi a parete sottile, è importante conoscere la tensione massima che si può creare nel mulino di riduzione. Il valore massimo del coefficiente di tensione plastica nel mulino (z max) è limitato da due fattori: la capacità di trazione dei rulli e le condizioni di rottura del tubo nel mulino. Come risultato della ricerca, è stato stabilito che quando la compressione totale del tubo nel laminatoio è fino al 50-55%, il valore zmax è limitato dalla capacità di trazione dei rulli.

L'officina T-3, insieme all'EF VNIPI Tyazhpromelektroproekt e all'impresa ASK, ha creato le basi del sistema di controllo automatizzato del processo sull'unità TPA-80. Attualmente funzionano i seguenti componenti di questo sistema: UZN-N, UZN-R, linea di comunicazione ETHERNET, tutte le postazioni di lavoro.

3.2 Calcolo della tavola mobile

Il principio di base della costruzione di un processo tecnologico negli impianti moderni è quello di produrre tubi di un diametro costante su un mulino continuo, che consente l'uso di un pezzo e di un manicotto anch'essi di diametro costante. L'ottenimento di tubi del diametro richiesto è assicurato dalla riduzione. Questo sistema di funzionamento facilita e semplifica notevolmente l'installazione dei mulini, riduce il numero di utensili e, soprattutto, consente di mantenere un'elevata produttività dell'intera unità anche quando si laminano tubi di diametro minimo (dopo la riduzione).

Calcoliamo la tabella mobile rispetto all'avanzamento mobile secondo il metodo descritto in. Il diametro esterno del tubo dopo la riduzione è determinato dalle dimensioni dell'ultima coppia di rulli.

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

dove D p è il diametro del tubo finito dopo il mulino di riduzione.

Lo spessore della parete dopo i mulini continui e a riduzione dovrebbe essere uguale allo spessore della parete del tubo finito, vale a dire S n = Sp = S o = 3,2 mm.

Poiché da un mulino continuo esce un tubo dello stesso diametro, prendiamo D n = 94 mm. Nei mulini continui la calibrazione dei rulli garantisce che nelle ultime coppie di rulli il diametro interno del tubo sia 1-2 mm maggiore del diametro del mandrino, per cui il diametro del mandrino sarà pari a:

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

Consideriamo il diametro dei mandrini pari a 85 mm.

Il diametro interno del manicotto deve garantire il libero inserimento del mandrino ed è considerato 5-10 mm più grande del diametro del mandrino

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

Prendiamo il muro del rivestimento:

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

Il diametro esterno dei rivestimenti è determinato in base alla dimensione del diametro interno e allo spessore della parete:

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

Il diametro del pezzo utilizzato è D z = 120 mm.

Il diametro del mandrino del mulino per perforazione viene selezionato tenendo conto della quantità di laminazione, ad es. sollevamento del diametro interno della camicia, compreso tra il 3% e il 7% del diametro interno:

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

I coefficienti di trafilatura per i mulini a perforazione, continui e a riduzione sono determinati dalle formule:

,

Il fattore di allungamento complessivo è:

In modo simile è stata calcolata la tavola rotante per tubi con dimensioni di 48,3 × 4,0 mm e 60,3 × 5,0 mm.

Il tavolo rotante è presentato nella tabella. 3.1.

Tabella 3.1 - Tavola mobile TPA-80

3.3 Calcolo della taratura dei rulli di riduzione

La calibrazione del rotolo è importante parte integrale calcolo della modalità operativa del mulino. Determina in gran parte la qualità dei tubi, la durata dell'utensile, la distribuzione del carico sui supporti di lavoro e la guida.

Il calcolo della calibrazione del rullo include:

a) distribuzione delle deformazioni parziali nelle gabbie del mulino e calcolo dei diametri medi dei calibri;

b) determinazione delle dimensioni dei calibri dei rulli.

3.3.1 Distribuzione delle deformazioni parziali

A seconda della natura dei cambiamenti nelle particolari deformazioni, le gabbie del mulino di riduzione possono essere divise in tre gruppi: la gabbia di testa all'inizio del mulino, in cui la riduzione aumenta intensamente man mano che la laminazione procede; un gruppo di sagome (all'estremità del mulino), in cui le deformazioni sono ridotte al minimo, e un gruppo di gabbie tra di loro (al centro), in cui le deformazioni parziali sono massime o prossime ad esse.

Quando si laminano tubi sotto tensione, i valori delle deformazioni parziali vengono presi in base alla condizione di stabilità del profilo del tubo ad un valore di tensione plastica che garantisce la produzione di un tubo di una determinata dimensione.

Il coefficiente di tensione plastica totale può essere determinato dalla formula:

,

dove sono le deformazioni assiali e tangenziali prese in forma logaritmica; Valore T determinato nel caso di un calibro a tre rulli utilizzando la formula

T= ,

dove (S/D) cp è il rapporto medio tra spessore della parete e diametro durante il periodo di deformazione del tubo nel laminatoio; coefficiente k che tiene conto della variazione del grado di spessore del tubo.

,

,

dove m è il valore della deformazione totale del tubo lungo il suo diametro.

.

,

.

Il valore della riduzione parziale critica a tale coefficiente di tensione plastica, secondo , può raggiungere il 6% nel secondo supporto, il 7,5% nel terzo supporto e il 10% nel quarto supporto. Nella prima posizione, si consiglia di assumere entro il 2,5–3%. Tuttavia, per garantire una presa stabile, la quantità di compressione viene solitamente ridotta.

Anche nelle gabbie di prefinitura e finitura dello stabilimento la riduzione è ridotta, ma per ridurre il carico sui rulli e aumentare la precisione dei tubi finiti. Nell'ultima gabbia del gruppo calibratore la compressione viene presa pari a zero, la penultima è fino a 0,2 dalla compressione nell'ultima gabbia del gruppo centrale.

IN gruppo centrale stand pratica distribuzione uniforme e disomogenea delle deformazioni parziali. Con una distribuzione uniforme della compressione in tutti i popolamenti di questo gruppo, si presume che siano costanti. La distribuzione non uniforme delle deformazioni parziali può avere diverse opzioni e può essere caratterizzata dai seguenti modelli:

la compressione nel gruppo centrale viene proporzionalmente ridotta dalla prima all'ultima modalità di caduta;

nelle prime tribune del gruppo centrale le deformazioni parziali sono ridotte, mentre le restanti sono lasciate costanti;

la compressione nel gruppo centrale viene prima aumentata e poi diminuita;

nelle prime tribune del gruppo centrale le deformazioni parziali sono lasciate costanti, nel resto sono ridotte.

Con la diminuzione delle condizioni di deformazione nel gruppo centrale delle gabbie, le differenze nella potenza di laminazione e nel carico sulla trasmissione, causate da un aumento della resistenza alla deformazione del metallo durante la laminazione, diminuiscono a causa della diminuzione della sua temperatura e dell'aumento della il tasso di deformazione. Si ritiene che riducendo la riduzione alla fine del mulino si migliori anche la qualità della superficie esterna dei tubi e si riduca la differenza di spessore trasversale.

Nel calcolare la calibrazione del rullo, assumiamo una distribuzione uniforme della compressione.

I valori delle deformazioni particolari per le gabbie del mulino sono mostrati in Fig. 3.1.

Distribuzione della compressione

Sulla base dei valori accettati delle deformazioni parziali, i diametri medi dei calibri possono essere calcolati utilizzando la formula

.

Per la prima gabbia (i=1) d i -1 =D 0 =94 mm, quindi

mm.

I diametri medi dei calibri calcolati utilizzando questa formula sono riportati nell'Appendice 1.

3.3.2 Determinazione delle dimensioni del calibro del rullo

La forma delle scanalature dei laminatoi a tre rulli è mostrata in Fig. 3.2.

Un calibro ovale si ottiene delineandolo con un raggio r con il centro spostato rispetto all'asse di rotolamento di un valore di eccentricità e.

Forma del calibro

I valori dei raggi e dell'eccentricità dei calibri sono determinati dalla larghezza e dall'altezza dei calibri utilizzando le formule:

Per determinare le dimensioni di un calibro è necessario conoscere i valori dei suoi semiassi aeb e, per determinarli, il valore dell'ovalità del calibro

Per determinare l'ovalità di un calibro si può utilizzare la formula:

L'esponente di potenza q caratterizza il possibile allargamento del calibro. Quando si riduce in supporti a tre rulli, viene preso q=1,2.

I valori dei semiassi del calibro sono determinati dalle dipendenze:

dove f è il fattore di correzione, che può essere calcolato utilizzando la formula approssimata

Calcoliamo le dimensioni del calibro utilizzando le formule sopra riportate per il primo supporto.

Per i restanti stand il calcolo viene effettuato in modo simile.

Attualmente, la tornitura dei calibri dei rulli viene eseguita dopo aver installato i rulli nella gabbia di lavoro. L'alesatura viene eseguita su macchine speciali con fresa tonda. Il modello di foratura è mostrato in Fig. 3.3.

Riso. 3.3 - Schema di alesatura del calibro

Per ottenere un calibro con determinati valori di a e b, è necessario determinare il diametro della fresa D f e il suo spostamento rispetto al piano degli assi del rullo (parametro X). D f e X sono determinati dalle seguenti formule matematicamente precise:

Per i mulini a tre rulli, l'angolo a è 60°. Di è il diametro ideale del rullo, Di = 330 mm.

I valori calcolati utilizzando le formule sopra riportate sono riepilogati nella tabella. 3.2.

Tabella 3.2 - Calibrazione del rullo

3.4 Calcolo della velocità

Il calcolo della modalità di velocità del funzionamento del mulino consiste nel determinare i numeri di rotazione dei rulli e le velocità del motore in base ad essi.

Quando si laminano tubi sotto tensione, l'entità della tensione plastica ha una grande influenza sulla variazione dello spessore della parete. A questo proposito, prima di tutto, è necessario determinare il coefficiente di tensione plastica totale sul mulino - z totale, che garantirebbe la produzione del muro richiesto. Il calcolo dello ztot è riportato al paragrafo 3.3.

,

dov'è il coefficiente che tiene conto dell'influenza delle zone di deformazione senza contatto:

;

l i – lunghezza dell’arco di presa:

;

– angolo di presa:

;

f – coefficiente di attrito, prendi f=0,5; a è il numero di rotoli nel supporto, a=3.

Nella prima lavorazione stare z z1 =0. Nelle posizioni successive, puoi prendere z p i -1 = z z i.

,

;

;

.

Sostituendo i dati della prima posizione nelle formule sopra otteniamo:

mm;

;

;

;

; ;

mm.

Avendo effettuato calcoli analoghi per il secondo cavalletto, abbiamo ottenuto i seguenti risultati: z p2 = 0,42, S 2 = 3,251 mm, z p 3 = 0,426, S 3 = 3,252 mm, z p 4 = 0,446, S 4 = 3,258 mm. A questo punto smettiamo di calcolare z p i utilizzando il metodo sopra, perché la condizione z p2 >z totale è soddisfatta.

Dalla condizione di completo scorrimento si determina la massima tensione possibile z z nell'ultimo supporto deformabile, cioè zz21. In questo caso assumiamo che z p21 =0.

.

mm;

;

;

Lo spessore del muro davanti alla tribuna 21, ovvero S 20 può essere determinato dalla formula:

.

;

; ;

mm.

Avendo effettuato calcoli analoghi per il 20° cavalletto, abbiamo ottenuto i seguenti risultati: z z20 = 0,357, S 19 = 3,178 mm, zz z 19 = 0,396, S 18 = 3,168 mm, zz 18 = 0,416, S 17 = 3,151 mm, zz 17 = 0,441, S 16 = 3,151 mm. A questo punto smettiamo di calcolare z p i, perché la condizione z z14 >z totale è soddisfatta.

I valori calcolati dello spessore delle pareti per le gabbie del mulino sono riportati nella tabella. 2.20.

Per determinare i numeri di rotazione dei rulli è necessario conoscere i diametri di laminazione dei rulli. Per determinare i diametri di laminazione si possono utilizzare le formule riportate in:

, (2)

dove D in i è il diametro del rotolo in alto;

.

Se , allora il diametro di laminazione dei rulli deve essere calcolato utilizzando l'equazione (1); se questa condizione non è soddisfatta, allora deve essere utilizzata la (2).

Il valore caratterizza la posizione della linea neutra nel caso in cui venga assunta parallela (in pianta) all'asse di laminazione. Dalla condizione di equilibrio delle forze nella zona di deformazione per una tale disposizione delle zone di scorrimento

,

Impostata la velocità di laminazione in ingresso Vin = 1,0 m/s, abbiamo calcolato il numero di giri dei rulli della prima gabbia

giri/min

Le rivoluzioni nelle restanti tribune sono state trovate utilizzando la formula:

.

I risultati del calcolo del limite di velocità sono riportati nella Tabella 3.3.

Tabella 3.3 - Risultati del calcolo del limite di velocità

Secondo la tabella 3.3. è stato costruito un grafico delle variazioni della velocità di rotazione del rullo (Fig. 3.4.).

Velocità del rotolo

3.5 Parametri della potenza di rotolamento

Una caratteristica distintiva del processo di riduzione rispetto ad altri tipi di laminazione longitudinale è la presenza di tensioni intergabbie significative. La presenza di tensione ha un impatto significativo sui parametri di potenza del rotolamento: pressione del metallo sui rulli e momenti di rotolamento.

La forza del metallo sul rotolo P è la somma geometrica delle componenti verticale P in e orizzontale P g:

La componente verticale della forza del metallo sui rulli è determinata dalla formula:

,

dove p è la pressione specifica media del metallo sul rullo; l è la lunghezza della zona di deformazione; d – diametro del calibro; a è il numero di rotoli nel supporto.

La componente orizzontale P g è pari alla differenza tra le forze delle tensioni anteriore e posteriore:

dove z p, z z – coefficienti di tensione plastica anteriore e posteriore; F p, F z – area della sezione trasversale delle estremità anteriore e posteriore del tubo; s S – resistenza alla deformazione.

Per determinare le pressioni specifiche medie si consiglia di utilizzare la formula V.P. Anisiforova:

.

La coppia di rotolamento (totale per supporto) è determinata dalla formula:

.

La resistenza alla deformazione è determinata dalla formula:

,

dove T – temperatura di laminazione, °C; Í – intensità delle velocità di deformazione a taglio, 1/s; e – compressione relativa; K 1 , K 2 , K 3 , K 4 , K 5 – coefficienti empirici, per l'acciaio 10: K 1 =0,885, K 2 =7,79, K 3 =0,134, K 4 =0,164, K 5 =(–2 ,8 ).

L'intensità delle velocità di deformazione è determinata dalla formula

dove L è il grado di deformazione a taglio:

t – tempo di deformazione:

La velocità angolare del rotolo si trova dalla formula:

,

La potenza si trova con la formula:

Nella tabella 3.4. Vengono presentati i risultati del calcolo dei parametri della forza di laminazione utilizzando le formule di cui sopra.

Tabella 3.4 - Parametri della potenza di rotolamento

Secondo la tabella. 3.4, sono tracciati grafici delle variazioni dei parametri di potenza di laminazione lungo le gabbie del mulino (Fig. 3.5., 3.6., 3.7.).

Variazione della pressione specifica media

Modifica della forza del metallo sul rullo

Cambiare il momento di rotolamento

3.6 Studio dell'influenza delle modalità transitorie di riduzione della velocità sul valore della differenza longitudinale nello spessore delle pareti delle sezioni terminali dei tubi finiti

3.6.1 Descrizione dell'algoritmo di calcolo

Lo studio è stato condotto per ottenere dati sull'influenza delle modalità transitorie di riduzione della velocità sul valore della differenza longitudinale nelle sezioni terminali dei tubi finiti.

Determinazione del coefficiente di tensione tra le gabbie basato su rotazioni note dei rulli, ad es. dipendenza Zn i =f(n i /n i -1) è stata effettuata utilizzando il metodo di risoluzione del cosiddetto problema inverso proposto da G.I. Gulyaev, per ottenere la dipendenza dello spessore della parete dalle rotazioni del rullo.

L'essenza della tecnica è la seguente.

Il processo costante di riduzione del tubo può essere descritto da un sistema di equazioni che riflettono il rispetto della legge di costanza dei secondi volumi e dell'equilibrio delle forze nella zona di deformazione:

(3.1.)

A sua volta, come è noto,

Dcat i =j(Zз i, Zп i, À i),

m i =y(Zз i, Zп i, B i),

dove A i e B i sono valori indipendenti dalla tensione, n i è il numero di giri nella i-esima gabbia,  i è il coefficiente di imbutitura nella i-esima gabbia, Dcat i è il diametro di laminazione del rotolo in l'i-esimo supporto, Zп i , Zз i - coefficienti di tensione plastica anteriore e posteriore.

Considerando che Zз i = Zп i -1 il sistema di equazioni (3.1.) si può scrivere in vista generale nel seguente modo:

(3.2.)

Risolviamo il sistema di equazioni (3.2.) rispetto ai coefficienti di tensione plastica anteriore e posteriore mediante il metodo delle approssimazioni successive.

Prendendo Zп1=0, impostiamo il valore di Zп1 e dalla prima equazione del sistema (3.2.) determiniamo Zп 2 usando il metodo dell'iterazione, poi dalla seconda equazione - Zп 3, ecc. Dato il valore di Zп 1, possiamo trovare una soluzione in cui Zп n = 0 .

Conoscendo i coefficienti di tensione plastica anteriore e posteriore, determiniamo lo spessore della parete dopo ogni supporto utilizzando la formula:

(3.3.)

dove A è il coefficiente determinato dalla formula:

;

;

z i – coefficiente medio (equivalente) della tensione plastica

.

3.6.2 Risultati dello studio

Utilizzando i risultati dei calcoli della calibrazione dell'utensile (punto 3.3.) e della regolazione della velocità della fresa (velocità di rotazione del rullo) durante un processo di riduzione costante (punto 3.4.) nell'ambiente software MathCAD 2001 Professional, abbiamo risolto il sistema (3.2.) ed espressione (3.3.) con per determinare i cambiamenti nello spessore della parete.

La lunghezza delle estremità ispessite può essere ridotta aumentando il coefficiente di tensione plastica modificando la velocità di rotazione dei rulli durante l'arrotolamento delle sezioni terminali del tubo.

Attualmente, presso il mulino di riduzione TPA-80 è stato creato un sistema di controllo della velocità per la laminazione continua senza mandrino. Questo sistema consente di regolare dinamicamente la velocità dei rulli delle gabbie PRS durante la laminazione delle sezioni terminali dei tubi secondo una determinata dipendenza lineare. Questa regolazione delle rotazioni dei rulli durante l'arrotolamento delle sezioni terminali dei tubi è chiamata “cuneo di velocità”. Le rotazioni dei rulli durante la laminazione delle sezioni terminali del tubo vengono calcolate utilizzando la formula:

, (3.4.)

dove n i è la velocità di rotazione dei rulli della i-esima gabbia a regime, K i è il coefficiente di riduzione della velocità di rotazione dei rulli in %, i è il numero delle gabbie.

La dipendenza del coefficiente di riduzione della rotazione dei rulli in un dato stand dal numero dello stand è lineare

K i = (Fig. 3.8.).

Dipendenza del coefficiente di riduzione delle rotazioni dei rulli in uno stand dal numero dello stand.

I dati iniziali per l’utilizzo di questa modalità di controllo sono:

Il numero di gabbie in cui cambia l'impostazione della velocità è limitato dalla lunghezza delle estremità ispessite (3...6);

L'entità della riduzione della velocità di rotazione dei cilindri nella prima gabbia è limitata dalla possibilità di azionamento elettrico (0,5...15%).

In questo lavoro, per studiare l'influenza della regolazione della velocità del PRS sulla differenza di spessore longitudinale terminale, si è ipotizzato che la variazione della regolazione della velocità durante la riduzione delle estremità anteriore e posteriore dei tubi venga effettuata nelle prime 6 gabbie . Lo studio è stato effettuato modificando la velocità di rotazione dei rulli nelle prime gabbie del mulino in relazione al processo di laminazione costante (variando l'angolo di inclinazione della retta in Fig. 3.8).

Come risultato della modellazione dei processi di riempimento dei supporti PRS e del tubo in uscita dal laminatoio, le dipendenze dello spessore delle pareti delle estremità anteriore e posteriore dei tubi dall'entità della variazione della velocità di rotazione dei rulli nel sono state ottenute le prime gabbie del mulino, presentate in Fig. 3.9. e Fig.3.10. per tubi da 33,7x3,2 mm. Il valore ottimale del “cuneo di velocità” dal punto di vista della minimizzazione della lunghezza del rivestimento finale e della “caduta” dello spessore della parete nel campo di tolleranza della norma DIN 1629 (tolleranza dello spessore della parete ±12,5%) è K 1 = 10-12%.

Nella fig. 3.11. e riso 3.12. Vengono mostrate le dipendenze delle lunghezze delle estremità ispessite anteriore e posteriore dei tubi finiti utilizzando un “cuneo di velocità” (K 1 = 10%), ottenute come risultato della modellazione dei processi transitori. Dalle dipendenze fornite possiamo trarre la seguente conclusione: l'uso del "cuneo di velocità" dà un effetto notevole solo quando si laminano tubi con un diametro inferiore a 60 mm con uno spessore della parete inferiore a 5 mm e con un diametro maggiore e lo spessore della parete del tubo, non si verifica l'assottigliamento della parete necessario per soddisfare i requisiti della norma.

Nella fig. 3.13., 3.14., 3.15., le dipendenze delle lunghezze dell'estremità anteriore ispessita dal diametro esterno dei tubi finiti sono date per spessori di parete pari a 3,5, 4,0, 5,0 mm, a diversi valori della “velocità cuneo” (è stato adottato il coefficiente di riduzione della velocità dei rulli K 1 pari al 5%, 10%, 15%).

Dipendenza dello spessore della parete dell'estremità anteriore del tubo dalle dimensioni

“cuneo di velocità” per dimensioni standard 33,7x3,2 mm

Dipendenza dello spessore della parete dell'estremità posteriore del tubo dal valore del “cuneo di velocità” per dimensioni standard 33,7x3,2 mm

Dipendenza della lunghezza dell'estremità anteriore ispessita del tubo da D e S (a K 1 =10%)

Dipendenza della lunghezza dell'estremità posteriore ispessita del tubo da D e S (a K 1 =10%)

Dipendenza della lunghezza dell'estremità anteriore ispessita del tubo dal diametro del tubo finito (S=3,5 mm) a diversi valori del “cuneo di velocità”.

Dipendenza della lunghezza dell'estremità anteriore ispessita del tubo dal diametro del tubo finito (S=4,0 mm) a diversi valori del “cuneo di velocità”

Dipendenza della lunghezza dell'estremità anteriore ispessita del tubo dal diametro del tubo finito (S=5,0 mm) a diversi valori del “cuneo di velocità”.

Dai grafici sopra riportati si può vedere che l'effetto maggiore in termini di riduzione della differenza di spessore finale dei tubi finiti è fornito dal controllo dinamico della velocità di rotazione dei rulli RRS entro i limiti di K 1 = 10...15%. Una variazione non sufficientemente intensa del “cuneo di velocità” (K 1 =5%) non consente di assottigliare lo spessore delle pareti delle sezioni terminali del tubo.

Inoltre, quando si laminano tubi con spessore della parete superiore a 5 mm, la tensione derivante dall'azione del “cuneo di velocità” non è in grado di assottigliare la parete a causa dell'insufficiente capacità di trazione dei rulli. Quando si laminano tubi con un diametro superiore a 60 mm, il coefficiente di allungamento nel mulino di riduzione è piccolo, quindi praticamente non si verifica un ispessimento delle estremità, quindi l'uso di un “cuneo di velocità” non è pratico.

L'analisi dei grafici sopra ha mostrato che l'uso di un "cuneo di velocità" sul mulino di riduzione TPA-80 di JSC KreTrubZavod consente di ridurre la lunghezza dell'estremità ispessita anteriore del 30% e dell'estremità ispessita posteriore del 25%.

Come mostrato dai calcoli di Mochalov D.A. Per un uso più efficiente dello “speed wedge” per ridurre ulteriormente l'estremità, è necessario garantire che le prime gabbie operino in modalità frenante con un utilizzo quasi completo della capacità di potenza dei rulli utilizzando una dipendenza non lineare più complessa di il coefficiente di riduzione della rotazione dei rulli in un dato stand sul numero dello stand. È necessario creare una metodologia scientificamente fondata per determinare la funzione ottimale K i =f(i).

Lo sviluppo di un tale algoritmo per il controllo ottimale della RRS può servire come obiettivo per l'ulteriore sviluppo dell'UZS-R in un vero e proprio sistema di controllo di processo automatizzato TPA-80. Come dimostra l'esperienza nell'utilizzo di tali sistemi automatizzati di controllo del processo, la regolazione del numero di rotazioni dei rulli durante la laminazione delle sezioni terminali dei tubi, secondo la società Mannesmann (pacchetto applicativo CARTA), consente di ridurre la quantità di taglio finale dei tubi tubi di oltre il 50%, grazie al sistema di controllo automatico per il processo di riduzione dei tubi, che comprende Comprende sia un sottosistema di controllo del mulino che un sottosistema di misurazione, nonché un sottosistema per il calcolo della modalità di riduzione ottimale e il controllo del processo in tempo reale .

4. GIUSTIFICAZIONE TECNICA ED ECONOMICA DEL PROGETTO

4.1 Essenza dell'evento previsto

Questo progetto propone l'introduzione di una modalità di velocità di laminazione ottimale su un laminatoio per la riduzione dello stiro. Grazie a questa misura, si prevede di ridurre il coefficiente di consumo del metallo e, a causa della riduzione della lunghezza delle estremità ispessite tagliate dei tubi finiti, si prevede un aumento dei volumi di produzione in media di 80 tonnellate al mese.

L'investimento di capitale necessario per realizzare questo progetto è di 0 rubli.

Il progetto può essere finanziato tramite la voce “riparazioni correnti” e preventivo di spesa. Il progetto può essere completato entro un giorno.

4.2 Calcolo dei costi dei prodotti

Calcolo dei costi per 1t. i prodotti secondo gli standard esistenti per il taglio delle estremità ispessite dei tubi sono riportati nella tabella. 4.1.

Il calcolo per il progetto è riportato nella tabella. 4.2. Poiché il risultato dell'attuazione del progetto non è un aumento della produzione del prodotto, i valori di conversione del consumo nel calcolo del progetto non vengono ricalcolati. Il vantaggio del progetto risiede nella riduzione dei costi riducendo gli scarti di rifinitura. L'assetto è ridotto a causa della diminuzione del coefficiente di consumo del metallo.

4.3 Calcolo degli indicatori di progettazione

Il calcolo degli indicatori del progetto si basa sul calcolo dei costi riportato nella tabella. 4.2.

Risparmio sui costi all'anno:

Es=(C 0 -C p)*V pr =(12200.509-12091.127)*110123.01=12045475.08r.

Utile secondo il rapporto:

Pr 0 =(Р-С 0)*V da =(19600-12200.509)* 109123.01=807454730.39r.

Profitto del progetto:

Pr p =(R-S p)*V pr =(19600-12091.127)* 110123.01=826899696.5r.

L’aumento del profitto sarà:

Pr=Pr p -Pr 0 =826899696.5-807454730.39=19444966.11r.

La redditività del prodotto è stata:

Redditività del prodotto per il progetto:

Il flusso di cassa per la relazione e per il progetto è presentato nella Tabella 4.3. e 4.4., rispettivamente.

Tabella 4.1 - Calcolo del costo di 1 tonnellata di acciaio laminato nell'officina T-3 di KreTrubZavod OJSC

Tabella 4.2 - Calcolo di progetto del costo di 1 tonnellata di acciaio laminato

Il miglioramento del processo tecnologico influenzerà gli indicatori tecnici ed economici delle attività dell'impresa come segue: la redditività della produzione aumenterà dell'1,45%, il risparmio derivante dalla riduzione dei costi ammonterà a 12 milioni di rubli. all'anno, il che porterà ad un aumento dei profitti.

Tabella 4.3 - Il flusso di cassa secondo il report

Tabella 4.4 - Flusso di cassa del progetto

Il profilo finanziario del progetto è presentato in Fig. 4.1. Secondo i grafici riportati in Fig. 4.1. il VAN cumulativo del progetto supera la cifra pianificata, che indica la redditività incondizionata del progetto. Il VAN cumulativo calcolato per il progetto implementato è un valore positivo a partire dal primo anno, poiché il progetto non ha richiesto investimenti di capitale.

Profilo finanziario del progetto

Il punto di pareggio viene calcolato utilizzando la formula:

Il punto di pareggio caratterizza il volume minimo di produzione al quale finiscono le perdite e appare il primo profitto.

Nella tabella 4.5. dati presentati per il calcolo dei costi variabili e fissi.

Secondo i dati del rapporto, la somma dei costi variabili per unità di produzione è 3 per = 11212,8 rubli, la somma dei costi fissi per unità di produzione è 3 post = 987,7 rubli. L'importo dei costi fissi per l'intero volume di produzione secondo il rapporto è di 107780796,98 rubli.

Secondo i dati di progettazione, la somma dei costi variabili Z per = 11.103,5 rubli, la somma dei costi fissi Z post = 987,7 rubli. L'importo dei costi fissi per l'intero volume di produzione secondo il rapporto è di 108.768.496,98 rubli.

Tabella 4.5 - Quota dei costi fissi nella struttura dei costi pianificati e di progetto

Secondo i dati di reporting, il punto di pareggio è:

TBC da T.

Per il progetto, il punto di pareggio è:

TBC pro T.

Nella tabella 4.6. è stato effettuato il calcolo dei ricavi e di tutti i tipi di costi per la produzione dei prodotti venduti necessari per determinare il punto di pareggio. I grafici per il calcolo del punto di pareggio per il report e per il progetto sono presentati in Fig. 4.2. e Fig.4.3. rispettivamente.

Tabella 4.6 - Dati per il calcolo del break even point

Calcolo del punto di pareggio secondo il rapporto

Calcolo del punto di pareggio del progetto

Gli indicatori tecnici ed economici del progetto sono presentati nella tabella. 4.7.

Di conseguenza, possiamo concludere che la misura proposta nel progetto ridurrà il costo per unità di produzione dell'1,45% riducendo i costi variabili, il che contribuirà ad aumentare i profitti di 19,5 milioni di rubli. con un volume di produzione annuale di 110.123,01 tonnellate. Il risultato dell'attuazione del progetto è un aumento del valore attuale netto cumulativo rispetto al valore pianificato durante il periodo in esame. Positiva anche la riduzione della soglia di pareggio da 12,85mila tonnellate a 12,8mila tonnellate.

Tabella 4.7 - Indicatori tecnici ed economici del progetto

CONCLUSIONE

In questo progetto di tesi è stata sviluppata una tecnologia per la produzione di tubi per scopi generali secondo la norma DIN 1629. Il lavoro esamina la possibilità di ridurre la lunghezza delle estremità ispessite formate durante la laminazione su un mulino di riduzione modificando le impostazioni di velocità del mulino durante la laminazione delle sezioni terminali del tubo utilizzando le funzionalità del sistema UZS-R. Come hanno dimostrato i calcoli, la riduzione della lunghezza delle estremità ispessite può raggiungere il 50%.

Calcoli economici hanno dimostrato che l'uso delle modalità di rotazione proposte ridurrà il costo per unità di produzione dell'1,45%. Ciò, pur mantenendo i volumi di produzione esistenti, consentirà di aumentare i profitti di 20 milioni di rubli nel primo anno.

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